彭凌云， 尹祎文， 石路煒， 孫天威， 康迎杰

(1.北京工業(yè)大學工程抗震與結構診治北京市重點試驗室， 北京 100124； 2.清華大學土木工程系， 北京 100084)

墻式金屬阻尼器是一種位移相關型阻尼器[1]，具有安裝方便、層間位移利用率高且造價低廉等特點. 常用的墻式金屬阻尼器為剪切鋼板阻尼器[2]，主要通過腹板軟鋼的剪切屈服變形消耗地震能量. Nakashima等[3]設計并研究了低屈服點剪切鋼板阻尼器，試驗結果表明，其滯回性能穩(wěn)定，耗能效果較好，但試驗過程中鋼板出現(xiàn)累計損傷導致破壞. 李鋼[4]對多種形式的軟鋼阻尼器進行了擬靜力加載試驗，試驗結果表明，阻尼器具有較好的滯回性能，但試驗結束后阻尼器存在累計疲勞損傷，不利于震后修復且穩(wěn)定性較差. Zhang等[5]采用腹板削弱的方法克服剪切鋼板阻尼器四角應力集中問題，提高延性，但也有可能導致腹板剛度不足而產生拉裂或平面外失穩(wěn).

與金屬材料鋼材相比，鉛合金的延展性更為突出，常溫下能夠動態(tài)回復再結晶[6-7]，可在不同位移幅值下循環(huán)幾千次不發(fā)生斷裂，阻尼力穩(wěn)定，無須維護. 李冀龍等[8]推導了鉛剪切阻尼器的2個阻尼力滯回模型，給出不同極限阻尼力條件下的鉛剪切阻尼器的設計方案. 彭凌云等[9]提出一種板式剪切型鉛阻尼器，試驗結果表明，該阻尼器滯回性能穩(wěn)定，阻尼器的屈服力由剪切鉛塊的剪切面積決定. 王寶順等[10]對傳統(tǒng)板式鉛剪切阻尼器進行改進，設計并研究了大行程板式鉛剪切阻尼器，耗能能力和耗能穩(wěn)定性更優(yōu).

針對剪切鋼板阻尼器目前存在的問題，結合鉛合金性能優(yōu)點，提出一種基于鉛合金制作的齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置. 利用鉛合金常溫動態(tài)重結晶的優(yōu)良特性，并通過合理的齒輪傳動構造設計，有效解決地震作用后累計損傷以及大行程不足的問題. 設計并制作齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置，通過靜力往復加載試驗研究該減震裝置的滯回性能和疲勞性能，并通過算例分析驗證安裝該減震裝置的典型框架結構抗震性能.

1 齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置

1.1 工作機理

齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置主要利用鉛合金良好的延展性并通過齒輪與齒條的配合有效解決行程不足問題，其在消能子結構中的布置形式如圖1所示. 圖中Fd為齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置所提供的阻尼力，裝置上下連接具有足夠剛度的剪力墻. 在風荷載或小震作用下，減震裝置處在彈性狀態(tài)不發(fā)生剪切變形；在中震或大震作用下，上部結構產生水平位移，減震裝置上下連接板發(fā)生相對錯動，齒條驅動齒輪轉動，進而核心耗能部件齒輪腔體內的鉛合金產生環(huán)向剪切變形，達到耗能的目的，避免或減小了主體結構的地震響應.

圖1 布置形式Fig.1 Damper layout

1.2 齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置構造

1—剪切軸； 2—法蘭盤； 3—鉛合金； 4—齒輪. 圖2 核心耗能部件Fig.2 Core energy dissipation unit

本裝置核心耗能部件主要由齒輪、鉛合金、剪切軸和法蘭盤4個部分組成(如圖2所示)，M為核心耗能部件所提供的剪切鉛屈服扭矩. 其中齒輪采用內開花鍵形式，可以更好地嵌固鉛合金. 剪切軸穿過齒輪和2個法蘭盤，通過螺栓連接法蘭盤與齒輪的同時將剪切軸固定在齒輪與法蘭盤間，在剪切軸與齒輪花鍵間形成一個封閉空腔，可有效防止鉛體泄露. 為保證鉛合金的密實度和與剪切軸的貼合度，將熔融狀態(tài)的鉛合金由圖2剖面B-B中箭頭方向灌入，在封閉空腔內形成密實良好的鉛合金.

試件整體裝配形式如圖3所示，由側板、底板、帶槽口頂板、頂部連接件、寬齒條和2個核心耗能部件組成. 為實現(xiàn)該減震裝置的傳動機理，使用高強螺栓依次穿過頂部連接件、帶槽口頂板與寬齒條相連，當上部結構發(fā)生水平位移時頂部連接件帶動寬齒條沿頂板的槽口滑動，進而驅動齒輪發(fā)生轉動，通過剪切核心耗能部件封閉腔體內的鉛合金達到耗能目的.

