金曉飛，陳宇明，王化杰，陳德珅，崔婧瑞，錢宏亮，范 峰

(1.中國(guó)建筑一局(集團(tuán))有限公司，北京 100161； 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(威海)海洋工程學(xué)院，山東 威海 264200；3.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150090)

0 引言

近年來(lái)隔震技術(shù)在國(guó)內(nèi)發(fā)展迅猛，其中研究最成熟且在工程中應(yīng)用最廣泛的隔震裝置是疊層橡膠隔震支座。由于橡膠支座老化、產(chǎn)品質(zhì)量缺陷、設(shè)計(jì)不合理、施工不當(dāng)以及地震對(duì)隔震支座造成損壞等原因，不可避免地要對(duì)支座進(jìn)行更換修復(fù)。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)橡膠隔震支座的精細(xì)化建模研究較為成熟，莊文娟等[1]對(duì)鉛芯橡膠隔震支座阻尼特性進(jìn)行有限元分析，詳細(xì)介紹了橡膠隔震支座模型的建立以及剪切性能指標(biāo)的計(jì)算；王建強(qiáng)等[2-3]通過(guò)數(shù)值模擬研究了鉛芯橡膠支座的基本力學(xué)性能，并通過(guò)有限元對(duì)鉛芯橡膠支座剪切性能影響因素進(jìn)行了研究分析；鄭明軍等[4]研究了橡膠 Mooney-Rivlin 模型力學(xué)性能常數(shù)的確定方法。部分學(xué)者也對(duì)隔震支座更換技術(shù)進(jìn)行研究，阿拉塔等[5]，唐際宇等[6]介紹昆明新機(jī)場(chǎng)航站樓大直徑隔震橡膠支座更換過(guò)程、千斤頂及測(cè)量?jī)x器的布置情況；朱石葦?shù)萚7]，葉烈偉等[8]對(duì)更換隔震橡膠支座時(shí)采用的異步頂升技術(shù)進(jìn)行了研究；賀軍昌[9]介紹了大型 LNG 儲(chǔ)罐隔震支座更換技術(shù)要點(diǎn)；李明哲等[10]利用大型通用有限元軟件ANSYS對(duì)分步頂升法橋梁支座的更換施工進(jìn)行仿真分析及理論研究。

總體而言，目前實(shí)際工程中隔震支座更換案例很少，對(duì)建筑結(jié)構(gòu)隔震支座更換更是缺乏足夠的研究，因此，本文首先建立了隔震支座的精細(xì)化有限元模型，并基于多尺度有限元技術(shù)，建立了帶隔震支座的上部結(jié)構(gòu)一體化多尺度有限元模型，對(duì)不同更換方案全過(guò)程進(jìn)行仿真模擬，并對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，給出支座更換的施工建議。

1 隔震支座精細(xì)化有限元模型

1.1 單元定義

根據(jù)橡膠隔震支座的內(nèi)部構(gòu)造以及各材料的特性，鉛芯、中間橡膠層、薄鋼板層以及上下封板、連接板均采用solid185單元定義。solid185單元用于構(gòu)造三維固體結(jié)構(gòu)，單元通過(guò)8個(gè)節(jié)點(diǎn)來(lái)定義，每個(gè)節(jié)點(diǎn)有3個(gè)沿著x,y,z方向平移的自由度。solid185單元除了擁有蠕變、大變形和大應(yīng)變能力外，還具有超彈性、應(yīng)力鋼化的特性，可以采用混合模式模擬幾個(gè)不可壓縮彈塑性材料和完全不可壓縮超彈性材料。

1.2 材料定義

鉛芯橡膠支座主要由鉛芯、橡膠以及薄鋼板組成。其中橡膠具有較高的豎向受壓承載力和一定的抗拉能力，較大的水平變形能力和耐反復(fù)荷載疲勞的能力；鉛芯能夠增加支座的阻尼比，具有很強(qiáng)的耗能能力。因此，支座的力學(xué)性能主要取決于橡膠和鉛芯的材料性質(zhì)。

橡膠屬于超彈性近似不可壓縮材料，具有較好的彈性，在外力作用下能發(fā)生大位移，具有復(fù)雜的材料非線性和幾何非線性。本文采用二常數(shù)Mooney-Rivlin模型來(lái)分析和近似模擬橡膠材料的力學(xué)性能，其中二常數(shù)C1和C2為橡膠的力學(xué)性能常數(shù)，取決于橡膠材料的硬度，d為橡膠的壓縮系數(shù)。而鉛是一種理想的彈塑性體，抗剪強(qiáng)度很低，對(duì)塑性循環(huán)具有很好的耐疲勞性能，使用雙線性等向強(qiáng)化模型。支座的鋼板也采用雙線性等向強(qiáng)化模型。本次材料模型的具體參數(shù)取值如表1所示。

