62 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 49 卷 在强烈的地震作用下, 相邻建筑结构除了应减少各自结构的地震响应外, 还应避免各自结构由于非同步振动而产生的碰撞, 因为碰撞作用容易导致构件或者整体结构发生严重损坏 [13].1999 年 Ko caeli 地震 [4] 1985 年 Mexico
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1 第 49 卷第 1 期 2019 年 1 月 东南大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNALOFSOUTHEASTUNIVERSITY(NaturalScienceEdition) Vol.49 No.1 Jan.2019 DOI: /j.isn 复合型泡沫铝 / 聚氨酯阻尼器在相邻结构减震控制中的应用 1 刘少波 1,2 李爱群 1 张瑞君 3 古宝铖 ( 1 东南大学土木工程学院, 南京 ) ( 2 北京建筑大学土木与交通工程学院, 北京 ) ( 3 岭南建筑设计咨询有限公司, 佛山 ) 摘要 : 根据泡沫铝 / 聚氨酯复合材料 (AF/PU) 的摩擦性能与循环压缩变形特点, 研制出一种由 AF/PU 抗碰撞装置和摩擦耗能装置组成的复合型 AF/PU 阻尼器. 该阻尼器在小位移时可平稳出力, 超过设计位移后输出力会随位移迅速增长. 基于此特点, 利用 OpenSEES 软件编写了该阻尼器的理论模型. 以相邻 8 层与 3 层框架结构为例, 研究了该阻尼器对相邻结构的减震控制, 并与黏滞流体阻尼器的减震效果进行了对比. 结果表明 : 相邻结构间距较小时, 采用黏滞流体阻尼器连接的相邻结构依然会发生碰撞 ; 复合型 AF/PU 阻尼器的两阶段出力不仅能够为相邻结构提供耗能减震作用, 还可有效解决相邻结构的地震碰撞, 并且其减震效果优于黏滞流体阻尼器. 关键词 : 泡沫铝 / 聚氨酯复合材料 ; 阻尼器 ; 减震控制 ; 相邻结构 ; 地震碰撞中图分类号 :TU352.1 文献标志码 :A 文章编号 : (2019) Applicationofhybridaluminum foam/polyurethanedamper onseismicresponsecontrolofadjacentstructures LiuShaobo 1 LiAiqun 1,2 ZhangRuijun 1 GuBaocheng 3 ( 1 SchoolofCivilEngineering,SoutheastUniversity,Nanjing210096,China) ( 2 SchoolofCivilandTransportationEngineering,BeijingUniversityofCivilEngineeringandArchitecture,Beijing100044,China) ( 3 LingnanArchitecturalDesignConsultingCo.,Ltd.,Foshan528200,China) Abstract:Accordingtothefrictionpropertiesandcycliccompresiondeformationofaluminum foam/polyurethanecomposites(af/pu),ahybridaf/pu damperincludingananti colisionde viceandtwofrictionenergydisipationdeviceswasproposed.theoutputforceofthedamperwas stableatthesmaldisplacementbutwasrapidlyenhancedwiththedisplacementafterexceedingthe designeddisplacement.basedonthefeature,atheoreticalmodelforthedamperwascompiledby