裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器試驗(yàn)研究

韓曉剛，張龍飛，李 皓，顧玲玲

（1.西安科技大學(xué) 地質(zhì)與環(huán)境學(xué)院，陜西 西安 710054；2.常州清流環(huán)保科技有限公司，江蘇 常州 213144；3.昆明學(xué)院 建筑工程學(xué)院，云南 昆明 650214；4.中國建筑西南設(shè)計(jì)研究院有限公司，云南 昆明 650500）

0 引 言

消能減震技術(shù)因具有機(jī)理明確、效果顯著、構(gòu)造簡單、適用范圍廣、維護(hù)方便等優(yōu)點(diǎn)，受到眾多國內(nèi)外研究者的重視，列文琛、周云、周錫元等系統(tǒng)闡述了消能減震技術(shù)的原理及應(yīng)用情況[1-3]；戴君武、周云等總結(jié)近40 a中國建筑消能減震技術(shù)研究與應(yīng)用所取得的成果，指出了消能減震技術(shù)存在的問題[4-5]。目前國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)研究開發(fā)多種不同類型和不同構(gòu)造的阻尼器，并且已在新建工程和建筑抗震加固工程中得到應(yīng)用，取得良好的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益。陸偉東等將耗能支撐應(yīng)用于宿遷21層框架-抗震墻結(jié)構(gòu)中，通過提高結(jié)構(gòu)附加阻尼比的方式經(jīng)濟(jì)地控制了結(jié)構(gòu)薄弱層的位移，有效提高結(jié)構(gòu)的抗震安全儲(chǔ)備[6]；周穎等采用在240 m超高層建筑結(jié)構(gòu)的伸臂桁架與外框架間設(shè)置粘滯阻尼器的方式引入附加阻尼來減小結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下反應(yīng)，減震效果明顯[7]；常業(yè)軍等采用黏彈性消能支撐對工業(yè)建筑進(jìn)行了減震設(shè)計(jì)，結(jié)果表明采用減震技術(shù)后結(jié)構(gòu)地震作用明顯降低，附加阻尼比可達(dá)到10%[8]；王亞勇等提出利用消能減震技術(shù)進(jìn)行抗震加固，利用復(fù)雜高層建筑結(jié)構(gòu)計(jì)算程序?qū)庸探Y(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析，結(jié)果滿足抗震要求[9]；黃鎮(zhèn)等利用消能支撐進(jìn)行抗震加固，表明消能支撐可有效降低結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)[10]。

鋼材具有屈服點(diǎn)低、極限強(qiáng)度高、延性好等特點(diǎn)，是制作阻尼器的最佳選擇之一[11-14]。軟鋼阻尼器是利用軟鋼屈服耗能的阻尼器，屬于位移型阻尼器[15]。傳統(tǒng)彎曲型軟鋼阻尼器的耗能鋼板與連接鋼板采用焊接連接，過高的焊接溫度直接影響鋼板的力學(xué)性能[16-18]，可能造成阻尼器性能偏差較大；受人工焊接技術(shù)水平的影響，阻尼器焊接質(zhì)量可靠度不高，在地震作用下阻尼器的焊接部位易發(fā)生斷裂，因而耐疲勞性能較差，當(dāng)遭受長持時(shí)地震或余震時(shí)結(jié)構(gòu)的安全性難以得到保障[19]；受焊接操作空間影響，較大噸位的軟鋼阻尼器往往尺寸、自重均較大，不利于運(yùn)輸與安裝。

以“構(gòu)造簡單、成本低廉”為指導(dǎo)思想[20]，針對傳統(tǒng)焊接軟鋼彎曲阻尼器的缺陷，提出了一種可實(shí)現(xiàn)裝配式預(yù)生產(chǎn)[21-23]，并且可避免生產(chǎn)過程中高溫焊接、構(gòu)造簡單、耗能能力強(qiáng)的裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器。

裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的力學(xué)性能受多種因素影響，在新型阻尼器生產(chǎn)與工程應(yīng)用前，探究影響性能的潛在因素并提出相應(yīng)的改進(jìn)措施是必要的。因此設(shè)計(jì)了5個(gè)阻尼器試件并進(jìn)行了相關(guān)擬靜力試驗(yàn)，得到了裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器不同工作狀態(tài)下的滯回性能參數(shù)，分析影響阻尼器性能的因素。

