田 坤

(上海市建筑科學研究院有限公司上海市工程結構安全重點實驗室，上海 200032)

0 引言

在罕遇地震作用下，結構會發(fā)生較大變形，從而導致嚴重損傷，甚至發(fā)生倒塌，且殘余變形較大，造成震后修復成本高、難度大。因此，減小結構在地震作用下的動力響應與殘余變形是土木工程領域具有挑戰(zhàn)性的課題。為解決上述問題，可采用具有可恢復功能的結構，經(jīng)地震作用后，該類結構無須修復或稍加修復即可恢復使用功能[1]。為保證結構具有可恢復功能，通常在結構中設置自復位裝置。

1 自復位裝置類型

按構造形式及恢復力提供構件可將自復位裝置分為以下類型。

1)預應力筋式自復位裝置

Christopoulos等[2]研發(fā)出自復位耗能鋼支撐裝置，使用芳綸纖維筋作為恢復力提供構件，并在支撐外筒設置摩擦板，以提高耗能能力。受芳綸纖維筋變形能力限制，該裝置行程受限。為此，Erochko等[3]進行了改進，將自復位筋進行層疊串聯(lián)，提出可提高變形行程的層疊式自復位裝置，并進行了力學性能試驗研究。

2)形狀記憶合金式自復位裝置

Zhu等[4]提出由2塊鋼支撐板和形狀記憶合金索組成的自復位摩擦支撐裝置，依靠形狀記憶合金索提供恢復力，依靠支撐板間的摩擦作用耗能。Khader等[5]提出的自復位支撐裝置主要由2塊鋼板組成，通過形狀記憶合金索將2塊鋼板相連，以提供恢復力，依靠鋼板間的摩擦作用耗能。Ozbulut[6]提出黏彈性自復位阻尼裝置，在阻尼器外部纏繞形狀記憶合金索，通過形狀記憶合金索提供恢復力，依靠黏彈性材料剪切變形耗能。Miller等[7]提出自復位屈曲約束支撐裝置，在常規(guī)屈曲約束支撐外部設置預張拉形狀記憶合金棒，通過形狀記憶合金棒提供恢復力，依靠屈曲約束支撐耗能。董金芝等[8-9]提出使用大直徑形狀記憶合金棒的自復位裝置，并通過擬靜力試驗驗證了該裝置具有良好的力學性能，該裝置通過形狀記憶合金棒提供恢復力。

3)鋼彈簧式自復位裝置

Dong等[10-12]設計了用于橋梁結構的自復位耗能支撐裝置，通過擬靜力試驗研究了該裝置的力學性能和破壞形式，并進行了參數(shù)分析，該裝置通過碟形彈簧提供恢復力。蔣璐等[13]研發(fā)了設置碟形彈簧的自復位裝置，并對設置該裝置的單榀搖擺墻-框架結構進行了擬靜力試驗研究。Issa等[14]提出活塞式自復位支撐裝置，并通過擬靜力試驗研究了該裝置力學性能，該裝置通過摩擦彈簧提供恢復力和耗能能力。徐龍河等[15-18]基于碟形彈簧，研發(fā)出多種自復位支撐裝置，并通過擬靜力試驗研究了多種裝置力學性能。

已有自復位裝置多依靠構件間的摩擦作用耗能，隨著往復運動次數(shù)的增加，在地震作用下，裝置將發(fā)生變形，可能導致耗能能力和可靠度降低。在結構中設置阻尼器等消能減震裝置，可顯著減小結構在地震作用下的動力響應[19]，但常規(guī)黏滯阻尼器不具備自復位能力，為此，研發(fā)設置碟形彈簧的新型自復位阻尼器，并進行數(shù)值模擬分析，對比分析無控結構、設置常規(guī)黏滯阻尼器的隔震結構和設置新型自復位阻尼器的自復位隔震結構動力響應。

2 新型自復位阻尼器構造

新型自復位阻尼器構造如圖1所示，主要由導桿、密封外筒和碟形彈簧組成，裝置內(nèi)部填充黏滯阻尼液，依靠碟形彈簧壓縮變形產(chǎn)生的彈性恢復力實現(xiàn)自復位，通過內(nèi)部耗能隔板等部件使黏滯阻尼液發(fā)生剪切和擠壓，從而起耗能作用。

圖1 新型自復位阻尼器構造示意

新型自復位阻尼器工作狀態(tài)如圖2所示，通過構造設計，可使阻尼器受拉和受壓時碟形彈簧均處于壓縮狀態(tài)，從而為阻尼器提供彈性恢復力。

圖2 新型自復位阻尼器工作狀態(tài)示意

新型自復位阻尼器主要具有彈性自復位能力和耗能能力，將黏滯阻尼器和碟形彈簧滯回模型進行疊加，可得新型自復位阻尼器理論滯回模型，如圖3所示。由圖3可知，新型自復位阻尼器滯回模型呈雙線性特征。

