杜傳知，邱廷琦，駱明成，夏玉龍

(成都市新筑路橋機(jī)械股份有限公司，成都 611430)

目前，我國交通基礎(chǔ)建設(shè)對既有橋梁的減隔震改造越來越重視[1-2]。各種鉛阻尼器因造價低廉、減震耗能性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)[3-4]被廣泛用于工程結(jié)構(gòu)減隔震領(lǐng)域。常用的鉛阻尼器有擠壓型、剪切型及鉛與其他材料組合的形式[5]。擠壓型阻尼器多用于軸向耗能，用于剪切耗能并不經(jīng)濟(jì)，因此很難用于既有橋梁減震改造[6-7]?，F(xiàn)有剪切式鉛阻尼器工作剪切面少，不能充分發(fā)揮鉛的再結(jié)晶能力[8-9]。組合式的鉛芯橡膠支座能夠充分發(fā)揮鉛芯的耗能能力，但橡膠支座體積大，布置受限，難以僅作為阻尼器使用，且初始剛度低，很多情況下難以滿足結(jié)構(gòu)控制要求[10-11]。另有鋼、鉛組合阻尼器，耗能能力主要來自鋼材，滯回循環(huán)次數(shù)理論上遠(yuǎn)小于鉛阻尼器[12-13]。

針對以上問題，筆者所在公司設(shè)計(jì)研發(fā)了分層剪切式鉛阻尼器，利用嵌套的卡環(huán)，保證阻尼器工作時鉛芯多層受剪，反復(fù)運(yùn)動時能受到足夠約束，使其能保持一定的幾何形狀，保證耗能穩(wěn)定。為此，制作了樣機(jī)，并對其進(jìn)行了循環(huán)剪切力學(xué)試驗(yàn)，以研究阻尼器的耗能能力及剪切位移對其性能的影響，同時建立數(shù)值模型對剪切試驗(yàn)進(jìn)行模擬分析[14]，揭示分層剪切式鉛阻尼器的耗能機(jī)理，供進(jìn)一步研究和應(yīng)用參考。

1 分層剪切式鉛阻尼器結(jié)構(gòu)

分層剪切式鉛阻尼器由蓋板、外卡環(huán)、內(nèi)卡環(huán)、環(huán)箍、底座以及鉛芯組成，如圖1(a)所示。內(nèi)卡環(huán)是開口向外的U型斷面圓環(huán)，外卡環(huán)則是開口向內(nèi)的U型斷面圓環(huán)，內(nèi)外環(huán)的半徑相差一定長度，并相互嵌套，如圖1(b)所示。安裝后，內(nèi)外卡環(huán)能夠相互錯動。為方便制造安裝，將外卡環(huán)設(shè)計(jì)成2瓣半圓環(huán)，再用環(huán)箍嵌套合成整體。內(nèi)、外卡環(huán)交錯疊放，內(nèi)卡環(huán)完全包裹鉛芯側(cè)壁，外卡環(huán)卡住內(nèi)卡環(huán)。阻尼器受剪時，蓋板將橫向剪力傳遞到到鉛芯頂部，相鄰2層卡環(huán)形成附加力矩，限制了鉛芯的彎曲變形趨勢，可使鉛芯分層剪切。

(a) 主體3/4剖切圖 (b) 卡環(huán)半剖圖

2 剪切試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 試驗(yàn)工裝

根據(jù)上述原理，設(shè)計(jì)并試制分層剪切鉛阻尼器樣件,如圖2所示。試驗(yàn)樣件使用鉛芯柱直徑165 mm，高220 mm，卡環(huán)單層30 mm，共7層外卡環(huán)，6層內(nèi)卡環(huán)，內(nèi)、外卡環(huán)半徑相差10 mm，在剪切變形時，可使相鄰卡環(huán)錯動±10 mm。

為避免豎向力形成附加彎矩造成的影響，試驗(yàn)工裝設(shè)計(jì)為4個阻尼器樣件與鋼制球形多向滑動支座組合，如圖3所示。各個阻尼器底板與多向滑動支座底板焊接，將阻尼器蓋板嵌入多向滑動支座頂板，嵌入處留有間隙，以保證阻尼器僅受到橫向作用力，試驗(yàn)時橫向荷載施加于支座頂板。由于試驗(yàn)需要施加豎向壓力(以保證試件穩(wěn)定)，產(chǎn)生了橫向摩阻力。因此，在各層卡環(huán)的接觸面通過涂抹少量潤滑脂以減小摩擦系數(shù)，同時控制試驗(yàn)機(jī)輸出較小豎向壓力(50 kN±2.5 kN)，保證摩阻力影響較小。

單位：mm

圖3 試驗(yàn)工裝

2.2 樣件材料

鉛芯采用國標(biāo)牌號Pb99.990材料，卡環(huán)為45號鋼加工制造，其余鋼件采用Q345鋼板加工制造。多向滑動支座滑板采用聚四氟乙烯，并涂抹硅脂，盡可能減少滑動摩擦力的影響。

