MR 支座在網架隔震減振中的應用研究

李潤璞

（南京鐵道職業技術學院，南京 210024）

隔震減振技術針對特定頻率范圍的地震作用具有良好的隔震效果，但對于地震多發地區頻率成分寬泛的地震作用時，其隔震效果欠佳，如長周期大位移的近場地震作用下，隔震層可能發生過度的層間側移而失效，而遠場地震中的低頻成分能夠引起隔震層共振，反而增大結構物的地震響應。MR 隔震減振支座提供了一種能夠同時應對上述工況的隔震減振方案。研究表明，剛度和阻尼同時可調的隔震減振方案比僅剛度或僅阻尼的裝置更加有效。Sun 等[1]設計了一種磁流變彈性體和磁流變液共同出力的減振裝置。實驗結果表明，這種MRE-F 隔振器具有明顯的可變阻尼和剛度特性。Greiner-Petter 等[2]設計了磁流變液和彈簧組合的減振裝置。考慮磁流變液鐵粉沉降和密封性不佳等原因，本文MR 隔震減振支座采用磁流變膠MRG 克服了這一不足，并實現了可變阻尼和剛度特性。

齊齊哈爾體育館屋頂坍塌事故主要原因是使用期間的荷載條件惡化[3]。實際上，鐵路客運站房[4]、體育館[5]、水電站廠房等大跨度混合結構的公共建筑，由于鞭梢效應，網架屋面在動力作用下網架及支座更容易遭到破壞。水電站廠房上部結構廠房和下部壩體剛度相差巨大，水電站運行時水流脈動壓力荷載引起的小位移和地震荷載引起的大位移需要一款能夠同時滿足大位移工況和小位移工況的隔震減振支座。本文介紹了自主研發的一款具備雙工作模式可變剛度可變阻尼的MR 隔震減振支座，并選取水電站廠房及其網架結構，研究了其在大位移工況和小位移工況的隔震減振支座性能。

1 MR 隔震減振支座

基于授權國家發明專利[6]重新設計加工了一種MR隔震減振支座，該裝置包括工作單元Ⅰ和工作單元Ⅱ，分別為小位移工況和大位移工況提供剛度和阻尼。其中，工作單元Ⅰ（MRG 塑性體）能夠實現隔震目標結構物在小位移時的減振效果，且工作單元Ⅱ（MRE 彈性體）可以有效限制目標結構物大位移振動，可適用于震動荷載工況復雜多變，需嚴格控制大位移變形的隔震結構物，其較大的剛度可控特性亦適用于改善隔震結構物的扭轉變形[7]。MR 隔震減振支座及內部結構如圖1 和圖2 所示。

圖2 MR 隔震減振支座結構示意圖

MR 隔震減振支座的工作單元Ⅰ的阻尼力可以表示為[8]式中：η 是磁流變材料MRG 的動力黏度，N·s/m2；Ap是MR 隔震減振支座的工作單元Ⅰ中MRG 磁流變材料的有效工作面積，mm2；h是MR 隔震減振支座的工作單元Ⅰ中MRG 磁流變材料的工作間隙，mm；γ˙是磁流變材料MRG 的應變率；τγ是磁流變材料MRG 的剪切屈服強度，Pa。

MR 隔震減振支座的工作單元Ⅰ的阻尼力可以表示為

式中：E是磁流變材料MRE 的彈性模量；D是疊層層間相對位移，mm；Ar是MRE 疊層面積，mm2；Tr是疊層MRE 的總厚度，mm；μ0是真空磁導率；μr是MRE 的相對磁導率；H是外置磁場強度，T；r是MRE 中鐵磁顆粒平均粒徑，mm；S是MRE 中鐵磁顆粒平均中心距，mm。

2 工程概況及計算模型

該水電站廠房的網架結構形式為平板網架結構，采用正放四角錐的網格形式，節點為螺栓球形式，網架建筑面積約為7 555.85 m2。網架采用結構找坡，上鋪C型薄壁檁條及復合壓型鋁板，局部為“5+5”夾膠玻璃采光帶。網架支撐面相對廠房地面高差為26 m。現場屋面網架結構如圖3 所示。

圖3 現場網架及螺栓球照片

網架節點為空間鉸接點，桿件只承受軸力，忽略節點剛度的影響，質量和荷載都集中在各節點上；在桿件上作用有外部荷載時要等效地轉化為節點荷載。廠房網架計算模型及其前三階振型如圖4 所示，廠房網架的前三階頻率分別為3.29、4.45 和5.55 Hz。根據07SG531《鋼網架結構設計》（國家建筑標準設計圖集）要求鋼結構的阻尼比取2%，本小節網架計算中采用瑞利阻尼比假定，一階振型阻尼比取1.9%，二階振型阻尼比取2%。

