新型软钢阻尼器滞回性能的试验与模拟分析

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U型软钢阻尼器的设计及力学性能分析

数有屈服承载力、大承载力和屈服位移、限位移【最极ｌ１。
（ｕ型阻尼器元件构造图Ｉ】Ｕ型阻尼器元件尺寸１．腹扳段；２翼缘段：．３螺栓孔；厶梭板长度；Ｈ． ■缭高度；－板厚；ｂ腹板宽度．
６一２上翼缬宽度－翼缘宽度；－Ｆ｜栓孔直径・
本文设计出一种Ｕ型软钢阻尼器。耗能元件结构如其图１所示，由腹板和两翼缘组成。其中腹板为等截面板，两翼缘为变截面板，个阻尼器元件板厚相同。尼器元件两整阻翼缘端处留有螺栓孔，以便与其它结构相连接。型软钢阻Ｕ
１Ｕ型软钢阻尼器设计１１结构组成．
但由于该阻尼器产生较大的扭转变形时需要的尺寸较大，
经济性较差，以该产品在实际中应用较少。在此之后，所国内外学者设计出了各种形式的金属阻尼器。如李钢啵计的
吉告ｓ６
：ｓ２ｙ面＂￣ｂｏ．ｌｒｒ－一ａ
图２Ｕ型软钢钢阻尼器
１２工作
式中，为屈服弯矩，为塑性弯矩，ｒ为材料的屈服强ａｖ
度，为阻尼器元件的屈服承载力，大承载力，和为阻尼器元件的最可按式（）式（）算：３，４计
地震、强风所引起的振动严重影响着工程结构服役的

E型钢阻尼器数值仿真及试验研究

E型钢阻尼器数值仿真及试验研究潘晋[1] [2]，吴成亮[1]，仝强[1]，高峰利[3]（[1]武汉艾尔格桥梁新技术开发有限公司，[2] 武汉理工大学交通学院，[3] 湖南大学力学与航空航天学院）摘要: 本文吸收国外的研究成果,应用高强度钢代替软钢设计了E型钢阻尼器。

通过试验与数值仿真对该类阻尼器的滞回性能和恢复力模型进行了研究，表明Ｅ型钢阻尼器采用弹塑性材料模型在循环载荷作用下具有良好的耗能性能。

通过本文分析说明该设计方法可以应用于高强度钢，降低了生产成本。

关键词: E型钢阻尼器；ANSYS；滞回曲线；试验；Simulation and Experimental Study of E shape steel damperPan Jin，Wu Chengliang，Tong Qiang, Gao Fengli（[1] Wuhan Alga Bridge New Technology Development Ltd., Wuhan, China, 430063. [2]Schoolof Transportation Wuhan University of Technology, Wuhan, China, 430063 [3] College of Mechanics and Aerospace, Hunan University，Changsha,China,410082）Abstract: According to the overseas research conclusion, an E shape steel damper that mildsteel is used instead of high-strength steel was designed。

The restore force model ofE shape steel damper is studied through tests and numerical analysis. The results of testand simulation analysis show that the damper has very well hysteresis loop curve betweenforce and displacement under cycle loading under considering the ideal elastic-plastic model.The analysis in this paper show that such design method can be applied tohigh-strength steel and reduce productive costs obviously.Key Word：E shape steel damper；ANSYS；hysteresis loop；Experiment；1.引言由于我国铁路、公路建设进入高速发展阶段，对桥梁抗震提出更高要求，国内桥梁抗震研究不断深入。

基于改进的R-O模型模拟U型软钢阻尼器滞回曲线研究

基于改进的R-O模型模拟U型软钢阻尼器滞回曲线研究韩淼;段言彪;杜红凯【摘要】为模拟U型软钢阻尼器荷载-位移滞回曲线,根据软钢R-O模型应力-应变曲线方程,推导出弹性条件下荷载-位移曲线方程.引入塑性变形影响参数α,给出弹塑性条件下荷载-位移曲线方程.根据Masing准则给出U型软钢阻尼器荷载-位移滞回曲线方程.进行四种U型软钢阻尼器的拟静力试验,对塑性变形影响参数α回归分析,得到基于改进R-O模型的荷载-位移滞回曲线模拟方程.对比模拟方程绘制的滞回曲线与试验滞回曲线,二者吻合良好.【期刊名称】《北京建筑大学学报》【年(卷),期】2016(032)003【总页数】6页(P43-48)【关键词】U型软钢阻尼器;滞回曲线;改进的R-O模型;骨架曲线;塑性变形【作者】韩淼;段言彪;杜红凯【作者单位】北京建筑大学土木与交通工程学院北京节能减排关键技术协同创新中心,北京100044【正文语种】中文【中图分类】TU352.11工程结构隔震、减震及振动控制方面的研究一直备受国内外学者关注，并且取得大量研究成果，改变了传统建筑结构靠强化自身抵抗地震作用的设计理念[1-5].软钢阻尼器因其构造简单、施工简便、造价低廉、耗能性能良好等特点被广泛关注.国内外已研发了多种不同耗能理念及形式的阻尼装置，如：U型软钢阻尼器、开孔式加劲软钢阻尼器、双环软钢阻尼器、抛物线外形软钢阻尼器、X型软钢阻尼器、三角形软钢阻尼器[6-10]等. 它们一般安装在结构的节点、剪力墙、联结缝、或楼层之间，通过塑性变形来耗散地震动输入结构的能量，以减小结构的反应.U型软钢阻尼器的研究多集中在加载刚度、卸载刚度、切线刚度、割线刚度、骨架曲线等方面，缺少滞回曲线方程的相关研究. 本文根据U型软钢阻尼器(如图1、图2)荷载- 位移滞回曲线饱满、没有捏拢现象的特点，运用 Ramberg和Osgood[11]提出的应力- 应变骨架曲线R-O模型及Masing准则，对其荷载- 位移滞回曲线进行理论推导及试验研究.1.1 R-O基本模型及Masing准则R-O模型方程用于描述材料的应力- 应变关系，但在U型软钢阻尼器力学性能分析中，直接使用的是荷载- 位移关系. 现将R-O模型方程的应力- 应变关系方程转化成荷载- 位移关系方程.R-O模型应力- 应变曲线是将软钢材料的应力- 应变曲线等效为光滑曲线,其骨架曲线如图3所示. 一般形式的R-O模型数学方程如下[12]：式中：σy、εy是材料的屈服应力和屈服应变，没有明显屈服点的材料取其名义屈服值，；η和γ是控制应力- 应变曲线非线性形状的参数.Masing准则的特点是骨架曲线和滞回曲线都是光滑的，它的一般形式是：设恢复应力的光滑骨架曲线为σ0(x),则卸载或再加载时的滞回曲线满足式(2)[13]，Masing模型代表的光滑滞回曲线如图3.以上式中：σ和ε为某一滞回曲线上的坐标；σr和εr为加载过程中卸载点的应力应变值. 若每次都在滞回曲线顶点处卸载，如图3中点1、2、3、4、5、6，则σr=σ或-σ；εr=ε或-ε.文献[14]给出了软钢材料R-O模型无量纲形式的骨架曲线方程：式中；1.2 U型软钢阻尼器改进的R-O模型荷载- 位移滞回曲线方程U型软钢阻尼器可简化为受弯钢板[15]158-163，根据其危险截面的受力特点应力分布如图4，应变简化如图5.在弹性和弹塑性阶段都满足关系ε=κy. κ为中性界面曲率. 存在关系式ε=εe+εp，κ=κe+κp,那么有：由式(4)可得：其中将式(5)带入到式(3)得到：弹性阶段存在关系式和. 将其代入式(6)得关系式：文献[15]给出U型软钢阻尼器的力学关系式，计算得关系式，将其代入式(7)得荷载- 位移关系式：由于U型软钢阻尼器加载过程中存在屈服和卷曲现象，在式(8)中引入塑性变形影响系数α，得到弹塑性条件下荷载- 位移骨架曲线方程及其无量纲形式如下：式中式(9)由Masing准则得荷载- 位移滞回曲线方程：其中，P*、Δ*分别是每次卸载处的荷载和位移，P、Δ分别是加载过程荷载和位移.2.1 试件设计及制作U型软钢阻尼器的设计参数包括：钢板厚度t，宽度b，弯曲段中心线圆弧半径R，平直段长度L，阻尼器构造如图1所示. 设计弯曲段中心线圆弧半径R=100 mm，L为150 mm，200 mm，钢板厚度t取10 mm，16 mm，宽度b取80 mm，160 mm. 将设计参数组合，共有4种类型U型钢板，每种加工4个，共16个阻尼器，其尺寸组合见表1. 阻尼器采用钢板直接热弯加工而成，未进行回火处理. 2.2 试验装置及加载制度阻尼器试验装置采用MTS公司生产的伺服作动器施加水平力，试验装置示意图如图6所示. 千斤顶通过加载板对U型软钢阻尼器施加水平推力，阻尼器与固定板通过螺栓连接. 加载板与底座之间垫有滚轴以减小两者之间的摩擦.加载为水平静力循环加载(如图7)，加载制度分四级，采用位移控制，最大加载位移为U型钢板的圆弧段半径R(100 mm)，加载位移极值分别为10 mm，25 mm，50 mm，100 mm，加载速度分别为0.1 mm/s，0.25 mm/s，0.5 mm/s，1mm/s，每级加载至最大位移后开始卸载，卸载至反力为0再反向加载至最大位移. 每个循环加载均进行一次，然后进行下一级加载. 最后一级卸载完毕后结束试验. 3.1 试验现象加载过程中U型阻尼器随位移增大出现明显的塑性变形和卷曲现象. 当加载位移较大时卸载后出现明显的残余变形，循环加载过程中阻尼器表现出良好的变形能力. 3.2 滞回曲线及数据循环加载测得每种阻尼器两条滞回曲线基本完全重合，任选每种阻尼器一条滞回曲线，如图8、图9、图10、图11. 由滞回曲线可知，所有试件的荷载- 位移曲线形状相似，滞回环平滑、饱满，未出现捏拢现象. 在加载位移较小时阻尼器处于弹性阶段，当位移达到一定值时阻尼器进入弹塑性阶段，卸载后出现明显的残余变形. 说明此类限位器具备良好的延性及耗能能力.表2给出四种阻尼器的屈服荷载Py及屈服位移Δy，以及各级加载下极值位移Δ*对应的荷载值.3.3 塑性影响参数α回归分析将试验所得数据用公式(10)对α进行回归分析，得到如下规律：1) 循环加载过程中，从极值点卸载到反向加载至另一个极值点α的变化规律一致(图12).2) α值在加载过程中出现明显拐点，卸载前期α值变化幅度大，后期变化平缓.3) α值变化趋势整体可分为两阶段，第一段为明显递减段. 第二段为平滑阶段，α值呈较小的递减趋势.依据以上规律将α值分段与荷载分段P建立关系. 对所有试验数据进行分析发现，α拐点出现在0.25P*附近. 第一段取为P*～0.25P*、第二段为0.25P*～-P*. 将P 与α关系进行拟合，第一段用指数函数拟合，第二段用线性公式拟合. MATLAB 计算表明两段内参数α和荷载P拟合方程曲线与试验曲线重合的置信区间介于95%～99%(表3). 以下是拟合公式(12)和部分拟合曲线(图13，图14)：对应方程为：若卸载点为正值：若卸载点为负值：将方程(11)和方程(12)对应带入到方程(10)，得到U型软钢阻尼器改进的R-O模型滞回曲线试验方程.在MATLAB中用改进的R-O模型编写程序绘制荷载- 位移滞回曲线及骨架曲线. 图15、图16给出了U3软钢阻尼器的对比图. 比较发现骨架曲线和改进后的R-O 模型滞回曲线与试验曲线吻合的良好.本文推导出U型软钢阻尼器的荷载- 位移滞回曲线方程，并进行U型软钢阻尼器拟静力试验. 对参数α进行回归分析，将试验曲线与模拟曲线进行了对比. 得到如下结论：1) 根据R-O模型应力- 应变曲线方程及Masing准则，引入塑性变形参数α，推导出U型软钢阻尼器改进的R-O模型荷载- 位移滞回曲线方程.2) 通过对四种U型软钢阻尼器拟静力试验得到试验荷载- 位移滞回曲线. 用试验数据对塑性变形影响参数α进行回归分析，发现塑性变形影响参数α随荷载变化规律，给出塑性变形参数α与荷载P的拟合方程. 拟合方程曲线与试验曲线重合的置信区间介于95%～99%.3) 用U型软钢阻尼器改进的R-O模型荷载- 位移滞回曲线方程绘制滞回曲线，与试验滞回曲线对比，吻合良好.【相关文献】[1] 韩淼,周锡元.基础隔震建筑软碰撞保护分析[J].建筑科学, 1999, 15(1): 14-20[2] Nagarajaiah S, Sun X H. Base-isolated FCC building: impact response in northridge earthquake [J]. Journal of Structural and Engineering, 2001,127(9):1063-1075[3] Hsiang-Chuan Tsai.Dynamic analysis of base-isolated shear beams bumping against stops [J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 1997, 26(5): 515-528[4] Matsagar V A, Jangid R S. Seismic response of base-isolated structures during impact with adjacent structures [J]. Engineering Structures, 2003, 25(12): 1311-1323[5] Masroor A, Mosqueda G. Impact model for simulation of base isolated buildings impacting flexible moat walls [J]. Earthquake Engineering and Structural Dynamic, 2013, 42(3): 357-376[6] 张文元，张敏政，李东伟．新型加劲软钢阻尼器性能与试验[J].哈尔滨工业大学学报，2008(12):1888-1894[7] 徐艳红，李爱群，黄镇.抛物线外形软钢阻尼器试验研究[J].建筑结构学报，2011(12):202-209[8] 李宏男，李钢. 双X型软钢阻尼器[P]. 中国专利：CN200410020892.8，2004-10-02[9] Whittaker A S, Bertero V V,ThomPson C I, et al. Seismic testing of steel plate energy dissipation devices [J]. Earthquake Spectra,1991, 7(4):563-604[10] Tsai K C, Chen H W， Hong C P，et al. Design of steel triangularl plate energy absorbers for seismic-resistant construction[J]. Earthquake Spectra,1993, 9(3):505-528[11] 徐灏．疲劳强度[M]．北京：高等教育出版社，1988：25-53，215-236[12] 欧进萍，王光远．结构随机振动[M]．北京：高等教育出版社，1998:261-308[13] Suregh S.材料的疲劳[M]．王中光,等,译．北京：国防工业出版社，1999:51-80[14] Cofie N G, Krawingler H. Unixial cyclic stress-strain behavior of structural steel[J]. J. Enger Mech ASCE,1985,111(9): 11105-11120[15] 杜红凯, 韩淼, 闫维明. 约束U形钢板力学性能的计算方法研究[J]. 土木工程学报， 2014，47(S2):158-163。

