馬玉彬，紀金豹，閆維明

(1.北京工業(yè)大學工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點實驗室，北京 100124；2.河北工程大學土木工程學院，河北 邯鄲 056038)

近年來，隨著結(jié)構(gòu)試驗中構(gòu)件日趨大型化，作為研究大型構(gòu)件破壞機理的試驗設備，大型結(jié)構(gòu)試驗機的建設與發(fā)展越來越受到重視，國內(nèi)外高校及科研單位爭相研制大型結(jié)構(gòu)試驗機[1-3]. 但是，在利用大型結(jié)構(gòu)試驗機對準脆性試件進行加載時發(fā)現(xiàn)，試件突然斷裂會導致試驗機產(chǎn)生強烈的豎向沖擊振動[4]. 反復強烈的振動不僅會影響試驗機控制系統(tǒng)的正常運行以及設備自身的使用壽命，而且會造成測量儀器損壞進而導致試驗失敗. 此外，傳到地面的有害振動將引起周邊建筑產(chǎn)生裂縫，危害室內(nèi)人員安全. 因此，為了探析試驗機振動的作用機理，為已建成試驗機的減振以及新建試驗機的設計提供依據(jù)，有必要對大型結(jié)構(gòu)試驗機的沖擊振動問題展開研究.

在大型結(jié)構(gòu)試驗機沖擊振動方面，國內(nèi)外相關研究較少且基本以數(shù)值分析為主. 李仁祥[5]在對80MN多功能試驗機設計時僅分析試件碎塊對加載平臺的沖力影響，未考慮試件斷裂引發(fā)機身振動情況. 薛廣新[6]通過分析指出試件碎塊對平臺的沖力影響可忽略不計，但試件斷裂會引發(fā)工作臺垂向振動. 王洪權(quán)[7]在新建大型結(jié)構(gòu)試驗機設計時把試件脆性斷裂當作一種特殊工況進行考慮. 李國強等[8]、張新晨[9]分別對添加隔震支座的萬噸級結(jié)構(gòu)試驗臺進行滿載下的試件壓潰沖擊分析. 代云軒[10]通過對萬噸級結(jié)構(gòu)試驗臺移動橫梁進行突然卸載分析得到橫梁應力和位移情況，但未提及機身振動情況. 紀金豹等[11]對結(jié)構(gòu)試驗機因脆性破壞所致振動進行數(shù)值分析，但積分算法存在一定的數(shù)值敏感性. 基于此，本文以某多功能結(jié)構(gòu)加載系統(tǒng)主機為研究對象，對由試件脆性破壞引發(fā)沖擊振動的問題進行試驗研究. 由于原型試驗機進行足尺試驗會危害試驗機安全以及對周邊建筑物和辦公人員產(chǎn)生干擾，因而選擇采用模型試驗方法，探尋大型結(jié)構(gòu)試驗機沖擊振動的作用機理、影響因素以及振動響應規(guī)律.

1 試驗機等效縮尺方法

1.1 原型介紹

本試驗原型為北京工業(yè)大學40 MN多功能結(jié)構(gòu)加載系統(tǒng)，其主機主要由梯形反力架、上橫梁、下橫梁、加載油缸以及基礎底梁組成[12]，見圖1.

反力架兩兩平行并固定于基礎底梁上，上橫梁由4個反力架共同支承，加載油缸置于上橫梁內(nèi)部，下橫梁僅通過油缸活塞與上橫梁連接，依靠活塞伸縮帶動豎向運動，對試件實施加載.

1.2 模型等效縮尺原則

根據(jù)試驗機的加載能力及考慮試驗設備的使用條件，采用1∶10的比例對原型進行縮尺，依據(jù)相似理論確定縮尺模型的幾何、材料及動力相似系數(shù)，見表1.

