預(yù)壓彈簧豎向隔震裝置的性能試驗與數(shù)值模擬

莊 鵬,趙文選

(1.北京建筑大學(xué) 土木與交通工程學(xué)院,北京 100044;2.北京建筑大學(xué) 大型多功能振動臺陣實驗室,北京 100044;3.北京建筑大學(xué) 工程結(jié)構(gòu)與新材料北京高等學(xué)校工程研究中心,北京 100044)

隔震技術(shù)作為一種有效的振動控制技術(shù),通過合理設(shè)置隔震層,阻隔地震底面運動向主體結(jié)構(gòu)的傳遞路徑,以保護受控結(jié)構(gòu)的抗震安全與抗震韌性。目前,水平隔震技術(shù)發(fā)展較為成熟,如疊層橡膠支座(laminated rubber bearing, LRB)[1-2]、摩擦擺支座(friction pendulum bearing, FPB)[3-4],彈簧-滑動摩擦復(fù)合隔震支座[5]等已有了廣泛的工程應(yīng)用。并且基于此,研究人員對水平隔震裝置進行了改良和創(chuàng)新,使其具有更好的力學(xué)性能和適用性,例如SMA-橡膠支座[6-7]、抗拔FPB[8]、多功能FPB[9]等。然而,大跨空間結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)振動呈現(xiàn)三維特性[10],且豎向振動問題突出,水平隔震支座在水平向雖具有良好的控制效果,但難以有效降低結(jié)構(gòu)在地震作用下的豎向響應(yīng)。

針對上述問題,許多學(xué)者開展了豎向隔震支座研究。早期的豎向隔震系統(tǒng)大多依托空氣彈簧,以保證核電站結(jié)構(gòu)的抗震安全[11-13]。此外,科研人員將金屬彈簧(碟形彈簧、環(huán)向彈簧、螺旋彈簧)用于豎向承載和豎向隔震[14-17],并在其中設(shè)置多種阻尼裝置提升豎向耗能水平[18-19]。值得指出的是,豎向隔震系統(tǒng)需兼具支承靜力荷載所需的剛度與延長結(jié)構(gòu)豎向周期所需的柔度,以往研究對此尚無有效的解決方案。近年來,陳兆濤等[20]通過多組油缸構(gòu)成變剛度豎向隔震系統(tǒng);周穎等[21]將準零剛度原理用于設(shè)計豎向隔震裝置。二者均旨在滿足上述豎向隔震面對的雙重需求,但是,前者構(gòu)造復(fù)雜,且在長期負載情況下存在液體泄漏的風(fēng)險,后者尚處于原理探討階段,相關(guān)實用技術(shù)需進一步研究。

綜上,結(jié)構(gòu)豎向隔震技術(shù)的主要難點在于如何協(xié)調(diào)靜力承載與豎向隔震所需的剛度差異。鑒于此,本文擬提出一種阻尼豎向隔震支座(damped vertical isolation bearing, DVIB),其由預(yù)壓彈簧裝置(pre-pressed spring device, PSD)和黏滯阻尼器組成。闡明PSD與DVIB的構(gòu)造、工作原理以及隔震機制;設(shè)計并加工一套組合PSD試件,對其進行軸向往復(fù)加載試驗,以檢驗其力學(xué)性能;運用ABAQUS軟件對上述試件的力學(xué)性能進行精細化模擬,通過與試驗結(jié)果的對比,驗證該模擬方法的準確性。

1 豎向隔震裝置的構(gòu)造與工作原理

1.1 構(gòu)造設(shè)計

PSD的主要部件包括螺旋彈簧、連接軸、導(dǎo)向桿、頂板、底板、上部套筒、底部套筒、抗剪螺栓和螺母,如圖1所示。螺旋彈簧與頂板和底板直接接觸,通過向連接軸施加壓力,帶動頂板向下壓縮螺旋彈簧,同時導(dǎo)向桿穿過底板中間預(yù)留孔;到達設(shè)定的預(yù)壓量時,將螺母擰入導(dǎo)向桿底端,將處于壓縮狀態(tài)的螺旋彈簧限制于頂板和底板之間;隨后,將上部套筒和底部套筒通過抗剪螺栓相連接,螺旋彈簧被約束在套筒內(nèi)部,完成預(yù)壓力的封裝。封裝了預(yù)壓力的彈簧會向外產(chǎn)生反作用力,可用于抵消上層建筑的大部分重力荷載。

