含鉛阻尼器的自攻螺釘冷彎型鋼整體結(jié)構(gòu)減震性能及損傷演變

王 曼, 何浩祥， 王寶順， 閆維明

(北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124)

近年來，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)低層住宅體系因綠色環(huán)保、施工效率高、抗震抗風(fēng)性能好等優(yōu)勢已成為發(fā)達(dá)國家住宅建筑的重要形式，在我國也得到推廣應(yīng)用。汶川地震之后，冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅在災(zāi)區(qū)重建結(jié)構(gòu)中占了相當(dāng)大的比重，具有良好的發(fā)展前景。

目前關(guān)于低層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)與理論研究主要集中在構(gòu)件方面，對其整體性能的研究較少，且主要采用有限元模擬的方式。石宇[1]基于有限元軟件探究了在水平地震作用下多層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)的抗震能力，對結(jié)構(gòu)的層間位移角限值、高度及高寬比給出了合理參考值，并提出了多層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)考慮位移影響的抗震設(shè)計(jì)方法和步驟。馬榮奎等[2]采取從組件到整體結(jié)構(gòu)的分析方法，對一棟兩層冷彎薄壁型鋼龍骨體系房屋振動臺試驗(yàn)足尺模型的抗震性能進(jìn)行非線性動力分析研究。分析結(jié)果表明非線性動力分析所得的整體結(jié)構(gòu)動力反應(yīng)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。趙靜等[3]通過對一個(gè)工程實(shí)例按多層冷彎薄壁和熱軋型鋼組合結(jié)構(gòu)體系的方式進(jìn)行結(jié)構(gòu)布置，建立整體結(jié)構(gòu)模型，輸入實(shí)際的荷載和地震作用，分析了結(jié)構(gòu)抗震性能。盧雷等[4]基于有限元方法對一種新型低層冷彎薄壁鋼結(jié)構(gòu)住宅體系進(jìn)行了分析。結(jié)果表明,低層冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)具有較好的整體性能,能夠滿足設(shè)防烈度8度(0.20g)的承載力和變形要求,且安全儲備充足。Ozaki等[5]對帶有可更換耗能鋼板冷彎薄壁型鋼損傷保護(hù)結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行了振動臺試驗(yàn)，將抗拔連接件和輸入的地震波作為自變量進(jìn)行分析，結(jié)果表明可更換耗能鋼板不僅降低了基底剪力，還提高了墻體的耗能能力，但該研究并未就阻尼器相關(guān)參數(shù)對組合墻體性能的影響進(jìn)行說明。閆維明等[6]為了進(jìn)一步提高冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)的抗震性能，首次將鉛阻尼器引入到冷彎薄壁型鋼組合墻中，結(jié)果表明鉛阻尼器對組合墻的力學(xué)性能及抗震性能均有較大改善，但并未探討鉛阻尼器是否適用于冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)中。

上述研究也表明：地震作用下的組合墻滯回曲線通常會出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象，其延性和耗能能力均略顯不足，因此作為輕鋼結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件的冷彎薄壁型鋼組合墻的抗震性能尚需進(jìn)一步提高。鑒于連接方式、鉚釘種類和間距等因素的強(qiáng)化并不能顯著提升組合墻及結(jié)構(gòu)整體的抗震性能，本文基于自攻螺釘連接組合墻試驗(yàn)研究，將鉛阻尼器引入到墻體和整體結(jié)構(gòu)中，通過有限元軟件建立了冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)，采用時(shí)程分析法對比了地震作用下減震結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)，并利用基于頻率的損傷指數(shù)和基于彈塑性耗能差的損傷指數(shù)對結(jié)構(gòu)損傷演變特征進(jìn)行了分析，驗(yàn)證了鉛阻尼器在冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)的適用性和有效性。