OpenSEESsoftware.Theadjacent8 storeyand3 storeyframestructureswereestablishedtoanalyze theseismicresponsecontrolofadjacentstructuresusingthehybridaf/pu damper.moreover,the earthquakemitigationefectofthehybridaf/pudamperwascomparedwiththatofthefluidviscous damper.theresultsshowthattheadjacentbuildingsconnectedbythefluidviscousdamperarestil suferedbyseismicpoundingatthesmaldistance.however,thetwo phasedoutputforceofthehy bridaf/pudampercannotonlyprovidetheenergydisipationforadjacentstructures,butalsoef fectivelysolvetheseismicpoundingbetweentheadjacentstructures.furthermore,theearthquake mitigationefectofthehybridaf/pudamperisbeterthanthatofthefluidviscousdamper. Keywords:aluminum foam/polyurethanecomposites;damper;seismiccontrol;adjacentstructure; seismicpounding 收稿日期 : 作者简介 : 刘少波 (1985 ), 男, 博士 ; 李爱群 ( 联系人 ), 男, 博士, 教授, 博士生导师,aiqunli@seu.edu.cn. 基金项目 : 国家重点研发计划资助项目 (2017YFC ) 国家自然科学基金资助项目 ( , ). 引用本文 : 刘少波, 李爱群, 张瑞君, 等. 复合型泡沫铝 / 聚氨酯阻尼器在相邻结构减震控制中的应用 [J]. 东南大学学报 ( 自然科学版 ), 2019,49(1):61 67.DOI: /j.isn
2 62 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 49 卷 在强烈的地震作用下, 相邻建筑结构除了应减少各自结构的地震响应外, 还应避免各自结构由于非同步振动而产生的碰撞, 因为碰撞作用容易导致构件或者整体结构发生严重损坏 [13].1999 年 Ko caeli 地震 [4] 1985 年 Mexicocity 大地震 [5] 2011 [6] 年新西兰 Christchurch 地震和 2008 年我国的汶川大地震等都出现许多相邻建筑物因碰撞而倒塌的现象. 为此, 我国的 建筑抗震设计规范 (GB ) [7] 将高度不超过 15m 的框架结构所需设置的防震缝宽度提高至 100mm. 然而, 对于不能够或不适宜设置较宽间距的相邻结构来说, 更为切实可行的方法是在相邻结构之间安装阻尼器作为耗能构件. 常见的耗能构件主要包括黏滞流体阻尼器 黏弹性阻尼器和金属阻尼器等. 本文利用泡沫铝 / 聚氨酯复合材料 (AF/PU) [8] 的摩擦性能和循环压缩变形特点 [9], 结合相邻结构在地震作用下的受力规律, 研制出一种兼备耗能减震与预防碰撞功能的复合型 AF/PU 阻尼器. 当相邻结构的相对位移充足时, 这种阻尼器在地震作用下可借助 AF/PU 的摩擦性能作为第 1 道防线, 对相邻结构起到耗能减震的效果. 当相邻结构的相对位移不足时, 该阻尼器会发挥 AF/PU 的抗缓冲性能作为第 2 道防线, 对相邻结构起到抗碰撞的作用. 1 复合型 AF/PU 阻尼器 1.1 阻尼器构造及工作原理 复合型 AF/PU 阻尼器由 2 个摩擦耗能装置和 1 个抗碰撞装置并联构成 ( 见图 1). 