轴力和剪力共同作用下防屈曲剪切钢板阻尼器抗震性能试验研究

Vol. 20 Nc. 2Doc. 6020
第29卷第6期2020年/月
自然灾害学报
JOURNAL OF NATURAL DISASTERS
文章编号：1004 -4574(2222)26 -3120 -10
DOS 12.13577/j. jnd. 2222.2613
轴力和剪力共同作用下防屈曲剪切钢板
阻尼器抗震性能试验研究
尹丽丹8,,马宁8,
(/大连理工大学土木工程学院，辽宁大连116327 ； 2.大连理工大学海岸与近海工程国家重点实验室，辽宁大连110022)
摘要:剪切钢板阻尼器是一种抗震性能良好的耗能装置，但现有的研究主要针对剪切单向受力的 情况，对应用于地下结构和耗能连梁中双向受力状态下的研究尚且不足;而普通剪切钢板阻尼器易
发生平面外屈曲，特别是在双向力作用下，抗震性能较差。

鉴于此，针对带翼缘的防屈曲剪切钢板阻
尼器(BRSPD )进行了剪力和轴向压力下抗震性能试验研究。

共设定3个试件，分别进行不同轴力作 用下水平往复加载试验,同时利用有限元软件ABAQUS 对7个不同轴压比的试件进行有限元模拟分
析，以探究轴向力对BRSPD 滞回性能的影响。

结果表明此种阻尼器能有效抑制腹板屈曲，此种阻尼 器能有效耗能工作的可承受最大轴压比为2.6。

当轴压比在2.0以内时，具有很好的延性和耗能性 能。

而当轴压比大于2.0时,阻尼器的极限承载力、延性和耗能能力会严重降低。

此外结果还表明
轴向力对BRSPD 的刚度影响较小。

关键词:轴向力；防屈曲剪切刚板阻尼器;滞回性能;拟静力试验;有限元分析中图分类号:TU393； X9； X4
文献标志码:A
Experimentci study on seismic performance of bucCling restreined sheye plate
dampre undrr eie ccmbinen action of axiai force and sheyr force
YIN LUnx 8'2, MA NUp 8，
(/ School of Civil EngipeeVng , Dalian University of TecOnoWgp, Dalian 116324, China ；
2. The State Keg Laboratom of Coastal and Offshore Engineering , Dalian University of TecOnoWgp , Dalian 11632— , China)
Abstrece : Ths sheor steel plats dampor is used ns n goof seismic wiwpy dissipUWp device. Howevor , ths exishnq
msearches mainly focus on ths situation of shenz unidirectional force , and ths research on ths state of bidirectional
force is still UsuPiyenU such ns ths appUcaUons on underpmund sUncturos and ene/a dissipUiox connected beams , and sa on. Soma researchos show thni o/Uup shenz plats dampers ua pmno tv opt-of-claxo buchUnp easily ,
evvx mom applyinq aUditionai axial forcos , ths seismic performaxco is pocr. Tv address this issuo , nx wpeUmwWl swUy on ths UysWmtU behnvicz of buchUng restrained sheor plats dampers (BRSPDs) with Pugas, is cuwied out undoz bidirectional Wadinqs of sheor force and axial force. In this papor , threo ymups of specimexs ua sW up. Tv
idvestipaio ths edeci of nxial force on ths UysWm/c peUormaxco of BRSPDs , they wwa suUjected tv UoUzoptal
recipmcatinq Wadinq tests undoz diderexi axial forces. In aUdition , n total of 7 spocimexs with diderexi nxial coms pmssUn ratics wwa sW up tv peUorm Pnito element simulation analysis usUp ABAQUS. Ths results indicaio thni undoz ths action of axial force , BRSPDs cun eWwtWWy slow ths external buchUnp of ths wed , and it is concluUed
收稿日期：2019 -06 -28； 修回日期.2020 -06 -37
基金项目：国家自然科学基金项目(51778112);国家重点研发计划重点专项(2010YFC0701102)
Suppcrtey by :National Natural Science Foapdation of China (51778112) ； Keg Proyram of National Keg R&D Plan (2016YFC0701102)作者简介:尹丽丹(1994 -，女，硕士研究生，主要从事结构抗震研究.E-mUl ：155****5532@173• cm
通讯作者:马 宁(1781 -),女,副教授,博士，主要从事结构抗震研究、耗能减震、智能结构及系统研究.E-mail :maning@ dlut. edu. co
24自然灾害学报第29卷
that tha maximum axial pmssum ratio that this hampgf can word/fectRVy is7.6.When tha axial pmssum ratio is within7.2,tha hampgf shows a good—/py PissipUUn pebo/ianca and good PuctiOta.Howevar,when it exceeds 7.2 ,tha ultimata Uendng canacity,PuctiOty and—/py cansymption of tha hampers wilt ba s//Vy mdu—d. Whila tha s/Un/s of tha hampgf has alwost no changes.
Key words:axial fores;Unch/ng restrained shevf panel hampers；UysRm/c Uefaviof;quasi-static test;finita eRment analysis
钢剪切板阻尼器通过钢板的平面内剪切屈服变形来耗散能量，被广泛应用在结构的抗震设计中［1-4］o 目前针对剪切板阻尼器的研究主要集中在单向受力状态，主要适用于层间结构，如图1(b)所示。

