一種新型扭轉(zhuǎn)金屬阻尼器及其減震性能分析

王德斌 白海峰 付 興 倪龍飛

(1大連交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 大連 116028)(2大連理工大學(xué)建設(shè)工程學(xué)部， 大連 116024)

傳統(tǒng)建筑主要依靠結(jié)構(gòu)自身變形吸收地震能量的輸入，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)主體構(gòu)件損傷后難以及時(shí)修復(fù).設(shè)置阻尼器可以有效耗散地震能量，避免主體結(jié)構(gòu)過早進(jìn)入塑性變形狀態(tài)，從而降低甚至避免主體結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞.作為目前較為常用的消能減震裝置，阻尼器具有一定的獨(dú)立性，是結(jié)構(gòu)抵御外部荷載的主要輔助耗能部件，其屈服變形甚至破壞不會(huì)影響主體結(jié)構(gòu)的使用功能.因此，阻尼器在工程結(jié)構(gòu)消能減震設(shè)計(jì)和既有建筑抗震加固中得到了廣泛的應(yīng)用.

現(xiàn)有金屬阻尼器的耗能機(jī)制主要以彎曲、剪切和拉壓變形為主.Demir等[1]提出了一種鋸齒形耗能裝置，具有穩(wěn)定的滯回性能，不會(huì)出現(xiàn)突然的強(qiáng)度退化.Zibasokhan等[2]設(shè)計(jì)了一種純彎曲變形阻尼器，具有良好的耗能能力，拉壓狀態(tài)下的滯回性能穩(wěn)定，并未出現(xiàn)明顯的非對(duì)稱特征.Deng等[3]通過設(shè)置防屈曲約束板來避免剪切鋼板的平面外屈曲，有效增強(qiáng)了剪切耗能鋼板的穩(wěn)定性，提高了剪切鋼板的耗能能力.林煜等[4]設(shè)計(jì)了一種雙拼工字形鋼板阻尼器，可有效避免鋼板平面外屈曲，并通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)增強(qiáng)腹板寬度能夠有效提高阻尼器的承載和耗能能力.鄧開來等[5]提出了一種新型輥軸式金屬阻尼器，由一組轉(zhuǎn)動(dòng)輥軸和一塊平直耗能鋼板組成，試驗(yàn)結(jié)果表明輥軸個(gè)數(shù)及其間隙決定了阻尼器的耗能性能，并給出了該阻尼器的恢復(fù)力模型.王威等[6]基于布置形式的改變，設(shè)計(jì)了2種波形軟鋼阻尼器，具有穩(wěn)定的耗能性能和良好的塑性變形能力.

基于扭轉(zhuǎn)變形引起的剪切屈服耗能是另一種能量耗散型阻尼器.相比傳統(tǒng)彎曲、剪切型金屬阻尼器，在外荷載產(chǎn)生的扭矩作用下，扭轉(zhuǎn)型耗能阻尼器的截面應(yīng)力、應(yīng)變分布更加均勻，具有多截面屈服特點(diǎn)及較強(qiáng)的耗能能力.目前，基于扭轉(zhuǎn)變形機(jī)制進(jìn)行屈服耗能的阻尼器研究較少，且僅對(duì)管狀[7]、圓柱形[8]金屬阻尼器進(jìn)行了分析，其主要通過阻尼器的剪切和扭轉(zhuǎn)組合變形進(jìn)行能量耗散，在非線性變形過程中存在明顯的非均勻應(yīng)力分布.Mahyari等[9]提出了一種新型純扭轉(zhuǎn)屈服阻尼器，通過有效利用阻尼材料的耗能能力，使其具有較好的吸能性能和延性，管壁應(yīng)力分布均勻，等效阻尼比高達(dá)38%～48%.

