王塏文，游其勇

(武漢輕工大學(xué),湖北 武漢 430000)

0 引言

在2008年四川汶川大地震中，橋梁主要為簡支梁橋，支座多為直接擱置的板式橡膠支座[1-3]。在地震發(fā)生后，多數(shù)橋梁的橋墩震害普遍比較輕，橋梁的破壞主要發(fā)生為上部結(jié)構(gòu)過大的橫向、縱向位移，乃至最終落梁。橋梁上部結(jié)構(gòu)與下部結(jié)構(gòu)的連接處是橋梁抗震的薄弱環(huán)節(jié)。在一些中小橋梁中，使用直接擱置的板式橡膠支座并不能很好地解決上部結(jié)構(gòu)位移過大的問題。

董俊等[4]對一種金屬限位裝置進(jìn)行了研究，推導(dǎo)建立了其力學(xué)性能計(jì)算公式，并將其應(yīng)用在某一橋梁中進(jìn)行了有限元計(jì)算，結(jié)果表明，這種金屬限位裝置具有良好的減震耗能性能；唐志等[5]將原有的C型或E型鋼阻尼元件改進(jìn)為ε型元件，將其應(yīng)用于某橋梁中進(jìn)行有限元計(jì)算，結(jié)果表明，ε型鋼阻尼減震支座具有良好的減震耗能性能，有效地減小了梁端位移和各墩柱的地震力；何維[6]對橋梁中金屬耗能擋塊進(jìn)行了優(yōu)化，通過數(shù)值仿真計(jì)算表明，優(yōu)化后的擋塊累計(jì)等效塑性應(yīng)變明顯減小，延性提升，耗能性能提升；鄧開來等[7]對橋梁的耗能型擋塊做了試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，在其構(gòu)造合理的情況下，擋塊可以對橋梁提供充足的承載力以及具有良好的耗能性能；孟兮等[8]通過有限元軟件，分析了減震榫在簡支梁橋受到地震荷載時的減震性能，結(jié)果表明，減震榫通過塑性形變耗散了地震能量，延長了橋梁自振周期，降低了墩底剪力彎矩及墩頂位移。

基于此，本文設(shè)計(jì)了一種開孔工字鋼擋塊限位耗能構(gòu)件，探討該裝置的工作機(jī)理。采用ABAQUS軟件建立5種不同孔徑及排列方式的彈塑性有限元模型，并對其進(jìn)行擬靜力仿真試驗(yàn)。本文通過模擬結(jié)果，探討構(gòu)件失效機(jī)理，研究孔徑和排列方式對構(gòu)件滯回性能的影響，并給出相關(guān)建議。

1 擋塊構(gòu)造及工作機(jī)理

開孔工字鋼擋塊布置在支座周圍，主要由水平限位裝置和擋塊本身構(gòu)成。擋塊下部焊接在蓋梁的預(yù)埋鐵件上，擋塊上部與橋梁上部結(jié)構(gòu)和水平限位裝置均留有一定空隙。根據(jù)當(dāng)?shù)乜拐鸬燃壖皹蛄簩?shí)際情況，該擋塊可布置多排多個來增強(qiáng)減震性能。

開孔工字鋼擋塊的減震耗能機(jī)理為：在溫度、車輛等日常荷載作用下，由于擋塊與限位裝置存在間隙，處于非工作狀態(tài)下，不會對橋梁內(nèi)部產(chǎn)生次生應(yīng)力。當(dāng)橋梁處于地震作用下時，擋塊利用自身軟鋼塑性來實(shí)現(xiàn)減震耗能的目的。

2 擋塊設(shè)計(jì)及分析參數(shù)的確定

根據(jù)目前國內(nèi)常見的中小跨徑橋梁的設(shè)計(jì)構(gòu)造，該擋塊選用20 cm的20b型號工字鋼，并在此基礎(chǔ)上對其腹板進(jìn)行開孔。橫向與豎向均勻分布，孔距均相同，布置3×3、4×4和5×5這3種排列方式。擋塊模型具體設(shè)計(jì)參數(shù)，如表1所示。

表1 擋塊設(shè)計(jì)參數(shù)

3 有限元模型

3.1 模型建立

為研究擋塊在地震作用下的應(yīng)力應(yīng)變情況及滯回性能，采用通用有限元計(jì)算軟件ABAQUS對其進(jìn)行非線性靜力仿真分析。

模型材料本構(gòu)關(guān)系利用ABAQUS中材料塑性中的Combined與Cycle hardening模塊進(jìn)行模擬[9]，具體數(shù)值，如表2所示。