2.3 加載控制

試驗(yàn)采用15 000 kN支座動靜態(tài)壓剪試驗(yàn)機(jī)(LBSB-LX-017)。試驗(yàn)步驟中采用位移控制，加載控制參數(shù)如表1所示。

表1 加載控制參數(shù)

試驗(yàn)中的位移數(shù)據(jù)由試驗(yàn)機(jī)油缸位移計(jì)測量，反力由油缸油壓自動測量計(jì)算。工裝底板通過螺栓與試驗(yàn)機(jī)連接，并在試驗(yàn)前加載微量豎向力，以確保工裝頂板水平。

3 數(shù)值分析建模

為驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果，分析耗能機(jī)理，對剪切試驗(yàn)進(jìn)行有限元數(shù)值模擬分析。

3.1 分析模型幾何

由于剪切式鉛阻尼器及荷載對稱，故建模采用半模型，如圖4(a)所示，模型幾何尺寸如圖2所示?？紤]到計(jì)算過程中會存在單元大變形、高度非線性接觸等因素，采用顯式動力學(xué)計(jì)算求解器。所有網(wǎng)格均采用六面體單元劃分，如圖4(b)所示。模擬分析設(shè)置的鉛芯材料和鋼材均采用理想彈塑性本構(gòu)，復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下鉛塊的屈服情況采用Mises準(zhǔn)則判斷。在模型底部設(shè)置固定約束，對稱面設(shè)置對稱約束。

(a) 整體模型 (b) 模型單元劃分

3.2 模擬分析材料參數(shù)設(shè)置

分析計(jì)算中材料所取參數(shù)如表2所示。

表2 模擬分析材料參數(shù)取值

3.3 加載控制

在蓋板頂面中心上20 mm處設(shè)置加載控制點(diǎn)，并使之與蓋板頂面自由度耦合，加載橫向Δ=20 mm、Δ=50 mm兩組位移進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算中監(jiān)測控制點(diǎn)的反力。

4 結(jié)果分析

4.1 物理剪切試驗(yàn)結(jié)果分析

剪切試驗(yàn)中記錄了位移為Δ=20 mm～150 mm的滯回曲線，如圖5所示。由圖5可以看出：

1) 在Δ=20 mm時，滯回曲線呈近似的平行四邊形，阻尼器主要由第1層剪切面屈服耗能；當(dāng)位移小于2 mm時，荷載-位移曲線呈線性關(guān)系，說明此時阻尼器處于彈性階段，如圖5(a)所示。

2) 在加載位移超過20 mm達(dá)到50 mm前，滯回曲線斜率呈先升后降趨勢，表明參與耗能的第1層截面進(jìn)入全截面屈服狀態(tài)后，卡環(huán)限制了第1層剪切面繼續(xù)變形，使下一層鉛芯剪切面承受荷載，滯回曲線斜率相應(yīng)增大，如圖5(b)所示。

3) 在加載位移超過50 mm后，滯回曲線出現(xiàn)第2個水平段，這說明第2層剪切面也進(jìn)入全面屈服，之后滯回曲線上揚(yáng)，說明第2層卡環(huán)發(fā)揮作用，將剪力傳遞給下層，使第3層剪切面開始塑性耗能，如圖5 (c)所示。

4) 在加載位移超過80 mm后，滯回曲線繼續(xù)上揚(yáng)，在達(dá)到110 mm前再次出現(xiàn)水平段，如圖5(d)所示，由此可見，第3層剪切面在這個階段進(jìn)入全面屈服，剪力由卡環(huán)傳遞至下一層，使第4層剪切面開始參與耗能。

5) 在加載最大位移Δ=150 mm時，阻尼器依然具有較好的滯回性能，滯回曲線飽滿連續(xù)，出現(xiàn)多個平段，可見其上各個剪切面充分屈服耗能，并將剪力依次傳遞給下一層，如圖5(e)所示。試驗(yàn)結(jié)束后拆解阻尼器，外觀基本保持完整，內(nèi)卡環(huán)與外卡環(huán)之間有明顯的摩擦痕跡，邊緣較為光滑，未見明顯破壞，如圖6所示。對比鋼管鉛芯阻尼器[13]，分層剪切式阻尼器的極限位移遠(yuǎn)大于相同高徑比鋼管阻尼器的破壞位移。

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

分析了橫向位移Δ=20 mm、Δ=50 mm兩種控制加載位移級別的試驗(yàn)，等效化結(jié)果繪制的滯回曲線如圖7所示。

(a) Δ=20 mm

(b) Δ=50 mm

(c) Δ=80 mm

(d) Δ=110 mm

(e) Δ=150 mm

從圖7可以看出，與物理試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，模擬曲線更加飽滿，初始剛度較大。物理剪切試驗(yàn)因存在加工、裝配誤差以及非線性的摩擦接觸，試驗(yàn)曲線存在一定震蕩。物理試驗(yàn)過程中因摩擦力的存在，使