1 裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器構(gòu)造

裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器構(gòu)造如圖1所示，新型阻尼器采用預(yù)應(yīng)力筋與固定螺桿穿越交替設(shè)置的軟鋼耗能板和鋼墊塊，通過固定螺桿與預(yù)應(yīng)力筋的縱向緊固力將軟鋼耗能板、鋼墊塊與連接板固定成一個(gè)整體，因此消除了高溫焊接對阻尼器穩(wěn)定性和耐疲勞性的影響，可通過調(diào)整鋼墊板厚度的方式靈活調(diào)節(jié)阻尼器的外形尺寸。新型阻尼器所采用的部件均為與生產(chǎn)標(biāo)準(zhǔn)件，可根據(jù)結(jié)構(gòu)的功能需求靈活裝配形成阻尼器，易于實(shí)現(xiàn)工業(yè)化生產(chǎn)。

注：1-連接板；2-軟鋼耗能板；3-加勁腹板；4-固定螺桿；5-預(yù)應(yīng)力筋；6-鋼墊板圖1 裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器Fig.1 Assembled prestressed mild steel damper

2 擬靜力試驗(yàn)

采用擬靜力試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行加載，加載系統(tǒng)如圖2所示。加載過程采用位移加載方式進(jìn)行控制，作動(dòng)器的最大輸出力為1 000 kN，加載系統(tǒng)最大位移行程為±125 mm，工作頻率范圍為0.01～10 Hz。試驗(yàn)加載時(shí)，阻尼器通過其上、下連接板由螺栓分別固定于加載系統(tǒng)的上、下橫梁上，其上橫梁的左端與作動(dòng)器連接。

圖2 靜力試驗(yàn)系統(tǒng)加載裝置Fig.2 Loading device of static test system

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了5個(gè)試件，分別為SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4，SJ-5，每個(gè)試件設(shè)置5片軟鋼耗能板。其中試件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-5為裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器，所使用的軟鋼耗能板尺寸如圖3（a）所示，試件SJ-4為傳統(tǒng)焊接軟鋼阻尼器，焊接式軟鋼阻尼器所使用的耗能鋼板尺寸如圖3（b）所示。

圖3 軟鋼耗能板幾何尺寸（單位：mm）Fig.3 Section geometric size of mild steel energy dissipation plates

裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器與傳統(tǒng)焊接軟鋼阻尼器試件如圖4所示，試件SJ-1與試件SJ-2上、下兩端加載預(yù)緊力分別為50KN、150KN，試件SJ-3與試件SJ-5上、下兩端加載預(yù)緊力為200KN，而試件SJ-4則采用普通焊接形式，即軟鋼耗能板的上、下兩端與連接鋼板直接焊接連，受焊接操作空間影響，試件SJ-4的耗能鋼板間距采用了35 mm。

圖4 試驗(yàn)試件Fig.4 Test specimens

利用擬靜力試驗(yàn)系統(tǒng)分5次分別對5個(gè)試件進(jìn)行了53個(gè)擬靜力試驗(yàn)工況。試件加載參考了FEMA 461[24]加載制度，試驗(yàn)加載方案（見表1）與擬靜力加載制度（圖5）。

表1 試驗(yàn)加載方案

3 結(jié)果與分析

對于試件SJ-1，當(dāng)位移幅值達(dá)至9 mm前，試驗(yàn)試件無明顯變形，當(dāng)位移幅值達(dá)至12 mm時(shí)，阻尼器底端耗能鋼板、鋼墊塊與底部過度連接板出現(xiàn)了因耗能鋼板拉拔“脫空”的滑移現(xiàn)象（圖6（a）），當(dāng)位移幅值加載至18 mm時(shí)，試件開始發(fā)出異響，當(dāng)位移幅值加載至24 mm時(shí)，阻尼器的左側(cè)邊緣耗能鋼板出現(xiàn)“S”形塑性變形，直至加載結(jié)束，阻尼器頂端和底端的連接螺栓未產(chǎn)生滑移，阻尼器也未出現(xiàn)因應(yīng)力集中、大應(yīng)變致使耗能鋼板發(fā)生了扭曲破壞現(xiàn)象。試件SJ-2、SJ-3的試驗(yàn)現(xiàn)象與試件SJ-1類似，在位移幅值達(dá)到12 mm前，試驗(yàn)試件無明顯變形，當(dāng)位移幅值加載至18 mm時(shí)，試件開始發(fā)出異響，位移加載至24 mm時(shí)，阻尼器邊緣耗能鋼板明顯進(jìn)入塑性變形階段，呈現(xiàn)“S”形塑性變形（圖6（b）），但試件SJ-2，SJ-3在整個(gè)試驗(yàn)過程中底部均未出現(xiàn)耗能鋼板因拉拔“脫空”滑移現(xiàn)象，阻尼器的連接螺栓未產(chǎn)生滑移。

圖5 軟鋼阻尼器擬靜力試驗(yàn)加載制度Fig.5 Quasi-static test loading system of mild steel damper