然而当应用于地下以及耗能连梁等结构时，阻尼器处于轴力和剪力双向受力状态(如图1(b)和图2—所示)，Mat-sour等J］发现施加轴向力会影响构件的承载能力，文献J-9］中提到轴力对阻尼器滞回性能的影响不可忽视，需要在相关设计中加以考虑。

而目前，针对剪切钢板阻尼器在双向受力状态下抗震性能的研究还很少,因此，急待开展轴向力与剪力双向受力状态下阻尼器性能的研究。

(b)地下结构
图1阻尼器的应用
Fig.0App/caPoo of hampers
文献J7］对普通型和形状优化的2种钢板剪切阻尼器进行双向荷载下抗震性能试验，结果表明，阻尼器在轴压比0~0.2范围内性能良好。

然而当阻尼器应用于地下结构时，轴压比会大大增加［5°1-15］,陈之毅等J/］对设有加劲肋的钢板阻尼器进行了高轴力作用下抗震性能的研究，试验表明高轴压比会使阻尼器屈曲，抗剪承载力减小，滞回性能大幅下降。

由此可见，传统剪切板阻尼器在双向受力状态下易发生平面外屈曲，特别是在与实际情况相符的高轴压比下，阻尼器平面外屈曲严重，导致阻尼器延性和耗能能力大大降低。

基于此，本文以有翼缘的防屈曲剪切钢板阻尼器(BRSPD)为研究对象，研究其在中等及较高轴力作用下的滞回性能。

BRSPD是在传统剪切钢板阻尼器基础上通过对其腹板两侧设置约束板，并通过固定板对约束板提供支撑，从而有效减缓腹板出现大幅度面外屈曲这一凸显弊端。

本文针对BRSPD进行双向力作用下的试验研究,并与无轴力作用的试件进行对比。

共设置3个试件，对其进行竖向恒定轴力，水平向位移往复循环加载试验，研究轴向力对阻尼器抗震性能的影响。

1试验研究
1.1试件设计
有翼缘的防屈曲剪切板阻尼器构造如图2所
示，它由三部分组成，连接单元、承载-耗能单元
和约束单元。

连接单元为两块开有螺栓孔的钢
板，即端板,分别置于阻尼器的上、下两端,通过螺
栓与结构构件相连；承载-耗能单元由耗能腹板
和两块翼缘板组成，耗能腹板左、右两侧分别与翼缘焊接，耗能腹板和翼缘的上、下端分别与端板焊接。

约束单元由2块约束板和4块固定板组成，约束板分别放置于耗能腹板的前、后两侧,与周围图5防屈曲钢板阻尼器构造图Fig.2ConfiguraPoo of
BRSPD
第5期尹丽丹，等:轴力和剪力共同作用下防屈曲剪切钢板阻尼器抗震性能试验研究
21
部件无连接，固定板与耗能腹板平行，一端与端板焊接，通过控制固定板与耗能腹板之间的距离预留约束板
与耗能腹板之间的间距。

