變滯回性能阻尼器的抗震性能及其在RC排架墩中的應用

董慧慧, 李艷玲, 韓 強, 杜修力

(北京工業大學 城市與工程安全減災教育部重點實驗室,北京 100124)

橋梁工程是交通生命線工程中的重要組成部分。一旦發生地震災害,橋梁結構受到破壞或倒塌,以致切斷震區的對外交通,將會給震后的救災工作造成巨大困難,加重次生災害,導致直接或間接經濟損失巨大[1]。因此,提高橋梁結構抗震性能一直以來都是研究的熱點問題。

為了提高橋梁結構的抗震性能,國內外學者提出了各種消能減震裝置如耗能阻尼器等,將其裝設于橋梁結構[2]。目前實際應用于橋梁結構的耗能裝置多為金屬屈服阻尼器、摩擦阻尼器和黏滯阻尼器[3-6]。石巖等[7]基于結構“保險絲”概念,在橋墩上附加防屈曲支撐(buckling restrained braces, BRB),研究結果表明,附加的“保險絲”構件可有效減小橋墩的地震損傷,增加耗能并起到保護作用。周海俊等[8]采用摩擦阻尼器有效地降低了斜拉橋橋塔的地震響應。Guo等[9]將黏滯阻尼器用于懸索橋減震研究,鄭一峰等[10]在斜拉橋主梁與墩柱間設置黏滯阻尼器,顯著地減小了梁端位移。附加耗能阻尼器的減震方式可以有效降低橋梁結構地震響應,但傳統耗能阻尼器在強震后可能留有較大的殘余變形,進而顯著降低橋梁結構的抗余震能力及震后通行能力,大大增加了震后結構修復和維護的成本[11]。

目前有學者提出采用自復位技術減小結構的殘余變形,在震后可快速恢復結構的使用功能。自復位結構屬于可恢復功能結構(resilient structures, RS)[12],自復位結構最顯著的特征在于震后的殘余變形較小甚至為零[13]。近年來,國內外學者對自復位結構體系重要組成部分——自復位耗能阻尼器開展了一系列研究,并將其應用于橋梁結構[14]。Christopoulos等[15]最先提出采用預應力技術為自復位耗能阻尼器提供恢復力,并研發了利用高強預應力筋提供自恢復力的新型自復位摩擦耗能支撐。目前常用于自復位耗能阻尼器預應力系統的材料包括預應力筋、預壓彈簧、預壓碟簧等[16-18]。徐龍河等[19]采用基于預壓碟簧提供恢復力的自復位耗能阻尼器,使斜拉橋橋塔主梁處的殘余位移減小60%以上。基于已有的研究結果可知,現有的自復位阻尼器均能有效減小結構的殘余變形。

目前,如何提高自復位阻尼器的自復位效果已成為近年研究重點[20]。自復位材料是影響自復位耗能支撐消除殘余變形的重要因素之一。形狀記憶合金(shape memory alloy, SMA)是一種具有超彈性效應的新型功能材料,利用SMA研發的阻尼器具有較大變形能力,同時無需預應力即可以獲得較好的自恢復力[21],因此受到了自復位結構研究領域的密切關注。例如,Qiu等[22]加工SMA棒材制成SMA螺栓為SMA滑動摩擦阻尼器提供自復位力。Zhang等[23]基于SMA絲束研發了新型自復位阻尼器并將其用于RC框架結構,顯著降低了層間殘余位移率。已有研究結果表明,采用SMA的阻尼器可以有效減小結構殘余變形,實現結構自復位功能,提高結構的抗震性能。

最近,Dong等[24]通過動力時程分析及易損性分析對附加具有相同屈服位移和屈服強度的自復位耗能阻尼器與純耗能阻尼器的橋梁結構抗震性能開展研究。結果表明,PGA較小時,附加純耗能阻尼器的結構峰值位移明顯小于附加自復位耗能阻尼器結構,殘余位移則略大于附加自復位耗能阻尼器結構的殘余位移,易損性分析結果顯示附加純耗能阻尼器結構的失效概率小于附加自復位耗能阻尼器結構的失效概率;隨著PGA增加,附加純耗能阻尼器的結構峰值位移仍明顯小于附加自復位耗能阻尼器結構,但殘余位移明顯大于附加自復位耗能阻尼器結構的殘余位移,易損性分析結果表明附加純耗能阻尼器結構的失效概率明顯大于附加自復位耗能阻尼器結構的失效概率。由此可以發現,滯回性能單一的阻尼器難以滿足不同強度地震作用下結構的抗震需求,即結構在不同地震水準下所需阻尼器的性能不同。