表1 縮尺模型相似關系

為了保證縮尺模型能夠準確反映原型的力學行為，按照剛度等效原則對原型試驗機進行簡化設計. 4片梯形反力架簡化為2個焊接H型鋼立柱，立柱上設多排螺孔以便調(diào)整上橫梁高度；上橫梁、下橫梁以及基礎底梁簡化為帶加勁肋的焊接H型鋼梁；加載油缸簡化為千斤頂，通過螺栓固定連接上下橫梁. 立柱與底梁通過螺栓固定，簡化后的縮尺模型如圖2所示.

2 影響因素的選擇與實現(xiàn)

首先，試驗機振動主要因試件脆性破壞而引發(fā)，試件的脆性特征(即表征試件的脆性程度)可認為是導致試驗機振動的關鍵因素；同時，不同噸位的試件在發(fā)生脆性破壞時試驗機產(chǎn)生的振動量級也不同，試件的承載力也可認為是影響試驗機振動響應大小的主要因素；此外，文獻[13-14]指出試驗機剛度的增加可延緩試件脆性破壞開展程度進而減輕試驗機振動，由此可知試驗機剛度的變化對試驗機振動響應產(chǎn)生重要影響. 因此本試驗通過采用以素混凝土柱作為脆性試件進行加載的方式，重點研究在試件脆性特征、試件承載力以及試驗機剛度3種因素影響下的試驗機振動變化規(guī)律.

根據(jù)試驗機縮尺模型的加載空間及最大出力，試件采用1∶10的比例縮尺，并依照表1中的材料以及動力相似關系設計. 其中，試件的混凝土強度等級不同其脆性特征也不同，考察試件脆性特征因素對試驗機振動的影響時可通過改變試件混凝土強度等級來實現(xiàn)，設計強度等級分別為C20、C25、C30、C35、C40的5組試件工況，并保持高度為300 mm截面尺寸為100 mm×100 mm不變.

試件承載力取決于試件的截面尺寸，考察試件承載力對試驗機振動的影響時可通過改變試件的截面尺寸來實現(xiàn)，設計截面尺寸分別為50 mm×50 mm、75 mm×75 mm、100 mm×100 mm、120 mm×120 mm 4組試件工況，并保持高度為300 mm混凝土強度等級為C30不變.

上橫梁高度變化影響兩端參與傳力的立柱高度，由公式K=EA/L可知，立柱的豎向剛度隨立柱高度增加而減小. 由文獻[15]知，試驗機各部分的連接方式為立柱、上橫梁及下橫梁三者串聯(lián)，試驗機剛度取決于各組成部分的剛度，因此上橫梁高度可間接影響試驗機剛度，考察試驗機剛度對試驗機振動的影響時可通過調(diào)整上橫梁高度來實現(xiàn)，設計上橫梁高度分別為880、920、1 000、1 120 mm的4種工況，統(tǒng)一采用混凝土強度為C30、高度為300 mm以及截面尺寸為100 mm×100 mm的試件進行加載.

3 試驗設計與實施

為了測量試驗機縮尺模型各處的豎向加速度響應情況，采用對沖擊振動響應靈敏的ICP加速度傳感器，分別布置在立柱頂、上橫梁、下橫梁、立柱底以及底座跨中5個位置，具體布置如圖3所示.

由于千斤頂最大出力為500 kN，因此采用1個最大量程為500 kN的力傳感器布置在縮尺模型底座跨中位置以測量試件承載力；下橫梁作為與試件直接接觸的構(gòu)件，其位移是反映縮尺模型振動響應的重要參數(shù)，因此在下橫梁與底座橫梁之間布置1個激光位移計以測量下橫梁的豎向位移，力傳感器與位移計具體布置如圖4所示. 該試驗測試系統(tǒng)的采樣頻率均設為1 000 Hz.

為了模擬原型試驗機的固定邊界條件，同時也保證試驗安全，將試驗機縮尺模型通過地錨螺栓固定于地面上. 由于縮尺模型采用千斤頂搭配手動液壓泵對試件進行加載，因此在試驗過程中采用手動單調(diào)勻速緩慢加載形式，直至試件破壞.