复合型 AF/PU 阻尼器的上连接杆 7 固定, 下连接杆 6 自由运动. 当下连接杆 6 上下移动时, 不但会带动两侧的摩擦耗能装置上下活动, 同时也让抗碰撞装置中的中间 1 AF/PU 压缩试样 ;2 中间压板 ;3 固定杆 ;4 中间杆 ;5 AF/PU 摩擦试样 ;6 可移动下连接杆 ;7 上连接杆 ;8 上连接件 ;9 下连接件 ;10 中间盖板 ;11 下盖板 ;12 上盖板 图 1 复合型 AF/PU 阻尼器示意图 杆 4 推动中间压板 5, 从而使得 2 块 AF/PU 压缩试样 1 均处于受压状态. 由此可知, 复合型 AF/PU 阻尼器的耗能减震和抗碰撞效果主要取决于 AF/ PU 试样的摩擦性能和循环压缩变形特点. 由文献 [8] 可知, 当 AF/PU 摩擦试样表面具有聚氨酯覆盖层时, 其摩擦性能会随位移幅值的增长而呈现出 3 个阶段. 为了使复合型 AF/PU 阻尼器在小位移时能够平稳出力, 摩擦耗能装置中的 AF/PU 摩擦试样的表面聚氨酯覆盖层应被全部打磨掉 ( 见图 2(a)), 从而保证摩擦耗能装置的性能与普通摩擦阻尼器一致. (a)af/pu 摩擦试样 (b)af/pu 压缩试样图 2 阻尼器中的 AF/PU 试样 由文献 [9] 可知, 聚氨酯具有超弹性, 并且 AF/PU 是由聚氨酯填充入开孔泡沫铝的孔洞内形成的, 因而 AF/PU 可以经受往复循环变形. 为了消除抗碰撞装置在初始阶段的不稳定性, 抗碰撞装置中的 AF/PU 压缩试样需在设定的最大位移幅值下循环数圈后才能被安装入阻尼器内 ( 见图 2(b)). 为使复合型 AF/PU 阻尼器在相邻结构的减震控制中起到 2 道防线的作用, 该阻尼器的输出力随位移增长需呈现出 2 个阶段性的变化. 换而言之, 复合型 AF/PU 阻尼器的工作方式是在小位移下表现为摩擦耗能性能, 但是在超过设计位移后, 该阻尼器的性能由抗碰撞装置为主导. 因此, 对于复合型 AF/PU 阻尼器, 需要调整摩擦耗能装置中高强螺栓的扭矩, 使得摩擦耗能装置的输出力低于抗碰撞装置在最大位移幅值下的抗压强度. 1.2 阻尼器力学性能试验由于复合型 AF/PU 阻尼器由摩擦耗能装置和抗碰撞装置组成, 并且摩擦耗能装置的性能类似于普通摩擦阻尼器, 故本文只给出抗碰撞装置和复合型 AF/PU 阻尼器的动力往复加载试验结果. 对于抗碰撞装置中 AF/PU 压缩试样, 采用尺寸为 100 mm 100mm 100mm. 上下 2 块 AF/PU 试样的铝体积分数分别为 31% 和 30%. 摩擦耗能装置中, AF/PU 摩擦试样的铝体积分数为 30%.
3 第 1 期 刘少波, 等 : 复合型泡沫铝 / 聚氨酯阻尼器在相邻结构减震控制中的应用 63 图 3 给出了抗碰撞装置在加载频率为 0.1 Hz, 位移幅值分别为 ±6,±8,±12mm 时的力位移滞回曲线. 由图可知, 抗碰撞装置的滞回曲线呈旗帜状. 在各位移幅值下, 当位移增长到一定值时, 输出力会迅速增大, 表现出良好的抗冲击性能 ; 但是在位移的初始阶段, 输出力则出现明显的滑移段, 并且其长度随位移幅值的增加而增大. 图 4 复合型 AF/PU 阻尼器的滞回曲线 图 3 抗碰撞装置的滞回曲线由图 4 可知, 复合型 AF/PU 阻尼器的滞回曲线不受加载频率的影响. 中小位移时, 该阻尼器会因抗碰撞装置存在着滑移段, 输出力由摩擦耗能装置承担, 并依靠 AF/PU 的摩擦性能进行耗能. 当位移达到一定值时, 受抗碰撞装置的抗冲击性能影响, 该阻尼器的输出力会随位移的增加而迅速增大. 因此, 在整个变形过程中, 复合型 AF/PU 阻尼器具有两阶段性输出力的性能, 这种输出力状态的 关键在于抗碰撞装置的最大输出力不能小于摩擦耗能装置的输出力. 1.3 阻尼器的滞回模型根据复合型 AF/PU 阻尼器的性能特点, 其滞回模型可等效为理想弹塑性模型与分线性段模型的组合. 对摩擦耗能装置的模拟可采用理想弹塑性模型, 对抗碰撞装置则使用分线性段模型 ( 见图 5). 