大行程鉛剪切阻尼器的性能及影響因素研究

劉敏，杜富強

（1.江西新余鋼鐵集團有限公司，江西 新余 338000；2.中冶檢測認證有限公司，北京 100088；3.中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088）

1 引言

近年來，我國建筑設計水平和抗震需求不斷提高，由于傳統結構自身耗能能力偏弱，結構減震控制技術的應用也越來越廣泛[1]。工程中常用的結構減震控制技術為在建筑合理的位置布置消能阻尼設備，從而提升結構抗震性能，維護結構安全，目前廣泛使用的耗能設備包括摩擦阻尼器、粘滯阻尼器和粘彈性阻尼器等。鉛阻尼器屬于金屬屈服阻尼器的范疇，鉛金屬具有良好的塑性變形能力，在常溫下即可發生塑性循環變形且不產生累計疲勞現象，這一特征非常適合應用于結構的消能減震設備中。目前國內外研制和開發的鉛阻尼器主要包括鉛剪切阻尼器、鉛擠壓阻尼器等，其中鉛擠壓型阻尼器、鉛剪切型阻尼器已經被不少工程應用并且得到了廣泛的認同[2]。已有研究成果表明鉛剪切阻尼器提供阻尼力大小和其耗能性能不受變形速度的影響，可視其為理想的塑性體，具有使用壽命長、阻尼力可靠、位移敏感度高、構造簡單等優點[3-5]。但一般的鉛剪切阻尼器無法滿足特殊工程的大行程要求，蓋板與滑動板的相對運動至鉛槽端部時耗能金屬鉛的剪切面積將急速減小，阻尼器出力隨之逐漸減小，導致阻尼器耗能性能下降[6-7]，難以滿足大型結構的消能減震需求。本文提出一種大行程鉛剪切阻尼器，在剪切耗能過程中鉛塊的相對剪切面積不會發生改變，有效地克服了這一缺點的同時，還可保證鉛阻尼器出力穩定、位移敏感度高等優點。

2 設計研究

墻式鉛剪切阻尼器可直接安裝于結構隔墻之中，不影響結構的外觀和使用功能。本文提出的墻式大行程鉛剪切阻尼器的構造如圖1 所示，由轉動板、上下蓋板、環形耗能鉛塊、螺栓、銷釘、底部墊塊等部分構成。阻尼器通過固定銷釘和固定螺栓將轉動板與上下蓋板相連，并且通過連接銷釘和底部墊塊與結構相連；該阻尼器安裝于梁柱節點和墻體之中，在地震作用下上下樓層發生相對位移時，鉛塊在預先設置的槽內發生了相對剪切運動，從而達到耗能減震的目的。環形鉛槽的設置使阻尼器的行程大大提升，通過犧牲部分環形阻尼力從而滿足較大行程的需求。

圖1 墻式大行程鉛剪切阻尼器

3 數值模擬

3.1 有限元模型建立

模擬采用非線性有限元分析軟件ABAQUS6.14 進行。試驗表明，金屬材料大多Von Mises 屈服準則，改準則認為當等效應力達到某定值時，材料即刻進入屈服階段，等效應力與應力狀態無關，其數學表達式為：

式中，σ為材料的屈服點；σ1、σ2、σ3為三個主應力，即σ1＞σ2＞σ3。在大行程鉛剪切阻尼器耗能過程中，鉛金屬進入全截面屈服時認為此時鉛的受力狀態為純剪切狀態，即鉛金屬處于拉-壓二向應力狀態，因此式（1）中σ1=τy、σ2=0、σ3=-τy。其中，τy為鉛的剪切屈服強度，剪切狀態下可得

鉛金屬由于其本身的特性，使其屈服后立即發生塑性變形，應力-應變曲線中未出現屈服后的強化階段，擬采用雙線性模型進行模擬，如圖2 所示。將屈服應力σy的值選為關鍵點，同時忽略上下蓋板和滑動板的變形，選用剛性模型對其進行模擬。

圖2 鉛的應力-應變關系

圖3 有限元分析模型

鉛塊及上下蓋板采用3D實體單元，以六面體單元為主。利用ABAQUS 內置的ALE網格自適應功能對鉛金屬材料的網格進行設置，從而改善運動過程中的網格質量。在接觸設置中采用ABAQUS中的面-面接觸方法，在面-面接觸中采用罰函數法處理接觸界面的算法，目的在于將狀態非線性問題轉化為材料非線性問題進行解決。在兩個接觸面的定義方面，采用主-從面的設置方法進行定義，并將接觸面上的節點定義成相應的主-從節點。運算過程中軟件通過各從節點和主表面之間的嵌入關系判斷是否出現接觸現象，出現接觸現象后，則引入界面接觸力，此接觸力的其大小與從節點和主表面之間的嵌入情況有關。

假定鉛為理想彈塑性材料，等效屈服應力σ=19.8MPa，彈性模量E=16460MPa，泊松比為0.42。ALE 網格自適應設置參數包括Frequency（頻率控制）取10，Mesh Sweeps（強度控制）取5。分析采用如下假定和參數：蓋板和轉動板采用離散剛體單元模擬，忽略其變形，按剛性體考慮；初始狀態下，耗能鉛塊與鉛槽表面緊密接觸且不存在相互作用，接觸作用采用罰函數算法中的面-面接觸模擬；鉛塊與鉛槽的摩擦系數為0.6，最大摩擦力為 3，為耗能金屬鉛的等效屈服應力；耗能材料采用等效屈服應力為19.8MPa 的理想彈塑性模型，彈性模量E=20000MPa，泊松比為0.42；采用Mises 準則判斷復雜應力狀態下鉛塊的屈服情況；采用ABAQUS/Explicit 進行準靜態分析，忽略慣性力的影響。