基于上述研究,本文提出一種基于SMA板環的變滯回性能阻尼器(variable hysteresis performance damper based on shape memory alloy,SMA-VHD),用以分級設防保護主體結構并減小傳統耗能阻尼器在大震作用下的殘余變形,通過理論分析結合數值模擬揭示其變滯回機理并研究其滯回性能,進一步將其應用于RC排架墩中研究其分級抗震的性能。

1 分級設防理念

我國當前抗震設計規范基于三水準設防目標[25],即“小震不壞、中震可修、大震不倒”。由于可恢復功能結構體系具有比傳統抗震結構更高的抗震性能,其抗震設計應符合與震后功能可恢復性相關的抗震設防目標,不僅能夠在地震中保護人們的生命財產安全,在地震后也能快速恢復其正常使用功能。周穎等[26]提出了為滿足“小震及中震不壞,大震可修復、可更換,巨震不倒塌”的可恢復功能結構的四水準抗震設防目標,并對各級地震水準下的結構抗震性能目標進行重新定義。對應不同設防目標,結構在不同地震水準下震后使用要求及損傷狀態有明確的分級規定,可恢復功能結構的分級抗震理念得以發展。

為了實現結構的分級抗震設計理念,具有分級設防功能的阻尼器應運而生。常見形式有變摩擦阻尼器和分級屈服阻尼器等。變摩擦阻尼器可根據變形大小改變自身的摩擦力,以提供更大的耗能需求,用以解決摩擦阻尼器由于摩擦力設定過高,摩擦裝置不能起滑,無法起到耗能減振的作用,或摩擦力設定過低,無法提供所需要的阻尼力的問題[27]。常通過摩擦面類型、角度的變化實現輸出阻尼力的變化[28-29]。分級屈服阻尼器多用于改善金屬阻尼器耗能水準單一及只能在中震或大震下屈服耗能的缺點,不同屈服位移的金屬逐次進入塑性階段耗能以達到分級屈服效果[30-31]。以上分級設防阻尼器都是以提高耗能水平的方式滿足較高地震水準要求,并沒有考慮結構震后自復位能力。

因此,為了有效的實現結構的分階段抗震,滿足可恢復功能結構四水準抗震設防目標,本文發展了一種新型具有變滯回性能的自復位耗能阻尼器。阻尼器在小變形下僅為結構提供剛度和強度,變形增加后阻尼器的滯回曲線呈現飽滿的矩形,為結構提供穩定良好的耗能能力,隨著變形進一步增大,阻尼器的滯回曲線呈現典型的旗幟型,同時具有優良的自復位功能,進而實現附加新型阻尼器結構的分級抗震的目的。

2 SMA-VHD的結構構造和工作機理

基于SMA板環的變滯回性能阻尼器(SMA-VHD)由摩擦模塊和自復位模塊組成,用以實現良好的耗能功能和自復位功能。阻尼器由內芯、上半圓形外套管、下半圓形外套管、SMA板環、高強螺栓及端板組成,如圖1所示。

圖1 SMA-VHD示意圖Fig.1 Schematic diagram of SMA-VHD

摩擦模塊包括內芯和上下半圓形外套管。兩個半圓形外套管上下對合在一起形成整體的軸向水平的外套管,外套管凹槽內涂抹潤滑油用以控制摩擦因數,兩塊相同的板狀結構內芯置于其中。外套管內部有平直段和楔形段的凹槽分別與內芯平直段和楔形段相對應。自復位模塊包括預緊SMA環和高強螺栓。外套管外側沿徑向采用SMA板環進行固定,在SMA板環的端部打有孔洞,通過預緊的高強螺栓對SMA板環施加預應變。