圖3 齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置Fig.3 Wall type lead alloy damping device with gear transmission

2 試驗概況

2.1 試件設計

設計并制作了2個核心耗能部件及1套齒輪傳動外殼，2個核心耗能部件并聯(lián)，并由寬齒條同時驅動耗能. 試件的主要部件幾何尺寸如圖4所示. 核心耗能部件中，齒輪基本參數(shù)為4模33齒，齒寬80 mm，齒輪內開花鍵用以固定鉛合金. 試件總高336 mm，設計行程±100 mm，極限行程±135 mm. 試件底板通過高強度螺栓與反力架固定，試件側板與底板焊接連接，核心耗能部件六邊形剪切軸與側板焊接，頂板與側板通過螺栓連接.

圖4 減震裝置主要部件尺寸(mm)Fig.4 Dimensions of main components of damper (mm)

2.2 加載設備與量測方案

圖5(a)為加載設備示意圖，圖5(b)為試驗照片. 試件頂部連接件與執(zhí)行器相連，在執(zhí)行器往復推拉過程中保持與底部反力架平行，較真實地模擬減震裝置在建筑結構中的受力行為. 執(zhí)行器為IST電液伺服器，最大力為2 000 kN，最大位移為±200 mm.

減震裝置的力由相應執(zhí)行器的力傳感器測得，位移為寬齒條與反力架的相對位移，采用拉線位移計進行測量，拉線位移計安裝形式如圖5(b)所示.

圖5 加載與測量裝置Fig.5 Loading and measuring equipment

2.3 加載制度

由于鉛阻尼器對位移的敏感性，本試驗加載過程全程采用位移控制加載[11]. 《建筑消能減震技術規(guī)程》(JGJ 297—2013)[12]規(guī)定了金屬屈服型阻尼器力學性能試驗方法. 加載的位移幅值分3次逐級加載至設計位移，每級位移幅值循環(huán)加載30圈. 加載制度見表1. 為排除試驗中其他因素的影響，每組工況加載完畢后將試件靜置至室溫狀態(tài)[9].

表1 位移加載制度

3 試驗結果與分析

3.1 試驗現(xiàn)象與破壞特征

在各級位移循環(huán)加載下，試件各部件均未出現(xiàn)累計損傷效應，試件在各級位移加載到最大值時的試驗狀態(tài)如圖6所示. 試件內部最終的狀態(tài)如圖7所示，除齒輪與齒條嚙合過程中有輕微磨損外，其余各部件均未發(fā)生破壞，試件整體性良好.

圖6 各級加載位移下試件狀態(tài)Fig.6 Specimen state under loading displacements at all levels

圖7 試件內部最終狀態(tài)Fig.7 Final internal state of the specimen

3.2 滯回性能

各個工況下試件的滯回曲線如圖8所示. 由圖可見，齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置滯回曲線對稱且較為飽滿，近似于矩形，耗能性能優(yōu)良. 試件在同一工況加載下的30圈滯回曲線重合度較高，具有良好的穩(wěn)定性. 從試件滯回曲線中提取齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置的各力學性能參數(shù)(見表2)，其中延性系數(shù)μ=up/uy，各力學性能參數(shù)相對其平均值的偏差見表3. 由表2、3可見，試件在不同工況加載下，基本力學性能參數(shù)相對偏差均在10%以內且具有較好的延性.

表2 試件力學性能參數(shù)

表3 基本力學參數(shù)相對偏差

圖8 試件滯回曲線Fig.8 Hysteretic curves of specimens

3.3 疲勞性能

規(guī)范[12]中對金屬屈服型阻尼器疲勞性能規(guī)定：阻尼器在設計位移下連續(xù)加載30次循環(huán)，任一循環(huán)中的最大(小)阻尼力、滯回曲線零位移對應最大(小)的力及滯回曲線面積與所有循環(huán)對應均值相差在±15%范圍以內則滿足工程應用要求.

圖9～11分別為減震裝置在工況1(設計位移35 mm)、工況2(設計位移50 mm)、工況3(設計位移100 mm)循環(huán)加載30圈下的各項性能指標. 工況1下每次循環(huán)滯回曲線最大阻尼力的最大相對偏差為3.49%，零位移對應最大阻尼力的最大相對偏差為8.91%，滯回曲線面積的最大相對偏差為7.13%. 工況2下每次循環(huán)滯回曲線最大阻尼力的最大相對偏差為3.36%，零位移對應最大阻尼力的最大相對偏差為4.09%，滯回曲線面積的最大相對偏差為4.40%. 工況3下每次循環(huán)滯回曲線最大阻尼力的最大相對偏差為8.56%，零位移對應最大阻尼力的最大相對偏差為1.61%，滯回曲線面積的最大相對偏差為1.30%. 由此可知，試件各項疲勞性能指標均滿足規(guī)范[12]中對金屬屈服型阻尼器疲勞性能的要求，齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置具有較好的疲勞性能.