1 墻體試驗(yàn)及數(shù)據(jù)分析

(a) 組合墻分解示意

(a) 試件SH-150

(c) 試件SH-50

此外，從位移或延性的角度對試件損傷程度進(jìn)行評判，可以以極限位移Δu為最大值定義試件在指定位移Δc下的損傷指數(shù)Dd，其計(jì)算式為

Dd(Δc)=Δc/Δu

(1)

基于位移的損傷指數(shù)Dd嚴(yán)格介于0～1，數(shù)值越小表明結(jié)構(gòu)的延性儲備越高，損傷越小，性能越好。參考GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[7]中要求多高層鋼結(jié)構(gòu)層間位移角限值不應(yīng)大于1/50，得到墻體對應(yīng)的水平位移限值Δc為58 mm，此時(shí)各試件的基于位移的損傷指數(shù)數(shù)值參見表1。表中DE為根據(jù)式(6)得到的極限位移下各試件損傷指數(shù)。

由圖2和表1可看出：鉛阻尼器有效改善了單片自攻螺釘連接組合墻體的耗能能力和“捏攏”效應(yīng)，雖然屈服荷載和峰值荷載變化不大，但極限延性系數(shù)得到了明顯提高，基于位移的損傷指數(shù)減小，即鉛阻尼器的加入使組合墻的損傷程度降低，延性儲備增大。其次，由于鉚釘間距為150 mm的自攻螺釘組合墻極限延性系數(shù)和限值延性系數(shù)均比50 mm的自攻螺釘組合墻的明顯增大，因此本研究在獲得鉛阻尼器力學(xué)性能和減震能力的基礎(chǔ)上將阻尼器引入到鉚釘間距為150 mm的冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)中，進(jìn)一步探究鉛阻尼器對冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)減震性能的影響。

表1 低周往復(fù)加載下組合墻的試驗(yàn)結(jié)果

2 整體結(jié)構(gòu)模型的建立

2.1 原型結(jié)構(gòu)基本信息

本文中的結(jié)構(gòu)整體算例源自NEES-CFS報(bào)告中的辦公樓項(xiàng)目[8]，設(shè)防烈度為8度，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)加速度為0.4g。該建筑原來用途為辦公樓，建筑平面尺寸為15.16 m×7.01 m，高度為5.48 m，層高為2.74 m，同時(shí)采用了大空間的設(shè)計(jì)理念，將剪力墻及構(gòu)造墻均沿該整體結(jié)構(gòu)的外圍圈布置。為了探究鉛阻尼器的加入對冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)抗震性能和減震性能的影響，對原結(jié)構(gòu)進(jìn)行了重新設(shè)計(jì)，剪力墻和構(gòu)造墻的外覆鋼板設(shè)置為平鋼板，鉚釘間距均采用150 mm。其次對該整體結(jié)構(gòu)每層每方向布置6片剪力墻，其余均為構(gòu)造墻，簡化圖見圖3(圖中紅圈表示鉛阻尼器位置)，最后根據(jù)角部連接方式的不同，設(shè)計(jì)了兩組結(jié)構(gòu)模型，各模型詳情見表2。

圖3 簡化結(jié)構(gòu)模型3D圖Fig.3 3D graph for simplified structural model

參考FEMA P695[9]及ASCE規(guī)范[10]可知，結(jié)構(gòu)在后續(xù)設(shè)計(jì)中涉及到的相關(guān)參數(shù)：大震下短周期譜加速度SS=1.39；短周期場地系數(shù)Fa=1.0；修正系數(shù)R=6.5；結(jié)構(gòu)總重量W=345 kN。設(shè)計(jì)大震下5%阻尼比下根據(jù)場地類型調(diào)整后的反應(yīng)譜加速度系數(shù)為

SMS=FaSS (2)

短周期下設(shè)計(jì)譜加速度為

SDS=2/3SMS

(3)

因此利用底部剪力法可以得出基底剪力為

V=W×CS

(4)