由于阻尼器結構構造上的對稱性,SMA-VHD拉壓工作機理相同,本文以受拉為例進行詳細闡述。以阻尼器徑向中心線為界,SMA-VHD左右兩側在結構上具備對稱性,受力相同。因此,為簡化分析,取單側阻尼器隔離體進行受力分析,如圖2(a)所示。L1為外套管平直段水平距離。L2為內芯楔形段水平距離,此距離與外套管楔形段水平距離相等。L3為內芯平直段水平距離。為避免內芯“滑脫”,應保證內芯與外套管之間表面貼合,因此阻尼器最大變形量(Δm,max)應滿足

圖2 SMA-VHD的工作機理及滯回曲線Fig.2 Working principle and hysteretic curves of SMA-VHD

Δm,max≤L2+L3/2

(1)

通過預緊螺栓對SMA板環施加預壓力使SMA板環產生的變形量為Δs,0,則阻尼器隔離體總變形量(Δm)與SMA板環的受拉變形量(Δs)滿足

Δs=4(Δm-Δv)tanθ+Δs,0

(2)

其中

Δv=(L1-L3)/2

(3)

式中:Δv為變滯回位移;θ為內芯楔形段角度。

SMA板環內力(Fs)與SMA板環對阻尼器隔離體外套管的壓力(FN)之間滿足式(4)關系

FN=2nFs

(4)

式中,n為阻尼器隔離體中SMA板環的個數。

將阻尼器隔離體受拉過程分為三個狀態階段:

(1) 平衡狀態

當作用在阻尼器上的外荷載小于內芯平直段與外套管內部凹槽的平直段之間靜摩擦力時,阻尼器處于平衡狀態,如圖2(b)所示。內芯與外套管之間沒有相對位移。此時內芯、外套管以及預緊的SMA板環共同為阻尼器提供初始剛度。

(2) 小變形受拉狀態

變形量小于Δv為小變形受拉階段,如圖2(c)所示。阻尼器外套管內部凹槽平直段與內芯平直段之間產生軸向位移,二者接觸面發生滑移進而產生摩擦力。阻尼器在此階段達到屈服點時(A點),屈服力Fy為

Fy=4nμFs,0

(5)

式中:μ為內芯與外管之間的摩擦因數;Fs,0為SMA板環中的預拉力。

(3) 大變形受拉狀態

變形量大于Δv且小于Δ2為大變形受拉階段,如圖2(d)所示。此時,外套管內部凹槽楔形段與內芯楔形段之間發生相對滑移,阻尼器通過二者接觸面滑移產生摩擦力耗能,同時上下外套管之間出現間隙(δ)。隨著δ增大,SMA板環因受拉變形量增加,使得內芯與外套管之間的徑向壓力增大,摩擦力與耗能量隨之增加。外力卸載后,SMA板環超彈性使得內芯復位到小變形受拉狀態,實現自復位。

圖2(d)中B點對應阻尼器隔離體變形最大時,此時阻尼器可提供的恢復力為峰值承載力Fmax。C點為內芯復位至小變形受拉狀態的時刻,此時阻尼器的恢復力為卸載力Funload,對應位移為變滯回位移Δv。二者滿足式(6)～式(7)

(6)

(7)

式中,Fs,max為SMA板環內力最大值。

3 SMA-VHD的變滯回性能

3.1 SMA板的材性試驗

SMA具有形狀記憶效應、超彈性和阻尼特性等優異的力學性能[32]。圖3為SMA的簡化本構模型[33],該曲線主要由四個特征點表征:相變應力σM,s、σM,f及其對應應變εM,s、εM,f分別為馬氏體正相變轉變階段開始時(A點)和結束時(B點)的應力應變,相變應力σA,s、σA,f及其對應應變εA,s、εA,f分別代表馬氏體逆相變轉變階段開始時(C點)和結束時(D點)的應力應變。

