抗拔型摩擦擺支座力學(xué)性能試驗(yàn)研究

王偉強(qiáng)，曹志峰，卜繼玲，程海濤

(株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司，湖南株洲412007)

抗拔型摩擦擺支座力學(xué)性能試驗(yàn)研究

王偉強(qiáng)，曹志峰，卜繼玲，程海濤

(株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司，湖南株洲412007)

開發(fā)了一種新型抗拔型摩擦擺支座，并進(jìn)行了力學(xué)性能試驗(yàn)研究。通過試驗(yàn)研究了滯回模型，試驗(yàn)內(nèi)容包括測(cè)試支座的水平力學(xué)特性和豎向力學(xué)特性。研究了豎向承載力、加載頻率對(duì)滯回阻尼耗能的影響，驗(yàn)證了支座的豎向抗拉拔特性。結(jié)果表明:抗拔型摩擦擺支座的試驗(yàn)結(jié)果與理論分析結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了支座力學(xué)模型的合理性;該支座具有良好的滯回阻尼耗能功能和豎向阻尼耗能功能，同時(shí)實(shí)現(xiàn)了豎向抗拔功能。

抗拔;摩擦擺支座;滯回模型;力學(xué)性能;等效摩擦系數(shù)

由于摩擦擺支座缺乏豎向抗拔功能，因此地震的豎向作用會(huì)引起支座產(chǎn)生豎向反力，導(dǎo)致支座的臨界滑動(dòng)力和滯回耗能受到影響，從而影響隔震橋梁的地震反應(yīng)［1-2］。目前應(yīng)用于隔震橋梁結(jié)構(gòu)的支座主要有橡膠支座、滯變型鋼阻尼支座、摩擦擺支座，其中摩擦擺支座主要通過滑動(dòng)面的設(shè)計(jì)延長(zhǎng)結(jié)構(gòu)的振動(dòng)周期，從而達(dá)到隔震消能的目的。由于摩擦擺支座在穩(wěn)定性、自復(fù)位能力、抗平扭能力等方面具有優(yōu)勢(shì)，經(jīng)過不斷的發(fā)展，該支座在工程應(yīng)用中得到推廣，但仍存在上述問題［3-5］。為了解決摩擦擺支座的受拉問題，可采用抗拔型摩擦擺支座進(jìn)行阻尼耗能減震，具有良好的減隔震效果［6-7］。

目前采用阻尼耗能減震技術(shù)已成為一種安全有效且成熟可靠的工程減震控制技術(shù)，通過在結(jié)構(gòu)的其他部位增加耗能裝置，為結(jié)構(gòu)提供附加阻尼或附加剛度，因此在風(fēng)荷載或地震荷載作用下主要通過附加耗能裝置釋放輸入結(jié)構(gòu)的地震能量，降低上部結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)，從而保護(hù)上部結(jié)構(gòu)的安全［8］。國(guó)內(nèi)外學(xué)者開發(fā)了不同類型的抗拔型摩擦擺支座，如ROUSSIS等［9］開發(fā)了抗拔型摩擦擺支座;薛素鐸等［10］、王秀麗等［11］分別開發(fā)了豎向抗拔摩擦擺支座以及結(jié)合鋼彈簧開發(fā)的抗拔型三重摩擦擺支座。本文開發(fā)的抗拔型摩擦擺支座，與已有的抗拔型摩擦擺支座相比，該支座可通過抗拔塊的阻尼耗能為摩擦擺支座提供豎向抗拔力，改變上部結(jié)構(gòu)的阻尼比和自振周期，從而減輕地震作用的動(dòng)力放大反應(yīng)，避免橋梁上部結(jié)構(gòu)發(fā)生落梁。

圖1　支座試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

1　支座力學(xué)性能

1.1支座基本構(gòu)造

新型抗拔型摩擦擺支座由摩擦擺支座、抗拔塊組成，其中摩擦擺支座由上座板、中座板、下座板、上耐磨板、下耐磨板組成，見圖1。上、下座板均有一個(gè)球形凹面，一個(gè)用來滑動(dòng)，一個(gè)用來轉(zhuǎn)動(dòng)，構(gòu)成摩擦擺支座的2個(gè)球面摩擦副。由于滑動(dòng)摩擦副為球面干摩擦副，因此上座板的球形凹面焊有拋光不銹鋼板。中座板與T形導(dǎo)槽的下底面采用鍍鉻處理，減小轉(zhuǎn)動(dòng)摩擦副及T形導(dǎo)槽與抗拔塊間的滑動(dòng)摩擦。上、下耐磨板分別嵌入中座板的上球形凸面和下座板的球形凹面。上座板的球形凹面邊緣設(shè)置環(huán)形擋塊，起到控制支座最大水平位移的作用。當(dāng)中座板碰到環(huán)形擋塊時(shí)，支座停止滑動(dòng)，此時(shí)支座的水平位移為最大水平位移Dmax。