對于短周期結(jié)構(gòu)CS=SDS/R=0.142 6，計(jì)算得V=49.23 kN。

由于模型中所有剪力墻的寬度為1.219 m，與試驗(yàn)時(shí)組合墻尺寸1.2 m不一致，因此根據(jù)AISI 400[11]中關(guān)于剪力調(diào)整的規(guī)定，當(dāng)剪力墻尺寸不同時(shí)，需乘以目標(biāo)墻2w/h(w表示剪力墻寬度，h表示剪力墻高度)進(jìn)行調(diào)整，同時(shí)乘以0.6安全系數(shù)。模型每層每方向暫布置6片剪力墻，以基底最大剪力處的墻為例，按照剪力平均分配給各片剪力墻原則，計(jì)算出設(shè)計(jì)每片剪力墻所需剪力V=8.2 kN，將兩種剪力墻按照高寬比換算，計(jì)算結(jié)果見表3。

表3 單片剪力墻驗(yàn)算

根據(jù)表3結(jié)果可以看出，兩種剪力墻的布置方案使其整體結(jié)構(gòu)的抗剪承載力均滿足設(shè)計(jì)要求。

2.2 整體結(jié)構(gòu)各部件簡化及數(shù)值模擬

關(guān)于冷彎薄壁型鋼組合墻及其相關(guān)構(gòu)件的簡化分析，已有研究者進(jìn)行大量的研究。Martínez[12]提出了一種簡化的有限元分析(SFEA)方法來進(jìn)行非線性結(jié)構(gòu)分析，并評估冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)建筑物的抗拉剪力墻板的抗震性能。Leng[13]通過OpenSees有限元軟件和大量的建模及比較得到冷彎薄壁型鋼剪力墻外覆木墻板的高精度計(jì)算模型，最后將模擬結(jié)果與足尺振動臺試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比分析，獲得了冷彎薄壁型鋼框架建筑物的建模擇優(yōu)方式。該模型簡單且高效。在NEES-CFS報(bào)告中，Leng對辦公樓建筑進(jìn)行了數(shù)值模擬，為了研究各構(gòu)件(包括結(jié)構(gòu)構(gòu)件和裝飾材料)及各構(gòu)件的模擬方法對結(jié)構(gòu)非線性抗震分析的影響，在模擬過程中，建立了一系列不同保真度水平的分析模型。研究表明：若采用柔性樓板，數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)相差較大，而采用半剛性樓板與剛性樓板的模型的有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更為接近。綜上所述，為了提高簡化模型的計(jì)算效率，本文采用OpenSees有限元軟件[14]，并對樓面和屋蓋體系的模擬采用剛性樓板假定。依據(jù)ASCE計(jì)算，每層的質(zhì)量平均地分布在樓層的4個(gè)角點(diǎn)上，同時(shí)根據(jù)Leng的研究，角部集中質(zhì)量與分散質(zhì)量結(jié)果相差不大，有限元分析中結(jié)構(gòu)質(zhì)量只對質(zhì)量矩陣產(chǎn)生影響，因此豎向荷載需要單獨(dú)考慮。為方便起見，每層的模型質(zhì)量通過對整體結(jié)構(gòu)施加重力加速度的方式平均分布在樓層的4個(gè)角點(diǎn)。

參考Zhang等[15]研究結(jié)果，采用雙向彈簧模擬組合墻基礎(chǔ)，如圖4所示。其中雙向彈簧分為兩個(gè)零長度單元，并賦予不同材料屬性，分別是Pinching4材料和帶有一定間隙的elastic-perfectly-plastic Gap (EPP Gap)材料，其中Pinching4材料用來模擬抗拔連接件的拉伸反應(yīng)，而EPP Gap材料縫隙寬度趨近于零，壓縮剛度無限大，兩種材料疊加，在模擬中與抗拔連接件的實(shí)際效果較為接近。同時(shí)材料參數(shù)根據(jù)墻體試驗(yàn)結(jié)果和抗拔連接件性能進(jìn)行確定。其次，鉛阻尼器采用零長度單元模擬，并賦予零長度單元Steel01材料屬性，參見圖5。