4 結(jié)果與分析

4.1 試驗現(xiàn)象與結(jié)果

通過觀察試驗機縮尺模型對脆性試件加載的整個過程發(fā)現(xiàn)，所有試件均發(fā)生脆性破壞，同時伴有巨大聲響，試驗機的加速度響應曲線均呈現(xiàn)沖擊振動并快速衰減特點. 以混凝土強度等級為C20、試件高度為300 mm、截面尺寸為100 mm×100 mm的試件工況為例，模型各測點位置的加速度時程曲線如圖5所示.

由圖5可看出，試驗機下橫梁的豎向振動響應最為顯著，遠遠大于其余測點位置. 分析原因可能是由于下橫梁直接與試件接觸，受到試件的反作用力而積聚的彈性應變能最大. 另外，下橫梁是通過油缸出力對試件加載，油缸在較大外力作用下會由于缸內(nèi)油液壓縮而積聚較大應變能. 在試件脆斷瞬間，釋放的應變能直接傳遞到下橫梁，加重了下橫梁的振動. 因此，在對新建試驗機的設計或建成的試驗機改造時可重點考慮對試驗機下橫梁采取減振措施.

由于原型試驗機中上橫梁依靠頂升油缸調(diào)整高度，上橫梁振動過大直接導致頂升活塞產(chǎn)生破壞；下橫梁振動會致使加載油缸內(nèi)油液壓力產(chǎn)生波動，嚴重時可導致油管破裂甚至閥門爆炸；基礎底梁與廠房基礎連在一起，其振動過大會影響周邊建筑安全及人員舒適度；因此，接下來主要分析試驗機上橫梁、下橫梁以及底座跨中3處在不同影響因素下的振動響應變化趨勢.

4.2 試件脆性特征對試驗機振動的影響

脆性特征是指脆性試件破壞后其承載力在極短時間內(nèi)降低為零的性質(zhì). 若把該段時間間隔定義為卸載時間，不同強度等級的試件其卸載時間也不同，卸載時間越短，脆性特征越明顯，因此試件的脆性特征可通過卸載時間來體現(xiàn).

通過力傳感器可測得C20～C40的5組工況下試件的極限承載力及卸載時間，為了合理對比相同荷載下不同強度等級試件的卸載時間，對各工況試件的卸載曲線進行荷載等值化處理，處理后各工況的卸載時間見表2. 試件卸載時間隨混凝土強度等級的變化曲線見圖6.

表2 強度等級與卸載時間關系

由圖6可看出，隨著混凝土強度等級的升高，卸載時間逐漸減小，試件脆性特征越明顯. 不同強度等級試件發(fā)生脆性破壞時對試驗機的卸載時間均為千分之幾秒，這為數(shù)值仿真中采用荷載步方法模擬試件脆性破壞的荷載卸除提供了試驗依據(jù).

提取縮尺模型上橫梁、下橫梁以及底座跨中3處在不同試件脆性特征下的加速度響應峰值，由于試驗結(jié)果存在一定離散性，因此對試驗數(shù)據(jù)進行線性擬合，得到試驗機加速度峰值隨脆性特征變化曲線，見圖7.

由圖7可知，隨著卸載時間的減小，試驗機的加速度響應逐漸增大. 這說明試件脆性特征越明顯，試驗機的振動響應越劇烈.

4.3 試件承載力對試驗機振動的影響

由試驗測得4組截面尺寸工況下試件的承載力列于表3.

表3 不同截面尺寸工況的試件承載力

由表3可知，試件截面尺寸越大，其承載力越高. 提取各工況下縮尺模型上橫梁、下橫梁及底座跨中處的加速度峰值，并線性擬合得到加速度峰值隨試件承載力的變化曲線，如圖8所示.

由圖8可知，隨著試件承載力的不斷提高，試驗機的加速度響應均呈增大趨勢. 這說明試件承載力越大試驗機的振動越強烈.