为研究轴力对防屈曲剪切板阻尼器滞回性能的影响，试验设了 2个试件对其进行拟静力加载试验，各试
件材料和几何尺寸相同(试件参数列于表1)，试验时改变施加轴力的大小，试件轴压比分别为7、7. 4和7.8。

表1试件参数
Table 1 Detail of specimex
试件尺寸/mm( i x h x i)材料屈服强度/MPa 剪切模量/GPa
腹板460 x 460 x 5Q120102293翼缘120 x460 xl2
Q345372220端板320 x420 x37Q345372220约束板
300 x330 xl2
Q345372220固定板300 x97 xl7
Q345
37 2
220
12加载装置
防屈曲剪切板阻尼器拟静力试验在中国地震局工程力学研究所恢先地震工程综合实验室进行,试验采
用竖直方向施加恒定压力，水平方向施加往复水平位移的试验方法，加载装置如图3(a)所示。

竖向千斤顶 一端与加载框架固定，另一端通过转换接头将轴向力施加在试件加载梁上。

水平作动器一侧与反力墙固定, 另一侧加载头通过转换装置与加载梁侧面固定。

加载框架的地梁通过地锚与刚性地面牢固固定。

框架上部 设置四连杆机构与加载横梁相连，试件通过加载横梁与地梁相连，如图3(b)所示。

为避免加载过程装置发
生平面外倾斜，在加载框架两侧各设置一对侧向支撑,侧向支撑滚轴顶住加载框架，如图2所示。

Hi I
(a)加载装置图
(b)试件安装图(c)侧向支撑
图3试验装置图
Fig. 8 Test setup
试验水平方向采用位移控制加载，通过高压油泵控制千斤顶施加水平往复荷载，水平向采用fe -
MA461J 5］推荐的加载制度，加载历程示于表2 ；竖直方向采用集中力控制加载,通过液压千斤顶施加恒定的
竖向荷载。

表0加载历程
Tabic 0 Loabing hisUrg
步骤y/sat $/m m
池/圈
10.60522202007
22323
0.012
3.92
240.014 5.4925
0.01972692602027
10.27277. 732
15.23
23
0.053
22. 22902074
29.5520
7.10342.35211
7. 23
53.87
2
注：Y 表示剪切角；表示位移；表示循环圈数
图4 LVDT 位移计布置图
Fig- 4 LVDT Ryont
132自然灾害学报第29卷
试验中试件位移采用LVDT传感器采集（LVDT1量程±100mm,其它±50mm），水平荷载通过140-力传感器进行采集，数据通过TDS-330高速静态数据采集器进行数据采集。

试件中LVDT的布置如图7所示,测点LVDT1I量程±140mm）和LVDT0（量程±140mm）分别测量阻尼器顶端和底端相对于地梁的水平位移,二者差值为阻尼器两端的相对水平位移。