(a) 平行彈簧簡圖

圖5 鉛阻尼器滯回模型Fig.5 Hysteretic model of lead damper

在組合墻的模擬過程中，從整體角度出發(fā)不考慮組合墻的細(xì)部構(gòu)造。根據(jù)實(shí)際的組合墻試驗(yàn)可知組合墻的主要抗剪承載力由墻體面板提供，同時(shí)面板在其平面內(nèi)的剛度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于立柱和導(dǎo)軌的剛度，因此在組合墻簡化過程中暫不考慮導(dǎo)軌和立柱的對整體抗剪承載力提供的作用。其中梁柱構(gòu)件采用Elastic Beam Column彈性梁柱單元，面板變形近似看成交叉的Truss桁架單元的軸向變形，并賦予Pinching4材料屬性，計(jì)算簡圖參見圖1(b)。

本文選取SH-150、SD-150兩種剪力墻進(jìn)行有限元分析，每種剪力墻在模擬過程中Pinching4參數(shù)的設(shè)置見表4所示。其中，ePd1、ePd2、ePd3和ePd4分別為骨架曲線上第1點(diǎn)～第4點(diǎn)的應(yīng)變值；ePf1、ePf2、ePf3和ePf4分別表示上述應(yīng)變對應(yīng)的應(yīng)力值，gK1,2、gK3,4及gKLim用于表征模型的卸載剛度退化，gD1,2、gD3,4及gDLim用于表征模型的再加載剛度退化，gE用于反映模型在循環(huán)加載下的最大能量耗散。rDisp，rForce，uForce用于調(diào)整滯回曲線的形狀。

表4 Pingching4材料模型參數(shù)

根據(jù)上述原理，通過OpenSees軟件建立單片墻體模型進(jìn)行有限元模擬，模擬結(jié)構(gòu)與試驗(yàn)結(jié)果的對比曲線如圖6所示，可見二者吻合度較高，有限元模擬方法和相關(guān)模型是合理準(zhǔn)確的。

3 結(jié)構(gòu)動力特性及減震效果

3.1 整體結(jié)構(gòu)的位移和加速度響應(yīng)及減震率

為了得到鉛阻尼器對整體結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，對結(jié)構(gòu)X方向輸入EL Centro、Kobe、ChiChi 3條常見地震波進(jìn)行動力時(shí)程分析，同時(shí)根據(jù)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的要求將小震、中震和大震下的地震波加速度最大幅值調(diào)整分別為70 cm/s2、200 cm/s2和400 cm/s2。大震下各結(jié)構(gòu)頂層位移時(shí)程曲線見圖7，位移及加速度減震率見表5。

(a) 試件SH-150模擬與試驗(yàn)對比

(a) EL Centro位移時(shí)程曲線

表5 二層結(jié)構(gòu)位移及加速度減震率

本文取1/50層間位移角作為限值用以評估模型抗震性能，本結(jié)構(gòu)高為5.48 m，故二層頂部水平位移限值取109.73 mm。表5中數(shù)據(jù)可看出，未加入鉛阻尼器之前，EL Centro和Kobe波下整體結(jié)構(gòu)的峰值位移均超過了規(guī)范限值，鉛阻尼器的加入使整體結(jié)構(gòu)的位移峰值和加速度峰值均有明顯下降，且均未超過規(guī)范限值，因此鉛阻尼器有效降低了整體結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)。

在El Centro波大震工況下，一層X方向中間組合墻和無控墻體的頂點(diǎn)位移和基底剪力構(gòu)成的滯回曲線如圖8所示。結(jié)果表明雖然組合墻進(jìn)入了彈塑性，但基底剪力和極限位移均得到了良好的控制。

圖8 整體結(jié)構(gòu)中部分墻體滯回曲線Fig.8 Hysteresis curve of the wall in the whole structure