圖6 試件變形狀態(tài)Fig.6 Deformation state of test specimens

對于試件SJ-4，在試驗(yàn)加載位移到12 mm前試件無明顯變形，當(dāng)位移加載至18 mm時(shí)，阻尼器部分耗能鋼板進(jìn)入塑性變形階段，阻尼器的左、右兩側(cè)邊緣耗能鋼板出現(xiàn)“S”形變形，當(dāng)位移加載至30 mm時(shí)，耗能鋼板全部進(jìn)入塑性變形階段，所有耗能鋼板在平面外均呈“S”形變形，加載過程未產(chǎn)生任何異響，阻尼器的連接螺栓也未產(chǎn)生滑移。

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

由圖7試驗(yàn)滯回曲線中可以看出，試件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4的滯回曲線總體均勻?qū)ΨQ，在加載初始階段，軟鋼耗能板未進(jìn)入塑性，阻尼器的滯回曲線近似為斜直線，耗能基本為零，隨著加載位移幅值增大，軟鋼耗能板逐漸進(jìn)入塑性，滯回曲線呈平行四邊形。當(dāng)加載至18 mm時(shí)，由于“脫空”滑移試件SJ-1滯回曲線在反向加載時(shí)產(chǎn)生卸載現(xiàn)象，因此試件SJ-1的滯回曲線相較于試件SJ-2，SJ-3，SJ-4不夠飽滿。試件SJ-2，SJ-3的滯回曲線均較飽滿，且差異較小，在小變形（位移幅值不大于12 mm）情況下，滯回曲線呈梭形，隨著加載幅值的增大，滯回曲線逐漸呈現(xiàn)矩形，表明裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的耗能能力隨加載幅值的增大而顯著加強(qiáng)。同試件SJ-4相比，雖然試件SJ-2，SJ-3的滯回曲線均較飽滿，但飽滿程度略低，主要原因是試件SJ-2，SJ-3加載至在大位移幅值時(shí)（加載到24～30 mm）出現(xiàn)了輕微滑移[25]。

圖7 軟鋼阻尼器試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of test specimens

試件SJ-1與試件SJ-2，SJ-3相比，當(dāng)位移幅值加載至12 mm時(shí)，試件SJ-1底端耗能鋼板、鋼墊塊與底部連接板出現(xiàn)了因耗能鋼板拉拔“脫空”滑移現(xiàn)象，如圖6（a）所示，試件SJ-2，SJ-3均未出現(xiàn)“脫空”滑移現(xiàn)象，這說明預(yù)緊力大小對裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的上、下端約束影響較大，預(yù)緊力大小對裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的耗能能力存在影響，預(yù)緊力越大，阻尼器產(chǎn)生“脫空”滑移現(xiàn)象的幾率越低，阻尼器耗能能力越強(qiáng)，但當(dāng)預(yù)緊力加載至一定值時(shí)，單純增大預(yù)緊力將無法獲得更好的耗能效果，其滯回曲線包絡(luò)面積趨向于穩(wěn)定值（圖7）。

試件SJ-1，SJ-2，SJ-3與試件SJ-4相比，當(dāng)位移幅值加載至18 mm時(shí)，試件SJ-1，SJ-2，SJ-3均產(chǎn)生了異響，這與預(yù)應(yīng)力筋松弛有關(guān)。預(yù)應(yīng)力筋在阻尼器上、下端各設(shè)置了2根，在張拉預(yù)應(yīng)力時(shí)受實(shí)驗(yàn)室條件影響，僅用一套張拉設(shè)備分了4次對阻尼器上、下端4根預(yù)應(yīng)力筋非同步進(jìn)行張拉至預(yù)設(shè)值，因而造成阻尼器同一端部（上端或下端）的2根預(yù)應(yīng)力筋張拉順序有前有后，先張拉的預(yù)應(yīng)力筋在后張拉預(yù)應(yīng)力筋的影響下發(fā)生了應(yīng)力松弛現(xiàn)象，在加載過程中松弛的預(yù)應(yīng)力筋錨固端發(fā)生了滑動(dòng)，因而發(fā)出了異響。

試驗(yàn)結(jié)束后試件SJ-1，SJ-2，SJ-3、SJ-4的耗能鋼板均產(chǎn)生了殘余變形，且變形形態(tài)均呈現(xiàn)“S”形，但各試件殘余變形均勻性不盡相同（圖8）。

圖8 軟鋼阻尼器試件殘余變形Fig.8 Residual deformation of test specimens

試件SJ-1與SJ-2的殘余變形呈現(xiàn)出明顯的不均勻特性，兩試件的左側(cè)耗能鋼板的“S”形變形明顯，但右側(cè)耗能鋼板的“S”形變形不明顯。試件SJ-3耗能鋼板的“S”形變形均勻性明顯優(yōu)于試件SJ-1，SJ-2，但相較于試件SJ-4略有不足，這說明預(yù)緊力對耗能鋼板變形的均勻性影響較大，預(yù)緊力越大各耗能鋼板的同步變形能力越強(qiáng)，阻尼器的性能越穩(wěn)定，耐疲勞性能越強(qiáng)[26-27]。