LVDT3和LVDT4测点分别位于阻尼器正、反面，用于测量阻尼器中部的平面外变形。

LVDT5和LVDTT号测点测量阻尼器上下端板之间的相对于地面的竖向位移,二者差值为阻尼器左右两侧相对竖向位移。

2试验结果
试件BRSPD1-BRSPD8的破坏模态及破坏时刻见表3,试件BRSPD1在加载剪切角为0.14时，固定板平面外稍有变形，但并不影响继续加载。

当加载剪切角为0.14第一圈时,试件完好可继续加载，但当加载至第二圈时固定板严重变形,随后固定板与上端板焊缝断裂，力出现大幅度下降，停止加载。

试件BRSPD0在完成剪切角0.14加载级别时，固定板出现平面外变形，但承载力并未受到影响。

当继续加载至0.14剪切角第一圈最大水平位移时，固定板焊缝严重开裂，面外变形严重，力出现严重下降，反向加载时，力进一步下降已达到试件最大承载力的4%，停止加载。

试件BRSPD8加载至剪切角0.67第二圈时，由于耗能板屈曲，面外变形严重,使得约束板与耗能腹板挤压，摩擦力增大，出现与翼缘相顶的情况,致使承载力增大。

当剪切角为0.4时,挤压更加严重,承载力大幅度增大,此时与阻尼器耗能机理相悖，停止加载。

表8各试件破坏模态及破坏时刻
Table8Failure mode and failure/me
试件破坏模态破坏时刻
BRSPD1固定板断裂 6.4第二圈
BRSPD2固定板断裂 6.4第一圈
BRSPD3屈曲破坏 6.4第一圈
试件BRSPD1~BRSPD3的滞回曲线如图5所示，由图可知，防屈曲剪切板阻尼器的滞回曲线比较饱满，随着轴向力的增大，滞回曲线外形逐渐接近于矩形。

并且，最大剪切角基本满足AISC301限值的要求。

试件BRSPD1的滞回曲线在剪切角为0.14第一圈时，曲线出现明显下降后又上升的现象，这表明轴力对试件是有影响的，同时也说明轴向力作用下，外约束板限制腹板屈曲，对于减缓阻尼器试件面外失稳是起作用的。

试件BRSPD0的滞回曲线在加载剪切角为0.4第二圈时出现先下降后上升的现象，这说明腹板屈曲，约束板限制了耗能板面外变形。

而试件BRSPD1的滞回曲线在剪切角为0.05时出现小幅波动,耗能板屈曲。

这表明防
第7期尹丽丹，等:轴力和剪力共同作用下防屈曲剪切钢板阻尼器抗震性能试验研究
183
屈曲剪切钢板阻尼器的滞回性能会受到轴力影响，轴向力越大，试件的极限承载力越小且延性严重越低。

剪切角/rad
(a) BRSPD 1
H--200¥-400
剪切角/rad
(b ) BRSPD2
800________________-_ 1 限值
600400 § 200 点0
|5|--200 ¥-400
-600-800
-0.12 -0.08 -0.04 0.00 0.04 0.08 0.12
剪切角/rad
(c ) BRSPD3
图5试件的滞回曲线
Fig. 5 Hysteresis curve of specimess
3结果分析
32骨架曲线
试件BRSPD1 ~ BRSPD3在不同轴力作用下的骨架曲线示于图6,图中纵坐标为各加载级别下水平力的 绝对值，横坐标为加载剪切角。

可见2个试件骨架曲线总体都呈上升趋势，各级承载力逐级增大。

但3个
试件的极限剪切角有所不同，最大可达到2.13,而承担最大轴力的BRSPD9试件极限剪切角下降46%，仅达 到3.28。

此外,相同剪切角下，轴力越大的试件,承载力越低。

这是因为各级加载位移下的承载力是由腹板
以及翼缘两部分水平力叠加而成。

随着轴向力增大，在相同剪切角下，腹板的水平力不变，而翼缘水平分力 会逐渐增大，如图所示，这两部分水平力方向相反，因此叠加后，试件所受轴力越大，各级承载力会越小。

尤
其到加载剪切角越大的时候，差别会更明显。

-400-600
剪切角/rad
_8-0.16 -0.12 -0.08 -0.04 0.00 0.04 0.08 0.12 0.16
图6各试件的骨架曲线
Fig. 6 SOeletow curve of specimess
3.2承载力及刚度
试件BRSPD1 ~ BRSPD3的承载力及相关结果如表4所示，其中屈服荷载用等能量法计算，极限荷载取 试件破坏前一级加载最大值。

由表4可以看出，3个试件屈服状态基本相同，由此可见，轴力的大小对阻尼器的屈服位移和屈服荷载 影响较小。

但轴力对极限状态影响比较大，随着轴压比的增大，极限位移和极限承载力均降低。

从而致使超 强系数以及延性系数会明显降低。

防屈曲剪切钢板阻尼器超强系数在无轴力施加时，取值在3左右，当施加 轴力后，超强系数会降低，但即便轴压比达到2.8,超强系数也能达到2.2,大于/5的建议取值［4］。