1.2支座力學(xué)模型

不同曲率半徑的滑動(dòng)面和轉(zhuǎn)動(dòng)面的先后滑動(dòng)順序由摩擦系數(shù)決定，當(dāng)摩擦擺支座受到的水平力F大于某個(gè)面的最大靜摩擦力fmax時(shí)，該面開始滑動(dòng)，因此抗拔型摩擦擺支座的滑動(dòng)順序一般是轉(zhuǎn)動(dòng)面先于滑動(dòng)面滑動(dòng)。摩擦擺支座可簡(jiǎn)化成一個(gè)鐘擺模型，見圖2(a)。上座板和中座板構(gòu)成鉸接滑塊，滑塊在等效曲率半徑為Re的圓弧滑道上做往復(fù)單擺運(yùn)動(dòng)，θ為滑塊運(yùn)動(dòng)到偏離豎向?qū)ΨQ軸的最大轉(zhuǎn)角，取逆時(shí)針為正。滑塊的豎向荷載為W，滑塊產(chǎn)生的正壓力為N= W cosθ，水平滑移位移為D=Resinθ，其中Re=Re1+ Re2，Re1，Re2分別為滑動(dòng)面和轉(zhuǎn)動(dòng)面的等效曲率半徑。由于滑塊在滑動(dòng)面滑動(dòng)時(shí)受到轉(zhuǎn)動(dòng)面的影響，因此滑塊與滑道間的摩擦力為，其中μe為等效摩擦系數(shù)為符號(hào)函數(shù)(逆時(shí)針滑動(dòng)為1，順時(shí)針滑動(dòng)為－1)。

根據(jù)力的平衡原理可得摩擦擺支座的水平力F的平衡方程式

由于θ很小，上式可簡(jiǎn)化為

摩擦擺支座的滯回模型見圖2(b)，Dy為支座屈服位移，即支座克服靜摩擦力滑行的微小位移，此階段的剛度為初始剛度Ki;K為支座的屈后剛度，K= W/Re。該滯回模型與縱軸的交點(diǎn)為支座的滑動(dòng)摩擦力μeW。由于摩擦擺支座力學(xué)模型具有非線性特征，需要得到支座等效線性剛度Ke和等效粘滯阻尼比βe。

圖2　摩擦擺支座受力模型

摩擦擺支座的等效線性剛度Ke為

根據(jù)美國(guó)的工程應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)，支座克服靜摩擦力滑行的距離取2.5 mm，即屈服位移Dy=2.5 mm，此時(shí)的等效剛度Ke即為初始剛度Ki［12］。

摩擦擺支座的等效粘滯阻尼比βe和滯回阻尼耗能EDs與最大應(yīng)變能Es有關(guān)，根據(jù)支座的滯回曲線可得

由式(3)、(4)可知，除去幾何參數(shù)外，摩擦擺支座的力學(xué)性能僅與等效摩擦系數(shù)μe有關(guān)。

由于豎向抗拔塊僅在豎向產(chǎn)生彈塑性變形，因此新型支座的水平剛度為

式中:KH，KFH分別為新型支座、摩擦擺支座的水平剛度。

新型支座的豎向抗壓剛度為

新型支座的豎向抗拉剛度為

式中:KC，KFC分別為新型支座、摩擦擺支座的豎向抗壓剛度;KT，Kui分別為新型支座、抗拔塊的豎向抗拉剛度;n為組成支座的抗拔塊數(shù)量。

2　試驗(yàn)研究

2.1試驗(yàn)基本概況

為了研究抗拔型摩擦擺支座在不同外部激勵(lì)條件下的水平耗能特性及豎向耗能特性，試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦x用抗拔型摩擦擺支座(Uplift-resistance-type Friction Pendulum Bearing，URTFPB)，參見圖1。抗拔型摩擦擺支座的設(shè)計(jì)參數(shù):豎向承載力為4 000 kN，豎向抗拔力為720 kN，水平反力為300 kN，設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)角為0.02 rad，水平位移為±100 mm。基于力學(xué)性能的抗震設(shè)計(jì)要求，該支座的水平力學(xué)性能測(cè)試:設(shè)計(jì)承載力分別為2 000，3 000，4 000 kN，以正弦波形式施加水平位移，分別為±50，±75，±100 mm，并往復(fù)循環(huán)10次;水平荷載的加載頻率分別為0.05，0.10，0.20 Hz。通過試驗(yàn)機(jī)施加水平載荷，由試驗(yàn)機(jī)的加載和測(cè)試系統(tǒng)測(cè)出水平反力對(duì)應(yīng)的水平位移，試驗(yàn)裝置見圖3(a)。該支座采用抗拔裝置進(jìn)行豎向力學(xué)性能測(cè)試，抗拔塊豎向加載力為180 kN，并記錄豎向拉拔力與豎向位移的變形關(guān)系，試驗(yàn)裝置見圖3(b)。