圖1 預(yù)壓彈簧裝置(PSD)的構(gòu)造示意圖

在實際工程中,隔震支座往往需要承受較大的豎向荷載,可以將多個PSD并聯(lián)使用以增加其豎向承載能力,并且可以將技術(shù)成熟的阻尼裝置引入其中,以增加其豎向耗能能力,形成阻尼豎向隔震支座(DVIB)。本文中,將四組PSD和兩組黏滯阻尼器并聯(lián),加以設(shè)置限位器,形成具有抗扭轉(zhuǎn)搖擺能力的多級防御豎向隔震系統(tǒng),如圖2所示。在實際應(yīng)用中,可將PSD和黏滯阻尼器平行框架柱安裝于上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)之間。首先,將基座和導(dǎo)向板錨固到框架柱上,將PSD和黏滯阻尼器通過導(dǎo)向板安置于基座中,并將PSD和黏滯阻尼器的側(cè)面和底端通過焊接或螺栓連接與導(dǎo)向板和基座;其次,在框架柱頂端安裝限位器;之后,將連接板分別與限位器、PSD和黏滯阻尼器進行固定連接。連接板將多組PSD和黏滯阻尼器組合成并聯(lián)系統(tǒng),可支撐上部結(jié)構(gòu),從而發(fā)揮隔震裝置的豎向承載和耗能作用,同時,限位器可以對隔震裝置以及結(jié)構(gòu)的搖擺和扭轉(zhuǎn)產(chǎn)生抑制作用。

圖2 阻尼豎向隔震支座(DVIB)示意圖

1.2 工作原理與隔震機制

PSD的恢復(fù)力-位移關(guān)系如圖3所示。當(dāng)施加在PSD上的豎向荷載小于其封裝的預(yù)壓力時,PSD處于第Ⅰ工作階段。在此階段,PSD中的已預(yù)壓的彈簧未發(fā)生壓縮,外荷載僅通過施壓連接軸和底部套筒產(chǎn)生了微小的變形,相應(yīng)表現(xiàn)為較高的承載力及初始剛度(Ki)。當(dāng)外部荷載逐漸增大并超過封裝的預(yù)壓力時,PSD中的預(yù)壓彈簧開始進一步壓縮,此時,PSD的恢復(fù)力-位移曲線發(fā)生轉(zhuǎn)折,進入第Ⅱ工作階段。需要說明的是,PSD在該階段退化為常規(guī)彈簧支座,其可利用螺旋彈簧自身的剛度(Kp)發(fā)揮豎向隔震作用。當(dāng)外部荷載繼續(xù)增加,PSD中的螺旋彈簧各圈開始接觸直至完全壓平,PSD的恢復(fù)力-位移曲線再次發(fā)生轉(zhuǎn)折,進入第Ⅲ工作階段,此時螺旋彈簧表現(xiàn)為較高的硬化剛度(Kr)。可見,當(dāng)PSD達到靜平衡狀態(tài)(圖3中的S處)后,路徑AS、BS對應(yīng)的兩段位移構(gòu)成了該支座在隔震階段(階段Ⅱ)的往復(fù)位移能力,而Ⅰ、Ⅲ階段可用于PSD在極限狀態(tài)下的位移限位。此外,將PSD的多階段恢復(fù)力-位移曲線和與其隔震剛度相同的恒定剛度螺旋彈簧進行對比,可以發(fā)現(xiàn),恒定剛度彈簧承受與PSD靜力平衡位置所對應(yīng)的荷載時,需要付出的位移行程遠大于PSD,即圖3中us′?us,說明引入預(yù)壓限位功能的PSD較傳統(tǒng)的彈簧支座對重力荷載具有更強的適應(yīng)能力。

圖3 PSD恢復(fù)力-位移關(guān)系示意圖

參照圖3,PSD的恢復(fù)力-位移關(guān)系可以表示為:

(1)

式中:Fa、ua分別表示階段Ⅰ與階段Ⅱ之間轉(zhuǎn)換點對應(yīng)的荷載與位移,即預(yù)壓力及其相應(yīng)的預(yù)壓位移;Fb、ub分別表示階段Ⅱ與階段Ⅲ之間轉(zhuǎn)換點所對應(yīng)的荷載和位移,即彈簧各圈開始接觸的壓力及其相應(yīng)的位移;Fc和uc分別代表極限荷載與其相應(yīng)的位移閾值;Fs和us分別代表處于靜力平衡位置S點的荷載和位移。

黏滯阻尼器為豎向隔震裝置提供了豎向耗能能力,其產(chǎn)生的阻尼力可表示為:

FC=C|v|ρsgn(v)

(2)

式中:C為阻尼系數(shù);v為相對運動速度;ρ為阻尼器指數(shù)。

綜上,豎向隔震裝置的總恢復(fù)力可表示為:

FV=nFPSD+mFC

(3)

式中:n和m分別為PSD和黏滯阻尼器的個數(shù)。

2 組合PSD性能試驗

2.1 試件設(shè)計方案

如前文所述,在DVIB中,由多個并聯(lián)PSD實施豎向承載和豎向隔震的核心功能。鑒于此,需通過試驗進一步考察組合PSD的實際力學(xué)性能,檢驗其是否符合前述理論模型所述特征。用于性能試驗的一套組合PSD由四個同規(guī)格PSD和一塊頂板組成,如圖4所述。單個PSD的配件包括螺旋彈簧、導(dǎo)向桿、外套筒、頂部和底部蓋板、工作臺以及螺母,其具體尺寸如圖5所示。其中,螺旋彈簧材料選用60CrMnA,根據(jù)彈簧設(shè)計理論[22],其具有104 mm的壓縮變形能力和1.193 kN/mm的線彈性剛度;其他部件均由Q235鋼制成。另外,導(dǎo)向桿與蓋板、蓋板與外套筒接觸部位均涂有潤滑劑以減小摩擦。

圖4 組合PSD主要尺寸(單位:mm)

圖5 單個PSD主要部件尺寸(單位:mm)

2.2 試件組裝與加載工況

根據(jù)圖6所示的裝配過程,對組合PSD試件施加預(yù)壓力。首先將四組PSD進行組裝,在導(dǎo)向桿上端擰上螺母并按照預(yù)定位置排列放置(步驟一);其次安裝頂板,將四根導(dǎo)向桿穿過頂板預(yù)留的螺栓孔(步驟二);隨后在導(dǎo)向桿穿出部分擰上螺母,上下螺母擰緊以固定頂板,防止其移動(步驟三);接下來在頂板上表面中心處安裝連接桿件,以便于放置力傳感器(步驟四);最終使用作動器施加預(yù)壓力(步驟五),當(dāng)導(dǎo)向桿向下推動到預(yù)定位置時,擰緊螺母,至此預(yù)壓完成(步驟六)。

圖6 組合PSD裝配圖

加載設(shè)備和組裝試件如圖7所示。試驗中采用位移控制法對組合PSD試件進行加載,共設(shè)置五種加載工況。最大循環(huán)位移幅值為83 mm,對應(yīng)無預(yù)壓的工況(工況1);對于試件預(yù)壓力為160 kN、200 kN、240 kN和280 kN的工況,其預(yù)壓位移分別設(shè)為33 mm、43 mm、50 mm和60 mm,其位移幅值分別設(shè)為50 mm、40 mm、33 mm和23 mm,以上工況分別記為工況2、工況3、工況4和工況5。各工況均循環(huán)加載5圈。

圖7 加載設(shè)備與組合PSD試件

2.3 試驗結(jié)果

圖8為組合PSD在160kN預(yù)壓的工況下加載5個循環(huán)的試驗響應(yīng)結(jié)果。所有的循環(huán)響應(yīng)近似重疊,表明試件在重復(fù)循環(huán)加載過程中表現(xiàn)一致。其他加載工況的試驗結(jié)果顯示了相似的特征。因此,第一次加載獲得的試驗曲線足以清晰地展示PSD的恢復(fù)力-位移特性。

圖8 5個循環(huán)的恢復(fù)力-位移曲線

圖9展示了五種工況下組合PSD的第一次加載的恢復(fù)力-位移曲線,可以看出封裝預(yù)壓力的試件呈現(xiàn)出兩階段剛度特性。外荷載未超過預(yù)壓力時,曲線斜率非常大,試件的軸向變形在0.55 mm～0.86 mm范圍內(nèi),由此可得初始剛度范圍為186.77 kN/mm～509.69 kN/mm;荷載超過彈簧的預(yù)壓力后,恢復(fù)力-位移曲線出現(xiàn)拐點,彈簧進入隔震階段,不同預(yù)壓力下隔震剛度試驗值范圍為4.757 kN/mm～4.839 kN/mm,其與隔震剛度理論值的最大誤差不超過1.5%,說明試驗結(jié)果與理論分析非常接近,驗證了理論分析的可靠性。由于未將預(yù)壓彈簧壓并,因此未出現(xiàn)第三階段剛度。總體上,該組合PSD試件的恢復(fù)力-位移關(guān)系與上文理論模型極為類似。