圖6 試驗(yàn)后拆解阻尼器

(a) Δ=20 mm

(b) Δ=50 mm

得試驗(yàn)機(jī)記錄的數(shù)值偏小。因此對比數(shù)值模擬曲線，物理試驗(yàn)曲線在卸載后，反向加載時屈服力較小?？傮w來看，Δ=20 mm和Δ=50 mm的數(shù)值模擬與物理試驗(yàn)結(jié)果基本相符。

在多次試算中發(fā)現(xiàn)，對于更大剪切位移的模擬，由于單元畸變、能量轉(zhuǎn)化等原因，數(shù)值計(jì)算往往無法收斂。結(jié)合物理試驗(yàn)后阻尼器的拆解分析，鉛芯在較大變形后出現(xiàn)斷層、變形、截面縮小等現(xiàn)象，說明在耗能過程中鉛芯經(jīng)歷了剪切破壞、熱熔流動、重結(jié)晶等復(fù)雜的熱、力過程。因此對分層剪切式鉛阻尼器更進(jìn)一步研究需要利用熱、力耦合及固、液耦合的多物理場綜合分析，并進(jìn)行更多定量的試驗(yàn)。

4.3 剪切鉛阻尼器耗能機(jī)理分析

分析圖5與圖7的滯回曲線，物理試驗(yàn)和模擬計(jì)算均表明，從零點(diǎn)開始加載時，橫向剪力與剪切位移呈線性關(guān)系，阻尼器有較大的剛度。在剪切位移到達(dá)2 mm左右時，阻尼器剪切剛度急劇減小，此時，鉛芯的等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D8(a)所示。從圖8(a)可知，進(jìn)入屈服的部分位于鉛芯頂部和底部，其他部位基本處于彈性狀態(tài)。

隨著加載位移繼續(xù)增加，最上層更多的鉛芯材料進(jìn)入屈服，這部分材料提供的阻尼力不再隨剪切位移的增加而增大，這個階段滯回曲線斜率隨截面屈服部分的增多而減小。當(dāng)位移加載至50 mm左右時，第1層、第2層內(nèi)卡環(huán)之間鉛芯材料完全進(jìn)入塑性流動狀態(tài)，滯回曲線斜率降為0，出現(xiàn)水平段，這層鉛芯與下部鉛芯可能已出現(xiàn)斷層，如圖8(b)所示。從圖8(b)中可見，第1層、第2層內(nèi)卡環(huán)之間，等效塑性應(yīng)變超過50%，個別單元出現(xiàn)嚴(yán)重畸變，數(shù)值模擬計(jì)算到此已很難繼續(xù)進(jìn)行。

(a) Δ=20 mm

(b) Δ=50 mm

物理試驗(yàn)繼續(xù)加載至第1層內(nèi)卡環(huán)外沿，接觸到第1層外卡環(huán)內(nèi)沿，橫向力得以傳遞到下一層，滯回曲線斜率再次上升。結(jié)合Δ=50 mm的模擬分析結(jié)果，在第2層內(nèi)卡環(huán)接觸到第2層外卡環(huán)之前，滯回曲線會再次出現(xiàn)水平段，接觸后，剪力會傳遞到更下層，滯回曲線斜率再次上升。

滯回曲線上升段與水平段隨剪切位移加載的進(jìn)行交替出現(xiàn)，直至卸載，如圖5(c)～(e)所示。由于這種截面次第屈服的機(jī)制，使剪切鉛阻尼器能夠適應(yīng)更大的剪切位移，避免了現(xiàn)有阻尼器屈服截面單一、耗能較少的問題。

5 結(jié)束語

1) 在物理剪切試驗(yàn)中，剪切位移小于2 mm時，剪切鉛阻尼器表現(xiàn)出明顯彈性性能。繼續(xù)加載，鉛芯材料開始屈服耗能，滯回曲線會交替出現(xiàn)平段、上升段，結(jié)合數(shù)值分析結(jié)果可知，這是卡環(huán)之間的錯動與相互限制，使鉛芯在多個層面依次發(fā)生塑性流動的結(jié)果。

2) 數(shù)值模擬中，采用理想彈塑性本構(gòu)模型描述鉛芯的力學(xué)行為，能夠揭示分層剪切式鉛阻尼器在較小位移下(Δ≤50 mm)的作用機(jī)理，但隨著位移加載增大，單元畸變嚴(yán)重、有部分材料實(shí)際上進(jìn)入液相流動狀態(tài)，此時理想彈塑性本構(gòu)模型已經(jīng)很難準(zhǔn)確模擬，因此更進(jìn)一步地研究需采用液-固相耦合、熱-力場耦合的綜合分析模型進(jìn)行更準(zhǔn)確的分析預(yù)測。

3) 通過Δ=150 mm的物理剪切試驗(yàn)和Δ=50 mm的數(shù)值分析可知，分層剪切式鉛阻尼器具有良好的耗能性能，滯回曲線飽滿，有多個臺階，且極限位移可達(dá)到150 mm以上，在這一范圍內(nèi)可較好地滿足工程需求。