并聯高強鋼環簧組自復位抗震阻尼器研制與試驗研究

王 偉，趙亞碩，方 成，張瑞斌

(1. 同濟大學土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092；2. 同濟大學建筑工程系，上海 200092)

近年來我國地震工程的研究呈現從抗震、減隔震走向可恢復功能的趨勢[1]。自復位鋼框架結構可有效降低甚至消除結構震后殘余變形，減小建筑物震后拆除的經濟損失及相關社會影響，因而成為目前的研究熱點。自復位支撐具有與框架連接相對簡單、易實現工廠化預制、可避免梁膨脹效應[2]等特點因而得到廣泛的關注。

現階段對于自復位支撐的研究主要集中在構造典型的旗幟形滯回曲線。目前自復位支撐的功能構造主要可分為兩部分，即自復位部分和耗能部分。自復位功能多采用預應力筋和彈簧實現，多采用的預應力筋有芳綸纖維筋[2-4]、玻璃纖維筋[5-7]、形狀記憶合金(SMA)筋[8-11]等，采用的彈簧主要有螺旋彈簧[12]、碟形彈簧[13-15]、環形彈簧[16-17]等。耗能功能多采用摩擦、金屬軟鋼和SMA材料實現，如摩擦片、低屈服點鋼、SMA筋等。其中，采用SMA材料和環形彈簧等可將自復位功能和耗能功能集于一體，可有效簡化自復位支撐構造。目前對于自復位支撐的研究仍存在以下問題：1) 采用 PT筋(預應力筋)的自復位支撐在強震作用下的變形能力不足且存在斷裂風險；2) SMA材料需要解決溫度敏感性、性能穩定性和成本相對較高的問題；3)現有自復位支撐構造復雜、張拉施工繁瑣；4) 支撐經歷強震作用后性能退化，需要更換受損耗能元件；5) 采用高強鋼環簧的自復位支撐尺寸較大，可能影響建筑使用功能。

本文在自復位支撐研究的基礎上，結合對高強鋼環簧的研究，提出了基于并聯高強鋼環簧組的自復位阻尼器，充分利用阻尼器內部空間，同等情況下有效提高了阻尼器的承載力。并通過滯回試驗探究阻尼器在多次序列地震下的穩定性，探究了環簧接觸表面摩擦對自復位阻尼器的影響。

1 并聯高強鋼環簧自復位阻尼器的設計及工作機理

1.1 高強鋼環簧的工作機理簡介

高強鋼環簧由內圓柱面外錐面的內環及外圓柱面內錐面的外環沿其錐面拼疊而成，環簧受壓時外環膨脹、內環收縮，外環或內環間的空隙減小，環簧組軸向被壓縮。

圖1中：D01和D02分別為內、外環形心直徑；b1為內環最小壁厚；D1為內環內緣直徑；D1′為內環最外緣直徑；β為內外環的楔角；H為單環總高度；b2為外環最小壁厚；D2為外環外緣直徑；D2′為外環最內緣直徑；δ0為自由狀態下相鄰兩外環的間距。

由于內環和外環接觸面間摩擦的存在，環簧在工作過程中可耗能。環簧在加載和卸載過程中摩擦力方向相反，因此滯回曲線呈三角形，如圖2所示。

圖1 高強鋼環簧構造示意圖Fig.1 Details and geometry of high-strength ring springs

圖2 高強鋼環簧受壓滯回曲線Fig.2 High-strength steel ring spring hysteresis curve under pressure