图7比
较了本试验和传统剪切板阻尼器试验的超强系数［1/-13］,防屈曲剪切钢板阻尼器超强系数都会大于其他形式 阻尼器超强系数。

44自然灾害学报第29卷
表4试件的初始刚度及承载力
Table4Initial stiffness and bearing capacim
试件编号BRSPD1BRSPD2BRSPD3
K06直045
215221205屈服状态
分/m m 3.094 4.695 3.314
y P/kN655410535410456.46极限状态
血/mm534305340529.65
超强系数334054直32420
延性系数Y1742317470545注:K二(S+；f(丁为轴压比也y和岭分别为屈服位移和屈服荷载Mp和吆分别为极限位移和极限荷载2为超强系数，卩极限荷载与屈服荷载的比值；Y为延性系数，即极限位移与屈服位移的比值。

试件BRSPD1-BRSPD88个试件的刚度可以用割线刚度来表示，其结果如图8所示2个试件各加载级别下的有效刚度基本相等。

因此，轴向力的大小对阻尼器的刚度影响较小，基本与未施加轴力时相同。

图7超强系数对比图5各试件有效刚度
Fig.7Specimeo over stuogth Fig.1EEective stiffness of specimeos
3.3耗能
每一级加载下，阻尼器消耗的能量等于滞回环所围的面积。

8个试件试件各级别加载下耗能如图7所示。

累计耗能为各加载级别耗能累计之和，反映试件的整体耗能能力，结果如图4所示。

3个试件的各级耗能均随轴向力的增加而线性增长,无轴力施加时,其各级耗能会略低于其它0个试件，这是因为，施加轴力的两个试件，其滞回曲线更趋近于矩形，而单项受力状态下阻尼器滞回曲线接近为平行四边形，各级别加载下的滞回环面积会小一些。

但阻尼器耗能要考虑整体耗能能力，当轴向力过大时,试件会提前破坏,延性大幅降低，累计耗能会严重降低，因此轴力过大会降低阻尼器的整体耗能能力。

3.4等效黏滞阻尼比
等效黏滞阻尼比的大小常常作为判别结构或构件耗能的一个指标。

等效黏滞阻尼比用公式L=仇/2nE s计算,各系数对应的物理意义如图4所示。

仇为ABCD所围成的图形的面积,0为A ODE与△OBG的面积之和。

等效黏滞阻尼比计算各试件等效黏滞阻尼比如图14所示，可见，试件随着剪切角的增大,阻尼比都逐渐增大，耗能稳定增长。

在相同剪切角时，随着轴向力的增大，等效黏滞阻尼比越大，滞回曲线越饱满,各级耗能越大。

第5期尹丽丹，等:轴力和剪力共同作用下防屈曲剪切钢板阻尼器抗震性能试验研究
25
0.00 0.02 0.04 0.04 0.08 0.10 0.12 0.14
剪切角/rad
—口一BRSPD3
—O —BRSPD2
—A —BRSPD 1
图9各试件各级别耗能
Fig- 2 Evergy —osumptUo at all levels
图12各试件累计耗能
Fig- 12 CumuRPve exergy —osumptRo
图2 等效黏滞阻尼比的计算
—A- BRSPD1—O —BRSPD2—BRSPD3
Fig- 11 CaRuRPoo of efuivalext vis —ns hamping ratiou
0.00
0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12
剪切角/rad
图2等效黏滞阻尼比
Fig. 10 Equivalext vis —ns damp i n/ ratio
4有限元分析
4.1模型建立
试验中由于试件个数有限，只能验证轴力对阻尼器某些性能的影响，为进一步分析双向受力状态下
BRSPD 能正常工作可承受轴压比的限值。

需要通过有限元进行补充模拟验证。

在轴向压力作用下,循环往
系
-400-600
—蠶礬果
_-?^6 -0.12 -0.08 -0.04 0.00 0.04 0.08 0.12 0.16
剪切角/rad
图13防屈曲剪切板阻尼器模型图
Fig- 13 Numerical model of BRSPD
图2 防屈曲剪切板阻尼器模型图
Fig. 2 CompaUsou betueex the vumeUcai
anaRses and physical
tests
187
自然灾害学报第29卷
复加载下BRSPD 变形很复杂，腹板发生屈服并与约束板表面相接触，受到两侧约束板的挤压力和摩擦力的 作用，其中涉及到材料非线性、几何非线性和接触非线性等问题，而ABAQUS 用于非线性问题求解，结果准
确且收敛容易。