3.2 整體結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)對比

在結(jié)構(gòu)減震評估中僅分析減震率是不全面的，需要對其損傷演變趨勢和損傷程度進(jìn)行深入研究。損傷指數(shù)是定量描述損傷模型特征的重要參數(shù)，現(xiàn)有結(jié)構(gòu)損傷模型主要包括基于強(qiáng)度、變形、剛度、周期(頻率)、能量和變形-能量雙重參數(shù)等多類。由最大變形和累積滯回耗能線性組合而成的Park-Ang模型[16]應(yīng)用最為廣泛，但其存在閾值不嚴(yán)格且無法在時(shí)程分析中直接應(yīng)用等不足。由于頻率主要反映了結(jié)構(gòu)整體的動力特性和損傷情況，評估結(jié)構(gòu)在單向水平地震下的損傷時(shí)可將結(jié)構(gòu)等效為具有雙線形力與變形關(guān)系的單自由度體系并研究其頻率變化特性。何浩祥等[17]提出的基于剛度(時(shí)變頻率)的結(jié)構(gòu)地震損傷評估方法，能夠基本反映結(jié)構(gòu)的整體損傷演變過程和損傷程度。如圖9所示理想彈塑性單自由度體系，設(shè)其彈性階段剛度為ke，后屈服剛度系數(shù)為α，屈服力和屈服位移分別為Fy和uy。當(dāng)結(jié)構(gòu)處于彈塑性狀態(tài)時(shí)，在位移um處的力和位移分別為Fm和um，現(xiàn)時(shí)延性為μm=um/uy，相應(yīng)周期為Tm。假定彈塑性狀態(tài)時(shí)的結(jié)構(gòu)可采用割線剛度km進(jìn)行等效，假定結(jié)構(gòu)損傷是結(jié)構(gòu)等效剛度損失造成的，則等效線性體系的時(shí)變損傷指標(biāo)Dk(t)可表示為

(5)

式中:fe為結(jié)構(gòu)彈性周期和頻率;fm為結(jié)構(gòu)塑性時(shí)變等效頻率;μm為對應(yīng)的時(shí)變延性系數(shù)?；谑?5)和Opensees瞬時(shí)頻率提取技術(shù)可得到整體結(jié)構(gòu)的時(shí)變損傷指數(shù)。在不同地震波下，兩種結(jié)構(gòu)大震時(shí)(0.4g)時(shí)的X方向損傷指數(shù)參見圖10。

圖9 理想彈塑性體系耗能示意圖Fig.9 Energy dissipation of ideal elastic-plastic system

(a) EL Centro損傷指數(shù)曲線

由圖10可看出，鉛阻尼器能夠顯著降低整體結(jié)構(gòu)在大震時(shí)的損傷，減震效果明顯。但由于剛度損傷指數(shù)在計(jì)算過程中會存在一定偏差，何浩祥等[18]進(jìn)一步提出了基于彈塑性耗能差率的損傷指數(shù)，其原理參見圖9。面積S0BCD為結(jié)構(gòu)位移為um時(shí)實(shí)際產(chǎn)生的彈塑性變形能EF，面積S0AD為相應(yīng)的結(jié)構(gòu)理想彈性變形能EE，面積SABC為上述二者之差，即彈塑性耗能差ED，而損傷指數(shù)為耗能差與理想耗能的比值，其公式為

(6)

式中，F(xiàn)m和um為當(dāng)結(jié)構(gòu)處于彈塑性狀態(tài)時(shí)，在位移um處的力和位移分別，μm=um/uy為時(shí)變延性。采用該損傷指數(shù)對冷彎薄壁型鋼組合墻進(jìn)行損傷評價(jià)，結(jié)果列于表1，表明含有阻尼器的墻體損傷有較明顯降低。