圖3 SMA簡化本構模型Fig.3 Simplified constitutive model of SMA

為確定SMA本構模型的特征點參數,對SMA板材進行力學性能試驗研究。板材試件工作段截面為20 mm×10 mm的矩形,長度為150 mm。板材經超彈性訓練、熱處理、冷淬后進行循環拉伸加載測試,循環拉伸應變加載由1%逐級加載至5%,每級增量0.5%,如圖4(a)所示。試驗獲得SMA板材試件的力與位移曲線如圖4(b)所示。SMA板材的滯回曲線表現出典型“旗幟型”特征,卸載完成后幾乎無殘余位移。

圖4 SMA板材試驗Fig.4 Test of the SMA plate specimens

在ABAQUS軟件中建立與試驗尺寸相同的SMA板材實體模型并賦予Super Elasticity本構模型,SMA本構模型特征點參數數值標定如圖3所示,對其施加與試驗相同的位移加載機制。將ABAQUS軟件模擬結果與試驗結果對比(如圖4(b)所示),模擬結果與試驗結果吻合良好,表明采用Super Elasticity本構模型能較好地適用于SMA板材的非線性本構關系。

3.2 有限元模型

3.2.1 阻尼器的設計

假定SMA-VHD的最大變形為100 mm。其中,阻尼器單側隔離體的最大變形為50 mm,變滯回位移Δv為15 mm。尺寸設計滿足以下要求:一是保證阻尼器楔形段實現完全自復位,即卸載力Funload大于零;二是避免SMA完成馬氏體相變后卸載積累殘余應變,在阻尼器達到最大變形量時,SMA板環的直徑R應滿足式(8)

(8)

阻尼器的尺寸。其中內芯楔形段角度θ=10°,板環的厚度h=10 mm,對SMA板環施加應變0.61%,如圖5所示。

圖5 SMA-VHD尺寸圖(mm)Fig.5 Dimension of SMA-VHD (mm)

3.2.2 有限元模型的建立

SMA-VHD實體有限元模型如圖6所示。所有實體部件采用C3D8R(線性縮減積分單元)模擬。SMA-VHD的內芯和上下外管均使用理想彈塑性本構模型,彈性模量(E)為2.1×105MPa,屈服強度(fy)為345 MPa,極限強度(fu)為540 MPa[34]。SMA板環采用ABAQUS軟件內置的Super Elasticity本構模型,其本構關系的特征點參數依據3.1節確定。內芯與外套管對應平直段及楔形段接觸面之間的接觸關系采用“Surface-to-surface contact”模擬,切向行為選用“Penalty”以模擬摩擦行為,摩擦因數取0.1[35],法向行為模式為“Hardcontact”,通過“Interferencecontact”模擬高強螺栓擰緊施加給SMA板環的預應變。模型加載制度如圖7所示。

圖6 SMA-VHD有限元模型Fig.6 Finite elements model of the SMA-VHD

圖7 加載制度Fig.7 Loading protocol

3.3 滯回性能

圖8給出了SMA-VHD在拉壓往復循環荷載下的滯回曲線。滯回曲線呈現出明顯的“變滯回性能”。加載位移較小時,SMA-VHD處于彈性狀態,此時荷載與位移呈線性關系。隨著加載位移增大,SMA-VHD進入屈服階段,開始耗能,此時滯回曲線飽滿近似矩形。隨著加載位移進一步增大,滯回曲線呈旗幟型,自復位效果良好,卸載時無明顯的剛度和強度退化。滯回曲線整體顯示出“變滯回性能”,滯回曲線矩形部分及旗幟型部分之間具備清晰的分級平臺。同時,圖8也給出了SMA-VHD滯回曲線理論計算與數值模擬結果對比圖,二者吻合結果良好。

圖8 SMA-VHD恢復力模型與有限元模型滯回曲線對比Fig.8 Hysteretic curve comparison between restoring force model and finite element modelof SMA-VHD

摩擦因數對SMA-VHD滯回曲線的影響規律如圖9(a)所示,增大內芯與外管之間摩擦因數,可提高SMA-VHD的屈服力Fy及峰值承載力Fmax,滯回曲線更加飽滿。但是,當摩擦因數過大時Funload成為負值,此時阻尼器將失去自復位能力。圖9(b)給出了楔形段角度對SMA-VHD滯回曲線的影響規律,隨楔形段角度增加,Fmax及Funload提高。