圖4 廠房網架整體網架模型及其前三階振型

3 振動荷載的選擇及施加

水電站正常運營過程中發現，當某編號發電機組正常工作和泄洪沖沙孔泄水時，廠房鋼結構網架屋面有劇烈振動現象，嚴重影響作業安全。現場檢測發現廠房屋頂網架在某蓄水水位的振動響應最大，故這里以此工況發電站廠房混凝土墻頂實測振動數據作為振動激勵荷載對該網架進行動力響應分析。圖5 為現場測試的水平x向（橫河向）、水平y向（順河向）以及垂直z向（垂直向）振動時程曲線。考慮到網架振動傳遞路徑，分析過程以廠房墻體及排架柱頂部的現場實測數據作為振源，采用新型MR 隔震減振支座作為隔震層。

圖5 發電站廠房墻頂3 個方向現場實測速度時程曲線

為驗證該MR 支座地震條件下的隔震減振性能，根據GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》中的相關規定，選取汶川8.0 級地震主震臺站強震記錄的波形作為地震波輸入如圖6 所示，此波形功率譜密度最大幅值對應的頻率為3.5 Hz，比較接近廠房網架的一階頻率。

圖6 汶川地震地震波記錄及其功率譜密度

鑒于本次數值試驗選取墻頂現場實測速度時程作為激勵荷載，新型MR 隔震減振支座共設置32 個，分別位于下弦桿與墻頂交接處的支座節點位置，新型MR 隔震減振支座在網架中的相對位置如圖7 中黑色實心圓點所示。網架振動分析是典型的多維多點振動激勵條件下的動力響應分析。

圖7 新型MR 隔震減振支座的相對位置示意圖

4 數值試驗結果分析

水電站廠房網架為兩邊支承，應重點考核網架自由端以及中心點節點的豎向位移和加速度。現場測試點位（1#、2#、3#）下弦布置圖如圖7 中黑色空心方形所示。

發電機組正常工作和泄洪沖沙孔泄水時廠房墻頂振動激勵下，水電站廠房網架中心點下弦桿處2#點位的振動位移響應及加速度響應分別如圖8 所示。

圖8 泄水工況激勵條件下網架中心點2#的振動響應

各測點現場測試數據、技術仿真數據以及在支座處添加新型MR 隔震減振支座后的控制效果數據，見表1。從表1 數據可以看出，計算仿真結果與現場實測數據基本吻合，說明計算模型參數選取合適。以該模型計算得到MR 支座隔震減振的層間側移為2.80 mm，層間加速度為0.64 m/s2。

表1 各測點振動響應最大值匯總表

為了驗證新型MR 隔震減振支座在大位移工況下的隔震減振性能，該水電站廠房在強震激勵條件下的隔震減振性能。在汶川地震波激勵下，水電站廠房網架中心點下弦桿處的豎向及順河向振動位移響應及加速度響應分別如圖9 所示。各測點振動響應見表2。以該模型計算得到MR 支座隔震減振的層間側移33.08 mm，介于網架橡膠支座技術性能及參數要求20~50 mm，層間加速度為10.99 m/s2，滿足規范要求[9]。

表2 各測點振動響應匯總表

圖9 強震工況激勵條件下網架中心點2#的振動響應

5 結論

本文以現場測試振動數據修正網架計算模型，并以該模型為基礎，分別計算了發電機組正常工作和泄洪沖沙孔泄水時廠房墻頂振動激勵（小位移）和汶川地震波激勵（大位移）情況下，MR 隔震減振支座對網架結構隔震減振效果，得到如下結論。

1）計算仿真的豎向位移響應和豎向加速度響應數量級相當，3 個關鍵節點的最大誤差為17%，表明計算模型能夠反映水電廠房網架在發電機組正常工作和泄洪沖沙孔泄水時廠房墻頂振動激勵條件下的響應特征。

2）水電站廠房網架的計算模型能夠反映網架在實際工作時的振動情況，新型MR 隔震減振支座能夠有效降低網架的側向位移，有效地降低了網架在發電機組正常工作和泄洪沖沙孔泄水時的振動。

3）強震條件下，各測點的順河向位移響應以及順河向加速度響應的最大隔震減振效果分別為56.24%和80.69%，控制效果明顯；而各測點的豎向位移響應以及豎向加速度響應的隔震減振效果分別為21.74%和5.78%，有一定的控制效果。