表1 材料參數(shù)取值

1.3 網(wǎng)格劃分以及有限元邊界條件

模型網(wǎng)格均采用六面體映射網(wǎng)格劃分，該方式所劃分的網(wǎng)格比較規(guī)則；由于橡膠層和鋼板層厚度已經(jīng)足夠小，所以在網(wǎng)格劃分過(guò)程中不再進(jìn)行分層，有限元模擬鉛芯橡膠隔震試件基本參數(shù)(支座外徑1 100mm，橡膠層厚度8mm，鋼材型號(hào)Q345)如表2所示，有限元模型如圖1所示。

表2 試件基本參數(shù)

圖1 隔震支座有限元模型

由于橡膠支座是由橡膠和夾層鋼板分層疊合經(jīng)高溫硫化粘結(jié)而成，橡膠層與夾層鋼板能夠緊密粘結(jié)，在實(shí)際使用及試驗(yàn)中橡膠支座內(nèi)部鋼板和橡膠間極少產(chǎn)生破壞，因此為了簡(jiǎn)化有限元模型，把橡膠支座內(nèi)部橡膠和薄鋼板之間的節(jié)點(diǎn)耦合。另外，鉛芯被牢固壓入支座孔中，并且受到周圍鋼板和橡膠板的約束，當(dāng)不考慮鉛芯在水平荷載作用下侵入周圍鋼板和橡膠板的影響時(shí)，可將鉛芯與薄鋼板和橡膠板的節(jié)點(diǎn)耦合。

1.4 支座模型性能驗(yàn)證

為了驗(yàn)證支座模型的準(zhǔn)確性與可行性，以LRB1100型隔震支座為例，對(duì)其進(jìn)行壓縮模擬和剪切模擬，并將模擬結(jié)果與支座廠家提供的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

1.4.1壓縮性能試驗(yàn)?zāi)M

壓縮性能模擬按照分級(jí)加載模擬，加載順序如下：①0→P0→P2→P0→P1；②P1→P0→P2→P0→P1；③P1→P0→P2→P0→P1。

其中P1=0.7P0，P2=1.3P0，P0為軸向均布設(shè)計(jì)荷載，取10N/mm2。此次壓縮性能試驗(yàn)?zāi)M的荷載位移曲線如圖2所示。

圖2 壓縮試驗(yàn)荷載位移曲線

1.4.2剪切性能試驗(yàn)?zāi)M

在軸向設(shè)計(jì)壓力作用下，對(duì)支座進(jìn)行3次水平單向正弦位移加載循環(huán)，加載頻率0.5Hz，剪切應(yīng)變?nèi)?00%。鉛芯橡膠隔震支座模型的水平力-水平位移滯回曲線如圖3所示。模擬與測(cè)試試驗(yàn)的關(guān)鍵力學(xué)性能參數(shù)對(duì)比如表3所示，可以看出，模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果整體吻合良好，驗(yàn)證了隔震支座有限元模型的準(zhǔn)確性和可行性。

圖3 水平力-水平位移滯回曲線

表3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

2 一體化多尺度有限元模型及更換模擬方法

2.1 一體化多尺度有限元模型

在鉛芯橡膠隔震支座精細(xì)化模型基礎(chǔ)上，根據(jù)實(shí)際工程圖紙建立了73.6m的高層鋼結(jié)構(gòu)上部有限元模型，并將上部高層結(jié)構(gòu)與隔震橡膠支座整合為一體化多尺度有限元模型。其中，高層梁柱均采用beam188梁?jiǎn)卧x，鋼材型號(hào)為Q345，材料本構(gòu)模型為雙線性等向強(qiáng)化模型，其具體材料參數(shù)與上述支座中鋼板相同。由于隔震橡膠支座精細(xì)化模型單元數(shù)目較多，為了便于后續(xù)分析和計(jì)算，除了需要更換的支座外，其余均采用彈簧單元來(lái)模擬隔震支座。

隔震支座的力學(xué)模型可以簡(jiǎn)化為由水平兩方向的非線性彈簧、黏滯阻尼器以及豎向的線性彈簧所組成。其中豎向剛度可以采用線性彈簧單元combin14進(jìn)行模擬，水平剛度可采用非線性彈簧單元combin40進(jìn)行模擬。因此，1個(gè)隔震支座由3個(gè)單元所組成，combin40(x方向)、combin40(y方向)、combin14(z方向)。最終模型如圖4所示。