表2 材料本構(gòu)關(guān)系

3.2 加載曲線及破壞準(zhǔn)則

模型采用位移控制的加載方式，在工字鋼頂部耦合點(diǎn)處施加水平方向的往復(fù)荷載。由于擋塊初期剛度較大，為保證加載初期數(shù)據(jù)記錄較為準(zhǔn)確，初期加載增量較小，之后固定增量，直至加載破壞。當(dāng)擋塊出現(xiàn)以下情況之一即可認(rèn)為破壞：(1)擋塊整體承載力下降至峰值承載力的85%；(2)擋塊腹板出現(xiàn)明顯屈曲。

4 有限元計(jì)算結(jié)果分析

4.1 腹板應(yīng)力

以模型1為例，腹板在最大位移處的應(yīng)力云圖如圖1所示。在中間開孔的區(qū)域和開孔區(qū)域向四角延伸的區(qū)域出現(xiàn)較高的應(yīng)力，腹板整體應(yīng)力分布較為平均。等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D2所示，塑性應(yīng)變的分布也與上述結(jié)果吻合。塑性應(yīng)變主要分布在開孔的連接處與腹板4個角點(diǎn)區(qū)域?？拷砭壧幍目组g塑性應(yīng)變略高于中部。此擋塊模型的塑性應(yīng)變分布在整個腹板各處，使得整個腹板都參與了塑性耗能，較為充分地利用了整個腹板的材料性能。

圖1 應(yīng)力云圖

圖2 等效塑性應(yīng)變圖

4.2 滯回曲線

為研究擋塊開孔的孔徑及孔排列方式對滯回曲線的影響規(guī)律，本文通過有限元模擬，各擋塊在低周期往復(fù)荷載作用下的滯回曲線如圖3所示。各擋塊模型的滯回曲線飽滿并且無明顯捏攏，各擋塊均表現(xiàn)出良好的耗能性能。筆者將對各模型滯回曲線進(jìn)行進(jìn)一步分析，以研究不同孔徑及排列方式對擋塊的承載力、位移和耗能性能的影響規(guī)律。

圖3 各模型滯回曲線

4.3 承載力

表3為各模型的極限承載力。模型4與模型3相對于模型2，極限承載力分別提升了46.42%與23.97%，表明孔在相同排列情況下，隨著孔徑的增大，極限承載力逐漸變小。模型5與模型3相對于模型1，承載力分別降低了31.02%和15.91%，表明孔徑相同的情況下，隨著孔數(shù)的提升，模型的極限承載力逐漸變小。

表3 極限承載力

4.4 位移

各模型極限位移如表4所示。由表4可知，模型4與模型3相對于模型2，極限位移分別提升了7.74%和7.71%，表明孔排列形式相同情況下，孔徑越小，極限位移越大，但隨著孔徑逐漸變小，極限位移提升有限。模型5與模型3相對于模型1，極限位移分別提升了27.55%和27.43%，表明孔徑相同的情況下，隨著開孔數(shù)的增多，模型極限位移總體呈增大的趨勢。

表4 極限位移

4.5 耗能能力

擋塊的耗能能力可用荷載-位移滯回曲線所包圍的面積衡量。圖4為各模型耗能能力對比情況。

由圖4可知，模型4與模型3相對于模型2，耗能能力分別提升了61.43%與34.25%，表明在相同孔排列形式的情況下，孔徑越小，耗能能力越強(qiáng)。模型1與模型5相對于模型3，耗能能力分別下降了6.12%和18.75%，表明在孔徑為20 mm的情況下，4×4的排列方式使得模型的耗能能力最大。

圖4 擋塊耗能能力

5 結(jié)論

本文建立了開孔工字鋼擋塊的有限元模型，分別以不同排列方式與孔徑為參數(shù)，對有限元模型進(jìn)行了非線性有限元分析，得到以下結(jié)論：

(1)不同排列方式與孔徑擋塊的滯回曲線均飽滿無捏攏，有著較高的承載力與較好的變形能力，說明擋塊具有穩(wěn)定的耗能能力，在橋梁中起防落梁和耗能的功能是可行的。

(2)在相同排列方式情況下，孔徑變小，極限承載力與耗能能力均有提升。相同孔徑的情況下，孔數(shù)增加，極限承載力降低；相同排列形式下，孔徑越小，極限位移越大，但隨著孔徑逐漸變小，極限位移提升有限。在孔徑相同的情況下，總體上孔數(shù)越多，會對極限位移有小幅提升。

(3)耗能能力在4×4排列方式中最大?；诒疚姆治?，建議擋塊開孔時，選擇較小的孔徑，并選擇適中的排列方式。