MRE阻尼器性能试验及半主动控制数值模拟

MRE阻尼器性能试验及半主动控制数值模拟MRE阻尼器性能试验及半主动控制数值模拟摘要：MRE阻尼器作为一种新型的半主动控制装置，其性能在结构振动控制领域得到了广泛关注。

本文通过实验和数值模拟的方法，对MRE阻尼器的性能进行了研究。

首先介绍了MRE阻尼器的工作原理和组成结构，然后设计了性能试验，通过试验数据分析了MRE阻尼器的力学特性和阻尼性能。

接着，基于试验数据，建立了半主动控制数值模型，利用数值模拟方法对MRE阻尼器的控制效果进行了分析。

最后，总结了MRE阻尼器的优点和应用前景。

1. 引言随着结构振动控制领域的发展，MRE阻尼器作为一种新型的半主动控制装置，得到了广泛的研究和应用。

MRE阻尼器具有结构简单、能量消耗低、响应速度快等优点，被广泛应用于建筑、桥梁、车辆等领域。

本文旨在通过性能试验和数值模拟的方法，对MRE阻尼器的性能进行研究，为其在工程中的应用提供参考。

2. MRE阻尼器的工作原理和组成结构MRE阻尼器是一种基于磁流变液(MRE)的装置，在外加磁场的作用下，通过控制MRE液体粒子的排列和流动，实现对结构振动的控制。

MRE阻尼器由外壳、导电线圈、边界板和MRE液体组成。

当没有外加磁场时，MRE液体呈流动状态，对结构振动的阻尼作用较小；当加入外加磁场时，MRE液体的流动受到限制，形成抗阻尼力，从而提高了阻尼性能。

3. MRE阻尼器的性能试验为了研究MRE阻尼器的力学特性和阻尼性能，本文设计了一系列性能试验。

首先，通过施加不同的外加磁场强度，研究MRE阻尼器的力学特性。

试验结果表明，外加磁场的强度对MRE阻尼器的力学特性和阻尼性能有着明显影响。

其次，通过改变外加磁场的频率，研究MRE阻尼器的频率响应特性。

试验结果显示，不同频率下MRE阻尼器的阻尼性能存在差异，随着频率的增加，阻尼性能呈现出递减趋势。

4. 半主动控制数值模拟基于性能试验数据，本文建立了MRE阻尼器的数值模型，采用半主动控制方法进行数值模拟。

新型软钢阻尼器滞回性能的试验与模拟分析

新型软钢阻尼器滞回性能的试验与模拟分析刘锋;王曙光;杜东升;刘伟庆【期刊名称】《工程抗震与加固改造》【年(卷),期】2012(34)6【摘要】对一种新型可分阶段屈服的软钢阻尼器进行了试验研究和有限元分析,并将模拟结果与试验数据进行对比.在FTS伺服器上对两组耗能钢片厚度不同的阻尼器施加渐增位移循环荷载和固定位移循环荷载进行试验；利用ABAQUS有限元软件对4种不同尺寸的耗能钢片分别单独建模分析,得出单片耗能钢片的力学性能；再对两组试验的阻尼器整体建模,完全按照试验的加载制度和边界条件来对试验进行模拟.基本性能试验和疲劳性能测试结果显示这种阻尼器的滞回曲线饱满,并没有明显的低周疲劳现象,表明了这种分阶段屈服型软钢阻尼器具有很强的耗能能力,性能稳定.数值模拟结果显示有限元分析与试验结果吻合良好.这种阻尼器具备可分阶段耗能的优点,必将在将来具有更加广阔的应用前景.%A new type of separable phase yielding mild steel damper is studied by experimental and finite element analysis, and the result data of the simulation and the experiments are compared. Increasing displacement cyclic loading and fixed displacement cyclic loading are applied to the damper which consists of two groups of energy dissipating steel sheet with different thickness, and a test is carried out on FTS server. Four different sizes of energy dissipating steel sheet are respectively analyzed by establishing separate model with ABAQUS finite element software, and the mechanical properties of the single energy dissipation steel sheet are derived; and themodels of the two kinds of dampers in the test are built, the simulation is carried on fully in accordance with the test load system and the boundary condition. Basic performance test and fatigue test results show that this kind of damper has full hysteretic curve, and no obvious low cycle fatigue phenomenon, so this stage yield mild steel damper has strong energy consumption capability and stable performance. Numerical simulation results show that the finite element analysis results is in good agreement with the experimental. This kind of damper with separable phase energy advantages will have more broad application prospect in future.【总页数】7页(P80-86)【作者】刘锋;王曙光;杜东升;刘伟庆【作者单位】南京工业大学土木工程学院,江苏南京210009;南京工业大学土木工程学院,江苏南京210009;南京工业大学土木工程学院,江苏南京210009;南京工业大学土木工程学院,江苏南京210009【正文语种】中文【中图分类】TU317;TU352.1【相关文献】1.新型钢框架梁柱节点滞回性能试验研究及有限元分析 [J], 何小辉;武振宇;张扬;成博2.新型弯剪型防屈曲软钢阻尼器的滞回性能研究 [J], 郑宏;全凯;丁双杰3.X形软钢阻尼器的滞回性能分析 [J], 岳锋4.新型弯剪型防屈曲软钢阻尼器的滞回性能研究 [J], 郑宏全凯丁双杰;5.新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析 [J], 范家俊;吴刚;冯德成;卢旦;田炜;孙后伟因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

软钢阻尼器的研究综述

地震作为众多自然灾害中的一种，由于其具有突然性和严重破坏性的特点，给人类带来巨大的灾难。中国的地震活动主要分布在台湾省、西南地区、西部地区、华北地区及东南沿海地区。１９７６年中国唐山发生７．８级地震，２００８年四川汶川发生“５·１２” ８级地震，２０１３年四川雅安发生７．０级地震。地震造成的直接灾害就是房屋和构筑物的破坏，从而间接造成人畜的伤亡，在唐山地震中，７０％～８０％的建筑物破坏倒塌，造成严重的人员伤亡，因
! "#$%"#&'()*+ Ｗｈｉｔｔａｋｅｒ等［３］于１９８９年设计并研制出Ｘ形加劲阻尼器，并进行相关试验研究。试验结果表明Ｘ形加劲阻尼器具有较强的耗能能力和稳定的滞回性能，但存在不能消除竖向轴力影响的问题。１９９３年Ｔｓａｉ等［４］在Ｗｈｉｔｔａｋｅｒ等人的基础上进行了改进，设计并制作出三角形加劲阻尼器，进行低周反复荷载试验。结果表明三角形加劲阻尼器消除了Ｘ形加劲阻尼器存在的竖向轴力对阻尼器影响的问题，是一种理想的阻尼器形式。近年来，陈清祥对Ｗｈｉｔｔａｋｅｒ等人提出的加劲阻尼器的基础上，设计并制作开孔式制震板阻尼器（ＨＡＤＡＳ）［５］，在矩形钢板上开菱形孔，试验结果表明在地震作用下钢板的每个截面同时屈服，达到材料用量和耗能能力的良好优化设计。１９９５年欧进萍等［６］对摩擦型和软钢屈服型（Ｘ钢板和三角钢板）阻尼器进行了大量试验研究，包括静力反复加载和低周疲劳试验，详细的对比了这些阻尼器的减震效果，建立了此类阻尼的恢复力模型和参数计算方法。随后吴斌等［７］在此实验的基础上分析其耗能机理，并且进行了大量的疲劳验算，得出相应的疲劳参数，建立了软钢阻尼器的弹塑性应力分析方法及疲劳设计准则。１９９７年吴斌等［８］发现薄膜效应是钢板屈服阻尼中一个不可忽略的因素，结合之前的研究成果，提出薄膜应力的计算方法，建立疲劳验算准则。２００４年李冀龙、欧进萍［９，１０］基于软钢的ＲＯ本构关系和双线性本构关系，分别推导并建立了三角形和Ｘ形钢板阻尼器的阻尼力模型，将得到的阻尼力模型与试验数据对比，验证了阻尼力模型的正确性，在误差允许范围内可应用于实际工程。２０１５王桂萱等分［１１］别采用理想弹塑性模型、双线性随动强