4.4 試驗機剛度對試驗機振動的影響

試驗機剛度的改變通過調(diào)整上橫梁高度來實現(xiàn)，提取4組上橫梁高度工況下縮尺模型上橫梁、下橫梁及底座跨中處的加速度峰值，并線性擬合得到加速度峰值隨試驗機上橫梁高度的變化曲線，如圖9所示.

由圖9可知，隨著上橫梁高度的增加，試驗機剛度逐漸減小，試驗機的加速度響應均呈增大趨勢.

4.5 試驗機下橫梁位移響應分析

由于試驗機下橫梁的振動響應最為強烈，因此對試驗機下橫梁的位移響應進行分析. 試驗機下橫梁處的豎向位移時程曲線在試件脆斷時刻均呈現(xiàn)出卸載振蕩的特點，以不同脆性特征的試件位移時程曲線為例，如圖10所示.

對各試件工況的位移時程曲線進行分析，得到下橫梁位移的振動幅值隨試件脆性特征、試件承載力以及試驗機上橫梁高度的變化曲線，見圖11～13，由于個別工況下橫梁振動響應過大導致位移計脫落，故此忽略.

由圖11～13可看出，下橫梁位移的振動幅值隨試件脆性特征的增大而增大，隨試件承載力的增大而增大，隨試驗機剛度減小(即上橫梁高度增加)而增大.

5 反推原型分析

根據(jù)模型試驗結(jié)果，依據(jù)相似關系可推出原型試驗機的振動響應. 考察混凝土脆性特征因素影響時，C40試件工況的承載力為44.6 kN，卸載時間為0.002 s，試驗機縮尺模型下橫梁的豎向加速度最大為25.00g，反推可得到當原型試驗機對承載力為4 460 kN的C40脆性試件加載時，試件脆斷的卸載時間為0.020 s，原型試驗機下橫梁處的豎向加速度達到2.50g. 同時在考察試件承載力因素影響時，可反推得到原型試驗機在對截面尺寸為1 200 mm×1 200 mm的C30脆性試件加載時，下橫梁的豎向加速度達到2.43g. 考察試驗機剛度因素影響時，上橫梁高度為1 120 mm工況下試驗機縮尺模型下橫梁的加速度峰值可達25.20g，反推可得到原型試驗機上橫梁高度為11.2 m時下橫梁的加速度為2.50g. 該振動量級不容忽視，嚴重危害試驗機的正常運行及周邊建筑物的安全，同時對周邊辦公人員造成干擾，因此，亟須對試驗機采取減振措施以降低試驗機的振動響應. 建議在未采取減振措施前，應限制強度等級較大且尺寸較大的脆性試件進行壓力試驗，同時對進行試驗的脆性試件高度進行把控，避免試驗機由于振動過大而存在安全風險.

此外，C40試件工況下試驗機縮尺模型的下橫梁位移振幅達到1.5 mm，反推得到原型試驗機下橫梁即產(chǎn)生15.0 mm的豎向振動，該振動幅度已超過油源管路小于8.0 mm動位移要求. 下橫梁振動過大會導致油缸油液波動及伺服閥破壞，因此為了設備安全起見，亟需對試驗機下橫梁采取必要的振動控制措施.

6 結(jié)論

本文通過縮尺模型試驗對試件脆性破壞引發(fā)試驗機振動的機理及影響因素進行了研究，試驗結(jié)果表明：

1) 試件脆性破壞時，試驗機的加速度響應以下橫梁最為顯著，因此在試驗機的減振設計中應重點關注下橫梁處的振動響應.

2) 試件脆性特征越明顯，試驗機振動越強烈；試件承載力越高，試驗機的振動效應越大；試驗機剛度增加會降低試驗機振動幅度. 嚴格控制試件高度及截面尺寸，可有效降低試驗機的振動幅度.

3) 試驗機下橫梁位移的振動幅值隨試件脆性特征的升高而增大，隨試件截面尺寸的增大而增大，隨試驗機剛度的減小而增大.