圖9 SMA-VHD關鍵參數對其滯回性能的影響Fig.9 The influence of key parameters of SMA-VHD on hysteresis performance

增大施加在SMA板環上的預應變εf,0可提高Fy和Funload,如圖9(c)所示。但是,當εf,0=1.21%時,即馬氏體正相變轉變階段開始時的應變εf,A,Fy在循環加載中會逐漸變小。因此建議施加在SMA的預應變區間為εf,0≤εf,A。平直段長度(l)對SMA-VHD的影響規律如圖9(d)所示。平直段長度的增加會增大變滯回位移Δv,同時提升了阻尼器的變形能力。但Δv后滯將增大SMA-VHD的殘余位移。

4 阻尼器在RC橋墩結構中的應用

4.1 RC橋墩結構

本文選取的橋墩模型參數參考文獻[36]的山區實際排架墩。橋墩墩柱高度為6 400 mm,橫截面為1 000 mm×1 000 mm的矩形,雙柱之間的凈距為13 000 mm,混凝土等級選用C40,保護層厚度50 mm;墩柱縱筋選用HRB400,直徑為32 mm,墩柱截面的縱筋配筋率為0.96%,箍筋選用HPB300,直徑為8 mm,間距為100 mm。

本研究使用ABAQUS軟件建立排架墩的有限元模型。為驗證建模方法的正確性,選取參考文獻[36]中橋墩縮尺模型擬靜力試驗結果作為對比對象。有限元模型各部件均采用三維實體單元,混凝土單元類型為C3D8R(三維實體線性減縮積分),鋼筋單元類型為T3D2(兩節點線性三維桁架單元)。蓋梁與墩柱、墩柱與承臺間均使用“Constraint”約束。模型中C40混凝土采用塑性損傷本構模型,彈性模量為3.25×104 MPa,鋼筋彈性模量均為1.9×105 MPa,本構采用理想彈塑性模型。HRB400鋼筋的屈服強度為360 MPa,HPB300鋼筋的屈服強度設置為270 MPa。數值模擬結果與試驗結果吻合良好,證明了建模方法的正確性,如圖10所示。

圖10 數值模擬與參考文獻[34]試驗數據結果對比圖Fig.10 Comparison between experimental data from reference [34] and numerical simulation results

基于上述方法建立原型排架墩的有限元模型,并對該模型進行Pushover分析。獲得橋墩屈服力Fyp=2 790 kN, 屈服位移Δyp=35 mm,極限位移Δd=300 mm,極限位移下的殘余位移為209 mm。

4.2 阻尼器的設計

將SMA-VHD以“人字形”形式布置在排架墩中。在ABAQUS軟件中使用“Connector”模擬阻尼器,如圖11所示,在相同位移加載機制下,SMA-VHD實體有限元模型與“Connector”模型的滯回曲線吻合程度良好,進而將“Connector”附加于排架墩結構中用于模擬SMA-VHD,如圖12(a)所示。

圖11 SMA-VHD實體有限元模型與“Connector”模型滯回曲線對比Fig.11 Comparison of hysteretic curves of SMA-VHD between solid finite element model and “Connector” model

圖12 附加SMA-VHD的排架墩Fig.12 Double-column bent with additional SMA-VHDs

圖12(b)給出了SMA-VHD與排架墩結構變形的關系。阻尼器變形量(Δm)與橋墩變形量(Δ)之間的關系滿足式(9)

(9)

附加SMA-VHD的排架墩要有穩定的耗能能力和可恢復性,因此SMA-VHD設計應該滿足以下三點原則:

(1) SMA-VHD作為橋墩的犧牲元素,SMA-VHD須在橋墩屈服之前屈服,因此SMA-VHD的屈服位移Δv,y(圖2中A點位移)滿足式(10)

Δv,y≤ΔY

(10)

式中, ΔY為原橋墩屈服位移。

(2) SMA-VHD應使橋墩的殘余側移率控制在0.5%的范圍內[37],因此SMA-VHD的變滯回位移Δv需要滿足式(11)～式(12)

(11)

(12)