根據(jù)式(6)基于理想彈性變形能差的損傷指數(shù)計(jì)算方法，可得到時(shí)變能量損傷指數(shù)表達(dá)式為

(7)

式中:FFi和FEi表示i時(shí)刻彈塑性狀態(tài)下和理想彈性狀態(tài)下的基底剪力；uFi和uEi表示i時(shí)刻彈塑性狀態(tài)下和理想彈性狀態(tài)下的頂部位移；b表示結(jié)構(gòu)初始進(jìn)入屈服狀態(tài)時(shí)對應(yīng)的時(shí)間點(diǎn)；n表示從時(shí)間點(diǎn)b～現(xiàn)時(shí)t的時(shí)間步長值。通?？扇p傷指數(shù)曲線中的最大值或末段中較穩(wěn)定的數(shù)值作為等效損傷值。

該能量損傷指數(shù)與剛度損傷指數(shù)均能夠反映結(jié)構(gòu)恢復(fù)力特征、最大彈塑性變形、延性和周期等重要因素，且形式近似。二者的區(qū)別在于前者反映了現(xiàn)時(shí)延性變化的平方趨勢，而后者反映了現(xiàn)時(shí)延性變化的線性特征，且剛度損傷指數(shù)由于近似等效產(chǎn)生了一定程度的偏差，而基于彈塑性耗能差率的地震損傷評估模型及分析方法則更嚴(yán)格、明確和全面，不僅可以準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)恢復(fù)力特征、累積滯回耗能時(shí)變性和損傷演變過程，其損傷值嚴(yán)格控制在0～1。因此，本文基于耗能差率損傷模型對冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)的損傷做了進(jìn)一步詳細(xì)的分析，分別對整體結(jié)構(gòu)在大、中、小震三種情況下的抗震減震性能和損傷演變進(jìn)行評估，結(jié)果見表6，其中以EL Centro波為例，兩種模型損傷指數(shù)時(shí)程對比參見圖11。

表6 各地震波下各結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)

對圖11與圖10(a)比較可知，El Centro波下減震結(jié)構(gòu)X方向損傷指數(shù)影響是一致的，墻體內(nèi)的阻尼器均使整體結(jié)構(gòu)在大震時(shí)損傷降低為未減震結(jié)構(gòu)的1/2。為了更為直觀、清晰的對比分析各冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)結(jié)果，根據(jù)表5的數(shù)據(jù)結(jié)果，得到不同類型地震波在大、中、小震條件下無阻尼器結(jié)構(gòu)和有阻尼器結(jié)構(gòu)以損傷指數(shù)對比圖，如圖12所示。

此外，Zhang等針對基于性能的設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)框架，根據(jù)震后結(jié)構(gòu)的破壞程度及修復(fù)水平，將震害劃分為基本完好、輕微破壞、中等破壞、嚴(yán)重破壞和倒塌5個(gè)等級，并提出相應(yīng)的損傷指標(biāo)范圍見表7。本文采用該指標(biāo)對冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行損傷評估。

(a) 無阻尼器結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)時(shí)程

(a) El Centro波損傷指數(shù)對比

表7 不同震害等級對應(yīng)的損傷指標(biāo)范圍

綜上，通過有限元分析結(jié)果可以得到如下結(jié)論：

(1) 整體結(jié)構(gòu)在小震階段損傷指數(shù)較小，冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)大多處于輕微損傷狀態(tài)或者基本完好，當(dāng)PGA達(dá)到0.2g時(shí)，結(jié)構(gòu)的損傷加重，損傷程度為中等損傷；在大震情況下，結(jié)構(gòu)損傷程度比小中震時(shí)更加嚴(yán)重，含鉛阻尼器的整體結(jié)構(gòu)破壞成度大多為中等破壞，而未控結(jié)構(gòu)在大震情況下達(dá)到了嚴(yán)重破壞甚至倒塌。