图中,F u 和 F max 分别为阻尼器的平稳出力和最大出力 ;D y 和 E 分别为摩擦耗能装置的屈服位移和起始刚度. 抗碰撞装置的输出力是通过该装置中上下两块 AF/PU 试样的循环压缩得到的, 分线性段模型中正向 obcdebo 段表现为下块 AF/PU 试样的循环压缩过程, 而负向 ob c d e b o 段则为上块 AF/PU 试样的循环压缩过程. 由此可知, 分线性段模型的平滑段 bb 段实则由上下 2 块 AF/PU 压缩试样的残余应变所造成的. (a) 阻尼器滞回模型 (b) 理想弹塑性模型 (c) 分线性段模型 图 5 复合型 AF/PU 阻尼器等效滞回模型 以正向 obcdebo 段为例, 根据文献 [10] 可知, 当 AF/PU 试样的铝体积分数固定时, 可由加载幅值确定点 d 点 b 以及加载模量 (E bc,e cd ) 和卸载模量 (E de,e eb ), 从而求得点 c 和点 e. 确定点 b 点 c 点 d 和点 e 后, 分线性段模型中内部其他各点的位置需要根据部分卸载模量和部分再加载模量均等于卸载模量 E de 的规定来确定. 由于 OpenSEES 有限元软件对阻尼器的滞回性能模拟是以材料性质的形式进行的, 故可将复合 型 AF/PU 阻尼器定义为一个 zerolength 单元, 材料属性采用 uniaxialmaterialparalel, 从而并联抗碰撞装置和摩擦耗能装置的材料本构属性. 对于摩擦耗能装置, 可采用的材料属性为 uniaxialmaterial ElasticPP; 对于抗碰撞装置, 则利用 OpenSEES 的材料二次开发功能, 编写单轴的分线性段模型, 模拟其强度和刚度的变化情况. 由于 OpenSEES 软件是一个基于 C++ 语言类编写的开源且结构分层的程序, 而且抗碰撞装置
4 64 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 49 卷 中的 AF/PU 压缩试样为单一受力状态, 故可将编写的分线性段材料本构模型的头文件和成员函数归纳入 uniaxialmaterial 类, 并利用函数 settrial Strain() 来判断该模型的路径, 得到当前应力和当前刚度, 进而取得一个完整的应力应变曲线. 图 6 对比了复合型 AF/PU 阻尼器的模拟结果与试验结果. 由图可知, 采用 OpenSEES 软件的模拟结果在位移幅值为 ±12mm 处, 与试验结果吻合良好, 并且能够较好地捕捉住复合型 AF/PU 阻尼器两阶段性输出力的特性. 因此, 使用该方法模拟复合型 AF/PU 阻尼器的力学性能是可信的. 图 7 相邻框架模型示意图 ( 单位 :mm) 图 6 模拟结果与试验结果对比 2 相邻结构的减震控制 若将复合型 AF/PU 阻尼器应用于相邻结构减震控制, 可利用其两阶段出力的特性, 在中小地震下由耗能减震装置为结构提供良好的摩擦耗能 ; 大震下, 则由抗碰撞装置限制相邻结构的相对位移, 从而避免碰撞. 2.1 相邻结构的计算模型相邻结构所遭受的地震碰撞主要发生在同方向. 本文主要研究的是复合型 AF/PU 阻尼器对相邻结构的减震和抗碰撞效果, 故采用如下假定对相邻结构的计算模型进行简化 :1 相邻结构均简化为多自由度剪切模型 ;2 只考虑沿结构水平向的地震作用 ;3 各层高度相同, 且阻尼器为水平连接, 设置在同一标高的梁柱节点处 ;4 不同强度的地震波激励下相邻结构均处于线弹性阶段. 根据假定 1 ~ 假定 3, 将所研究的相邻结构简化为平面框架. 本文选取相邻 AB 框架结构作为计算模型, 其中结构 A 为 8 层三跨, 结构 B 为 3 层两跨. 各层层高和柱距均为 3m, 柱截面尺寸为 500 mm 500mm, 梁截面尺寸为 250mm 500mm ( 见图 7). 根据我国 建筑抗震设计规范 (GB ) [7], 结构 A 和结构 B 之间的防震缝应设为 100mm. 为了更好地对比各种抗碰撞装置 的减震效果, 将结构 A 和结构 B 之间的最大缝隙设为 20mm, 低于规范要求. 