彭凌云， 張潔婷， 白國廷， 石路煒， 尹祎文

(1.北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)試驗(yàn)室， 北京 100124；2.深圳市建筑設(shè)計(jì)研究總院有限公司， 深圳 518031)

摩擦阻尼器誕生于20世紀(jì)70年代末，具有耗能能力強(qiáng)、取材容易、造價(jià)低廉等特點(diǎn)[1]，應(yīng)用前景良好. Yao在1972年提出土木工程結(jié)構(gòu)控制概念之后，國內(nèi)外學(xué)者對摩擦阻尼器展開了系統(tǒng)的研發(fā)[2-4]. Pall等[5]1982年提出的十字型雙向摩擦阻尼器應(yīng)用于加拿大[6]、美國和印度的多幢民用及工業(yè)建筑中；Aiken等[7]研究了有復(fù)位功能的單向摩擦阻尼器，這種阻尼器廣泛應(yīng)用于日本的各類建筑結(jié)構(gòu)中. 歐進(jìn)萍等[8]針對不同類型的摩擦阻尼器在力學(xué)性能方面的差異進(jìn)行了一系列分析研究.

傳統(tǒng)的摩擦阻尼器如PALL摩擦阻尼器[9]、鋼管摩擦阻尼器[10-11]、夾板轉(zhuǎn)動摩擦阻尼器[12]等，通過高強(qiáng)螺栓賦予摩擦面一定大小的預(yù)壓力，在地震作用下，摩擦面之間克服滑動摩擦產(chǎn)生相對運(yùn)動，從而實(shí)現(xiàn)耗能目的. 摩擦阻尼器在提供較大阻尼力時(shí)需要較高的正壓力，而高壓作用下摩擦面的摩擦性能會隨時(shí)間產(chǎn)生變化[13]，對摩擦阻尼器的性能及應(yīng)用產(chǎn)生較大影響. 張艷霞等[14]研究了摩擦接觸材料對阻尼器工作性能的影響，結(jié)果表明鋼與鋼同種材料摩擦，耗能能力較強(qiáng)但極不穩(wěn)定，鋼與黃銅板摩擦穩(wěn)定性良好但耗能能力有所差距. 摩擦材料是控制摩擦阻尼器力學(xué)性能的關(guān)鍵，常見的鋼- 鋼摩擦面，為保證阻尼器穩(wěn)定的滯回性能，應(yīng)降低阻尼器工作時(shí)接觸面的正壓力，但這同時(shí)意味著阻尼器的出力減小. 傳統(tǒng)摩擦材料無法同時(shí)提供穩(wěn)定的滯回性能和較高的耗能能力.

基于此類問題，設(shè)計(jì)了一種筒式疊層摩擦阻尼器，一方面通過楔形體放大，另一方面通過圓筒的環(huán)向約束提高了阻尼器的加壓效率. 疊層設(shè)計(jì)的優(yōu)點(diǎn)是可以利用一處正壓力為多層摩擦面提供正壓力，采用耐磨性能更好、耐熱性更高、摩擦因數(shù)更穩(wěn)定的非石棉復(fù)合樹脂摩擦片作為阻尼器的摩擦材料，避免傳統(tǒng)金屬摩擦面在高壓狀態(tài)下多次循環(huán)后滯回性能不穩(wěn)定的問題. 對筒式疊層摩擦阻尼器阻尼力理論公式進(jìn)行推導(dǎo)，得到各構(gòu)造參數(shù)對阻尼力的影響；通過力學(xué)性能試驗(yàn)，分析該阻尼器的滯回性能、疲勞性能以及耗能能力；最后以某實(shí)際火電廠結(jié)構(gòu)為模型背景，研究其在實(shí)際結(jié)構(gòu)中的減震性能.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

設(shè)計(jì)一種筒式疊層摩擦阻尼器，一方面通過楔形體放大，另一方面通過圓筒的環(huán)向約束提高阻尼器的加壓效率. 通過疊層構(gòu)造可以得到按層數(shù)放大的摩擦力. 摩擦材料采用耐磨性能更好、耐熱性更高、摩擦因數(shù)更穩(wěn)定的非石棉有機(jī)物材質(zhì)的摩擦片. 阻尼器構(gòu)造如圖1所示，內(nèi)筒及摩擦片筒中間開縫便于傳遞壓力，具體構(gòu)造尺寸如表1所示.