3.2 耗能系數(shù)

耗能系數(shù)是評價(jià)阻尼器在地震作用下的耗能能力的重要指標(biāo)。根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》（JGJ—96）阻尼器能量耗散系數(shù)由圖9計(jì)算。試件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4位移幅值為30 mm時(shí)第3圈滯回曲線的能量耗散系數(shù)（圖10）。

圖9 荷載-變形滯回曲線Fig.9 Load deformation hysteretic curves

圖10 試件能量耗散系數(shù)Fig.10 Energy-dissipation coefficient of test specimens

由圖10知，試件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4的耗能系數(shù)均達(dá)到了3.0以上，其中試件SJ-4的耗散系數(shù)最大，試件SJ-3的耗散系數(shù)次之，試件SJ-1的耗散系數(shù)最小。預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器和常規(guī)焊接軟鋼阻尼器均具有良好的耗能能力，且預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的耗能能力與預(yù)緊力大小有關(guān)，施加的預(yù)緊力越大其耗能能力強(qiáng)，兩者呈現(xiàn)正相關(guān)的趨勢。

3.3 疲勞性能

《建筑消能減震應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（DBJ 53/T-125—2021）規(guī)定金屬屈服型阻尼器應(yīng)滿足在設(shè)計(jì)位移下往復(fù)加載不少于60圈且性能偏差不超過15%的要求。在設(shè)計(jì)位移25 mm的幅值下對試件SJ-5進(jìn)行了60圈往復(fù)循環(huán)加載，試驗(yàn)加載過程平穩(wěn)，直至加載結(jié)束耗能鋼片未出現(xiàn)脆性斷裂（圖11）。

4 恢復(fù)力模型

預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的滯回曲線呈雙線性特征，且具有各項(xiàng)同性強(qiáng)化特點(diǎn)，采用OpenSees中Steel 01單軸強(qiáng)化本構(gòu)關(guān)系模擬滯回曲線（圖12）。

圖11 疲勞試驗(yàn)Fig.11 Fatigue test

圖12 Steel 01單軸強(qiáng)化模型Fig.12 Steel 01 uniaxial strengthening model

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，使用Steel 01單軸強(qiáng)化模型（參數(shù)見表2）對裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的滯回曲線進(jìn)行了模擬（圖13）。

表2 Steel 01單軸強(qiáng)化模型參數(shù)

圖13 Steel 01單軸強(qiáng)化模擬與試驗(yàn)對比Fig.13 Comparison between simulation and test of steel 01 uniaxial strengthening model

試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，阻尼器同端（上端或下端）2根預(yù)應(yīng)力筋因非同步張拉產(chǎn)生了預(yù)應(yīng)力松弛現(xiàn)象，導(dǎo)致實(shí)際預(yù)緊力未達(dá)到預(yù)定設(shè)計(jì)值，對試驗(yàn)結(jié)果造成了影響。為避免這個(gè)問題可以采用同步張拉設(shè)備對阻尼器同端（上端或下端）多根預(yù)應(yīng)力筋同時(shí)進(jìn)行張拉，避免預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力松弛。當(dāng)采用非同步張拉法對阻尼器預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行張拉時(shí)，可在阻尼器上端和下端中部僅設(shè)置一根預(yù)應(yīng)力筋，在預(yù)應(yīng)力筋兩側(cè)設(shè)置2根普通固定螺栓（圖14）。

圖14 改進(jìn)后軟鋼耗能鋼板（單位：mm）Fig.14 Improved mild steel energy-dissipation plate

5 結(jié) 論

1）提出裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器性能穩(wěn)定，滯回曲線飽滿，耗能能力強(qiáng)，隨加載幅值的增大耗能能力顯著增強(qiáng)。

2）阻尼器耗能能力與預(yù)緊力呈現(xiàn)正相關(guān)關(guān)系，預(yù)緊力越大耗能能力越強(qiáng)。

3）經(jīng)過固定幅值往復(fù)加載60圈阻尼器未發(fā)生脆斷，滯回曲線也未見明顯變形，性能衰減低于8.5%。

4）采用Steel 01單軸強(qiáng)化模型模擬裝配式預(yù)應(yīng)力軟鋼阻尼器的滯回曲線，模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

5）預(yù)應(yīng)力施加順序產(chǎn)生的應(yīng)力松弛對阻尼器的性能產(chǎn)生影響，應(yīng)避免預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力松弛。