根据假定 4, 在 OpenSEES 软件中选用 elas ticbeamcolumn 来模拟框架的梁和柱. 依据假定 1, 采用 equaldof 的方法将同层梁单元的第 2,3 自由度等同 ; 结构 A 和结构 B 的等效阻尼比均取 当结构 A 和结构 B 的相对水平位移大于相邻结构 A 和 B 的缝隙时,2 个结构会发生碰撞. 故在 OpenSEES 软件中采用一种缝单元来模拟结构 A 与结构 B 之间的碰撞, 并将该单元的材料属性定义为 uniaxialmaterialelasticppgap 中的 Compres siongap.opensees 中规定受拉符号为正, 受压为负, 故在使用 Compresiongap 时, 所得的输出力必须为负值 ; 材料受拉时, 应力或荷载为零. 为此, 缝 [1113] 单元非线性力与变形的关系式为 f= { k(δ+d) δ+d<0 (1) 0 δ+d 0 式中,f 为缝单元的轴向压力 ;k 为弹簧刚度 ;δ 为相连节点间的水平相对位移变化值 ;d 为防震缝宽度. 由于本文主要是通过考察相邻 A 和 B 结构是否存在碰撞来验证相邻结构的抗碰撞效果, 故缝单元的参数取值必须在各工况下是统一的. 因此, ElasticPPGap 中的刚度可统一假定为 200GPa, 达到塑性状态时的力可设为一个较大值. 当结构 A 与结构 B 之间设置阻尼器时, 为了便于比较, 黏滞流体阻尼器和复合型 AF/PU 阻尼器均采用 zerolength 单元, 材料属性分别定义为 ViscousDamper 和 Paralel. 选取 Ⅱ 类场地的 ElCentro 波 Ⅲ 类场地的
5 第 1 期 刘少波, 等 : 复合型泡沫铝 / 聚氨酯阻尼器在相邻结构减震控制中的应用 65 Taft 波和 Ⅳ 类场地的 Washington 波作为地震激励输入, 并将地震波的峰值加速度 a 分别调幅为 0.1g,0.3g,0.4g, 考察相邻结构在不同设防烈度下的地震反应. 2.2 复合型 AF/PU 阻尼器的减震效果图 8 给出了相邻结构在无控和设置复合型 AF/PU 阻尼器下的碰撞反应对比. 由图可知, 相邻结构采用剪切模型, 无控状态下的碰撞主要集中在结构 B 的顶层, 且随着地震激励的增强, 相邻结构 A 和 B 中出现的地震碰撞不但次数增多, 且碰撞力也急剧增大. 在相邻结构 A 和 B 中设置复合型 AF/PU 阻尼器后, 阻尼器配备抗碰撞装置, 使得结构 A 和结构 B 避免碰撞. 图 9 为复合型 AF/PU 阻尼器在不同地震强度作用下的滞回曲线. 由图可知, 随着地震强度的增 加, 阻尼器的滞回曲线逐渐从单一的矩形状过渡为两阶段性的形状. 在峰值加速度为 0.1g 的地震波作用下, 阻尼器的相对位移低于设计位移, 阻尼器平稳出力 ; 当峰值加速度增加为 0.3g 时, 阻尼器的变形略微超出设计位移, 阻尼器输出力稍微加大, 但是还是以平稳出力为主 ; 当峰值加速度增加至 0.4g 时, 阻尼器的变形超过设计位移, 输出力迅速增大, 为结构提供限位的作用, 保证相邻结构不发生碰撞. 表 1 列出了复合型 AF/PU 阻尼器在不同地震强度下对相邻结构 A 和 B 的减震效果. 由表可知, 除小震时结构 A 的顶层加速度外, 该阻尼器在不同强度的地震激励下均呈现出良好且稳定的减震效果. 造成特殊情况的原因在于, 该阻尼器的耗能作用基本由摩擦耗能装置提供, 在小震的初始阶段时, 摩擦耗能装置会因初始刚度较大而未能完全施展. (a)a=0.1g (b)a=0.3g (c)a=0.4g 图 8 不同强度地震波作用下相邻结构的碰撞反应 (a)a=0.1g (b)a=0.3g (c)a=0.4g 图 9 不同强度地震波作用下复合型 AF/PU 阻尼器的滞回曲线 表 1 不同地震强度下时相邻结构的减震率 % 地震波类型 峰值加速度 /g 结构 A 结构 B 顶层位移顶层加速度顶层位移顶层加速度 最大基底剪力 ElCentro 波 Taft 波 Washington 波 注 : 减震率为原结构与增加阻尼器后结构的地震响应 ( 位移 加速度或最大基地剪力 ) 之比.