1—連接螺栓； 2—銷釘； 3—外筒； 4—導(dǎo)軌； 5—連接耳板； 6—中心加壓裝置； 7—摩擦片筒； 8～12—內(nèi)部鋼筒(序號順序排列為中心開縫鋼筒依次到邊緣開縫鋼筒). 圖1 疊層摩擦阻尼器模型示意圖Fig.1 Model diagram of laminated friction damper

圖1所示摩擦片筒為5個(gè)，置于內(nèi)筒之間3 mm深的凹槽中，突出部分與鋼筒相互摩擦. 各鋼筒間預(yù)留孔隙穿插銷釘固定，以同時(shí)做拉壓往復(fù)運(yùn)動. 中心加壓裝置如圖2所示，由一對圓臺狀滑塊、中心開縫的楔形傳力塊以及高強(qiáng)螺栓構(gòu)成. 阻尼器外筒為無縫圓筒，安裝4根光滑導(dǎo)軌，保證阻尼器沿同一軸線往復(fù)運(yùn)動，內(nèi)部構(gòu)造可保證正負(fù)50 mm的位移行程.

1—高強(qiáng)螺栓； 2—高強(qiáng)螺桿； 3—楔形傳力快； 4—圓臺滑塊. 圖2 中心加壓裝置圖Fig.2 Central pressurization device

1.2 摩擦機(jī)理

通過扭矩扳手向螺母施加預(yù)緊力，從而對兩側(cè)圓臺滑塊產(chǎn)生擠壓力，圓臺對稱向軌道中心滑動，過盈接觸將擠壓力傳遞給楔形傳力塊，進(jìn)而傳給摩擦筒，當(dāng)鋼筒與摩擦片筒發(fā)生相對運(yùn)動時(shí)產(chǎn)生摩擦力，并通過疊層方式將出力進(jìn)行成倍放大. 通過調(diào)節(jié)螺母預(yù)緊力的大小對摩擦力大小進(jìn)行調(diào)節(jié).

圖3為中心加壓裝置受力分析圖，P為螺栓預(yù)緊力，μ1、N1、f1分別為圓臺滑塊與楔形傳力塊之間的摩擦因數(shù)、正壓力以及摩擦力，μ2、N2分別為鋼筒與摩擦片之間的摩擦因數(shù)和正壓力，θ為圓臺滑塊與楔形傳力塊的傾斜角度. 由單側(cè)圓臺滑塊水平方向靜力平衡

圖3 楔形體加壓裝置受力分析圖Fig.3 Stress analysis of wedge pressure device

2N1sinθ+2f1cosθ=P

(1)

代入f1=μ1N1得

(2)

由楔形傳力塊和摩擦筒的豎向平衡

N2+2f1sinθ=2N1cosθ

(3)

整理得

(4)

摩擦力為

(5)

式中：n為阻尼器疊層數(shù)量，摩擦力公式中所涉及到的參數(shù)n、μ1、μ2及θ都是可確定數(shù)值，可用調(diào)節(jié)系數(shù)λ表示，即

(6)

螺栓扭矩與預(yù)緊力對應(yīng)公式為T=k·P·d，式中T為扭矩，k為扭矩系數(shù)，d為螺栓直徑，代入式(5)可得摩擦力公式

(7)

由式(7)可知，阻尼器摩擦力與螺栓扭矩呈線性關(guān)系，且可以通過增加阻尼器疊層數(shù)量，或采用摩擦因數(shù)更大的摩擦材料以及降低楔形體摩擦因數(shù)和角度的方法來調(diào)整阻尼器摩擦力的放大程度.

1.3 試驗(yàn)加載裝置及加載方案

筒式疊層摩擦阻尼器性能試驗(yàn)在2 000 kN液壓伺服執(zhí)行器上進(jìn)行，試驗(yàn)加載裝置如圖4所示. 阻尼器上端與執(zhí)行器加載裝置連接，下端與固定臺座相連接. 采用荷載- 位移混合控制方法進(jìn)行低周往復(fù)加載，在執(zhí)行器加載值達(dá)到鋼筒與摩擦片筒最大靜摩擦力之前，加載方式為荷載控制，在加載值超過阻尼器各摩擦筒之間最大靜摩擦力之后，鋼筒與摩擦片筒發(fā)生相對運(yùn)動，此時(shí)加載方式變?yōu)槲灰瓶刂? 試驗(yàn)過程由計(jì)算機(jī)控制，并由計(jì)算機(jī)自帶的力傳感器對阻尼器的阻尼出力進(jìn)行測量記錄，由50 mm量程位移計(jì)記錄阻尼器摩擦片筒與鋼筒之間的相對位移. 具體加載方案如表2所示.