鉴于此，本文选取ABAQUS 软件进行有限元补充验证分析。

选取试验试件BRSPD2采用ABAQUS 软件建立有限元模型［15］，并与试验结果对比来验证本文所建立的
有限元模型的正确性。

模型采用5节点实体单元(C3D5R ),腹板和外约束板的接触方式采用面与面接触 接,触面间的相互作用的摩擦模型为库伦摩擦，摩擦系数为0.2 o 各部分之间焊接采用Tie 连接，建模完成 后的有限元模型如图18所示。

模拟中的加载制度取与试验一致的加载制度。

试验与模拟所得的滞回曲线 如图/所示，可以看到2条曲线基本重合。

所以建立的有限元模型是合理的，可以用来进行有限元参数分
析。

因此共建立7个不同轴压比的试件进行模拟,各部分的尺寸与试验试件尺寸相同，其中9个试件轴压比
与试验设计的相同，额外又补充4个试件轴压比分别为0.2, 2.0 , 0.5 , 2.0 ,运用这七个试件进一步分析轴 压比对阻尼器性能的影响。

4.2有限兀结果
有限元模拟中,共7个试件,模拟结果各试件的滞回曲线如图15所示，可见，各试件的滞回曲线比较饱 满,到加载位移较大时,在回归零点过程中出现小幅捏缩现象。

7个试件极限剪切角最大可达2. 13,当轴压
比过大时，试件可加载位移达不到目标位移，极限剪切角下降，延性降低,仅达到0.07。

因此,轴压比的大小 会影响阻尼器正常使用的范围。

800
600400200
0 -200 -400 -600
-0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10 0.15
剪切角/rad
(a) k=0 (N=0)
-200-400
800600400200
-200 -400 -600
剪切角/rad
(b) B0.2(N=180)
15 -0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10 0.15
4002000-200-400-600
8006000.15
5 -0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10剪切角/rad
(d) k=0.6 (N=540)
剪切角/rad
(e) k=0.7 (N=630)
剪切角/rad
(c) k=0.4 (N=360)
800
600400
200
-200-400-600
-800
\k=0.^\
J
1
-0.15 -0.10 -0.05 0.00 0.05 0.10 0.15
剪切角/rad
(f) B0.8 (N=720)
n w -
r h -来
剪切角/rad
(g)jl=0.9(JV=810)
-200-400
图7各试件滞回曲线
Fig. 15 Hystere/c curves of all Wo specimess
4.3结果分析
有限元模拟结果分析见图16,其中，图16(g )为骨架曲线，可以看出，所有试件在初级阶段骨架曲线基 本重合，各级承载力相等。

但加载后期，随着轴压比的增大，各级承载力逐渐降低，
这与我们上述实验结果也
第7期尹丽丹，等:轴力和剪力共同作用下防屈曲剪切钢板阻尼器抗震性能试验研究
47
是吻合的。

且当轴压比过大时,阻尼器延性也会受到影响而降低。

剪切角/rad
(d)等效黏滞阻尼比
图 16有限元结果
Fig. 4 Finite elemeot results
-200
-400
-o-F-kO-XO
-^F-k0.2-10.15 -o-F-k0.4-X0.30 -o-F-k0.6-10.40-*-F-k0.7-X0.50 -^F-k0.8-X0.55 -x-F-kO 9-10 60
0.06 0.08
剪切角/rad
(b)各级耗能
............ '.........必…[..................
0-n-F-kO-XO
-A-F-k0.2-X0.15・ C-F-k0.4-X0.30--F-k0.6-X0.40-*-F-k0.7-X0 50-^F-k0.8-X0.55-x-F-k0.9-X0.60剪切角/rad (a)骨架曲线
图16(b)和⑸)分别为7个试件在不同轴压比情况下各级耗能和累计耗能的结果，可以看出,个试件 的各级耗能都呈上升趋势，逐级增加。