圖4 一體化多尺度模型

2.2 支座更換模擬方法

支座更換過(guò)程主要采用生死單元技術(shù)，分步加載、等效溫度收縮變形等關(guān)鍵技術(shù)和方法對(duì)其進(jìn)行計(jì)算模擬，具體是在一體化多尺度有限元模型基礎(chǔ)上，在需要更換支座的兩側(cè)建立軸向構(gòu)件，構(gòu)件的下端固定，上端與柱腳之間設(shè)置接觸，通過(guò)升溫膨脹模擬千斤頂?shù)捻斏?，降溫收縮模擬千斤頂卸載。其中，新舊支座的安裝遷移、千斤頂?shù)牟贾门c撤除以及焊板的連接與拆除等步驟均采用激活和殺死單元模擬。

更換過(guò)程模擬主要是將施工過(guò)程劃分為一系列施工平衡階段，通過(guò)對(duì)各階段進(jìn)行連續(xù)求解，形成支座更換施工全過(guò)程模擬技術(shù)。其中通過(guò)生死單元技術(shù)模擬新舊支座更換，通過(guò)等效溫度控制模擬千斤頂?shù)捻斏突乜s。在分析中可考慮千斤頂?shù)捻斏叨?、加載卸載的速度、布置位置等一系列關(guān)鍵因素的影響。更換模擬如圖5所示。

圖5 施工模擬示意

3 不同更換方案模擬對(duì)比分析

3.1 更換方案

結(jié)合實(shí)際工程更換方案，制定了兩種不同支座更換方案，并對(duì)其進(jìn)行模擬仿真。方案1的主要流程如下：①進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)勘察測(cè)量以預(yù)估更換過(guò)程中千斤頂所需要的頂升量并確定千斤頂?shù)臄[放位置以及支座的進(jìn)入和移出方向；②進(jìn)行主要設(shè)備儀器布置，包括千斤頂以及位移計(jì)布置，并卸下主承臺(tái)上需要更換支座上下法蘭板的全部外螺栓；③進(jìn)行支座頂升更換，按照加載原則逐級(jí)加載，主承臺(tái)共加載13級(jí)，按照位移1mm為一級(jí)進(jìn)行加載。當(dāng)頂升至支座與上支墩分離時(shí)，再往上頂升10mm作為施工空間；④移出舊支座并安裝新支座；⑤千斤頂卸載移除。

方案2與方案1基本流程基本相似，主要區(qū)別：為了使支座與上支墩盡早分離，降低總的頂升高度，頂升前將待更換支座用鋼板把上下法蘭板焊接起來(lái)，以阻止卸載后支座高度回彈；根據(jù)測(cè)得的待更換支座壓縮量，給新支座施加相同壓縮量，并同樣使用鋼板把新支座的上下法蘭板焊接起來(lái)。更換完卸載后，切除焊接法蘭板用鋼板。兩個(gè)方案更換流程如圖6所示。

圖6 方案1、方案2更換流程

3.2 模擬結(jié)果分析

3.2.1千斤頂頂升力

圖7為千斤頂加載力與頂升位移關(guān)系曲線，可以看出，方案1頂升位移為3mm時(shí)，支座卸載完畢，千斤頂加載力為8 087kN，方案2頂升1.5mm時(shí)，支座卸載完畢，千斤頂加載力為8 020kN。在隔震支座與支墩分離前，方案1千斤頂軸力增長(zhǎng)較方案2更加緩和；分離后，兩個(gè)方案的千斤頂軸力增長(zhǎng)速率比較接近，均基本隨著頂升位移的增加呈線性增長(zhǎng)關(guān)系。

圖7 千斤頂加載力與頂升位移關(guān)系曲線

3.2.2支座連接柱軸力

圖8為支座連接柱軸向力與頂升位移關(guān)系曲線，可以看出，在更換過(guò)程中方案1支座連接柱軸向力最大值達(dá)到9 170kN；而方案2支座連接柱軸向力最大值為9 010kN，比方案1小160kN，這是因?yàn)榉桨?的總頂升位移比方案1大?？傮w而言，支座連接柱軸向力主要與頂升的位移有關(guān)，基本隨著頂升位移的增加呈線性增長(zhǎng)關(guān)系。

圖8 支座連接柱軸向力與頂升位移關(guān)系曲線

3.2.3頂升支墩相連梁極值應(yīng)力

圖9為相鄰梁最大應(yīng)力與頂升位移關(guān)系曲線，可以看出方案1與方案2頂升支墩相連梁的應(yīng)力水平很低，最大未超過(guò)11MPa，一直保持在彈性范圍之內(nèi)，兩種更換方案對(duì)連梁影響不大。