假設環形彈簧在軸向荷載作用下環向應變均勻變化，經計算可得環形彈簧在加載和卸載階段的剛度公式。

環簧加載剛度KAB按式(1)計算：

其中：

式中：ρ為由接觸面摩擦系數換算的摩擦角；A2為外環單邊橫截面面積；A1為內環單邊橫截面面積；n為內外環接觸面對數。

環簧卸載剛度KCD按式(3)計算：

其中：

1.2 高強鋼環簧自復位阻尼器概念及構造設計

由于高強鋼環簧滯回曲線為三角形，若對環簧組提前施加預壓力，則其三角形加卸載曲線將轉變為四邊形加卸載曲線，通過構造可保證拉壓同性的旗幟形滯回行為。

如圖3所示，采用活塞式的構造可保證自復位阻尼器形成旗幟形的滯回曲線。相較普通自復位支撐，采用高強鋼環簧的自復位阻尼器變形能力只需根據設計要求調整內外環的個數或直徑；環簧的內外環間隙完全閉合后也不會產生斷裂，因此阻尼器無失效風險；另外，由于環簧兼具耗能能力和自復位能力，可有效簡化自復位阻尼器的構造。但由于環簧壁厚較薄，直徑較大，內部空間利用不充分，因此可在外部環簧內繼續并聯一組直徑較小的環簧。如圖4所示，相同尺寸下，在阻尼器內部并聯一組環簧可有效提高自復位阻尼器的預緊力。

圖3 自復位阻尼器概念設計Fig. 3 Concept design of self-centering damper

圖4 并聯高強鋼環簧組自復位阻尼器概念設計Fig. 4 Concept design of self-centering damper with parallel high-strength steel ring spring groups

1.3 并聯高強鋼環簧自復位阻尼器構造設計

在概念設計的基礎上，為保證并聯高強鋼環簧組自復位阻尼器拉壓同性，特采用如圖5所示的構造。并聯高強鋼環簧自復位阻尼器由內桿、上外筒、下外筒、墊片、螺母以及導向套筒組成。內部的導向套筒分為上、下兩個部分，且分別與兩個墊片相連，以保證阻尼器能夠自由伸縮。

圖5 并聯高強鋼環簧組自復位阻尼器構造設計Fig. 5 Detailing design of self-centering damper with parallel high-strength steel ring spring groups

并聯高強鋼環簧組作為阻尼器的核心元件，通過內桿和墊片來約束經過預緊后的高強鋼環簧并且外包套筒的設計，通過設置導向套筒，保證環簧組在安裝及工作過程中不產生屈曲。消壓之前內、外套筒之間無相對位移，消壓之后，環簧被進一步壓縮，內、外套筒之間產生相對位移。

1.4 并聯高強鋼環簧自復位阻尼器工作機理

如圖6所示為并聯高強鋼環簧自復位阻尼器的不同工作狀態。

圖6 并聯高強鋼環簧組自復位阻尼器工作狀態圖示Fig.6 Working condition of self-centering damper with parallel high-strength steel ring spring groups

當阻尼器處于平衡態時或荷載未達到環簧中所加的預緊力時，兩邊的墊片與內桿和外筒均接觸，當阻尼器受到的荷載大于環簧中的預緊力時，環簧產生壓縮變形。

當阻尼器處于受壓狀態時，荷載通過上外筒傳給與上外筒相連的墊片，然后傳給高強鋼環簧組，由高強鋼環簧組再傳遞給與內桿耳板側相連的墊片進而將荷載傳遞給內桿，然后傳至支座。

當阻尼器處于受拉狀態時，荷載通過下外筒傳給與下外筒相連的墊片，然后傳給高強鋼環簧組，由高強鋼環簧組再傳遞給與內桿螺母側相連的墊片進而將荷載傳遞給內桿，然后傳至支座。

由阻尼器工作狀態受力可知其在各階段的剛度，如圖 3。當阻尼器處于未消壓狀態時其初始剛度由內桿和外筒共同提供，理想初始剛度KOA可按式(5)計算：

式中：KW為外套筒軸向剛度；KN為內桿軸向剛度。考慮到阻尼器在實際加工及安裝過程中可能存在間隙，實際初始剛度的取值按式(6)計算：

式中：KR為實際初始剛度；Fy為阻尼器預緊力；Lg為加工安裝間隙，一般取0.5 mm～1 mm。

當荷載大于消壓荷載時，環簧開始工作，即圖3中AB段和EF段，此時阻尼器的屈服后剛度為并聯環簧組加載剛度；開始卸載時即BC段和FG段，摩擦力方向相反，剛度趨近于無窮；阻尼器復位過程中，其自復位剛度為并聯環簧組卸載剛度。