而当轴压比过大时，无论是各级耗能还是累计耗能都会降低，尤其总
耗能降低可达67% o
而图16(d)则是7个试件等效黏滞阻尼比的结果， 由图可知,各试件等效粘滞阻尼比先逐渐增大，而后最终
趋于稳定。

在相同剪切角下，轴压比越大的试件等效黏 滞阻尼比越大。

但考虑延性以及耗能2个因素，轴压比 不宜过高。

为了得到BRSPD 能正常工作的轴压比限值,以轴压 比为横坐标，极限位移、极限荷载和总耗能为纵坐标，由 图4探究轴压比的影响，图中显示，随着轴压比增大2 个因变量到达一定轴压比下，会出现明显下降的情况，尤
其极限位移和总耗能。

因此,brspd 轴压比是存在限值 的，一旦阻尼器所承担轴力超过限制轴压比，阻尼器性能
将会受到严重影响。

此外,BRSPD 轴压比限值可能还会
6000.00.20.40.60.8 1.0
500
400300200100
轴压比K
—A —极限位移/mm
—°_极限荷载/kN —口一总耗能/kN ・m
图17轴压比的影响
Fig. 4 EEect of the axial compussior ratio
与阻尼器尺寸有关，我们得出此种阻尼器有效耗能的可承受最大轴压比为6. 7o
5结论
本文通过对防屈曲剪切板阻尼器进行低周往复循环加载试验及有限元模拟，研究在剪力和轴向力共同
作用下阻尼器的滞回性能，得出以下结论
：
23自然灾害学报第29卷
11)在轴向力作用下,带有翼缘的防屈曲剪切板阻尼器能有效地减缓腹板的面外屈曲,具有良好的延性和稳定的耗能能力,剪切角能达到7.2。