新型加劲软钢阻尼器性能与试验

第40卷第12期2008年12月哈尔滨工业大学学报J OURNAL OF HARBI N I NSTI TUTE OF TECHNOLOGYV ol 40N o 12Dec .2008新型加劲软钢阻尼器性能与试验张文元1,张敏政2,李东伟1(1.哈尔滨工业大学土木工程学院,哈尔滨150090,E m a i:l h itz wy @163.co m;2.中国地震局工程力学研究所,哈尔滨150080)摘要:为研究菱形开洞的新型加劲软钢阻尼器的耗能减震性能,分析其构造形式和减震机理,并对六组阻尼器单片进行了循环加荷试验,给出了其恢复力模型;分别对整体刚度相同的装有加劲软钢阻尼装置和装有普通支撑的三层钢框架进行了振动台对比试验研究.结果表明,这种新型加劲软钢阻尼器具有稳定的滞回性能和抗疲劳性能,对结构的加速度和位移都有很好的控制作用,具有较好的减震效果.关键词:软钢阻尼器;循环加载;滞回性能;振动台试验中图分类号:TU 352 1文献标识码:A 文章编号:0367-6234(2008)12-1888-07An experi m ental research on perfor mance and applicati onof a ne w type of m il d steel da mper addedda mpi ng and stiffness (ADAS)ZHANG W en yuan 1,ZHANG M in zheng 2,L I Dong w e i1(1.Schoo l of C i v il Eng i neeri ng ,H arb i n Institute of T echno l ogy ,H arb i n 150090,Chi na ,E ma i:l hitz w y @;2.Institute o f Eng i neer i ng M echan i cs ,Ch i na Eartquake A d m i n i strati on ,H arb i n 150080,Chi na)Abst ract :To explore the seis m ic d issipati o n ab litity of a ne w type o f m ild stee l da mper added da m ping and stiffness w ith a d ia m ond shape ho llo w i n -p lane ,the restor i n g force mode l o f th i s da m per w as investi g ated byconducti n g the cyclic loading tests to si x spec i m en g r oups .Two one-bay and t h ree-story steel fra m es w ith e qua l e lastic stiffress w ere desi g ned and tested respective ly on the shak i n g tab le .One of the m w as added w ith stiffness by t h e m ild stee l da m p i n g dev ice ,t h e other one w as braced by o r d i n ar y brac i n g syste m s .R esults sho w that the ne w type da mper possesses the stable hysteretic capac ity and fa ti g ue resistance capacity ,w hich can effectively contr o l and reduce the acceleration and the d isplace m ent o f a bu ilding .K ey w ords :m ild stee l da m per ;cyclic loading ;hysteretic capacity ;shak i n g tab le test 收稿日期:2007-03-29.基金项目:哈尔滨工业大学校基金资助项目(H I T2003.44);哈尔滨工业大学土木工程学院青年博士基金资助项目(090305).作者简介:张文元(1972 ),男,博士,副教授;张敏政(1946 ),男,教授,博士生导师.由于金属材料在进入弹塑性范围以后具有良好的滞回性能,因而被用来制造各种类型的耗能装置[1,2].软钢阻尼器采用屈服应力比较低的软钢作为材料,构造简单,经济耐用,震后更换方便,适于工程抗震[3].加劲阻尼装置是一种由多块低屈服点的钢板和定位件组装而成的耗能减震装置,其减振机理明确,效果显著,并且这类阻尼器只是抗侧力构件的一部分,因而它屈服耗能,不会影响结构的承重能力;其应用范围不受建筑高度和平面布置形式的限制,既可用于新建建筑的抗震控制,也可用于旧有建筑的加固维修[4];不仅可用于钢结构,也可用于钢筋混凝土结构.本文对菱形开洞的新型加劲软钢阻尼器进行了试验研究.介绍了这种阻尼器的构造和减震机理,建立了其恢复力模型,然后通过低周疲劳试验和振动台对比试验研究其耗能性能和减震效果,并分析了影响因素,为加劲软钢阻尼器在结构中的应用提供了宝贵数据.1 构造和减震机理阻尼器构造、尺寸见图1,其纵截面为中空菱形的矩形钢板,厚度为6mm,材料为Q235B .实际工程中可将其安装在人字形支撑顶部和框架梁之间.为叙述方便,将阻尼器和斜撑构成的系统称为阻尼器系统.因为加劲阻尼装置具有初始刚度,在小地震作用下阻尼器系统仅在弹性范围内工作,通过设计来调整整体结构弹性刚度,可以控制建筑的侧向位移不致过大.在中、大震作用下,楼层的相对位移超过了阻尼器的屈服位移,阻尼器系统进入塑性阶段,从而使地震的能量得以被阻尼器系统吸收而减少作用于建筑物上的能量[5,6].它的最大优点在于沿高度方向相同厚度处的各点将同时达到屈服,充分发挥了钢板材料的塑性性能,从而大大提高了耗能能力[7,8].图1 加劲软钢阻尼器构造及尺寸2 滞回性能试验和恢复力模型2 1 试验概况对进行6组共48个阻尼器单片进行了滞回性能试验和低周疲劳试验研究.阻尼装置的组装方法是用四个M 22高强螺栓将8片中空菱形开洞的加劲软钢阻尼器单片与刚度较大的加劲角钢串连在一起.为了避免软钢单片之间互相作用而产生不利影响,在软钢单片之间垫有等厚度为6mm 的钢垫板,如图2.试验中为了避免软钢单片之间产生滑移,对高强螺栓施加了预紧力,将其拧紧.对于软钢单片而言,其端部是被完全嵌固的. 试验采用平行四边形加荷框架,其带动软钢阻尼器在液压伺服作动器水平位移作用下往复运动,如图3所示,为此设计了上下两个刚度较大的H型钢梁以安装加劲阻尼装置,加劲阻尼装置与H 型钢梁及H 型钢梁与加荷框架均采用高强螺栓连接,以确保荷载能够完全的传递.用水平位移传感器和竖向位移传感器监测阻尼器的变形情况,数据采集由MTS 公司提供的数采软件完成并实时绘出F- 滞回曲线.加载方式分别为变幅值和常幅值加载,根据加载方式的不同分别进行滞回特性试验和疲劳性能试验,加载方案及制度见表1和表2.不同的加载制度是为了观测不同幅值条件下阻尼器的疲劳性能.图2 阻尼器在试验机中的安装方式图3 试验装置表1 加载方案组号数量/片厚度/mm加载制度1861286238624862586368642 2 结果分析试验中的加劲软钢阻尼器都未对表面进行处理,其表面存在不同厚度的氧化皮.从试验现象可以看出,加劲软钢阻尼器历经表面氧化皮剥落、表面横向裂纹产生、裂纹发展、断裂等4个阶段,这1889 第12期张文元,等:新型加劲软钢阻尼器性能与试验4个阶段与疲劳滞回曲线上峰值恢复力的衰减基本上是对应的.当表面氧化皮剥落后,加劲软钢阻尼器的峰值恢复力基本稳定不变.当加劲软钢阻尼器表面出现裂纹时,峰值恢复力进入速降段,经过短暂的裂纹发展,裂纹贯通整个截面,钢板发生断裂.最后的断裂多发生在钢片的中部和端部,说明这里是应力集中较严重的薄弱部位,应用时可考虑适当加强.表2 加劲软钢阻尼器的加载制度加载步骤加载制度1加载制度2加载制度3加载制度41位移2,往复加载3位移2,往复加载 3位移2,往复加载 3位移2,往复加载 32位移3,往复加载3位移3,往复加载 3位移3,往复加载 3位移3,往复加载 33位移6,往复加载3位移6,往复加载 3位移6,往复加载 3位移6,往复加载 34位移10,往复加载3位移12,往复加载50位移10,往复加载1005位移15,往复加载36位移20,往复加载507位移>30,单向加载位移>30,单向加载位移>30单向加载表中:位移/mm;往复加载/周.图4~9为有代表性的第2、5、6组试验的变幅值滞回曲线和疲劳滞回曲线(第1组试验时支座高强螺栓没有拧紧导致试验失败;第3、4组与第2组所有条件均相同,结果基本相同),从图中图4 第2组变幅值滞回曲线图5 第2组疲劳滞回曲线图6 第5组变幅值滞回曲线图7 第5组疲劳滞回曲线图8 第6组变幅值滞回曲线图9 第6组疲劳滞回曲线可以看出,阻尼器从0位移开始运动时,滞回曲线基本保持直线,这说明加劲软钢阻尼器处于弹性1890 哈尔滨工业大学学报第40卷状态,当位移达到一定值时,加劲软钢阻尼器进入弹塑性变形阶段,滞回曲线越来越丰满,滞回曲线所包围的面积越来越大,消耗的能量也就越多.当加劲软钢阻尼器达到一定循环次数、并接近极限位移时,恢复力衰减较快,疲劳滞回曲线最后一周曲线就明显显示了加劲软钢阻尼器断裂时的恢复力变化情况.由图还可见,在位移循环加载的过程中,阻尼器出现了明显的强化过程,这是因为此时阻尼器由受剪控制变成了受拉控制.例如第2组到第4组试件的滞回曲线,位移加大到20mm 时,8片阻尼单片的阻尼器最大剪力F m ax 达到80 4k N,可以定义此时的强化放大系数为 =F maxF y =80 432 88=2 45,F y 为屈服荷载.此时滞回环的面积比位移10mm 时的不止增大了一倍,说明强化对阻尼器耗能是有利的.通过低周疲劳试验曲线可以看出,在相同50周往复加载时,其劣化程度随着位移的增加而增加;而在位移相近时,其劣化程度随着循环周数的增加而增加.从第2~5组试件的疲劳滞回曲线中可以看出,在前34个位移循环荷载滞回环内,曲线并没有明显降低(降低在19 2%之内),非常稳定.第六组试件在10mm 位移幅值下(10mm >3 y ),进行了100周的循环加载,虽然循环次数较多,但滞回环的强度和刚度退化均较少,降低仅为11 2%,足以满足实际地震作用下结构减震阻尼器的稳定性要求.可见以软钢为材料制成的中空菱形加劲软钢阻尼器,可以获得稳定的非弹性变形;在破坏前均保持稳定的滞回性能,经过多次的反复循环而不产生强度和刚度的退化;随变形增加将产生一定的强度硬化,可在一定程度上提高其耗能能力,是一种可靠的耗能减震装置.由多组试验数据取平均值,可得单片阻尼器的弹性刚度K 1=17 5k N /mm,屈服后刚度K 2=2 2kN /mm,屈服位移 y =2 35mm ,屈服力F y =41 1k N.2 3 恢复力模型从加劲软钢阻尼器的滞回曲线图4~9可知,加劲软钢阻尼装置最理想的数学模型可采用Ra mber g Osgood 模型.但该模型比较复杂,不适用于非弹性计算分析,因此,加劲软钢阻尼器的恢复力模型可采用以下两种简化模型:(1)理想弹塑性模型;(2)弹性-应变硬化模型.我们采用如图10所示的考虑应变硬化的双线性滞回模型.该模型简单,同时考虑了应变硬化的影响,与实际较为接近.其中F y 为阻尼器的屈服力, y 为阻尼器的屈服变形,K 1为阻尼器的弹性刚度,K 2为阻尼器的屈服后刚度,以上参数均可由试验确定.图10 加劲软钢阻尼器的双线性模型3 加劲软钢阻尼器的振动台试验研究3 1 振动台试验概况为了研究加劲软钢阻尼器的动力特性和抗震性能,对一装有加劲软钢阻尼装置和装有普通支撑的三层大尺寸钢框架进行了振动台试验.为了验证阻尼器的减震效果,在设计时通过改变支撑截面积,使有控和无控框架刚度、频率基本一致.由于在设计时保证了在振动过程中主体框架仍在弹性范围内工作,因此可以先对有控结构进行试验,然后拆下阻尼系统,换上普通支撑,再对无控结构进行试验.框架层高为2m,总高6 05m ,平面尺寸为2 04m !2 40m.框架柱采用H 型钢HW 100!100,框架主梁采用H 型钢HM 150!100,次梁采用H 型钢HW 100!100,阻尼系统支撑为2L80!10角钢,普通框架支撑为方钢管40!1 2,其他构造用支撑为L 50!2角钢,材料均为Q235.梁柱节点为梁的上下翼缘与柱子翼缘采用坡口对焊,腹板依靠螺栓连接抗剪.沿地震波输入方向结构立面内的支撑与梁柱采用螺栓连接,以使支撑的更换方便.图11给出了有阻尼器框架结构的立面照片.有控结构各层均设阻尼器(1、2、3层阻尼器钢片分别为7、6、4片),试验时每层的两榀框架上均安装阻尼器以保证结构是对称的,共安装了6个阻尼系统.模型总重7 8t(框架自重1 8,t 配重6,t 每层2t).为了检验耗能体系在不同频谱特性的地震波作用下的减振效果,采用了三种地震波,它们分别是迁安波(Q 波、周期0 053S)、ELCE NTRO 波(E 波、周期0 55s)和宁河波(T 波、周期0 9s).地震波的加速度变化范围为0 1g ~0 6g ,时间步长为0 01s .整个试验中,振动台仅沿阻尼器或支撑提供抗侧刚度方向(2 40m 跨方向)振动.在框架模1891 第12期张文元,等:新型加劲软钢阻尼器性能与试验型的各层布置了加速度计和位移计.图11 结构立面图3 2 动力特性测试为了获得试验模型的自振特性,进行了白噪声扫描试验.通过振动台输入具有各种频谱成分的白噪声波,使结构产生受迫振动,先找到大致范围,然后对结构逐渐缩小输入的频率范围进行频谱分析得到结构的自振频率,同时,通过频带宽法求出结构的阻尼比.表3给出了加劲阻尼体系和普通支撑体系振动方向的基频和相应的阻尼比.从表3可看出,加劲阻尼体系和普通支撑体系的基频(刚度)和相应的阻尼比基本相同,这是本次试验的前提条件,可使试验更具可比性和实际意义.对于加劲阻尼框架体系,试验后的基频和阻尼比都略有减少,说明结构(特别是阻尼器钢片)有部分发展塑性,产生了一定的累积损伤.而对于普通支撑框架体系,基频和阻尼比基本不变,说明结构的塑性损伤甚小.表3 试验框架基频和阻尼比结构体系基频/H z试验前试验后加劲阻尼65 76普通支撑5 65 6结构体系阻尼比试验前试验后加劲阻尼0 0210 018普通支撑0 0210 0283 3 台面地震波输入值与实测值比较在进行振动台试验时,台面实测的加速度峰值与设计值有一定的差异.但差别不大,均在∀15%以内.假设输入加速度峰值在某一小范围内变化时,结构各层的加速度放大系数保持不变.因此,为便于比较,将实测台面加速度峰值调节至设计值,同时,结构各层加速度也做相应的调整,以保证加速度放大系数不变[9].3 4 试验结果与分析表4给出了不同工况下有、无加劲阻尼装置框架模型的顶层绝对加速度峰值的比较,表5给出了不同工况下有、无加劲阻尼装置框架模型的底层层间位移和顶层相对台面位移峰值的比较.本文衡量减振效果采用统一的定义,即:减振指标=(普通支撑体系反应-加劲阻尼体系反应)/普通支撑体系反应.表4 模型的顶层绝对加速度峰值地震波台面加速度峰值/(c m s -2)加劲软钢阻尼体系/(c m s -2)普通支撑体系/(c m s -2)减震指标%1002352506 0020039545012 22迁安波30053064017 1940065084022 62500790106025 471003003309 0920052060013 3330068082017 07EL-centro400890119025 215001********* 29600128013303 76天津宁河1002602703 702005005305 661892 哈尔滨工业大学学报第40卷表5 模型底层层间位移和顶层相对台面位移峰值地震波台面加速度峰值/(c m s -2)底层层间位移比较有控/mm 无控/mm 减震指标%顶层相对台面位移比较有控/mm 无控/mm 减震指标%1000 951 1416 671 141 258 802002 322 8719 163 053 615 28迁安波3003 44 626 094 25 422 224004 26 131 155 2725 7150067 823 087 4917 781000 70 8517 650 91 118 182001 341 6619 281 752 116 673002 042 5419 682 643 217 5EL-cen tro4002 663 3620 833 434 1517 355003 064 1926 974 195 523 826004 185 2320 085 436 5216 7210011 19 091 51 66 25天津宁河2001 31 513 331 61 915 79由于天津宁河波的卓越周期与结构基本周期相差甚远,故仅对其进行了台面加速度峰值为100m /s 2和200m /s 2的试验,而在迁安波和ELCENTRO 波作用下则进行了各种台面加速度峰值的试验.由于篇幅所限,这里仅给出了迁安波0 5g 和ELCENTRO 波0 4g 作用下有、无控体系加速度和位移的时程对比曲线,见图12~15.图中实线为有控反应,虚线为无控反应.从试验可以看出:(1)图12 迁安波0.5g作用下顶层绝对加速度图13 迁安波0.5g 作用下底层层间位移图14 E lcentro 波0.4g 作用下顶层绝对加速度图15 E l centro 波0.4g 作用下底层层间位移安装加劲阻尼装置的框架体系,加速度和位移均比普通支撑框架体系小.加速度减振效果平均值为13 28%,最高可达25 47%;对结构底层层间位移峰值的减震效果平均值为20 24%,最高可达31 15%;对顶层相对台面位移峰值的减震效果平均值为17 08%,最高可达25 71%.(2)加劲阻尼框架体系在大震时(加速度峰值为0 4g 以上)的1893 第12期张文元,等:新型加劲软钢阻尼器性能与试验减振效果比小震时(加速度峰值为0 1g和0 2g)的要好,可以看出随着加速度输入值的增大,阻尼器进入塑性而吸收的能量也越来越多,减震效果也越来越明显,这也充分证明了加劲阻尼装置的实用性:在小震和正常使用状态下作为结构的抗侧力构件的一部分抵抗水平荷载,在大震下进入塑性吸收能量以保护主体结构免于破坏.(3)试验过程中检测了主体框架梁柱受力最大点的应变最大值为572 75,小于钢材的屈服应变1175,说明主体框架一直处于弹性范围.(4)因为振动台本身位移的限制,地震波加速度峰值仅做到600ga,l阻尼器最大位移也才只有6mm,进入塑性的时间和幅度都比较小,所以吸收的能量相对较少,大部分时间都在弹性范围内工作.但即使在这样的情况下,与普通框架具有相同刚度和频率的有阻尼器框架对位移的控制都是很显著的,可见这种阻尼装置的良好减震效果.4 结论1)菱形开洞的新型耗能减震装置-加劲软钢阻尼器构造简单,减震机理明确,在低周往复荷载的作用下具有稳定的滞回性能和抗疲劳能力,滞回曲线非常饱满,即使循环周次较多时强度和刚度的退化也不明显.提出的双线性滞回模型简单合理,便于应用.2)试验验证了此软钢阻尼器具有较好的减震效果,使结构加速度响应和位移响应都能得到有效控制,而且地震动导致的层间侧移越大,减震效果越明显.3)阻尼器具有更加安全、适用、可靠、节省造价的优点,同时具有优良的减震效果,在实际工程中将具有广泛的应用前景.参考文献:[1]HOU S NER G W,BERGM AN L A,CAVGHEY T K.Structure contro:l past,present and future[J].Journal o f Eng ineer i ng M echan ics,1997,17(3):278-284. 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剪力墙竖向连接软钢阻尼器滞回性能试验研究