(3) SMA-VHD的恢復力滿足橋墩復位需求,即SMA-VHD卸載力Funload的水平分力滿足式(13)

2Funloadcosα≥Fyp

(13)

式中:Fyp為原橋墩的屈服荷載;α為SMA-VHD與水平的夾角。

作為對比參照,同樣使用“Connector”模擬BRB[38]、自復位耗能支撐(self-centering energy brace, SCB) 附加于橋墩之間。三種阻尼器具備相同的屈服荷載及初始剛度,屈服荷載為2 000 kN,初始剛度為100 kN/mm。BRB與SCB的屈服后剛度為初始剛度的1%。在SMA-VHD達到變滯回位移前,SMA-VHD與BRB的耗能量相近且遠大于SCB;SMA-VHD達到變滯回位移后,恢復力模型呈現典型的旗幟型。三者恢復力模型如圖13所示。

圖13 BRB、SCB及SMA-VHD的恢復力模型Fig.13 Restoring force model of BRB, SCB and SMA-VHD

4.3 附加SMA-VHD橋墩結構的分級抗震性能

結構在近場地震動作用下的破壞較遠場地震動更為顯著[39-41],本文選取兩個不同臺站的近場對稱性脈沖地震動Rinaldi和近場非對稱型脈沖地震動CHICHI_Taiwan記錄。參考我國第五代《中國地震動參數區劃圖》[42],將地震作用定義為四級地震烈度水準,即多遇地震動、基本地震動、罕遇地震動及極罕遇地震動,因此本文將選取的原始地震動記錄按照地震動峰值加速度PGA調整為0.1g(多遇地震)、0.3g(基本地震)、0.58g(罕遇地震)、0.9g(極罕遇地震)四個等級。地震動記錄在PGA為0.3g時的加速度、速度、能量通量時程曲線如圖14所示。

圖14 輸入地震動時程曲線(PGA=0.3g)Fig.14 Inputting time history curves of ground motions (PGA of 0.3g)

橋墩的最大變形將直接決定其地震損傷破壞程度[43],殘余變形可直接反映墩柱產生非線性變形后的復位能力[44]。因此,取橋墩峰值側移率及殘余側移率作為附加阻尼器橋墩抗震性能提升評價指標,并根據橋墩震后損傷狀況將其分為五個等級:完全破壞、嚴重損傷、中等損傷、輕微損傷和無損傷,以最大側移率作為損傷指標時對應的各損傷極限狀態值如表1所示[45]。殘余側移率選用0.5%作為損傷極限狀態值。

表1 最大側移率對應的損傷極限狀態Tab.1 Damage limit state of maximum drift ratio

圖15給出了近場對稱型脈沖地震動作用下橋墩位移時程曲線及滯回曲線,圖16展示了不同PGA地震動下橋墩最大側移率和殘余側移率的柱狀圖。由圖15及圖16(a)可知,橋墩的峰值側移率隨PGA等級增大而增加。附加阻尼器可有效降低橋墩的最大側移率。由圖15(a)可知,在PGA為0.1g地震動作用下,與原橋墩相比,RC-BRB、RC-SCB和RC-SMA-VHD橋墩峰值側移率明顯下降,且近似相等。根據圖15(b)中的滯回曲線顯示,RC-BRB、RC-SCB和RC-SMA-VHD均處于彈性階段。當PGA增大到0.3g時,如圖15(c)所示,RC-BRB與RC-SMA-VHD的峰值側移率相近且均小于RC-SCB,RC-SMA-VHD與RC-BRB耗能水平近似(如圖15(d)所示)。當PGA為0.58g及0.9g時,如圖15(e)及圖15(g)所示,RC-BRB與RC-SMA-VHD的峰值側移率相近且均小于RC-SCB。由圖16可知,RC橋墩達到倒塌極限狀態,RC-SCB達到嚴重損傷狀態,RC-BRB在0.9g時達到了中等損傷,而RC-SMA-VHD橋墩仍處于輕微損傷狀態。

圖15 近場對稱型脈沖地震動作用下橋墩位移時程曲線及滯回曲線Fig.15 Time-history responses and hysteretic curves of bridge bent under near-field symmetric pulsed earthquake