自復位阻尼器的屈服后剛度為：

式中：KAB,I為內部環簧組加載剛度；KAB,O為外部環簧組加載剛度，二者均按照式(1)計算。

自復位阻尼器的自復位剛度為：

式中：KCD,I為內部環簧組加載剛度；KCD,O為外部環簧組加載剛度，二者均按照式(3)計算。

2 試驗概況

2.1 試件設計

設計了3個高強鋼環簧錐形接觸面處理條件不同的并聯高強鋼環簧組自復位阻尼器試件，并增加了一組無內部環簧組的自復位阻尼器對比。由表1，以接觸面經歷1次約15 min噴丸且未加潤滑的阻尼器 PSP1為基準試件。阻尼器的外套筒采用 Q235鋼，內桿采用屈服強度為800 MPa的38CrMoAl鋼，墊片采用 Q345鋼，高強鋼環簧采用屈服強度為1350 MPa的60Si2MnA。單個環簧尺寸見圖7，內桿、外筒、墊片和螺母的尺寸見圖8。

表1 自復位阻尼器試件一覽表Table 1 Overview of self-centering damper specimens

圖7 摩擦環簧試件尺寸Fig.7 Specimen size of friction spring

標準件PSP1試件的設計預緊力為150 kN，設計最大承載力為 300 kN，設計最大軸向位移為42.5 mm。其余試件的預緊位移和PSP1試件保持一致。每個并聯環簧組阻尼器中外部環簧組含外環16個、內環15個、半內環2個，內部環簧組含外環24個、內環23個、半內環2個。

2.2 環簧預壓縮試驗

在進行自復位阻尼器滯回試驗前，對高強鋼環簧的性能進行了預壓縮試驗。圖9(a)為試驗裝置，通過上、下加載頭與 MTS試驗機相連，加載頭之間放置2個外環、2個半內環和1個完整內環。本試驗試件對應環簧接觸面經噴丸不加潤滑對應阻尼器試件PSP1。為與并聯環簧組形式對比，用一組只有外部環簧組的壓縮試驗作對照。

如圖9(b)和圖9(c)所示，從并聯環簧組和非并聯環簧組壓縮試驗的荷載-位移曲線來看，并聯環簧組的承載力約為 253.65 kN，與預期相比較低，主要原因是加工精度未達預期，內部環簧組和外部環簧組未同時開始工作，環簧組加載過程中明顯可見兩段剛度。并聯環簧組較未采用并聯形式的環簧組承載力有約58 kN的提高。

圖8 自復位阻尼器主要構件尺寸Fig.8 Main components size of self-centering damper

圖9 摩擦環簧壓縮試驗Fig.9 Friction spring compression experiment

2.3 自復位阻尼器試驗裝置及加載方案

自復位阻尼器的試驗裝置如圖 10所示。阻尼器垂直放置，其上、下耳板分別連接伺服作動器和基底梁。通過作動器施加循環拉壓荷載。將一對位移計(LVDT)連接至上、下耳板以測量相對位移，其平均值即為阻尼器的軸向變形。同時還在外管表面設置應變計以監控其應力狀況。加載制度如圖 11所示。對每個阻尼器試件進行基于上述加載制度的3次連續擬靜力循環拉壓試驗，以模擬多次連續地震作用，考察經歷序列地震工況后阻尼器的響應和性能穩定性。