圖9 首次循環(huán)的恢復(fù)力-位移曲線

3 數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

采用ABAQUS軟件對其進行精細化有限元模擬。PSD試件中鋼制部件的彈性模量為206 GPa,泊松比為0.3。螺旋彈簧屈服強度為1078 MPa,拉桿、蓋板和螺母的屈服強度均為235 MPa。采用C3D10單元建立拉桿、螺母、螺旋彈簧以及與其直接接觸的頂部蓋板和底部蓋板的幾何模型,頂部蓋板上表面與拉桿頭底面的距離為施加給螺旋彈簧的預(yù)壓變形量。因為外套筒對PSD的軸向循環(huán)響應(yīng)不敏感,所以建模時省略了該部件。在頂部蓋板上表面的中心設(shè)置參考點,將其與該表面進行耦合,作為預(yù)壓控制點。采用C3D8R單元在四組單個PSD試件上部建立一塊頂板,頂板與拉桿頭上表面設(shè)置綁定約束與“硬”接觸,在頂板上表面中心建立參考點,將該點與頂板上表面進行耦合,作為加載的控制點。底部蓋板設(shè)為完全固定,螺母與拉桿之間設(shè)置綁定約束。創(chuàng)建相互接觸屬性,法向行為為“硬”接觸,切向行為的摩擦公式為“罰”函數(shù)。設(shè)置螺旋彈簧的兩個端部與頂部蓋板和底部蓋板為面與面接觸。對螺旋彈簧自身設(shè)置“通用接觸”,以保證其在壓縮過程中不發(fā)生自身表面相互侵入的現(xiàn)象。組合PSD有限元模型如圖10所示。

圖10 組合PSD有限元模型

分四個階段完成PSD的模擬,如表1所示。首先,在頂部蓋板施加與設(shè)定預(yù)壓力相對應(yīng)的豎向位移,將其壓至拉桿頭下部以模擬施加預(yù)壓力的過程。其次,約束住底部螺母的豎向位移,激活頂部蓋板上表面與拉桿頭底面和螺母頂面與底部蓋板下表面的接觸對,以將螺旋彈簧限制于上下蓋板之間,完成預(yù)壓力的封裝。隨之,釋放螺母豎向約束,使預(yù)壓彈簧的反作用力傳遞到其相鄰部件。最后,在頂板中心控制點施加位移荷載,完成整個模擬過程。

表1 模擬步驟

3.2 模擬結(jié)果

圖11展示了組合PSD試件在最大荷載下的應(yīng)力云圖,結(jié)果顯示螺旋彈簧的最大Mises應(yīng)力為1 009 MPa,低于其屈服強度,剪切應(yīng)力低于710 MPa的允許值;其他構(gòu)件在加載過程中經(jīng)歷了相對較低的應(yīng)力水平。

將試驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)進行對比分析,如表2和圖12所示。可以看出,PSD初始剛度的模擬值與試驗值的誤差大部分在10%到20%。隔震剛度模擬值與試驗值的相對誤差在0.72%～3.27%之間,總體來說誤差較小,且PSD的模擬與試驗曲線吻合良好,由此驗證了模擬結(jié)果的可靠性,為后續(xù)開展PSD在整體結(jié)構(gòu)層面的模擬奠定了基礎(chǔ)。

表2 試驗數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)對比

圖12 試驗和模擬的恢復(fù)力-位移曲線對比

4 結(jié) 論

(1) 提出了一種基于預(yù)壓彈簧裝置(PSD)和黏滯阻尼器的豎向隔震支座(DVIB),建立了描述該豎向隔震系統(tǒng)力學(xué)性能的理論分析模型。

(2) 設(shè)計和加工了一套組合PSD試件,對其進行了軸向往復(fù)加載試驗研究,試驗結(jié)果顯示該試件具備多級剛度特性,不同預(yù)壓力下試件的初始剛度范圍為186.77 kN/mm～509.69 kN/mm,隔震剛度范圍為4.757 kN/mm～4.839 kN/mm,初始剛度平均值約為隔震剛度平均值的73倍,驗證了所建立理論模型的合理性。

(3) 對所開展的擬靜力試驗進行了基于ABAQUS的數(shù)值重現(xiàn),所得的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好,隔震剛度的誤差在4%以內(nèi),表明該有限元建模方法可用于DVIB的參數(shù)設(shè)計與分析。