剪力墙竖向连接软钢阻尼器滞回性能试验研究
肖红梅;朱立猛;张春巍
【期刊名称】《浙江大学学报:工学版》
【年(卷),期】2023(57)1
【摘要】提出应用于剪力墙竖向韧性连接体的易拆装的拉压耗能软钢阻尼器.为了研究拉压荷载作用下该阻尼器的滞回性能,基于杠杆原理,设计制作能放大加载位移的高承载销轴-钢梁加载装置和3对不同耗能肢形状的试件,模拟阻尼器的螺栓连接边界和拉压往复受力过程.将阻尼器试件同条件依次安装并开展拟静力循环往复加载试验,研究试件的破坏模式、强度及变形能力、耗能特性及螺栓连接的可靠性,获得试件的滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、承载力及延性系数等.对阻尼器的耗能承载能力进行评价分析,研究耗能肢型体参数对力学性能的影响.建立有限元模型,模拟阻尼器的失效行为.结果表明,阻尼器以耗能肢屈曲为典型破坏模式,Z型耗能肢阻尼器与其他2种耗能肢形状的阻尼器相比,具备更好的防屈曲性能和耗能能力,能够发挥低屈服点钢材的力学性能,震损后可以快速更换.
【总页数】11页(P122-132)
【作者】肖红梅;朱立猛;张春巍
【作者单位】青岛理工大学土木工程学院
【正文语种】中文
【中图分类】TU3
【相关文献】
1.两边连接竖向加劲钢板剪力墙滞回性能研究
2.新型弯剪型防屈曲软钢阻尼器的滞回性能研究
3.新型软钢阻尼器滞回性能的试验与模拟分析
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一种新型软钢阻尼器的研制及其在结构减震控制中的应用的开题报告

一种新型软钢阻尼器的研制及其在结构减震控制中的应用的开题报告一、选题背景随着自然灾害和人类活动对人类生存环境的影响日益增加，建筑结构减震控制技术得到广泛关注和研究。

其中，阻尼器是一种常用的减震控制器，其主要作用是吸收和消散地震能量，从而减小建筑结构的震动响应。

但传统的阻尼器常常存在体积大、重量大、维护难等问题。

因此，研制一种体积小、重量轻、阻力可调的新型软钢阻尼器，对于推动结构减震控制技术的发展具有重要的意义。

二、研究目标和意义本课题的研究目标是研制一种新型软钢阻尼器并探索其在结构减震控制中的应用。

该阻尼器以软钢为主要材料，采用可调式设计，不仅具有良好的阻尼性能，而且具有体积小、重量轻的优点。

其研制对于推动结构减震控制技术的发展、促进装备制造业结构调整和产业升级、提升我国在国际上的科技影响力等方面具有重要的意义。

三、研究方法和路线1. 文献综述和理论分析，确定阻尼器的主要参数、材料和结构类型。

2. 设计软钢阻尼器的参数、结构和加工工艺流程。

3. 制备软钢材料并进行力学性能测试和材料特性分析。

4. 制造软钢阻尼器，并进行阻尼性能测试和分析。

5. 结合计算机模拟和现场实验验证软钢阻尼器在结构减震控制中的应用效果。

四、预期成果1. 研制出一种新型软钢阻尼器，并验证其在结构减震控制中的应用效果。

2. 进一步探索软钢材料的性能特点和应用前景。

3. 推动结构减震控制领域的技术创新和产业升级。

五、研究难点和创新点1. 软钢材料的制备和力学性能测试。

2. 如何设计制造出体积小、重量轻、阻力可调的软钢阻尼器。

3. 软钢阻尼器的阻尼性能测试和分析。

4. 结合计算机模拟和现场实验，验证软钢阻尼器的应用效果。

该课题的创新点主要体现在：通过采用软钢材料，研制出一种体积小、重量轻、阻力可调的新型软钢阻尼器；开展软钢材料的力学性能测试和材料特性分析，为软钢材料的应用提供参考依据；结合计算机模拟和现场实验，验证软钢阻尼器在结构减震控制中的应用效果，推动结构减震控制领域的技术创新和产业升级。

高性能剪切钢板阻尼器的性能模拟分析与试验研究

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华中科技大学硕士学位论文 1 绪论
1.1 课题背景
地震是危及人类的生产活动以及生命财产安全的突发性的自然灾害[1]。20 世纪以来，中国共发生 6 级以上地震近 800 次，遍布除贵州、浙江两省和香港特别行政区以外所有的省、自治区、直辖市，死于地震的人数达 55 万之多，占同期全球地震死亡人数的 53%。中国这 7%的国土上也承受了全球 33%的大陆强震，是世界上大陆强震最多的国家[2] 。2008 年四川汶川地震，震级达 8.0 级，死亡达 7 万余人，直接经济损失 8451 亿人民币。据统计，世界上平均每年发生破坏性地震约 18 次。2004 年印度洋发生 8.9 级地震，并引发海啸，造成 23 万人遇难失踪。2010 年 1 月海地发生 7.3 级地震，死亡人数至少达 30 万。同年 2 月智利发生 8.8 级地震，损失达 300 亿美元。国内外大量震例表明，地震造成的损失绝大多数是由于建筑物的倒塌引起的。提高各类工程结构的抗震能力，保证地震时结构物和工程设施不破坏，是目前人类减轻地震灾害对策中最积极、有效的措施。传统的抗震通过结构及承重构件的损坏消耗能量，导致结构构件出现不同程度的损伤甚至倒塌，修复费用也是相当昂贵的，是不够合理也是不经济的。合理有效的抗震途径是给结构安装减震装置（系统），一部分地震能量将分配到减震装置，使主体结构避免进入明显的非弹性状态，从而保护主体结构在强震中免遭破坏[3]。
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新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析