圖3 新型自復位阻尼器理論滯回模型

3 有限元模型建立

采用有限元分析軟件SAP2000建立12層無控結構質(zhì)點系模型(見圖4a)，對無控結構在地震作用下的動力特性與層間變形特性進行研究，分別在層間位移較大的位置(2，4，6，8層)設置常規(guī)黏滯阻尼器和新型自復位阻尼器，建立常規(guī)隔震結構質(zhì)點系模型和自復位隔震結構質(zhì)點系模型，分別如圖4b，4c所示。數(shù)值模擬分析時選用El-Centro，Kobe，Loma，Taft波，地震波原始信息如表1所示，歸一化地震波時程曲線與加速度反應譜如圖5所示。

圖4 有限元模型

表1 地震波原始信息

圖5 歸一化地震波時程曲線與加速度反應譜

4 結構動力響應分析

4.1 加速度

當?shù)孛娣逯导铀俣葹?.3g時，不同地震波作用下結構加速度放大系數(shù)如圖6所示。由圖6可知，3種結構加速度均隨著樓層數(shù)的增加而增大，常規(guī)隔震結構與自復位隔震結構加速度較無控結構小。在El-Centro，Taft波作用下，自復位隔震結構加速度響應相對于常規(guī)隔震結構差別較小，在頂部個別樓層處加速度略放大；在Loma波作用下，自復位隔震結構1～9層加速度響應與常規(guī)隔震結構相當，但10～12層加速度減??；在Kobe波作用下，自復位隔震結構加速度相對于常規(guī)隔震結構明顯減小。

圖6 加速度放大系數(shù)曲線

當?shù)孛娣逯导铀俣葹?.3g時，Kobe波作用下常規(guī)隔震結構與自復位隔震結構加速度放大系數(shù)相對于無控結構減小率如表2所示。由表2可知，自復位隔震結構加速度響應控制效果優(yōu)于常規(guī)隔震結構，其中加速度放大系數(shù)減小率最大值為8.59%。

由地震波加速度反應譜可知，Kobe，Loma波在1s(與結構一階周期0.97s相近)處存在明顯峰值段，造成結構動力響應增大，通過設置常規(guī)黏滯阻尼器和新型自復位阻尼器，可顯著減小結構加速度，且新型自復位阻尼器對結構加速度響應的控制效果更顯著。

表2 結構加速度放大系數(shù)減小率 %

4.2 位移

當?shù)孛娣逯导铀俣葹?.3g時，不同地震波作用下結構水平位移峰值和層間位移角峰值分別如圖7，8所示，Kobe波作用下常規(guī)隔震結構與自復位隔震結構水平位移峰值和層間位移角峰值相對于無控結構減小率分別如表3，4所示。由圖7和表3可知，3種結構水平位移峰值均隨著樓層數(shù)的增加而增大；常規(guī)隔震結構與自復位隔震結構水平位移峰值均較無控結構小，尤其是在El-Centro，Taft波作用下；在Kobe波作用下，自復位隔震結構水平位移相對于常規(guī)隔震結構減小效果更顯著，其中水平位移峰值減小率最大值為27.27%。由圖8和表4可知，常規(guī)隔震結構與自復位隔震結構層間位移角峰值均較無控結構小，自復位隔震結構層間位移角控制效果更顯著，其中層間位移角峰值減小率最大值為14.00%。

表3 結構水平位移峰值減小率 %

圖7 結構水平位移峰值曲線

圖8 結構層間位移角峰值曲線

表4 結構層間位移角峰值減小率 %

4.3 滯回性能

當?shù)孛娣逯导铀俣葹?.3g時，不同地震波作用下常規(guī)隔震結構與自復位隔震結構4層處阻尼器滯回曲線如圖9所示。由圖9可知，新型自復位阻尼器滯回曲線飽滿，耗能能力良好，呈雙線性特征，與理論滯回模型相符。新型自復位阻尼器變形相對于常規(guī)黏滯阻尼器小，Kobe波作用下變形減小9%。

圖9 阻尼器滯回曲線

5 結語

研發(fā)新型自復位阻尼器，并根據(jù)工作原理與力學特性建立阻尼器理論滯回模型。采用有限元分析軟件SAP2000建立無控結構、常規(guī)隔震結構和自復位隔震結構模型，分別進行動力響應分析，得出以下結論。

1)當新型自復位阻尼器受拉和受壓時，內(nèi)部碟形彈簧均處于壓縮狀態(tài)，可為裝置提供彈性恢復力。

2)新型自復位阻尼器不影響結構自振周期，可使結構加速度和位移響應得到有效控制，對位移響應的控制效果更明顯。Kobe波作用下，自復位隔震結構加速度放大系數(shù)、水平位移峰值、層間位移角峰值減小率最大值分別為8.59%，27.27%，14.00%。

3)對于自振周期與地震動卓越周期相近的結構，新型自復位阻尼器動力響應控制效果優(yōu)于常規(guī)黏滯阻尼器。

4)數(shù)值模擬計算得到的新型自復位阻尼器滯回曲線飽滿，耗能能力良好，呈雙線性特征，與理論滯回模型相符。