圖9 工況1(35 mm)下減震裝置各項性能指標Fig.9 Performance of the damper under condition 1(35 mm)

4 算例分析

4.1 工程概況

本工程為某鋼框架結構火電廠主廠房. SAP2000有限元軟件分析模型如圖12所示，主體結構為6層鋼框架結構，高47.3 m，橫向(y向)3跨27.2 m，縱向(x向)9跨92.0 m；附屬結構為鋼結構框排架廠房，高32.9 m，橫向(y向)4跨34.6 m，縱向(x向)9跨92.0 m. 工程結構的抗震設防烈度為8度，設計基本地震加速度為0.3g，地震分組為第2組，場地類別為Ⅱ類；地面粗糙程度為A類. 廠房構件全部采用Q345B的型鋼，結構主要梁柱構件詳細信息見表4.

圖10 工況2(50 mm)下減震裝置各項性能指標Fig.10 Performance of the damper under condition 2(50 mm)

圖11 工況3(100 mm)下減震裝置各項性能指標Fig.11 Performance of the damper under condition 3(100 mm)

圖12 鋼結構火電廠模型Fig.12 Model of steel structure thermal power plant

表4 梁柱截面尺寸

針對火電廠結構橫向(y向)進行單向地震波輸入及時程分析，并對比布置減震裝置后的減震效果.

4.2 減震方案

為便于系統(tǒng)地分析和比較，本工程建立如下2種結構模型：模型1(ST0)為未布置減震裝置的火電廠結構；模型2(ST1)為布置減震裝置的火電廠結構. 在ST1的x向的第1、5、9跨沿結構全高布置減震裝置，共布置104個減震裝置，具體布置見圖13. 減震裝置具體力學參數(shù)選用表2中相應力學參數(shù)的平均值.

圖13 減震裝置布置方案Fig.13 Damper layout plan

4.3 地震動選取

算例中按照我國規(guī)范[13](GB 50011—2010)選擇設計地震動條件對應的強震記錄，根據(jù)建筑場地類別和設計地震分組選取2組自然地震動記錄(Gilroy、Beverly)、1組人工模擬(RGB)的加速度進行時程分析，其中人工地震動按文獻[14]所介紹的方法生成，其擬合目標為規(guī)范反應譜，地震動歸一化加速度時程如圖14所示，圖15為地震動反應譜與規(guī)范反應譜的對比. 圖中每條地震動時程曲線計算所得結構的地震響應結果滿足規(guī)范規(guī)定的最低安全要求并在一定限值內.

圖14 加速度時程Fig.14 Acceleration time history

圖15 地震動反應譜Fig.15 Seismic response spectrum

4.4 減震效果

ST0與ST1的基底剪力、地震能量輸入、各層最大層間位移角以及變形較大位置處減震裝置的耗能情況對比如下.

圖16所示為火電廠主廠房在3組地震動作用下的基底剪力時程對比. 在地震動Gilroy、Beverly、RGB作用下火電廠基底剪力分別降低24.3%、25.8%、19.7%，由此可知，齒輪傳動減震裝置對結構基地剪力的控制效果較好.

圖16 不同地震動作用下基底剪力對比Fig.16 Comparison of base shear under different seismic waves

圖17所示為火電廠主廠房在3組地震動作用下輸入能量對比. 在地震動Gilroy、Beverly、RGB作用下，輸入火電廠的地震能量分別降低28.0%、29.3%、34.9%，減震裝置可有效地降低結構地震響應.

圖17 不同地震動作用下結構能量輸入對比Fig.17 Comparison of structural energy input under different seismic waves

圖18所示為火電廠主廠房在3組地震動作用下層間位移角對比. 在地震動Gilroy、Beverly、RGB作用下，火電廠各層最大層間位移角分別降低26.4%、28.8%、25.5%，結構位移得到有效控制.

圖18 不同地震動作用下結構層間位移角對比Fig.18 Comparison of displacement angles between layers under different seismic waves

選取火電廠主體結構縱向3跨中第2跨、橫向9跨中第9跨、第2層變形相對較大處的減振裝置，分析其耗能能力，滯回曲線如圖19所示. 曲線較為飽滿，能發(fā)揮出較好的減震效果.

圖19 不同地震動作用下變形較大處減震裝置耗能情況Fig.19 Energy dissipation of the shock absorber in the position with large deformation under different seismic waves

5 結論

1) 基于鉛合金常溫動態(tài)重結晶的特性，配合齒輪傳動構造設計，齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置能夠實現(xiàn)±100 mm的大行程設計位移.

2) 力學性能試驗驗證了齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置具有良好的滯回性能，疲勞性能滿足規(guī)范要求，在經歷多次地震后無累計疲勞效應且無須更換.

3) 通過有限元模擬將齒輪傳動墻式鉛合金減震裝置應用于實際工程中，能有效提高結構整體抗震性能.