第４９卷第３期２０１９年５月㊀东南大学学报(自然科学版)ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＳＯＵＴＨＥＡＳＴＵＮＩＶＥＲＳＩＴＹ(ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ)㊀Ｖｏｌ.４９Ｎｏ.３Ｍａｙ２０１９ＤＯＩ:１０.３９６９/ｊ.ｉｓｓｎ.１００１－０５０５.２０１９.０３.００１新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析范家俊１㊀吴㊀刚１㊀冯德成１㊀卢㊀旦２㊀田㊀炜２㊀孙后伟３(１东南大学混凝土及预应力混凝土结构教育部重点实验室ꎬ南京２１００９６)(２华东建筑设计研究院有限公司ꎬ上海２００００２)(３同济大学建筑设计研究院(集团)有限公司ꎬ上海２０００９２)摘要:提出了一种用于装配式混凝土框架结构的新型消能减震阻尼器ꎬ通过拟静力试验研究其滞回性能ꎬ分析了该阻尼器的破坏模式㊁承载能力㊁耗能能力以及刚度退化等ꎬ建立了精细有限元模型进行参数分析.试验结果表明ꎬ该阻尼器耗能能力较好ꎬ具有受力机制明确和设计性能良好等优点.有限元分析结果表明ꎬ增加耗能杆直径和销轴耗能杆间距可使阻尼器具有更好的承载力和耗能能力ꎬ增加夹板间距能有效提高阻尼器的耗能能力ꎬ销轴直径对阻尼器的承载力和耗能能力影响较小ꎬ低强度高延性的耗能杆(屈服强度２００ＭＰａ)可提高阻尼器的耗能能力ꎬ但降低了阻尼器的承载力.在装配式混凝土框架结构中采用该阻尼器ꎬ可使结构在地震作用时的耗能和损伤集中在阻尼器部位.关键词:消能减震阻尼器ꎻ拟静力试验ꎻ滞回性能ꎻ有限元模型ꎻ参数分析中图分类号:ＴＵ３７５.４㊀㊀文献标志码:Ａ㊀㊀文章编号:１００１－０５０５(２０１９)０３￣０４１３￣０７ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｎｏｖｅｌｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｄａｍｐｅｒａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓＦａｎＪｉａｊｕｎ１㊀ＷｕＧａｎｇ１㊀ＦｅｎｇＤｅｃｈｅｎｇ１㊀ＬｕＤａｎ２㊀ＴｉａｎＷｅｉ２㊀ＳｕｎＨｏｕｗｅｉ３(１ＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＣｏｎｃｒｅｔｅａｎｄＰｒｅ￣ｓｔｒｅｓｓｅｄＣｏｎｃｒｅｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓｏｆＥｄｕｃａｔｉｏｎｏｆＭｉｎｉｓｔｒｙꎬＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＮａｎｊｉｎｇ２１００９６ꎬＣｈｉｎａ) (２ＥａｓｔＣｈｉｎａＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒａｌＤｅｓｉｇｎａｎｄＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅＣｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＳｈａｎｇｈａｉ２００００２ꎬＣｈｉｎａ)(３ＴｏｎｇｊｉＡｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒａｌＤｅｓｉｇｎ(Ｇｒｏｕｐ)Ｃｏ.ꎬＬｔｄ.ꎬＴｏｎｇｊｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＳｈａｎｇｈａｉ２０００９２ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｎｏｖｅｌｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｄａｍｐｅｒａｄｏｐｔｅｄｉｎｔｈｅｐｒｅｆａｂｒｉｃａｔｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｍｏｍｅｎｔｒｅｓｉｓｔｉｎｇｆｒａｍｅｓｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄ.Ｔｈｅｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｔｈｅｎｏｖｅｌｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｄａｍｐｅｒｗａｓｉｎｖｅｓｔｉｇａ￣ｔｅｄｂｙｔｈｅｑｕａｓｉ￣ｓｔａｔｉｃｔｅｓｔ.Ｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｐａｔｔｅｒｎꎬｔｈｅｌｏａｄ￣ｃａｒｒｙｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙꎬｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｃａ￣ｐａｃｉｔｙａｎｄｔｈｅｓｔｉｆｆｎｅｓｓｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ.Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｔｏａｎａ￣ｌｙｚｅｔｈｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓ.Ｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｄａｍｐｅｒｈａｓａｄｖａｎｔａｇｅｓｏｆｇｏｏｄｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｃａｐａｃｉｔｙꎬｅｘｐｌｉｃｉｔｌｏａｄｃａｒｒｙｉｎｇｍｅｃｈａｎｉｓｍꎬａｎｄｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ￣ｂａｓｅｄｄｅ￣ｓｉｇｎ.Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｌｏａｄ￣ｃａｒｒｙｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙａｎｄｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａ￣ｔｉｏｎｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｄａｍｐｅｒｉｎｃｒｅａｓｅｗｉｔｈｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎ(ＥＤ)ｂａｒｓａｎｄｔｈｅｄｉｓｔａｎｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｐｉｎｓａｎｄｔｈｅＥＤｂａｒｓ.Ｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉｓｔａｎｃｅｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｓｐｌｉｎｔｓｃａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｄａｍｐｅｒ.Ｈｏｗｅｖｅｒꎬｔｈｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｐｉｎｓｈａｓｌｉｔｔｌｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｌｏａｄ￣ｃａｒｒｙｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙａｎｄｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｃａｐａｃｉｔｙ.ＴｈｅＥＤｂａｒｓｗｉｔｈｌｏｗｓｔｒｅｎｇｔｈ(ｔｈｅｙｉｅｌｄｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆ２００ＭＰａ)ａｎｄｇｏｏｄｄｕｃｔｉｌｉｔｙｃａｎｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｃａｐａｃｉｔｙｏｆｔｈｅｄａｍｐｅｒꎬｂｕｔｒｅｄｕｃｅｔｈｅｌｏａｄ￣ｃａｒｒｙｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙ.Ｗｈｅｎｔｈｅｄａｍｐｅｒｉｓｕｓｅｄｉｎｐｒｅｆａｂｒｉｃａｔｅｄｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｆｒａｍｅｓꎬｔｈｅｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎａｎｄｔｈｅｄａｍａｇｅｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｕｎｄｅｒｅａｒｔｈｑｕａｋｅｃａｎｂｅｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅｄｏｎｔｈｅｄａｍｐｅｒ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｅｎｅｒｇｙｄｉｓｓｉｐａｔｉｏｎｄａｍｐｅｒꎻｑｕａｓｉ￣ｓｔａｔｉｃｔｅｓｔꎻｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｂｅｈａｖｉｏｒꎻｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌꎻｐａｒａｍｅｔｅｒａｎａｌｙｓｉｓ收稿日期:２０１８￣１１￣２９.㊀作者简介:范家俊(１９９０ )ꎬ男ꎬ博士生ꎻ吴刚(联系人)ꎬ男ꎬ博士ꎬ教授ꎬ博士生导师ꎬｇ.ｗｕ＠ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ.基金项目:国家重点研发计划资助项目(２０１６ＹＦＣ０７０１４００)㊁国家自然科学基金资助项目(５１５２５８０１).引用本文:范家俊ꎬ吴刚ꎬ冯德成ꎬ等.新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析[Ｊ].东南大学学报(自然科学版)ꎬ２０１９ꎬ４９(３):４１３４１９.ＤＯＩ:１０.３９６９/ｊ.ｉｓｓｎ.１００１－０５０５.２０１９.０３.００１.ｈｔｔｐ://ｊｏｕｒｎａｌ.ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ㊀㊀近年来ꎬ干式连接梁柱节点由于其可设计性强和施工简便等优点愈发受到重视[１]ꎬ但是ꎬ该类连接节点也存在耗能能力较弱的不足.现有研究表明ꎬ消能减震阻尼器可有效提高干式连接节点的耗能能力和抗震性能:Ｍｏｒｇｅｎ等[２]采用摩擦阻尼器来提升后张无黏结预应力梁柱节点的抗震性能ꎻＶａｌｅｎｔｅ[３]在梁柱连接处设置Ｌ形摩擦构造来提高装配式混凝土梁柱节点的抗震性能ꎻＳｏｎｇ等[４５]提出了一种腹板摩擦式自定心预应力混凝土框架节点.学者们还提出利用金属的塑性变形来实现能量吸收和耗散:Ｏｈ等[６]提出了可更换带缝钢板阻尼器ꎻ蔡小宁等[７]提出了采用角钢作为耗能装置和梁端支撑ꎻ吴从晓等[８]提出在装配式框架中装设扇形铅黏弹性阻尼器ꎻ韩建强等[９]提出在预应力梁柱节点区分别设置角钢与摩擦阻尼器.目前的研究应用中ꎬ一般仅将阻尼器作为结构的附加耗能装置ꎬ而将阻尼器同时作为耗能装置和连接构造的研究较少[１０].基于此ꎬ本文提出了一种用于装配式混凝土框架结构节点连接的新型消能减震阻尼器ꎬ既作为连接节点的构造装置ꎬ同时也可提高干式连接节点的耗能能力.１㊀工作机理本文提出的新型消能减震阻尼器由销轴㊁耗能杆和夹板３部分组成.当结构遭受地震等外力作用时ꎬ内外夹板之间绕销轴转动使耗能杆产生变形ꎬ承担梁端弯矩并进行耗能.耗能杆在阻尼器受力较小时在弹性范围内变形ꎬ受力较大时产生较大的塑性变形并吸收地震作用输入结构的能量.２㊀试验根据节点加载要求与试验条件ꎬ试验构件设计时主要研究阻尼器的滞回性能.将阻尼器与钢梁连接ꎬ在钢梁端部加载点施加循环荷载.钢梁截面尺寸为Ｈ４００ｍｍˑ２５０ｍｍˑ１０ｍｍꎬ长１５６０ｍｍꎬ节点试验构件设计见图１ꎬ阻尼器尺寸见图２.图１㊀试验构件设计图(单位:ｍｍ)(ａ)正视图㊀(ｂ)侧视图㊀(ｃ)后视图图２㊀阻尼器试验构件尺寸(单位:ｍｍ)在构件制作过程中ꎬ由于加工精度和安装条件的限制ꎬ夹板上耗能杆预留孔直径为２０ｍｍꎬ耗能杆采用直径１８ｍｍ的低碳钢棒ꎬ耗能杆与夹板预留孔之间存在１ｍｍ间隙ꎬ销轴选用高强度不锈钢.消能减震阻尼器如图３所示.(ａ)正视图(ｂ)后视图图３㊀试验构件阻尼器试验加载装置如图４所示ꎬ在距离销轴中心１.７ｍ处采用１００ｔ作动器施加往复荷载.在梁端板下部布置位移传感器ꎬ测量梁端与阻尼器端面的相对位移.在钢梁顶部设置２根面外限位杆ꎬ防止加载过程中钢梁产生面外失稳.加载方案采用位移加载的控制方式.试验中采(ａ)正视图(ｂ)侧视图图４㊀试验构件按加载装置图４１４东南大学学报(自然科学版)㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第４９卷ｈｔｔｐ://ｊｏｕｒｎａｌ.ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ用分级加载制度ꎬ分别为０.５㊁２㊁６㊁１０㊁１４㊁１８㊁２６㊁３４㊁４２㊁５０㊁５８㊁６６㊁７４㊁９０ｍｍ.前面４级位移荷载每级循环１次ꎬ此后每级位移荷载循环３次ꎬ加载过程中记录相关数据和试验现象.加载至最大位移或承载力下降到极限荷载的８５％时ꎬ试验结束.对耗能杆进行拉伸试验ꎬ其屈服强度为３３２ＭＰａꎬ极限强度为４７６ＭＰａꎬ弹性模量为２１１ＧＰａ.夹板和销轴在试验过程中未进入屈服阶段ꎬ因此未进行材性试验.３㊀试验结果与分析３.１㊀试验现象及破坏机制位移加载到４２ｍｍ时ꎬ放置于夹板中间的２根１０ｍｍ光圆钢棒受挤压ꎬ耗能杆产生明显的变形(见图５)ꎬ此时加载钢梁与阻尼器端板连接无异常.加载到最大位移９０ｍｍ时ꎬ可观察到耗能杆具有明显的弯曲变形ꎬ此时ꎬ８根耗能杆均未发生脆性断裂.试验结束后ꎬ耗能杆有较为明显的残余变形.加载过程中销轴发生轻微的倾斜ꎬ其原因在于左右夹板存在一定的加工误差.图５㊀耗能杆变形图３.２㊀滞回曲线由于加载过程中同级荷载的３个滞回环之间差异较小ꎬ仅取每级荷载的第１次循环曲线进行分析ꎬ结构件的滞回曲线见图６(ａ).同时ꎬ耗能杆与夹板预留孔之间存在１ｍｍ的间隙ꎬ导致阻尼器有１/１１０的无效转角ꎬ等效于梁端位移±１５ｍｍ范围内为铰接ꎬ试验数据修正后的试验滞回曲线如图６(ｂ)所示.由图６(ａ)可知ꎬ未修正的荷载位移曲线在荷载为０时ꎬ滞回曲线存在明显的平台段ꎬ每次循环位移加载到１５ｍｍ后ꎬ耗能杆才会进入受力状态ꎬ此后ꎬ随着位移的逐渐增大ꎬ耗能杆进入屈服阶段ꎬ荷载位移曲线的斜率出现减小趋势.未修正的滞回曲线整体呈现反Ｓ形ꎬ耗能能力较差.消除耗能杆与夹板预留孔之间间隙对节点的影响后ꎬ滞回曲(ａ)修正前(ｂ)修正后图６㊀试验构件滞回曲线线较为饱满.由图可知ꎬ阻尼器的残余变形小ꎬ震后可修复性强.３.３㊀骨架曲线试验所得骨架曲线如图７所示.本次加载中节点经历弹性和塑性２个阶段.位移加载至５０ｍｍ时ꎬ节点刚度逐渐减小ꎬ判定节点进入塑性阶段.加载到最大位移９０ｍｍ(转角为０.０５３ｒａｄ)ꎬ阻尼器未发生破坏ꎬ表现出很好的延性.正向加载与反向加载中ꎬ阻尼器承载力均未出现下降趋势.图７㊀试验构件骨架曲线图３.４㊀刚度退化阻尼器割线刚度随加载位移的变化如图８所示.试验加载前期节点的刚度较小ꎬ随着施加位移的增加ꎬ耗能杆产生弯曲和剪切的组合变形ꎬ阻尼器刚度逐渐增大.位移加载至５０ｍｍ时ꎬ耗能杆进入塑性阶段.随着位移的进一步增加ꎬ耗能杆的承５１４第３期范家俊ꎬ等:新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析ｈｔｔｐ://ｊｏｕｒｎａｌ.ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ载力没有继续提升ꎬ因此消能减震阻尼器的刚度出现下降.当加载位移至４０~５８ｍｍ时ꎬ由于耗能杆转动和内夹板轻微的面外失稳ꎬ阻尼器刚度出现波动的现象.当加载位移达到５８ｍｍ后ꎬ随着耗能杆的屈服和承载力的降低ꎬ阻尼器刚度平缓下降.图８㊀试验构件刚度退化曲线３.５㊀能量耗散系数节点的耗能能力是衡量其抗震性能的重要指标.构件的耗能能力以滞回曲线所包围的面积来表示(见图９)ꎬ通常用能量耗散系数Ｅ来评价.