圖16 不同PGA地震動下橋墩最大側移率和殘余側移率Fig.16 Maximum drift ratio and residual drift ratio of bridge bent under ground motions with different PGAs

由圖15及圖16(b)可知,類似的,附加阻尼器橋墩的殘余變形均明顯小于原橋墩,且橋墩的殘余側移率隨著PGA等級增大而增加。當PGA為0.1g時,四種橋墩的殘余側移率均較小;當PGA增大到0.3g和0.58g時,RC橋墩殘余側移率超過0.5%限值,RC-BRB與RC-SMA-VHD殘余側移率相近,RC-SCB的殘余側移率最低;當PGA達到0.9g時,RC-BRB的殘余側移率超過0.5%,而RC-SMA-VHD的殘余側移率始終控制在0.5%的范圍內。

由圖16可知,結構在近場對稱型脈沖地震動作用及非對稱型脈沖地震動作用下的最大側移率及殘余側移率沒有一致性規律。如當峰值加速度為0.3g和0.58g時,RC-SCB在近場對稱型脈沖地震動下的最大側移率大于近場非對稱型脈沖地震動,但當峰值加速度為0.9g時,RC-SCB在近場對稱型脈沖地震動作用下最大側移率小于近場非對稱型脈沖地震動。當峰值加速度為0.58g時,RC-SMA-VHD在近場對稱型脈沖地震動下的殘余側移率小于近場非對稱型脈沖地震動,但當峰值加速度為0.9g時,近場對稱型脈沖地震動殘余側移率更大。

綜上所述,SMA-VHD在多遇地震下保持彈性狀態,為結構提供附加剛度和強度;基本地震作用下為結構提供穩定良好的耗能能力,從而減小結構的地震響應;隨著地震作用加劇,阻尼器可在罕遇地震和極罕遇地震下為結構提供穩定耗能能力的同時,還能提供優良的自復位功能,進而減小結構的殘余變形。因此,附加SMA-VHD可有效實現結構分級抗震的目的,進而提高結構的抗震能力。

5 結 論

為了實現分級抗震,本文基于SMA板材提出了一種變滯回性能阻尼器(SMA-VHD)。基于新型阻尼器的結構構造和工作機理,理論公式推算得到了該阻尼器的恢復力模型,進一步對阻尼器滯回性能及參數影響規律進行研究,最后將阻尼器應用于RC排架墩中,研究其對橋墩分級抗震性能提升效果。具體結論如下:

(1) 新型變滯回性能阻尼器(SMA-VHD)的滯回曲線呈現明顯的分級平臺,在小變形時,滯回曲線呈現飽滿的矩形,耗能能力強;隨著變形進一步增大,阻尼器的滯回曲線呈現典型的旗幟型,同時具有優良的自復位功能。

(2) 增大內芯與外管之間摩擦因數可提高阻尼器的強度和耗能能力,但超過上限會導致阻尼器無法自復位;楔形段角度增加可使阻尼器的強度提升;對SMA板環施加的預應變應滿足εf,0≤εf,A;通過調整平直段長度可以改變變滯回位移以滿足結構的不同需求。

(3) 在多遇地震和基本地震作用下,SMA-VHD可為橋墩提供良好的耗能能力,附加SMA-VHD可有效降低橋墩的最大側移率,附加SMA-VHD橋墩的峰值側移率與附加BRB的橋墩相近;罕遇地震和極罕遇地震時,SMA-VHD還可為橋墩提供良好的自復位功能,附加SMA-VHD橋墩的殘余側移率明顯低于附加BRB的橋墩,并將殘余側移率始終控制在0.5%的范圍內,附加SMA-VHD可有效實現結構的分級抗震目的。

限于篇幅,本文對變滯回性能阻尼器的恢復力模型、滯回性能及參數影響規律進行了系統性研究,并將其應用于RC排架墩中,研究其對橋墩分級抗震性能提升效果。為了進一步驗證阻尼器的性能,將在后續研究中開展新型阻尼器的擬靜力試驗,并對附加新型阻尼器的結構的失效概率進行詳細系統地研究分析。