圖9 相鄰梁最大應(yīng)力與頂升位移關(guān)系曲線

3.2.4結(jié)構(gòu)應(yīng)力及變形分析

圖10為上部結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力與頂升位移關(guān)系曲線，可以看出，方案1與方案2上部結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力隨著頂升位移的增加呈線性增長(zhǎng)關(guān)系。在更換過(guò)程中，方案1的最大應(yīng)力值為167.6MPa，方案2為164.6MPa，比方案1小3MPa，但是兩個(gè)方案的最大應(yīng)力均小于屈服強(qiáng)度；圖11，12為方案1與方案2頂升至最大高度時(shí)支座應(yīng)力云圖與塑性區(qū)分布云圖，可以看出，除了局部尖點(diǎn)位置出現(xiàn)塑性，基本上整個(gè)支座都能夠保持彈性，兩個(gè)方案均能保證更換過(guò)程中的結(jié)構(gòu)安全。

圖10 上部結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力與頂升位移關(guān)系曲線

圖11 方案1頂升至最大高度時(shí)支座云圖

圖12 方案2頂升至最大高度時(shí)支座云圖

圖13，14分別為方案1和方案2頂升關(guān)鍵步驟的變形云圖，可以看出，在頂升和卸載過(guò)程中，兩個(gè)方案支座結(jié)構(gòu)的變形比較均勻?qū)ΨQ，且由于焊板的設(shè)置，方案2支座回彈量很小，因此可以以較小的頂升量使得支座與上部結(jié)構(gòu)分離，實(shí)現(xiàn)更換。

圖13 方案1頂升更換過(guò)程支座變形云圖

圖14 方案2頂升更換過(guò)程支座變形云圖

3.3 頂升位移限值分析

支座更換過(guò)程中的最大頂升位移主要是考慮頂升對(duì)上部結(jié)構(gòu)附加內(nèi)力的影響等綜合因素確定。上述支座更換中由于支座整體壓力較小，所需頂升位移相對(duì)較小，對(duì)上部結(jié)構(gòu)影響不大，為了考察頂升位移的最大限值，繼續(xù)以上述結(jié)構(gòu)為例，對(duì)其進(jìn)行支座頂升全過(guò)程分析，圖15為頂升過(guò)程中上部結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力位移曲線，可以看出，當(dāng)頂升位移達(dá)到57mm時(shí)結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力，出現(xiàn)在頂升支座對(duì)應(yīng)柱子的1層連梁上。因此，以結(jié)構(gòu)安全為標(biāo)準(zhǔn)，可將屈服應(yīng)力除以安全系數(shù)1.5后對(duì)應(yīng)的位移31mm作為該結(jié)構(gòu)的頂升位移限值。因此，實(shí)際工程的頂升位移限值應(yīng)根據(jù)具體結(jié)構(gòu)頂升全過(guò)程分析和相關(guān)頂升設(shè)備噸位來(lái)制定。

圖15 上部結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力與頂升位移曲線

4 結(jié)語(yǔ)

1)建立了隔震支座精細(xì)化有限元模型，并將模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了支座模型的準(zhǔn)確性和可行性，在此基礎(chǔ)上建立了帶隔震支座的上部結(jié)構(gòu)一體化多尺度有限元模型及隔震支座更換模擬方法，為類似項(xiàng)目的更換模擬提供了參考。

2)以實(shí)際工程方案為基礎(chǔ)，對(duì)兩種不同更換方案進(jìn)行了仿真模擬，給出了更換過(guò)程中千斤頂加載噸位、支座及主體結(jié)構(gòu)分離位移、結(jié)構(gòu)極值應(yīng)力、支座柱軸力及頂升位移限值等一系列關(guān)鍵指標(biāo)，評(píng)價(jià)了兩種更換方案的特點(diǎn)，其中方案1施工操作較為簡(jiǎn)單，但是由于頂升過(guò)程中的支座回彈，所需頂升高度較大，增加了結(jié)構(gòu)的附加內(nèi)力和頂升設(shè)備的要求，而方案2則頂升高度較小，引起的附加內(nèi)力和設(shè)備要求比較低，但是由于增加了對(duì)舊支座上下連接板焊接和新支座壓縮定型等環(huán)節(jié)，使其更換工作復(fù)雜性也大大增加，因此實(shí)際工程中可根據(jù)頂升位移及結(jié)構(gòu)附加內(nèi)力水平來(lái)確定合適的施工方案，研究成果也為類似工程隔震支座更換的安全性和相關(guān)設(shè)備選取等提供技術(shù)支持和科學(xué)依據(jù)。