圖4 試驗(yàn)加載裝置Fig.4 Test loading device

表2 加載方案Table 2 Specific dimension

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)過程中，首先對阻尼器內(nèi)部中心加壓裝置按照表2中各加載工況逐級施加螺栓扭矩，之后進(jìn)行各工況對應(yīng)位移幅值及圈數(shù)下的低周往復(fù)加載. 隨著螺栓扭矩的逐級增加，各工況對應(yīng)的試驗(yàn)現(xiàn)象有所不同，具體表現(xiàn)為：

1) 隨著螺栓預(yù)緊力的提高，加壓裝置膨脹導(dǎo)致各摩擦筒擠壓變形增加，各鋼筒中間縫隙逐漸增大，見圖5.

圖5 摩擦筒縫隙變化對比Fig.5 Comparison of gap changes of friction cylinder

2) 隨著螺栓預(yù)緊力的提高，阻尼器摩擦力逐漸增加，帶動鋼筒及摩擦片筒產(chǎn)生相對運(yùn)動的銷釘變形逐漸增大，滯回曲線中有所體現(xiàn).

3) 所有工況試驗(yàn)結(jié)束后，主要摩擦材料摩擦片筒表面有些許摩擦碎屑，鋼筒表面接觸部分較為锃亮，均無明顯損傷，見圖6.

圖6 試驗(yàn)后各摩擦筒表面狀況Fig.6 Surface condition of each friction cylinder after test

2.2 滯回性能

疊層摩擦阻尼器在不同螺栓預(yù)緊力下進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，得到如圖7所示不同工況下的滯回曲線. 由試驗(yàn)結(jié)果可以看出，疊層摩擦阻尼器滯回性能穩(wěn)定，阻尼力隨中心加壓裝置兩側(cè)螺栓扭矩的增加而增加，滯回曲線接近理想矩形，傾斜部分為帶動各摩擦筒進(jìn)行相對運(yùn)動的銷釘變形導(dǎo)致，若增大銷釘尺寸可進(jìn)一步提升阻尼器的耗能性能.

圖7 各工況滯回曲線Fig.7 Hysteretic curve of each working condition

2.3 疲勞性能

《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》(以下簡稱《規(guī)程》)[15]對阻尼器疲勞性能要求為：在設(shè)計(jì)位移下連續(xù)加載30圈，任一個(gè)循環(huán)的最大(小)阻尼力、任一個(gè)循環(huán)中位移在零時(shí)的最大(小)阻尼力以及任一個(gè)循環(huán)的滯回面積應(yīng)為所有循環(huán)對應(yīng)平均值的±15%范圍內(nèi).

以中間工況100 N·m扭矩為例，進(jìn)行30次往復(fù)加載疲勞試驗(yàn)，滯回曲線試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示，相關(guān)指標(biāo)統(tǒng)計(jì)分析結(jié)果如圖9所示，結(jié)果表明，疲勞性能顯著優(yōu)于《規(guī)程》 基本要求.

圖8 疲勞試驗(yàn)滯回曲線Fig.8 Fatigue test hysteresis curve

圖9 阻尼器疲勞性能指標(biāo)Fig.9 Fatigue performance index of damper

2.4 耗能性能

阻尼器的耗能能力(Ep)可以由其滯回曲線的包絡(luò)面積來表示，各工況耗能能力代表值如表3所示，螺栓扭矩與阻尼器耗能能力關(guān)系見圖10. 可知該阻尼器耗能能力隨螺栓扭矩的增大而增大，且基本呈線性關(guān)系，與理論公式結(jié)果相符，因銷釘屈服試驗(yàn)值略小于理論值，差值比最大不超過10%，理論公式可用于指導(dǎo)并調(diào)節(jié)阻尼器阻尼力大小.

表3 各工況阻尼器耗能能力代表值Table 3 Representative values of damper energy dissipation capacity under various working conditions

圖10 螺栓扭矩與耗能關(guān)系Fig.10 Relationship between bolt torque and energy consumption

3 減震性能應(yīng)用分析

3.1 工程背景

以某火電廠主廠房結(jié)構(gòu)為研究對象，采用SAP2000有限元軟件對結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行減震性能應(yīng)用分析. 如圖11所示，該廠房結(jié)構(gòu)主體為6層鋼框架結(jié)構(gòu)高47.3 m，橫向(y向)3跨27.2 m，縱向(x向)9跨92 m；附屬結(jié)構(gòu)為鋼結(jié)構(gòu)框排架廠房，高32.9 m,橫向(y向)4跨34.6 m，縱向(x向)9跨92 m. 該工程結(jié)構(gòu)所處地區(qū)抗震設(shè)防烈度為8度(0.3g)，Ⅱ類場地，地震分組為第二組，地面粗糙程度為A類. 結(jié)構(gòu)所有構(gòu)件均采用Q345b型鋼. 結(jié)構(gòu)主要梁柱構(gòu)件詳細(xì)信息見表4.