(2) 在小震時(shí)，帶有鉛阻尼器的整體結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)與未控結(jié)構(gòu)差別不大；中震時(shí)，鉛阻尼器的加入使整體結(jié)構(gòu)的損傷指數(shù)略低于未加入鉛阻尼器的整體結(jié)構(gòu)，差別開始明顯；大震時(shí)，兩種損傷評估方法的結(jié)果都表明鉛阻尼器降低了整體結(jié)構(gòu)的損傷程度，損傷指數(shù)約為未減震結(jié)構(gòu)的1/2。

3.3 整體結(jié)構(gòu)的時(shí)變延性

為了進(jìn)一步探究鉛阻尼器的加入對整體結(jié)構(gòu)時(shí)變延性的影響規(guī)律，設(shè)結(jié)構(gòu)二次剛度系數(shù)為0，則由式(5)可得到整體結(jié)構(gòu)時(shí)變延性，計(jì)算式為

(8)

式中:μ(t)為整體結(jié)構(gòu)的時(shí)變延性，Dk(t)為基于剛度的整體結(jié)構(gòu)時(shí)變損傷。

大震下整體結(jié)構(gòu)的時(shí)變延性曲線如圖13所示。結(jié)果表明：由于鉛阻尼器的屈服點(diǎn)較低，在結(jié)構(gòu)整體小變形下即開始耗能，從而有效降低了整體結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，因此有阻尼器結(jié)構(gòu)整體的時(shí)變延性始終處于較小值，損傷程度也低；而盡管無控結(jié)構(gòu)的屈服點(diǎn)相對偏大，但由于其在大震下的變形較大，其時(shí)變延性相對更大，損傷也更嚴(yán)重。結(jié)合表1中構(gòu)件的位移延性結(jié)果可知：在同樣幅度的荷載或動力作用下，裝有鉛阻尼器的墻體時(shí)變延性更低，而極限延性更高，裝有阻尼器的整體結(jié)構(gòu)在大震下也遠(yuǎn)沒有達(dá)到延性閾值，具有更高的安全贅余度和損傷魯棒性。

(a) EL Centro波下時(shí)變延性

綜上所述，鉛阻尼器不僅使結(jié)構(gòu)在大震情況下的位移及加速度響應(yīng)得到顯著降低，降低了整體結(jié)構(gòu)中組合墻的基底剪力，還減小了整體結(jié)構(gòu)在不同地震波下的結(jié)構(gòu)損傷指數(shù)及時(shí)變延性。因此選用含有鉛阻尼器的冷彎薄壁型鋼組合墻將有效提升冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)的抗震減震性能，具有良好的工程應(yīng)用前景。

4 結(jié) 論

為提高冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)的減震能力，將帶有鉛阻尼器的組合墻引入到冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)中，通過非線性動力時(shí)程分析得到結(jié)構(gòu)的位移及加速度減震率、時(shí)變損傷指數(shù)和時(shí)變延性。結(jié)果表明：

(1) 減震結(jié)構(gòu)在小震時(shí)損傷較??；在中震下，隨著損傷進(jìn)一步增加，鉛阻尼器逐漸發(fā)揮耗能能力；當(dāng)整體結(jié)構(gòu)在大震情況下時(shí)，鉛阻尼器使結(jié)構(gòu)的損傷指數(shù)大幅度降低，減震效果明顯。

(2) 鉛阻尼器使墻體時(shí)變延性更低，而極限延性更高，減震結(jié)構(gòu)在大震下也遠(yuǎn)沒有達(dá)到延性閾值，具有更高的安全贅余度和損傷魯棒性。

(3) 時(shí)變延性和時(shí)變損傷指數(shù)等指標(biāo)能夠反映鉛阻尼器的動態(tài)性能變化和減震效果，適合推廣應(yīng)用。綜上所述，鉛阻尼器顯著提升了冷彎薄壁型鋼整體結(jié)構(gòu)的抗震減震能力，適合在相應(yīng)結(jié)構(gòu)體系中應(yīng)用。