圖10 自復位阻尼器試驗裝置Fig.10 Self-centering damper test device

圖11 自復位阻尼器加載制度Fig.11 Loading protocol of self-centering damper

3 試驗結果與分析

3.1 滯回性能

圖12給出了每個自復位阻尼器試件在3次連續滯回試驗中的荷載-位移曲線，其中橫坐標為阻尼器軸向位移，T1、T2、T3分別表示第一次、第二次和第三次滯回加載。從圖 12可以看出，所有阻尼器均能夠完全自復位；每個試件3次試驗的滯回曲線重合度很高，這表明高強鋼環簧自復位阻尼器能夠抵御多次地震而不出現性能退化，具有極好的穩定性。從試件滯回曲線的相互對比可以看出，PNP試件較PSP1和PSP2試件荷載水平和耗能能力均較低，但曲線重合性最高。PSP1試件各加載級的荷載水平較SP1試件明顯提高。

圖12 自復位阻尼器試驗荷載-位移滯回曲線Fig.12 Self-centering damper load-displacement hysteretic curve

3.2 剛度和承載力

自復位阻尼器試件的典型承載力和剛度特性總結在表2中。屈服荷載Fy由沿未消壓段荷載-位移曲線的切線與屈服后荷載-位移曲線的交點確定，對應圖3中阻尼器滯回曲線的A點或E點荷載。試件的屈服后剛度 KAB為消壓后加載段荷載-位移曲線的斜率值，對應圖3中阻尼器滯回曲線的AB段或EF段剛度。如圖12所示，從阻尼器的荷載-位移曲線可以明顯看出，高強鋼環簧在施加相同的預壓縮變形時，較高的摩擦系數導致較大的屈服荷載。此外，當阻尼器進行后續2次加載時，屈服荷載趨于減小。但是，對于試件PSP1和試件PSP2，一次和兩次噴丸對二者的影響較小。3個并聯環簧組自復位阻尼器試件軸向位移為±42.5 mm時的最大荷載Fmax從252.1 kN增大到308.9 kN，對應的屈強比Fmax/Fy最高達2.28。在保證梁柱構件不發生屈服的條件下，較大的屈強比可防止薄弱層的產生[18]。

在表2中，初始剛度 KR是基于從原點到屈服點的正割線的等效剛度，對應圖3中OA段或OE段剛度。本實驗中，并聯環簧自復位阻尼器試件初始剛度范圍為149.8 kN/mm～196.8 kN/mm。初始剛度值經歷多次加載后略有降低，最大降幅為21%，但仍可表明阻尼器在經歷序列地震后對側向荷載作用(例如風)可提供較穩定的剛度。

3.3 自復位能力

試驗表明，所有阻尼器試件均能夠承受多次重復循環加載，而且幾乎沒有殘余變形。自復位能力可以通過恢復力 Frst進行評估，試件的恢復力為荷載-位移曲線卸載段與未消壓段的交點，對應圖 3中阻尼器滯回曲線的D點或H點荷載。如圖12所示并結合表2，PNP試件旗幟形滯回曲線中較大的恢復力表明其自復位能力較高，但代價是滯回曲線變窄繼而減少了耗能。從表2可以看出，試件PNP的Frst值明顯大于試件PSP1和PSP2的值。當試件PNP經歷重復循環加載時，Frst略微減小，可能是由于潤滑劑的消耗，錐面上的摩擦有所增加。對于試件PSP1和PSP2，Frst在重復循環加載循環期間幾乎無變化。

表2 阻尼器試驗結果Table 2 Test result of damper specimens

當采用具有恢復力較高的阻尼器時，會導致建筑物上部的高階模態響應更明顯[19]。當Frst/Fy大于0.5時會導致顯著的高階模態響應。本試驗除 PNP試件的Frst/Fy大于0.5外，其余試件Frst/Fy均小于0.5。從峰值響應控制的角度看，宜采用Frst值相對較低的阻尼器，因此不建議采用環簧接觸表面潤滑程度較高的阻尼器。