能量耗散系数计算公式为Ｅ＝ＳＡＢＣ＋ＣＤＡＳＯＢＧ＋ＯＤＨ(１)式中ꎬＳＡＢＣ＋ＣＤＡ为滞回曲线所包围的面积ꎻＳＯＢＧ＋ＯＤＨ为әＯＢＧ与әＯＤＨ的面积之和.图９㊀能量耗散系数计算方法能量耗散系数计算结果见图１０.鉴于耗能杆与夹板预留孔间隙对阻尼器性能的影响ꎬ能量耗散系数在前期会出现异常情况ꎬ加载至２６~５８ｍｍ时ꎬ能量耗散系数出现波动ꎬ与构件刚度退化情况类似.加载位移达到５８ｍｍ后ꎬ能量耗散系数逐渐提高ꎻ主要原因为耗能杆屈服后产生塑性变形ꎬ吸收大量的能量ꎬ使阻尼器耗能能力逐步增强.３.６㊀耗能能力根据滞回曲线可计算出阻尼器在加载过程中图１０㊀试验构件等效黏滞阻尼系数每圈滞回环的面积ꎬ其能反映阻尼器的耗能能力ꎬ计算结果见图１１.加载前期ꎬ阻尼器的耗能能力较弱ꎬ此后ꎬ节点单周耗能出现明显的上升趋势ꎬ当加载位移超过５８ｍｍ时ꎬ节点的单周耗能呈现直线上升的趋势ꎬ表明该阻尼器在大变形时具有良好的耗能能力.图１１㊀单周耗能能力３.７㊀耗能杆应变分析耗能杆在加载过程中的应变曲线如图１２所示.加载前期ꎬ耗能杆处于弹性阶段ꎬ耗能杆件应变(ａ)耗能杆１(ｂ)耗能杆２图１２㊀耗能杆加载过程中应变曲线６１４东南大学学报(自然科学版)㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第４９卷ｈｔｔｐ://ｊｏｕｒｎａｌ.ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ与加载位移基本成线性关系.继续加载ꎬ耗能杆件相对夹板发生转动ꎬ导致耗能杆的应变曲线在加载过程中出现波动和不对称的现象ꎬ而且相比于加载位移有轻微的滞后现象.４㊀有限元参数分析４.１㊀有限元模型阻尼器通过Ａｂａｑｕｓ软件采用三维实体进行有限元建模分析ꎬ该模型中采用八节点六面体缩减积分Ｃ３Ｄ８Ｒ单元.螺栓连接和焊接简化为ｔｉｅ连接ꎻ阻尼器夹板在转动时与耗能杆发生接触ꎬ反向加载时与耗能杆产生脱离ꎬ在Ａｂａｑｕｓ分析时属于高度非线性问题ꎬ采用面面接触的方式ꎬ法向行为采用硬接触ꎬ切向行为采用罚接触ꎬ摩擦系数取０.１５(见图１３).有限元模型中各组件材性均采用试验中阻尼器的实测值.图１３㊀阻尼器精细有限元模型通过理论分析可知ꎬ耗能杆直径㊁销轴直径㊁销轴至耗能杆中心间距㊁夹板之间的间距对消能减震阻尼器的性能具有一定的影响.以试验构件为参照组ꎬ选取具有代表性的参数进行有限元建模分析ꎬ共计８个有限元模型.各有限元模型的具体参数见表１.有限元模型施加荷载采用转角位移ꎬ通过参考表１㊀有限元模型参数㊀ｍｍ模型参数夹板间距耗能杆直径销轴直径耗能杆轴心间距ＰＣ￣１１０１８６０１１０ＰＣ￣２２０１８６０１１０ＰＣ￣３１０２０６０１１０ＰＣ￣４１０１８１００１１０ＰＣ￣５１０１８６０１２０ＰＣ￣６２０２０６０１１０ＰＣ￣７１０２０１００１１０ＰＣ￣８１０２０６０１２０㊀㊀点与端板上面的耦合施加转角位移ꎬ分别为１.２５ˑ１０－４㊁２.５ˑ１０－４㊁３.７５ˑ１０－４㊁５ˑ１０－４㊁１ˑ１０－３㊁２ˑ１０－３㊁４ˑ１０－３㊁８ˑ１０－３㊁１２ˑ１０－２㊁１６ˑ１０－２㊁２ˑ１０－２ꎬ每级循环一次.耗能杆与夹板预留孔之间的间隙对阻尼器滞回性能具有较大影响.针对２种不同工况分别建立有限元建模ꎬ并将结果与试验结果进行对比(见图１４).(ａ)理想模型(ｂ)间隙模型图１４㊀有限元模拟结果与试验结果对比由图１４(ａ)可知ꎬ理想模型与试验结果相差较大ꎬ有限元模型的滞回曲线为弓形ꎬ对称性好ꎬ滞回曲线较为饱满ꎬ节点耗能能力良好.由图１４(ｂ)可知ꎬ考虑间隙的有限元模型具有明显的二次刚度ꎬ原因在于８根耗能杆在加载过程中未实现同步受力.排除二次刚度的影响ꎬ有限元模型滞回曲线形状与试验曲线相近ꎬ均近似为反Ｓ形ꎬ加载后期承载力差值为１２％.如忽略上述探讨的问题ꎬ则有限元模拟较为可信.４.２㊀参数分析施加０.０２ｒａｄ转角时ꎬ阻尼器应力云图见图１５.由图可知ꎬ夹板上应力最大值为３４９ＭＰａꎬ位于预留孔与耗能杆接触处ꎬ销轴上最大应力小于２５０ＭＰａꎬ二者均处于弹性阶段.耗能杆的变形集中于内外夹板之间ꎬ应力最大值为５０３ＭＰａꎬ高于耗能杆的屈服强度.有限元参数分析得到的滞回曲线见图１６.由７１４第３期范家俊ꎬ等:新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析ｈｔｔｐ://ｊｏｕｒｎａｌ.ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ(ａ)夹板(ｂ)销轴与耗能杆图１５㊀阻尼器应力云图图可知ꎬ各模型的滞回曲线均为弓形ꎬ具有轻微的捏缩现象ꎬ原因在于正向加载过程中ꎬ耗能杆在与夹板接触部位产生塑性变形ꎬ反向加载时需先施加部分荷载来消除耗能杆的前期变形.总体而言ꎬ不同参数的阻尼器精细有限元分析结果均表现出良好的耗能能力.如图１６(ａ)和(ｂ)所示ꎬ阻尼器承载力随着耗能杆直径的增大而增大ꎬ但是滞回曲线的捏缩现象更为明显ꎻ随着夹板间距的增大ꎬ阻尼器承载力明显下降ꎬ但其滞回曲线更为饱满.原因在于:增大耗能杆的直径或减小阻尼器夹板的间距ꎬ会导致耗能杆的变形以剪切变形为主ꎬ此时耗能杆具有较高的承载能力ꎻ减小耗能杆直径或增大夹板之间的间距时ꎬ耗能杆在加载过程中的变形以弯曲变形为主ꎬ虽然耗能杆的承载力相对较低ꎬ但更多部位产生明显的塑性变形ꎬ使阻尼器表现出较好的耗能能力.如图１６(ｄ)所示ꎬ增大耗能杆销轴的间距可使阻尼器具有更高的承载力㊁刚度和耗能能力.其主要原因在于ꎬ较大的耗能杆销轴间距使耗能杆产生较大的变形ꎬ从而导致阻尼器具有较好的承载力和耗能能力.不同直径的销轴在加载过程中均保持弹性ꎬ对阻尼器性能基本无影响(见图１６(ｃ)).如图１７所示ꎬ采用屈服强度为２００ＭＰａ的ＬＹＰ２２５软钢棒[１１]作为耗能杆ꎬ阻尼器的滞回曲线更为饱满ꎬ耗能能力相较于普通耗能杆明显提升ꎬ但是承载力和刚度降低ꎬ其原因在于低强度的耗能杆会更早进入屈服状态.(ａ)耗能杆直径(ｂ)夹板间距(ｃ)销轴直径(ｄ)销轴耗能杆间距图１６㊀不同参数对阻尼器滞回性能影响对比图１７㊀耗能杆强度对阻尼器性能的影响８１４东南大学学报(自然科学版)㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第４９卷试验结果表明ꎬ耗能杆与夹板预留孔的间隙和中间夹板轻微的面外失稳现象ꎬ在一定程度上降低了阻尼器的滞回性能.可采用如下构造措施规避该问题:①增大销轴耗能杆间距.在本试验中ꎬ若将销轴耗能杆间距增大为３００ｍｍꎬ则无效转角降低为１/３００.②在内外夹板之间设置橡胶垫块ꎬ可有效阻止阻尼器中间夹板在加载过程中发生面外失稳的现象.试验加载后期耗能杆的转动对阻尼器滞回曲线的捏缩现象有明显影响ꎬ可在安装就位后将耗能杆固定在左右夹板上来解决该问题.５㊀结论１)新型消能减震阻尼器具有清晰合理的受力模式和耗能机制.耗能杆与夹板预留孔之间存在１ｍｍ间隙ꎬ导致加载前期阻尼器承载力㊁刚度和耗能能力较差ꎬ而加载后期阻尼器具有较好的承载力和耗能能力ꎬ试验过程中仅耗能杆进入屈服状态.２)Ａｂａｑｕｓ有限元参数分析表明ꎬ增大耗能杆直径和耗能杆销轴间距将提升阻尼器的强度和刚度ꎬ增大夹板间距会导致阻尼器承载力下降ꎬ但阻尼器的耗能能力会得到明显的提升ꎬ采用不同材质的耗能杆可使阻尼器获得不同的滞回性能.阻尼器不同的构造参数对其滞回性能影响程度不同ꎬ耗能杆直径对消能减震阻尼器滞回性能的影响最大.３)新型消能减震阻尼器用于预制梁柱构件之间的连接时应高效可靠ꎬ避免预制构件和连接部位在遭遇地震作用时产生损伤或破坏ꎬ可仅通过更换阻尼器实现结构的快速修复.参考文献(Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ) [１]吴刚ꎬ冯德成.装配式混凝土框架节点基本性能研究进展[Ｊ].建筑结构学报ꎬ２０１８ꎬ３９(２):１－１６.ＤＯＩ:１０.１４００６/ｊ.ｊｚｊｇｘｂ.２０１８.０２.００１.ＷｕＧꎬＦｅｎｇＤＣ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｐｒｏｇｒｅｓｓｏｎｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｒｅｃａｓｔｃｏｎｃｒｅｔｅｆｒａｍｅｂｅａｍ￣ｔｏ￣ｃｏｌｕｍｎｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＢｕｉｌｄｉｎｇＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１８ꎬ３９(２):１１６.ＤＯＩ:１０.１４００６/ｊ.ｊｚｊｇｘｂ.２０１８.０２.００１. (ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ)[２]ＭｏｒｇｅｎＢＧꎬＫｕｒａｍａＹＣ.Ｓｅｉｓｍｉｃｄｅｓｉｇｎｏｆｆｒｉｃｔｉｏｎ￣ｄａｍｐｅｄｐｒｅｃａｓｔｃｏｎｃｒｅｔｅｆｒａｍｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２００７ꎬ１３３(１１):１５０１１５１１.ＤＯＩ:１０.１０６１/(ａｓｃｅ)０７３３９４４５(２００７)１３３:１１(１５０１). [３]ＶａｌｅｎｔｅＭ.Ｉｍｐｒｏｖｉｎｇｔｈｅｓｅｉｓｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｒｅ￣ｃａｓｔｂｕｉｌｄｉｎｇｓｕｓｉｎｇｄｉｓｓｉｐａｔｉｖｅｄｅｖｉｃｅｓ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｄｉａＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１３ꎬ５４:７９５８０４.ＤＯＩ:１０.１０１６/ｊ.ｐｒｏｅｎｇ.２０１３.０３.０７３.[４]ＳｏｎｇＬＬꎬＧｕｏＴꎬＣｈｅｎＣ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｔｕｄｙｏｆａｓｅｌｆ￣ｃｅｎｔｅｒｉｎｇｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｍｏｍｅｎｔｒｅ￣ｓｉｓｔｉｎｇｆｒａｍｅｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｗｉｔｈｂｏｌｔｅｄｗｅｂｆｒｉｃｔｉｏｎｄｅｖｉｃｅｓ[Ｊ].ＥａｒｔｈｑｕａｋｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＤｙｎａｍｉｃｓꎬ２０１４ꎬ４３(４):５２９５４５.ＤＯＩ:１０.１００２/ｅｑｅ.２３５８. [５]ＳｏｎｇＬＬꎬＧｕｏＴꎬＣａｏＺＬ.Ｓｅｉｓｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｓｅｌｆ￣ｃｅｎｔｅｒｉｎｇｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｍｏｍｅｎｔｒｅｓｉｓｔｉｎｇｆｒａｍｅｓｗｉｔｈｗｅｂｆｒｉｃｔｉｏｎｄｅｖｉｃｅｓ[Ｊ].ＳｏｉｌＤｙｎａｍｉｃｓａｎｄＥａｒｔｈ￣ｑｕａｋｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０１５ꎬ７１:１５１１６２.ＤＯＩ:１０.１０１６/ｊ.ｓｏｉｌｄｙｎ.２０１５.０１.０１８.[６]ＯｈＳＨꎬＫｉｍＹＪꎬＲｙｕＨＳ.Ｓｅｉｓｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｓｔｅｅｌｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｗｉｔｈｓｌｉｔｄａｍｐｅｒｓ[Ｊ].ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＳｔｒｕｃ￣ｔｕｒｅｓꎬ２００９ꎬ３１(９):１９９７２００８.ＤＯＩ:１０.１０１６/ｊ.ｅｎｇｓｔｒｕｃｔ.２００９.０３.００３.[７]蔡小宁ꎬ孟少平ꎬ孙巍巍.自复位预制框架边节点抗震性能试验研究[Ｊ].土木工程学报ꎬ２０１２ꎬ４５(１２):２９３７.ＤＯＩ:１０.１５９５１/ｊ.ｔｍｇｃｘｂ.２０１２.１２.０１０.ＣａｉＸＮꎬＭｅｎｇＳＰꎬＳｕｎＷＷ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆｂｅａｍ￣ｃｏｌｕｍｎｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｓｆｏｒｓｅｌｆ￣ｃｅｎｔｅｒｉｎｇｐｏｓｔ￣ｔｅｎｓｉｏｎｅｄｐｒｅｃａｓｔｆｒａｍｅ[Ｊ].ＣｈｉｎａＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒ￣ｉｎｇＪｏｕｒｎａｌꎬ２０１２ꎬ４５(１２):２９３７.ＤＯＩ:１０.１５９５１/ｊ.ｔｍｇｃｘｂ.２０１２.１２.０１０.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ)[８]吴从晓ꎬ赖伟山ꎬ周云ꎬ等.新型预制装配式消能减震混凝土框架节点抗震性能试验研究[Ｊ].土木工程学报ꎬ２０１５ꎬ４８(９):２３－３０.ＤＯＩ:１０.１５９５１/ｊ.ｔｍｇｃｘｂ.２０１５.０９.００３.ＷｕＣＸꎬＬａｉＷＳꎬＺｈｏｕＹꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｓｅｉｓｍｉｃｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆｎｅｗｅｎｅｒｇｙ￣ｄｉｓｓｉｐａｔｉｖｅｐｒｅｆａｂｒｉ￣ｃａｔｅｄｃｏｎｃｒｅｔｅｆｒａｍｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｊｏｉｎｔｓ[Ｊ].ＣｈｉｎａＣｉｖｉｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＪｏｕｒｎａｌꎬ２０１５ꎬ４８(９):２３￣３０.ＤＯＩ:１０.１５９５１/ｊ.ｔｍｇｃｘｂ.２０１５.０９.００３.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ) [９]韩建强ꎬ裴亚晖ꎬ杨娜ꎬ等.附加阻尼器的预应力装配框架节点试验研究[Ｊ].建筑结构ꎬ２０１５ꎬ４５(１２):６１６４.ＤＯＩ:１０.１９７０１/ｊ.ｊｚｊｇ.２０１５.１２.０１２.ＨａｎＪＱꎬＰｅｉＹＨꎬＹａｎｇＮꎬｅｔａｌ.Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｎｏｄｅｏｆｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄａｓｓｅｍｂｌｙｆｒａｍｅｗｉｔｈａｄｄｉｔｉｏｎａｌｄａｍｐｅｒｓ[Ｊ].ＢｕｉｌｄｉｎｇＳｔｒｕｃｔｕｒｅꎬ２０１５ꎬ４５(１２):６１６４.ＤＯＩ:１０.１９７０１/ｊ.ｊｚｊｇ.２０１５.１２.０１２.(ｉｎＣｈｉｎｅｓｅ) [１０]王晨.预制装配梁端钢板耗能铰节点及其弱梁强柱框架抗震性能[Ｄ].哈尔滨:哈尔滨工业大学ꎬ２０１６.ＷａｎｇＣ.Ｓｅｉｓｍｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｐｒｅｆａｂｒｉｃａｔｅｄｂｅａｍ￣ｔｏ￣ｃｏｌｕｍｎｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｗｉｔｈｈｉｎｇｅａｎｄｅｎｅｒｇｙ￣ｄｉｓｓｉｐａｔｉｎｇｐｌａｔｅｓａｎｄｔｈｅｗｅａｋｂｅａｍｓｔｒｏｎｇｃｏｌｕｍｎｆｒａｍｅｓ[Ｄ].Ｈａｒｂｉｎ:ＨａｒｂｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０１６.(ｉｎＣｈｉ￣ｎｅｓｅ)[１１]石永久ꎬ王佼姣ꎬ王元清ꎬ等.循环荷载下低屈服点钢材ＬＹＰ２２５的力学性能[Ｊ].东南大学学报(自然科学版)ꎬ２０１４ꎬ４４(６):１２６０１２６５.ＳｈｉＹＪꎬＷａｎｇＪＪꎬＷａｎｇＹＱꎬｅｔａｌ.Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒ￣ｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｌｏｗ￣ｙｉｅｌｄ￣ｐｏｉｎｔｓｔｅｅｌＬＹＰ２２５ｕｎｄｅｒｃｙｃｌｉｃｌｏａｄｉｎｇ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ(ＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＥｄｉｔｉｏｎ)ꎬ２０１４ꎬ４４(６):１２６０１２６５.(ｉｎＣｈｉ￣ｎｅｓｅ)９１４第３期范家俊ꎬ等:新型消能减震阻尼器滞回性能试验研究及有限元分析ｈｔｔｐ://ｊｏｕｒｎａｌ.ｓｅｕ.ｅｄｕ.ｃｎ。