3.2 分析結果和參數分析

本文有限元模擬主要研究單個鉛塊在低周往復過程中的耗能性能，其余鉛塊的耗能性能均相同。主要分析以下參數對于墻式大行程鉛剪切阻尼器耗能性能的影響，即耗能鉛塊厚度h、寬度b、中心弧長l 以及不同參數對應的長寬比l/b、長厚比l/h、鉛塊轉動半徑R。

3.2.1 鉛塊長寬比對阻尼器出力的影響

模型A 參數為l=360mm，h=30mm，b 值分別為20mm、30mm、50mm、60mm、70mm、80mm。對應的長寬比l/b 分別為18、12、7.2、6.0、5.1、4.5，長厚比l/h=12，具體參數見表2；理論出力分別為8.5t、13t、21t、25t、29t、33t，剪切強度取11.5MPa。分別研究各個長寬比l/b 對其阻尼器出力的影響，各個模型的計算結果如圖4 所示，不同長寬比對阻尼力的影響如圖5 所示，有限元模擬應力云圖如圖6所示。

表1 模型幾何參數

表2 模型A參數表

圖4 模型A(l/h=12)模擬結果

圖5 長寬比（l/b）對阻尼力的影響

圖6 模型A(l/h=12)應力云圖

阻尼器理論出力與寬度b 成正比。在厚度h=30mm 即l/h=12 的情況下，阻尼器出力與長寬比l/b 的取值有關。根據模型A 的模擬結果可知，當l/b＜7 時，阻尼器出力開始衰減。隨著寬度的增加，長寬比l/b 逐漸減小，阻尼力衰減幅度開始增加。由模型A 的應力云圖可以看到耗能金屬沿寬度方向的屈服情況，隨著寬度的增加，中部未屈服鉛塊的范圍逐漸增加，因此造成阻尼力出現明顯衰減。由以上分析可知，在l/h 較大的情況下，即鉛塊較薄的情況下，為保證阻尼力滿足要求且保持穩定，l/b 不宜小于7。

3.2.2 鉛塊長厚比對阻尼器出力的影響

分別建立具有相同弧長的模型B 和C，模型B 鉛槽長寬比l/b 大于7；模型C鉛槽長寬比l/b 小于7，模型參數見表3。分別根據模型B、模型C 研究鉛塊長厚比對其阻尼器出力的影響，剪切強度均取11.5MPa。理論出力為21t，各個模型的計算結果如圖7 所示，有限元模擬應力云圖如圖8所示。

表3 模型B、C參數表

圖7 模型B(l/b=7.2)滯回曲線

圖8 模型B（l/b=7.2）應力云圖

根據模擬結果可知，模型B 鉛塊l/b取值為7.2，長寬比取值較為合理，該模型長厚比l/h 對于阻尼器出力無明顯影響，不同長厚比的情況下，阻尼器出力穩定且與理論值較吻合。但是，長厚比l/h對于鉛塊開始屈服時的位移影響較大，隨著厚度h 的增加，阻尼器進入屈服階段時的位移逐漸減小。模型C 參數為l=360mm，b=80mm，h 值分別為20mm、30mm、50mm，對應的長寬比l/b=4.5，長厚比l/h 分別為18、12、7.2，理論出力為33t。各個模型的計算結果如圖9 所示。模型C 的有限元模擬應力云圖如圖10所示。

圖9 模型C(l/b=4.5)滯回曲線

圖10 模型C(l/b=4.5)應力云圖

由模擬結果可知，模型C 鉛塊寬度過大，長寬比取值過小，中部耗能鉛塊未完全屈服；鉛塊厚度過小的情況下，端部可能發生較大畸變，導致阻尼力產生明顯衰減。隨著厚度h 的增加，l/h 從18 減小至7.2，阻尼器變形逐漸變規則，阻尼力逐漸增大并趨于理論值。由以上分析可以得到，鉛塊的長寬比小于7 的情況下，為保證阻尼器出力穩定，鉛塊長厚比不宜大于8。

4 結論

通過對墻式大行程鉛剪切阻尼器進行有限元模擬分析，研究阻尼器的參數對阻尼力耗能性能的影響，得到以下結論。

本文所提出的大行程鉛阻尼器在擬靜力荷載作用下擁有較強的耗能性能，可以在地震及強風等作用下為結構提供附加阻尼。

采用本文所提出的有限元模擬方法可以較好地評估該種大行程鉛阻尼器在擬靜力荷載下的力學行為和耗能規律，可以在該種大行程鉛阻尼器的設計工程中采用。

為保證墻式鉛剪切阻尼器充分發揮鉛金屬的耗能作用，鉛塊長寬比不宜小于7；在長寬比取值大于7 時，鉛塊厚度越大，長厚比越小，阻尼器進入屈服階段時的變形越小，但阻尼器出力無明顯變化；在阻尼器長寬比小于7 的情況下，隨著長厚比的增大，阻尼力衰減逐漸明顯，故鉛塊長厚比不宜大于8。