3.4 耗能能力

在一個完整的加載循環期間自復位阻尼器試件的能量耗散可以通過每個循環的絕對耗能WD和等效粘滯阻尼比(EVD)來量化。WD是由滯回環包圍的區域面積，EVD按照式(9)來進行計算：

式中，WE是由線彈性系統吸收的能量，該系統經受相同的最大位移，具有與阻尼器試件相同的最大荷載。無論響應幅度如何，EVD僅取決于滯回的形狀。

圖 13為各次加載過程中試件每圈的耗能以及等效阻尼比的曲線圖。表2中耗能WD以及EVD為加載至最大荷載時的對應值。每級加載的能量損失隨著加載位移的增加而增加。由于環簧接觸面摩擦的增加會使滯回環變寬，環簧接觸面的處理方式對WD有明顯的影響。PSP1試件和 PSP2試件通過對環簧接觸面噴丸和未添加潤滑劑提高了摩擦系數，PSP2的WD約為PNP的1.8倍。PSP1試件和PSP2試件在同一次試驗加載的相同加載級下，隨加載圈數增加，WD略微降低，但是對于接觸面經過潤滑處理的試件 PNP，這種趨勢不明顯。PSP1試件的耗能面積較SP1試件明顯提高。

由圖12(b)可知，所有試件中，SP1試件的等效阻尼比最大，主要原因是SP1試件滯回圈形狀更趨近于扁平。對于3個采用并聯環簧組的自復位阻尼器，EVD同樣受到接觸面摩擦條件的影響，試件的最大EVD接近20%，而且EVD在整個加載過程中較為穩定。EVD峰值不一定在最大加載幅度處產生，因為 EVD僅取決于滯回曲線的形狀。并且，在每次測試開始時 EVD值均較大，這意味著即使在非常小的層間位移中，自復位阻尼器也能提供耗能。小變形時的能量耗散歸因于試驗前對高強鋼環簧組施加的預緊力，一旦阻尼器變形，高強鋼環簧就會產生顯著的摩擦耗能。

3.5 理論預測與試驗結果的對比分析

選取標準件PSP1的試驗結果和前文的理論公式預測進行對比，其中初始剛度按式(6)計算并引入實測的0.3 mm間隙值，“屈服”后剛度和自復位剛度計算所用的摩擦系數由環簧預壓縮試驗得出。理論預測曲線和試驗曲線的對比，如圖14所示。

圖13 試件加載過程中耗能能力對比Fig.13 Comparison of energy dissipation capacity of the test

整體來看，PSP1試驗曲線和理論預測總體吻合較為理想，恢復力和理論預測的微小差別是由于外筒內壁和高強鋼環簧外壁之間存在一定的摩擦。由于阻尼器試件加工和安裝精度問題，“屈服”后剛度較理論計算得到的剛度大，因此試驗加載至42.5 mm時最大荷載較理論預測略大。

圖14 PSP1試件試驗和理論預測Fig.14 Specimen PSP1 comparison of test and theoretical prediction

4 結論

(1) 采用并聯高強鋼環簧組的自復位抗震阻尼器可有效利用阻尼器內部空間，同等外包尺寸下可提高阻尼器預緊力，可用于建筑空間受限的條件。

(2) 相同阻尼器外包尺寸下，采用并聯高強鋼環簧組的自復位阻尼器相對采用一組高強鋼環簧的自復位阻尼器的等效阻尼比略低，但是耗能面積更大。

(3) 模擬多次序列地震作用的低周往復加載試驗表明，并聯高強鋼環簧組自復位阻尼器滯回性能穩定，可實現經歷多次地震后無須更換，具有良好的抗震可恢復性。

(4) 環簧錐形摩擦面處理工藝對阻尼器自復位性能與耗能能力會產生影響，當摩擦系數增大時，自復位性能有所降低，但耗能能力增大，本試驗中噴丸時長對阻尼器性能影響不大。

(5) 本文提出的阻尼器理論剛度預測公式與試驗結果吻合較好，可為工程設計提供參考。