(2)轴压比越大，阻尼器的极限承载力、整体耗能能力、延性降低。

但轴向力对阻尼器的刚度影响较小；根据有限元模拟结果，本文中此种阻尼器有效耗能的可承受最大轴压比为0.6。

I)在剪力和轴力共同作用下,带有翼缘的防屈曲剪切钢板阻尼器的超强系数在2~2之间。

参考文献：
[2]尚庆学，王涛.隔震建筑柔性管线的抗震性能试验研究J]自然灾害学报，202,27(2)：057-60.
SHANG Qinyxco,WANG Tao.ExpeUmental study on seismic pebOrman—of Uexibie pipe/nes used in base isolated Uuilhin/s[J].Journa of Natural Disasters,272,27(2)：57-60.(in Chinese)
[2]Nakashima M,Iwal S,Iwata M,et al. Energy hissipation Uetavionf of shear panels make of low yield steel-J].Eadhquako Engineering&Strnc-
turai DyaamRs,1794,23(14)：1209-132.
J]Li L,Lian/Q.Effect of inedof for seismic mitigatUn compadny with base isolaPon[J].Stuictural Control and HealR MonitoUn/,2017,20
(17)：2992-2517.
J]曾桂香，黄慧•地震作用下的结构耗能与抗震防线设置J]自然灾害学报071709(5)：25-223•
ZENG Guixiany:HUANG Huh Stuictural energy hissipaPon and sethny up of multiple/nos of hefen—undof seismic action[J].Journal of Natural Disasters,2010,19(5)：215-23.(in Chinese)
J]易伟建，蒋蝶.一种基于滞回耗能的改进pushovcf分析方法J].自然灾害学报,2007.19(5):294-10&
YI Weijian,JIANG Die.An improved pushovcf analysis meRod based on hystem/c energy hissipaPon[J].Journal of Natural Disasteu:2007.17
(3):174—103.(in Chine/)
J]尹丽丹，马宁•黏弹性复合防屈曲支撑钢框架结构抗震抗风性能分析J]自然灾害学报,2010,25(2):22-23.
YIN Lihat,MA Niny.Analysis of seismic and winh-resistan)pebormance of viscous-elastic Unch/n/-restrained braced frame[J].Jonmal of Natu­ral Disasteu:2017,25(2)：27-23.(0-Chinese-
[7]Mansourt N,ChUstoponlocs C,Tremblay R.Expedmentai vaPhaPon of upRceakie shear links for eccedt_caPy braced steel frames J].Jonmal of
Strnctural En/ineerin/,272,27(17):242-254.
[3]纪晓东，王彦栋，马琦峰，等.可更换钢连梁抗震性能试验研究J]建筑结构学报，202,30(12)：2-17.
JI Xiaodcu/,WANG Yandcu/,MA Qipty,et al. ExpeUmental study on seismic betavicf of upRceakie steel couplin/beams]J].Jonmal of Buildin/ShucUms,272,35(17):2-17.(0-Chinese)
[9]Chen Zhiyi,Bian Gnopiang,Huang Yu.Review on wed Unch/ng and hysteutU betavicf of shear panel dampeb J].Ahvanced Steel Constdie­
tion,2013,9(3)：205-427.
[17]朱柏洁.轴力作用下剪切钢板阻尼器力学性能试验研究[C]〃第26届全国结构工程学术会议，2027.
ZHU Bapic.Tests on mechantal betavicf of steel sheaf panel dampers un/of uial loaks[C]//The20th National Confemtce on Structural Engi­neerin/,Chan/sha,2027.(in Chinese)
[2]刘军龙，代晶辉,刘金龙•桩-土-桥梁结构相互作用对斜拉桥减震控制的影响J]自然灾害学报,2024,20(5):290-125.
LIN Junlono,DAI Jin/hni,LIN Ji/ony.InUnetce of soil-piW-super strnctuu interaction on vibration control of cable-stayed bUhgc[J].Jonmal of Natural Disasters:2027,20(5):120-105.(in Chinese)
[12]Pauamo/esWcs G,Bode)A,Ramirez J.Evaluation of soil-structure interacUon and stuictural collapse in Daikal subway station PuUny Kodo
eadhquaPc[J].ACI Stuictural Journal,2000,173(2):25-124.
[2]梁冠亭，刘敏，李明豪•大跨度拱桥抗震性能分析与减震控制研究[J].自然灾害学报,2010,25(5)：97-85.
LIANG Guan t iny:LIN Mix,LI Min/hac.Seismic pebormance analysis and vibration control of auh UdUgo with lony-span J].Journal of Natu­ral Disasteu,2017,23(3)：79-85.(in Chinese)
[14]Chen Zhiyi,Bian Guopiany,Huany Yu.Hysteuhc betavicf of sheaf panel dampeb uudof high uial compression loakiny[J].Ahvanced Steel
Constdiction,2013,9(3):279-204.
[2]Federal Emergen—Management Agen—(FEMA).FEMA492[R].InteUm protocols for determininy seismic pebormance characteUs/cs of
stuictural and nonstdictural componedts throuah Rboratom UstWy,2007:42-43.
[17]Popov E P,Kasai K,En/elha/t M D.Ahvancos in hesign of eccedtUcaPy braced frames J]Eadhquake Spectra:1937,3(2):43-55. [27]Okazal T ,Ame G,Ryu H C,et al.ExpedmenRi stuPy of local ppchliny,oversUet/th,and fracture of links in eccentUcaPy braced frames J].
Jonmal of Stuictural Enyikeeriny,2005,22(17)：1520-235.
[3]纪晓东,马琦峰，王彦栋,等.钢连梁可更换消能梁段抗震性能试验研究J]建筑结构学报,2014,33(0):2-12.
JI Xiaodcuo:MA QiRny,WANG Yankony,et al.Cyclic tests of upRceakie sheaf links in steel couplin/beams[J].Journal of Buildin/Struc-turos,2014,33(0):2-2.(in Chinese)
[7]石亦平.ABAQUS有限元分析实例详解[M].北京:机械工业出版社,2012.
SHI Yipiny.Example Explanation of Finite EWment Analysis usiny Abapus[M].Machinem Indust/Press,China:2014.j in Chinese)。