新型软钢支撑耗能器的滞回性能和屈曲性能分析

新型软钢支撑耗能器的滞回性能和屈曲性能分析新型软钢支撑耗能器的滞回・性能和屈曲性能分析章丛俊李爱群赵福令（东南大学土木工程学院，南京２ｌ００９６）尼器。

这种耗能器的优点是耗能区域明确，受拉和受压均能实现承载全截面屈服，本文采用ａｎｓｙｓ软件中要集中在预设的工作区域内。

［关键词】软钢支撑屈曲稳定性滞回曲线ａｒ塔ｙｓ分析耗能减震［摘要］本文在总结国内外学者有关研究成果的基础上，开发研制了一种新型的耗能器一软钢支撑式阻Ｓｏｌｉｄ单元对该耗能器的滞回性能和屈曲性能进行了分析。

研究结果表明，该耗能器耗能能力强，且变形主１．引言低碳钢是一种性能良好的弹塑性材料，它可以在超过屈服应变几十倍的塑性应变下往复数百次而不断裂，它在塑性阶段的往复滞回曲线形状饱满，耗能效果好。

在耗能减震体系中使用低碳钢制作耗能器，国内外已进行了多年的研究，美国的ＫｂＵｙⅢ、新西兰的Ｓｋｉｎｒ燃比１、我国的欧进萍口１等学者对低碳钢耗能器进行了开发、试验和研究，他们卓有成效的工作，使耗能减震体系不断趋于成熟，其中部分研究成果己应用于实际工程中。

针对耗能减震结构体系的特点和低碳钢的优良性能，在吸取国内外学者有关研究成果的基础上，本文开发研制了～种新型耗能器一软钢支撑式阻尼器。

该耗能器特点是：１）合理地在十字核心钢杆中间部位设置缺陷，从而明确和控制内核十字钢杆屈服和破坏的截面位置；２）在内核钢杆的外围设置外包构件，以约束内核钢杆的横向变形，防止内核钢支撑在压力作用下屈曲，从而达到无论受拉还是受压都能承载全截面屈服而充分耗能。

２．软钢支撑耗能器的设计构思该耗能器的材料选用Ａ３低碳钢，其构造及尺寸见图一，其中，带缺陷十字核心钢杆是在反复荷载下屈服，是支撑中主要耗能构件；外包圆钢管为十字核心钢杆提供侧向约束，保证核心钢杆在受压时达到承载全截面屈服，从而充分耗能；无粘结可膨胀材料一聚四氟乙烯是减少或消除芯材受约束段与外包钢管之间的剪力。

设计该耗能器主要考虑了以下几个问题：燧堡弗毽妻内部拇遣图墼塑圭茎堑！！型！董亘里图一软钢支撑耗能器外观立体图６８７２．１软钢耗能支撑阻尼器十字核心钢杆的设计抑制屈曲支撑应用于结构中时，仅由内核受力构件与整体框架结构相铰接，承受轴向荷载，其构件力学模型可采用理想弹塑性杆单元模型，考虑外包构件约束支撑的横向变形，防止内核钢支撑在压力作用下屈曲，并保证压力和拉力都由内核钢支撑承受。

建筑论文：新型黏滞阻尼器力学性能试验研究及实用仿真

建筑论文：新型黏滞阻尼器力学性能试验研究及实用仿真第1章绪论1.1选题背景与意义“正常”地壳震动，有机会引发地震，这是不可避免的。

全球地震每年发生500多万次，根据地震的统计数据：人类能感觉到的超过50000次；可以造成伤害的超过1000次；可以造成灾难的大约十几次；超过8级以上的平均每年约有1.2次[1]。

严重的地震会导致结构在几秒钟的时间内产生严重损坏，可以在短时间之内让车水马龙的城市变成无人问津的废墟[2]。

地震也可能引起次生灾害，如海啸，火山爆发、山体滑坡、核泄漏、煤气泄漏、化工厂毒气泄漏等，是最具破坏性的，也是最严重威胁到人类和自然的自然灾害[3]。

我国和其他国家人民的生命及财产遭受了巨大的威胁及损害，都是由已经发生和将要发生的地震造成的：2011年3月，在日本发生剧烈地震，不仅引发了海啸，也导致了核电站泄漏，日本全国乃至周边地区都造成了巨大的影响。

2008年在四川发生震惊世界的 5.12汶川大地震，超过69000人死亡，超过18000人失踪，数百万人无家可归，约8451亿人民币的直接经济损失。

2010年4月14日，在中国的青海玉树地区发生7.1级地震灾难，超过2000人死亡，受伤人数超过12000人，约十万人住房被摧毁，直接经济损失超过6400亿元。

总之，考虑到地震对人身安全性、建筑物、经济构成会造成严重损害，由于地震的偶然性，不能准确预测，又由于地震发生的必然性，设计合理的减震防灾结构预防地震所造成的严重破坏成为需要。

各个国家的科研人员及政府部门为了减少地震造成的损害，都在积极探索着新的方法[4]。

工程结构耗能方面，很多国家已把研究成果在工程实践中应用，并发展新研究方向。

在地震发生次数较多的国家，耗能减震已经成为研究领域的一个大热点[5]。

.........1.2国内外研究现状近年来，结构阻尼减震系统得到了快速发展，随着各项检测技术的不断提高，测试方法和计算方法不断改进，能量耗散系统已经逐渐取代了传统的地震防震体系成为结构抗震的第二道防线。

考虑应变硬化的软钢阻尼器滞回模型及应用

遵循两个基本原则"&能合理反映软钢阻尼器试验所表现的应变硬化特点$'便于在后续的减震框架非线性动力时程分析中应用& 文献(&) 提出了一种软钢阻尼器基于 X6+,Ug30 模型的参数识别方法! 但未涉及应变硬化效应& 8-V-4J2=等(;) 基于双线性模型和 P-=R3*1Ue4166? 模型构建了低屈服软钢剪切板阻尼器的滞回模型&
:;试验研究
:<:;试件设计本文软钢阻尼器由均匀开设条形孔的腹板与
两侧翼板焊接而成!同时在上下边界分别焊接端板& 根据厂家提供的板材规格及生产条件!用于制作阻尼器的腹板及翼板均采用 " ==钢板!钢材实测屈服强度 'O为 #$\7\ IB-!极限强度 '+ 为 !%;7# IB-!单个竖向板肢宽度 %# ==!实际净高 &# ==# 高宽比为 "% & 条形孔末端采用平滑圆弧过渡!以避免局部应力集中& 开孔腹板每侧分别焊接两片翼板以增加阻尼器的平面外刚度& 在阻尼器上下端板预留工字形孔洞!在制作时先将开孔腹板和翼板嵌入端板孔洞再进行角焊缝焊接! 以保证端板和耗能钢板的连接性& 试件制作后对其进行了高温热处理#&$$ r% !以减少焊接引起的残余应力影响& 阻尼器试件尺寸及构造如图 % 所示&
图 #'阻尼器计算简图 Y217#'(2=S.2K23? =6?3.6K?-=S3*
''当板肢长细比较大时!主要以弯曲受力为主&
此时板肢端部边缘首先达到屈服应力!随之截面
屈服范围扩大并达到完全塑性形成塑性铰& 单肢