圖11 鋼結(jié)構(gòu)火電廠模型Fig.11 Model of steel structure thermal power plant

表4 梁柱截面尺寸Table 4 Section size of beam and column mm

3.2 減震方案及地震動輸入

沿火電廠框架橫向(y向)從第二跨開始，每隔一跨布置阻尼器，共70個(gè)，具體位置如圖12所示，單個(gè)阻尼器最大屈服力為160 kN.

圖12 阻尼器布置示意圖Fig.12 Schematic diagram of damper layout

對該火電廠結(jié)構(gòu)橫向(y向)進(jìn)行單向地震波輸入，將結(jié)構(gòu)布置阻尼器前后的減震效果進(jìn)行對比分析. 按《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]要求選取2條天然波(EI-Centro、Kobe)和一條人工波(RGB)進(jìn)行時(shí)程分析，其中人工波按文獻(xiàn)[17]與規(guī)范反應(yīng)譜擬合生成. 3條地震動歸一化加速度時(shí)程如圖13所示，與規(guī)范反應(yīng)譜對比如圖14所示，加載過程地震波峰值按照400 cm/s2調(diào)幅.

圖13 加速度時(shí)程Fig.13 Acceleration time history

圖14 地震波反應(yīng)譜Fig.14 Seismic response spectrum

3.3 減震效果

將原結(jié)構(gòu)和減震結(jié)構(gòu)在3條地震波作用下的基底剪力、結(jié)構(gòu)輸入能量以及層間位移角結(jié)果進(jìn)行對比：

圖15為結(jié)構(gòu)在3條地震波作用下基地剪力時(shí)程曲線對比. 減震結(jié)構(gòu)在EI-Centro、Kobe、RGB 3條地震波作用下基底剪力分別降低29.15%、13.31%、38.08%.

圖15 不同地震動作用下基底剪力對比Fig.15 Comparison of base shear force under different ground motions

圖16為結(jié)構(gòu)在3條地震波作用下結(jié)構(gòu)能量輸入時(shí)程曲線對比. 減震結(jié)構(gòu)在EI-Centro、Kobe、RGB 3條地震波作用下結(jié)構(gòu)能量輸入分別降低29.28%、24.85%、16.82%.

圖16 不同地震動作用下結(jié)構(gòu)能量輸入對比Fig.16 Comparison of structural energy input under different ground motions

圖17為結(jié)構(gòu)在3條地震波作用下層間位移結(jié)果對比. 減震結(jié)構(gòu)在EI-Centro、Kobe、RGB 3條地震波作用下層間位移角分別降低38.34%、23.46%、50.48%.

圖17 不同地震動作用下層間位移角對比Fig.17 Comparison of displacement angles between layers under different ground motions

分析結(jié)果表明，該減震裝置能夠顯著降低結(jié)構(gòu)基底剪力和地震動對結(jié)構(gòu)的能量輸入，可以有效控制結(jié)構(gòu)的層間位移，發(fā)揮較好的減震效果.

4 結(jié)論

提出一種筒式疊層摩擦阻尼器，對其進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)和某實(shí)際結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬分析，得到以下結(jié)論：

1) 力學(xué)性能試驗(yàn)表明，筒式疊層摩擦阻尼器通過楔形體配合機(jī)制和圓筒的環(huán)向約束構(gòu)造可有效提高加壓效率，摩擦板的疊層設(shè)計(jì)可以將阻尼力成倍增大.

2) 采用摩擦性能更穩(wěn)定的非石棉復(fù)合樹脂材質(zhì)摩擦片代替?zhèn)鹘y(tǒng)鋼板作為阻尼器的摩擦材料，疲勞性能優(yōu)異，具有較好的耗能能力.

3) 有限元模擬表明筒式疊層摩擦阻尼器在應(yīng)用于實(shí)際結(jié)構(gòu)中時(shí)，對結(jié)構(gòu)層間位移起到良好的控制作用，發(fā)揮較好的減震效果.