圖3　測(cè)試裝置

上述試驗(yàn)加載分別采用南車株洲電力機(jī)車研究所有限公司新材料檢測(cè)中心的2 500 t減隔振支座二維加載試驗(yàn)機(jī)、CSS44600電子萬能試驗(yàn)機(jī)。

2.2試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1水平力學(xué)特性

對(duì)不同加載頻率、不同豎向承載力下的滯回曲線進(jìn)行了對(duì)比分析，見圖4、圖5。由圖4可知，支座在不同加載頻率下的滯回曲線基本一致，隨著加載頻率的增大，相同豎向承載力和水平位移下的最大水平反力變化不大。由圖5可知，支座在不同豎向承載力下的滯回曲線變化較大，隨著豎向承載力的增大，相同加載頻率和水平位移下的最大水平反力增大，支座的滯回耗能能力略有增大趨勢(shì)。因此抗拔型摩擦擺支座的滯回耗能能力與加載頻率、豎向承載力的關(guān)系較小。

圖4　不同加載頻率下滯回曲線對(duì)比

圖5　不同豎向承載力下滯回曲線對(duì)比

2.2.2豎向力學(xué)特性

通過豎向力學(xué)抗拔性能測(cè)試，單個(gè)抗拔塊的豎向抗拔力可達(dá)180 kN，故整個(gè)支座的抗拔裝置(由4個(gè)抗拔塊組成)的豎向抗拔力為720 kN，基本達(dá)到了設(shè)計(jì)要求。抗拔型摩擦擺通過抗拔塊產(chǎn)生彈塑性變形，既實(shí)現(xiàn)了豎向阻尼耗能，又給主體摩擦擺支座提供了豎向拉拔力。

2.2.3試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

為了驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果與理論分析結(jié)果的一致性，分析了不同豎向承載力和不同加載頻率下試驗(yàn)工況和理論工況下的滯回曲線。在豎向承載力工況中，豎向承載力分別為3 000，4 000 kN，水平位移為±100 mm，加載頻率為0.1 Hz;在加載頻率工況中，加載頻率分別為0.05，0.10 Hz，水平位移為±100 mm，豎向承載力為4 000 kN。

根據(jù)理論分析結(jié)果、模擬結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果，抗拔型摩擦擺支座在不同豎向承載力、不同加載頻率條件下的滯回曲線分別見圖6、圖7。由圖可知，滯回曲線穩(wěn)定飽滿，表現(xiàn)出良好的滯回耗能能力，且理論值、模擬值、試驗(yàn)值3者比較吻合，驗(yàn)證了理論力學(xué)模型的正確性和模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖6　不同豎向承載力下試驗(yàn)值、理論值及模擬值對(duì)比

圖7　不同加載頻率下試驗(yàn)值、理論值及模擬值對(duì)比

3　結(jié)論

1)抗拔型摩擦擺支座具有良好的滯回阻尼耗能作用。在相同水平位移和豎向承載力作用下，隨著加載頻率的增大，支座的最大水平反力變化不大。在加載頻率和水平位移相同時(shí)，隨著豎向承載力的增大，支座的最大水平反力增大。

2)該支座同時(shí)具有良好的豎向阻尼耗能作用。通過抗拔塊產(chǎn)生彈塑性變形，既給主體支座提供了附加阻尼耗能功能，又提供了豎向抗拔力，從而解決了支座的受拉問題。

3)通過對(duì)比分析試驗(yàn)結(jié)果與理論分析結(jié)果，發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)值與理論值、模擬值吻合較好，驗(yàn)證了支座力學(xué)模型的合理性。

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(責(zé)任審編 鄭冰)

Experimental Study on Mechanical Performance of Uplift-resistance-type Friction Pendulum Bearing

WANG Weiqiang，CAO Zhifeng，BU Jiling，CHENG Haitao
(Zhuzhou Times New Material Technology Co．，Ltd．，Zhuzhou Hunan 412007，China)

A new type of up lift resistance friction pendulum bearing(URT FPB)was designed，and the mechanical performance of which was studied．T he hysteretic model was verified by experiments，including the horizontal and vertical mechanical perform ance of the bearing．The effects of vertical bearing capacity and loading frequency on the hysteretic dam ping energy dissipation were studied．The results show that the test results of the URT FPB are in good agreem ent with theoretical analysis，which verifie the reasonability of the hysteretic model．URT FPB has a good hysteretic dam ping energy dissipation and vertical damping energy dissipation，at the same time，the vertical uplift resistance function of the bearing is verified．

U plift resistance;Friction pendulum bearing;H ysteretic model;M echanical perform ance;Effective friction coefficient

TU317;U443．36

A

10．3969/j．issn．1003-1995．2016．11．10

1003-1995(2016)11-0038-04

2016-07-04;

2016-09-23

王偉強(qiáng)(1986—)，男，工程師，碩士。