6 6 东南大学学报 ( 自然科学版 ) 第 49 卷 2.3 减震效果对比 为了合理地对比复合型 AF/PU 阻尼器与黏滞流体阻尼器在相邻结构 A 和 B 上的减震效果, 在阻尼器最大输出力一致的前提下, 对这 2 种阻尼器的模型参数进行调整. 对于复合型 AF/PU 阻尼器, 摩擦耗能装置的起始刚度 E=877kN/mm, 屈服位移 D y =±0.1mm, 抗碰撞装置的模型参数取值见表 2. 对于黏滞流体阻尼器, 轴向刚度 K=360kN/m, 阻尼系数 C=300kN/(m/s) 0.6, 阻尼指数 α=0.6. 表 2 抗碰撞装置的模型参数 定点位移 /mm 力 /N b c d e b c d e 当 ElCentro 波峰值加速度为 0.4g 时, 连接复合型 AF/PU 阻尼器与黏滞流体阻尼器的相邻结构 A 和 B 的减震率见表 3. 由表可知, 黏滞流体阻尼器对相邻结构 A 和 B 的减震率, 仅在结构 B 的顶层加速度上与复合型 AF/PU 阻尼器相近, 其余各方面的减震率均低于复合型 AF/PU 阻尼器, 表明复合型 AF/PU 阻尼器的减震效果优于黏滞流体阻尼器. 阻尼器 表 3 不同阻尼器下相邻结构的减震率 % 顶层位移 结构 A 顶层加速度 顶层位移 结构 B 顶层加速度 最大基底剪力 复合型 AF/PU 黏滞流体 图 10 为大震下相邻结构 A 和 B 分别连接复合型 AF/PU 阻尼器与黏滞流体阻尼器的碰撞反应. 由图可知, 在相邻结构 A 和 B 之间安装黏滞流体阻尼器后, 结构 A 和结构 B 依然会发生碰撞. 复合型 AF/PU 阻尼器拥有第 2 阶段的急速上升段出力, 可以有效地对相邻结构 A 和 B 起到限位的作用, 使结构 A 和结构 B 在大震下免于相互碰撞. 黏 图 10 相邻阻尼器结构的碰撞反应 滞流体阻尼器需要输出比复合型 AF/PU 阻尼器更大的力, 才能保证相邻结构在大震下不发生碰撞. 3 结论 1) 复合型 AF/PU 阻尼器由摩擦耗能装置和抗碰撞装置并联而成, 具有两阶段性出力的特点, 即在设计位移内平稳出力, 超过设计位移后出力迅速增加. 该阻尼器的滞回曲线不受加载频率的影响, 其性能设计的关键在于摩擦耗能装置的输出力应小于抗碰撞装置的最大输出力. 2) 在不同强度的地震波作用下, 将复合型 AF/PU 阻尼器置于相邻结构之间, 该阻尼器的两阶段出力能有效解决相邻结构的地震碰撞, 并且为相邻结构提供耗能减震作用. 3) 虽然黏滞流体阻尼器能够为相邻结构提供耗能减震作用, 但不能完全保证相邻结构不发生地震碰撞. 复合型 AF/PU 阻尼器对相邻结构的减震效果明显优异于黏滞流体阻尼器, 表明复合型 AF/ PU 阻尼器应用于相邻建筑物的减震控制是可行的. 参考文献 (References) [1] 杨永强, 戴君武, 公茂盛, 等. 芦山地震中相邻建筑碰撞破坏调查与分析 [J]. 哈尔滨工业大学学报,2015, 47(12): DOI: /j.isn YangY Q,DaiJW,GongM S,etal.Investigation andanalysisonadjacentbuildingspoundingdamagein Lushanearthquake[J].JournalofHarbinInstituteof Technology,2015, 47(12): DOI: /j.isn (inChinese). [2] 蒋姗. 基于量纲分析的地震作用下相邻建筑结构碰撞反应研究 [D]. 哈尔滨 : 哈尔滨工业大学,2015. JiangS. Dimensionalanalysisofearthquake induced poundingbetweenadjacentbuildings[d].harbin:har bininstituteoftechnology,2015.(inchinese) [3]KasaiK,MaisonBF.Buildingpoundingdamagedur ingthe1989lomaprietaearthquake[j].engineering Structures,1997,19(3): DOI: / S (96)00082 X. [4]RathjeEM,KaratasI,WrightSG,etal.Coastalfail uresduringthe1999kocaeliearthquakeinturkey[j]. SoilDynamicsandEarthquakeEngineering,2004,24: DOI: /j.soildyn [5] MeliR.Efectsoftheseptember19,1985earthquake onthebuildingsofmexicocity[m]//melir.second CenturyoftheSkyscraper.Boston,MA,USA:Spring er,1988: DOI: / _57.
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