開孔工字鋼擋塊抗震性能研究

王塏文，游其勇

(武漢輕工大學,湖北 武漢 430000)

0 引言

在2008年四川汶川大地震中，橋梁主要為簡支梁橋，支座多為直接擱置的板式橡膠支座[1-3]。在地震發生后，多數橋梁的橋墩震害普遍比較輕，橋梁的破壞主要發生為上部結構過大的橫向、縱向位移，乃至最終落梁。橋梁上部結構與下部結構的連接處是橋梁抗震的薄弱環節。在一些中小橋梁中，使用直接擱置的板式橡膠支座并不能很好地解決上部結構位移過大的問題。

董俊等[4]對一種金屬限位裝置進行了研究，推導建立了其力學性能計算公式，并將其應用在某一橋梁中進行了有限元計算，結果表明，這種金屬限位裝置具有良好的減震耗能性能；唐志等[5]將原有的C型或E型鋼阻尼元件改進為ε型元件，將其應用于某橋梁中進行有限元計算，結果表明，ε型鋼阻尼減震支座具有良好的減震耗能性能，有效地減小了梁端位移和各墩柱的地震力；何維[6]對橋梁中金屬耗能擋塊進行了優化，通過數值仿真計算表明，優化后的擋塊累計等效塑性應變明顯減小，延性提升，耗能性能提升；鄧開來等[7]對橋梁的耗能型擋塊做了試驗研究，試驗結果表明，在其構造合理的情況下，擋塊可以對橋梁提供充足的承載力以及具有良好的耗能性能；孟兮等[8]通過有限元軟件，分析了減震榫在簡支梁橋受到地震荷載時的減震性能，結果表明，減震榫通過塑性形變耗散了地震能量，延長了橋梁自振周期，降低了墩底剪力彎矩及墩頂位移。

基于此，本文設計了一種開孔工字鋼擋塊限位耗能構件，探討該裝置的工作機理。采用ABAQUS軟件建立5種不同孔徑及排列方式的彈塑性有限元模型，并對其進行擬靜力仿真試驗。本文通過模擬結果，探討構件失效機理，研究孔徑和排列方式對構件滯回性能的影響，并給出相關建議。

1 擋塊構造及工作機理

開孔工字鋼擋塊布置在支座周圍，主要由水平限位裝置和擋塊本身構成。擋塊下部焊接在蓋梁的預埋鐵件上，擋塊上部與橋梁上部結構和水平限位裝置均留有一定空隙。根據當地抗震等級及橋梁實際情況，該擋塊可布置多排多個來增強減震性能。

開孔工字鋼擋塊的減震耗能機理為：在溫度、車輛等日常荷載作用下，由于擋塊與限位裝置存在間隙，處于非工作狀態下，不會對橋梁內部產生次生應力。當橋梁處于地震作用下時，擋塊利用自身軟鋼塑性來實現減震耗能的目的。

2 擋塊設計及分析參數的確定

根據目前國內常見的中小跨徑橋梁的設計構造，該擋塊選用20 cm的20b型號工字鋼，并在此基礎上對其腹板進行開孔。橫向與豎向均勻分布，孔距均相同，布置3×3、4×4和5×5這3種排列方式。擋塊模型具體設計參數，如表1所示。

表1 擋塊設計參數

3 有限元模型

3.1 模型建立

為研究擋塊在地震作用下的應力應變情況及滯回性能，采用通用有限元計算軟件ABAQUS對其進行非線性靜力仿真分析。

模型材料本構關系利用ABAQUS中材料塑性中的Combined與Cycle hardening模塊進行模擬[9]，具體數值，如表2所示。

表2 材料本構關系

3.2 加載曲線及破壞準則

模型采用位移控制的加載方式，在工字鋼頂部耦合點處施加水平方向的往復荷載。由于擋塊初期剛度較大，為保證加載初期數據記錄較為準確，初期加載增量較小，之后固定增量，直至加載破壞。當擋塊出現以下情況之一即可認為破壞：(1)擋塊整體承載力下降至峰值承載力的85%；(2)擋塊腹板出現明顯屈曲。

4 有限元計算結果分析

4.1 腹板應力

以模型1為例，腹板在最大位移處的應力云圖如圖1所示。在中間開孔的區域和開孔區域向四角延伸的區域出現較高的應力，腹板整體應力分布較為平均。等效塑性應變如圖2所示，塑性應變的分布也與上述結果吻合。塑性應變主要分布在開孔的連接處與腹板4個角點區域。靠近翼緣處的孔間塑性應變略高于中部。此擋塊模型的塑性應變分布在整個腹板各處，使得整個腹板都參與了塑性耗能，較為充分地利用了整個腹板的材料性能。

圖1 應力云圖

圖2 等效塑性應變圖

4.2 滯回曲線

為研究擋塊開孔的孔徑及孔排列方式對滯回曲線的影響規律，本文通過有限元模擬，各擋塊在低周期往復荷載作用下的滯回曲線如圖3所示。各擋塊模型的滯回曲線飽滿并且無明顯捏攏，各擋塊均表現出良好的耗能性能。筆者將對各模型滯回曲線進行進一步分析，以研究不同孔徑及排列方式對擋塊的承載力、位移和耗能性能的影響規律。

圖3 各模型滯回曲線

4.3 承載力

表3為各模型的極限承載力。模型4與模型3相對于模型2，極限承載力分別提升了46.42%與23.97%，表明孔在相同排列情況下，隨著孔徑的增大，極限承載力逐漸變小。模型5與模型3相對于模型1，承載力分別降低了31.02%和15.91%，表明孔徑相同的情況下，隨著孔數的提升，模型的極限承載力逐漸變小。

表3 極限承載力

4.4 位移

各模型極限位移如表4所示。由表4可知，模型4與模型3相對于模型2，極限位移分別提升了7.74%和7.71%，表明孔排列形式相同情況下，孔徑越小，極限位移越大，但隨著孔徑逐漸變小，極限位移提升有限。模型5與模型3相對于模型1，極限位移分別提升了27.55%和27.43%，表明孔徑相同的情況下，隨著開孔數的增多，模型極限位移總體呈增大的趨勢。

表4 極限位移

4.5 耗能能力

擋塊的耗能能力可用荷載-位移滯回曲線所包圍的面積衡量。圖4為各模型耗能能力對比情況。

由圖4可知，模型4與模型3相對于模型2，耗能能力分別提升了61.43%與34.25%，表明在相同孔排列形式的情況下，孔徑越小，耗能能力越強。模型1與模型5相對于模型3，耗能能力分別下降了6.12%和18.75%，表明在孔徑為20 mm的情況下，4×4的排列方式使得模型的耗能能力最大。

圖4 擋塊耗能能力

5 結論

本文建立了開孔工字鋼擋塊的有限元模型，分別以不同排列方式與孔徑為參數，對有限元模型進行了非線性有限元分析，得到以下結論：

(1)不同排列方式與孔徑擋塊的滯回曲線均飽滿無捏攏，有著較高的承載力與較好的變形能力，說明擋塊具有穩定的耗能能力，在橋梁中起防落梁和耗能的功能是可行的。

(2)在相同排列方式情況下，孔徑變小，極限承載力與耗能能力均有提升。相同孔徑的情況下，孔數增加，極限承載力降低；相同排列形式下，孔徑越小，極限位移越大，但隨著孔徑逐漸變小，極限位移提升有限。在孔徑相同的情況下，總體上孔數越多，會對極限位移有小幅提升。

(3)耗能能力在4×4排列方式中最大?；诒疚姆治觯ㄗh擋塊開孔時，選擇較小的孔徑，并選擇適中的排列方式。