H型钢阻尼器实验与数值仿真

H型钢阻尼器实验与数值仿真魏文财【摘要】吸收国内外软钢阻尼器的研究成果,通过实验与数值仿真对H型钢阻尼器的滞回性能和恢复力模型进行了研究,表明H型钢阻尼器采用弹塑性材料模型在循环荷载作用下具有良好的耗能性能.通过分析说明构造简单,屈服强度大的H型钢阻尼器能应用于实践,在相同的耗能能力下比其他软钢阻尼器生产成本更低.【期刊名称】《山西建筑》【年(卷),期】2013(039)015【总页数】3页(P29-31)【关键词】H型钢阻尼器;ANSYS;滞回曲线;实验【作者】魏文财【作者单位】重庆交通大学土木建筑学院,重庆400074【正文语种】中文【中图分类】U352.1全世界每年地震频发，而我国由于地理位置的原因更是地震的多发国，地震发生时间短，大的地震释放能量巨大，又由于其突发性，地震发生前很难准确预报，因此大的地震常造成重大的人员伤亡和财产损失，如唐山大地震，汶川大地震。

为了保证人民的生命安全，必须对结构的抗震性能提出更高的要求。

传统抗震结构体系是通过加强结构侧向刚度来满足抗震要求的，但这种被动抗震的方法对于大跨度结构及桥梁结构会造成严重的制约［1］。

弹塑性软钢阻尼器具有强大的耗能能力，且滞回曲线越丰满，耗能能力越强，地震时软钢阻尼器率先进入塑性，消耗地震能量并延长结构的固有周期，保护了主体结构。

软钢阻尼器还能与其他耗能器配合使用，抗震效果更好。

软钢阻尼器比其他耗能器构造更简单，价格更低，耐久性更好。

采用阻尼器来进行主动抗震是目前重要的发展趋势［2］。

目前国内外已研制出大量的阻尼器，其中软钢阻尼器由于具有稳定的滞回特性、良好的低周疲劳特性、受环境影响小等优点，而在实际工程中的应用极为广阔［2］。

金属耗能器的耗能原理是通过屈服产生的滞回变形来实现的，其滞回曲线呈纺锤体形，加载频率和循环次数对其耗能性能影响小，工作性能稳定，耐久性能良好［3］。

目前，软钢阻尼器有U形钢板阻尼器、三角形软钢阻尼器和X形软钢阻尼器［4］等型式。

软钢阻尼器动力往复加载试验

软钢阻尼器动力往复加载试验方面我们要耗能，另一方面我们不要损伤，阻尼器正是在这样的矛盾境地中被地震工程界广泛接受的。

与传统的利用结构构件的延性来耗散能量的做法相比，使用阻尼器除了可以避免业主对于结构损伤的强烈不满之外，至少还有以下两个更加专业的优势：首先，在正常状态下阻尼器不是主要的承重构件，它们的功能比较单一，就是在地震作用下耗散地震输入能量。

单一功能一般意味着较高的利用效率。

就像社会在其发展过程中出现了多种多样的分工一样，结构系统也应该分工，以提高各种不同构件自身的效率。

单一功能的阻尼器可以抛开承载力、刚度等种种束缚，使用软钢、粘滞材料、粘性液体甚至磁流变材料等各种材料，还可以采用多种不同的机械运动形式以提高耗能效率；其次，阻尼器并不承重太多的结构自重作用，因此便于在正常状态下更换。

如果能够使结构在地震中的损伤集中在阻尼器中，那么地震过后只要更换新的阻尼器，结构就重新具备了与地震之前相当的抗震能力，可修复性大大提高。

可修复性其实是长期以来被忽视却十分重要的一种结构性能。

目前可供选用的阻尼器可根据阻尼力的产生机制不同分为速度相关型和位移相关型两种。

典型的速度相关型阻尼器包括油阻尼器，粘弹性阻尼器等，其特点是其提供的反力的大小与速度或速度的乘幂成正比；典型的位移相关型阻尼器则包括各种形式的铅阻尼器和钢阻尼器等，在弹性阶段反力与变形成正比，屈服阶段基本保持不变。

下面试验中测试的是一种构造比较简单的软钢阻尼器，主体腹板采用日本LYP225钢材，加劲肋采用SS400钢材，外框采用SM490A钢材。

在结构中将这样的阻尼器安装在可能产生较大剪切变形的部位，可以充分利用钢材饱满的滞回行为耗散地震输入能量。

加载早期，加劲肋之前的腹板轻微屈曲，腹板表面温度可高达100多度加载后期，腹板完全破坏腹板完全破坏发生在几十圈加载之后，而在地震作用中，阻尼器一般不会被加载屈服那么多圈。

试验显示，该阻尼器在其最大承载力下降10%之前基本都能承受至少10圈的加载，这样的性能对于一次地震的袭击已经足够了。

预制装配式结构软钢阻尼器设计及性能模拟分析

预制装配式结构软钢阻尼器设计及性能模拟分析由于预制装配式混凝土(PC)结构在施工过程中存在二次浇筑混凝土接缝问题,使得各预制构件连接的整体性与现浇混凝土结构相比较差,进而导致预制装配式混凝土结构整体的抗震性能较差,限制了该结构体系在高层建筑及高烈度地区的应用。

为了提高预制装配式混凝土结构的抗震性能,针对预制构件的连接相对薄弱这一特殊问题,结合软钢耗能性能优良的特点,提出应用于框架结构的梁柱节点软钢阻尼器以及应用于剪力墙结构的连梁软钢阻尼器。

针对上述问题,本文主要研究内容及成果如下:(1)针对预制装配式混凝土框架结构梁柱节点连接相对薄弱这一问题,设计了一种新型的梁柱节点软钢阻尼器。

为了提高材料的耗能利用率,对耗能元件进行形状优化设计得到全域屈服型耗能元件,并采用有限元软件ABAQUS对不同构造的全域屈服型耗能元件及梁柱节点阻尼器进行数值模拟分析。

研究结果表明:在外部荷载的作用下,全域屈服型耗能元件在其预设耗能段上各截面同时达到屈服,当荷载逐步增大时,各截面内部的屈服区域逐步增大,直至各截面达到全截面屈服的耗能状态,提高了材料的耗能利用率;梁柱节点软钢阻尼器的弯矩-转角滞回曲线饱满,耗能性能优良,其耗能能力与全域屈服型耗能元件的尺寸及其布置位置有关;在进行梁柱节点软钢阻尼器设计时,只需按给定的理论设计公式,通过相关参数的调整,即可达到设计要求。

(2)为了提高预制装配式混凝土剪力墙结构的抗震性能,基于全域屈服型耗能元件,提出了一种安装在剪力墙连梁中部的连梁软钢阻尼器,并对不同构造的连梁软钢阻尼器进行数值模拟分析。

研究结果表明:连梁软钢阻尼器的力-位移滞回曲线饱满,耗能性能优良,耗能能力强;其耗能能力随着全域屈服型耗能元件个数的增多而增大,但是与耗能元件的位置及排列方式无关;可以根据单个全域屈服型耗能元件的性能参数,采用组合叠加的方式来计算出连梁软钢阻尼器的性能参数。

(3)为了研究梁柱节点软钢阻尼器对预制装配式混凝土框架结构梁柱节点各项性能的影响,通过ABAQUS对预制装配式混凝土框架结构梁柱节点以及设置了梁柱节点软钢阻尼器的预制装配式混凝土框架结构梁柱节点进行数值模拟分析。

分阶段耗能软钢阻尼器的实现方法及数值模拟

分阶段耗能软钢阻尼器的实现方法及数值模拟薛松涛;李林;谢丽宇【摘要】分析了软钢阻尼器分阶段屈服的优点和几种实现方法,并通过改变耗能软钢片的屈服强度和厚度的方法,采用两种不同的软钢片,设计出了一个弯曲屈服型软钢阻尼器.利用有限元软件ABAQUS对其进行了模拟分析.结果表明:软钢阻尼器具有较好的滞回耗能性能,能够实现分阶段屈服的目标,即小震作用下部分软钢片进入屈服耗能阶段,中震、大震作用下所有软钢片进入屈服耗能阶段.为分阶段屈服软钢阻尼器在工程中的应用起到一定的借鉴作用.【期刊名称】《结构工程师》【年(卷),期】2016(032)004【总页数】7页(P132-138)【关键词】分阶段屈服;软钢阻尼器;耗能能力;有限元分析【作者】薛松涛;李林;谢丽宇【作者单位】同济大学结构工程与防灾研究所,上海200092;日本东北工业大学工学部建筑学科,日本仙台;同济大学结构工程与防灾研究所,上海200092;同济大学结构工程与防灾研究所,上海200092【正文语种】中文金属屈服耗能器首先由新西兰的Kelly等［1］提出，目前应用最广的是X形软钢阻尼器和三角形软钢阻尼器，分别由 Whittaker等［2］和 Tsai等［3］研发。

软钢阻尼器是一种位移相关型耗能阻尼器，主要是利用钢材的塑性滞回变形来耗散地震能量。

软钢阻尼器采用屈服应力比较低的软钢作为材料，构造简单，经济耐用，震后更换方便，适于工程抗震［4］。

目前已有的低屈服点钢，其屈服强度基本分为三个级别，即100 MPa、160 MPa和225 MPa［5］。

文献［6］总结了国内外研究的多种软钢阻尼器，对不同形式软钢阻尼器的构造、原理和性能进行了分析。

软钢阻尼器的形式可分为轴向屈服型、弯曲屈服型、剪切屈服型和扭转屈服型。

低屈服点的软钢阻尼器在较强的地震和风振下才会起作用［7］。

目前许多软钢阻尼器设计为小震弹性，而只在中震、大震下起耗能作用，经济性较差。

有些阻尼器能够在小震屈服耗能，但附加给结构的刚度较大，地震作用下对主体结构不利。

剪切金属软钢阻尼器设计与试验研究

阻尼器，进行水平滞回试验，研究其水平滞回性能、疲劳性能和耗能性能。研究表明，剪切金属软钢阻尼器具有稳定的水平滞回性
能、良好的疲劳性能和较好的耗能性能。
关键词：剪切金属阻尼器，滞回曲线，等效阻尼比
中图分类号：ＴＵ３５２．１
文献标识码：Ａ
０引言
地震发生给人类社会带来了巨大的灾难，尤其是近期全球地震活动比较频繁，在中国先后发生了汶川、玉树较大级别的地震，小震更是多次发生。在此背景下，中国也提高了地区的抗震级别，这给建筑的抗震、减震设计带来了挑战，也带来机遇。然而，在提高抗震等级的同时，工程设计人员将面临在建建筑的抗震加固，一般工程设计人员震措施，
试验采用的加载设备如图３所示，为长春机械科学研究院有
收稿日期：２０１８０７０７作者简介：徐瑞祥（１９８２），男，高级工程师；张亚军（１９９０），女，助理工程师；李炯（１９８４），男，工程师

２）位移型阻尼器技术，代表产品是屈曲约束支撑，优点：屈曲
约束支撑的刚度和屈服力都比较大，应用在框架结构中可以明显
降低结构的层间位移角，小震一般按弹性设计，产品在中大震下进入屈服状态耗能。缺点：屈曲约束支撑布置方式为斜向布置，给建筑隔墙的砌筑带来较大困难，住宅结构，影响更加明显。
１所示。腹板为阻尼器主要受剪切力的部件，当阻尼器承受大的水平载荷时，腹板将沿宽度方向发生剪切变形，腹板应力不超过钢材的屈服应力阶段变形为弹性变形，超过屈服应力后将发生塑性变形，两侧翼缘板同时发生弯曲变形，利用钢材的弯曲实习耗能。为了保证腹板沿其宽度方向有较大的水平变位能力和足够的稳定性，翼缘板与腹板焊接到一起，用翼缘板的刚度约束腹板的扭转。

新型开洞软钢板阻尼器的理论及试验研究

Ｖｏ１．４３Ｎｏ．２
Ｍａｒ．２０ｌ３
ｄｏｉ：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１ — ０５０５．２０１３．０２．０尼器的理论及试验研究
ｍｅｈｏｔｄｓ．Ｆｉｎｌｌａｙ，ｍｏｎｏｔｏｎｉｃｎｄａｃｙｃｌｉｃｌｏａｄｉｎｇｔｅｓｔｓｗｅｒｅｃａｒｄｅｄｏｕｔｔｏｅｖｌｕａａｔｅｔｈｅｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｐｅｒ．
ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅｄｆｏｒｓｔｒｕｃｔｒｅｕｖｉｂｒａｔｉｏｎｃｏｎｔｒｏ１．ＴｈｅｄａｍｐｅｒｄｉｓｓｉｐａｔｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｅｎｅｒｇｙｔｈｒｏｕｇｈｐｌａｓｉｃｔｂｅｎｄｉｎｇｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｔｈｅＣＯｅｒｐｌａｔｅｓ。Ｆｉｒｓｔ，ｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｔｈｅｃｏｒｅｐｌａｔｅｗａｓｓｔｕｄｉｅｄｂｙｉｎｆｉｔｅ
ｆｏｍａｒｎｃｅｏｆｈｅｔｄｍｐａｅｒ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｈａｔｔｔｈｅｄｒｕｍ— ｓｈａｐｅｄｏｐｅｎｉｎｇｃｏｎｔｒｉｂｕｔｅｓｔｏｈｅｔｕｎｉｏｒｆｍｉｔｙ