針對(duì)現(xiàn)有金屬阻尼器應(yīng)力、應(yīng)變分布均勻性差、易于發(fā)生局部屈曲破壞的缺點(diǎn)，本文設(shè)計(jì)了一種基于扭轉(zhuǎn)變形機(jī)制進(jìn)行屈服耗能的金屬阻尼器，并基于理論分析推導(dǎo)出其初始剛度和屈服承載力的計(jì)算公式.對(duì)不同管材、不同壁厚的阻尼器力學(xué)性能進(jìn)行參數(shù)化試驗(yàn)研究，采用ABAQUS有限元軟件建立了阻尼器數(shù)值模型，并模擬出試驗(yàn)加載過程.最后，結(jié)合Y形支撐鋼框架，對(duì)設(shè)有該阻尼器的支撐鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行了抗震性能研究.

1 阻尼器構(gòu)造及力學(xué)模型

1.1 阻尼器構(gòu)造及工作原理

本文提出的阻尼器通過金屬管的扭轉(zhuǎn)變形進(jìn)行屈服耗能.阻尼器主要由約束裝置、加載控件、耗能金屬管、轉(zhuǎn)動(dòng)力臂和轉(zhuǎn)動(dòng)軸承5個(gè)部件組成，各部件之間均通過M8.8級(jí)高強(qiáng)螺栓連接，具體構(gòu)造見圖1.圖中，F(xiàn)為外荷載；Df、df分別為法蘭的外徑和內(nèi)徑；dz為轉(zhuǎn)動(dòng)軸承直徑；L為轉(zhuǎn)動(dòng)力臂有效長(zhǎng)度；Lp為耗能金屬管有效長(zhǎng)度；D、d分別為耗能金屬管的外徑和內(nèi)徑.每個(gè)阻尼器均設(shè)有4根耗能金屬管，尺寸、形狀、材料完全相同(見圖1(b)).

(b) 阻尼器

為保證阻尼器工作過程中轉(zhuǎn)動(dòng)力臂僅發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)位移，在加載控件和轉(zhuǎn)動(dòng)力臂連接處的轉(zhuǎn)動(dòng)力臂受載端開長(zhǎng)孔，所設(shè)孔徑與圓柱鉸鏈直徑相同.外荷載施加于加載控件端部，推動(dòng)其進(jìn)行往復(fù)運(yùn)動(dòng)，并通過圓柱鉸鏈傳力于2個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)力臂加載端，使其繞轉(zhuǎn)動(dòng)軸承轉(zhuǎn)動(dòng)，耗能金屬管一端通過端部法蘭固結(jié)于轉(zhuǎn)動(dòng)力臂之上，另一端則通過螺栓固結(jié)于阻尼器約束裝置上.同時(shí)，轉(zhuǎn)動(dòng)軸承直徑與轉(zhuǎn)動(dòng)力臂約束端軸孔直徑相同，金屬管法蘭內(nèi)徑尺寸略大.轉(zhuǎn)動(dòng)軸承強(qiáng)度及剛度均遠(yuǎn)高于耗能金屬管，施加的外荷載產(chǎn)生的等效集中力完全由轉(zhuǎn)動(dòng)軸承承擔(dān)，附加力偶則使耗能金屬管發(fā)生純扭轉(zhuǎn)變形.工作過程中，設(shè)置轉(zhuǎn)動(dòng)軸承時(shí)耗能金屬管發(fā)生純扭轉(zhuǎn)變形；不設(shè)轉(zhuǎn)動(dòng)軸承時(shí)，則發(fā)生彎-剪-扭組合變形.為保證非耗能結(jié)構(gòu)部分僅發(fā)生剛體平動(dòng)或轉(zhuǎn)動(dòng)而無非線性變形行為，除耗能金屬管外所有材料均采用高強(qiáng)鋼材，以此避免耗能金屬管之外的部件產(chǎn)生變形行為而造成附加約束力.

1.2 阻尼器力學(xué)模型

1.2.1 材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

根據(jù)鋼材標(biāo)準(zhǔn)單向拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)，選取雙線性強(qiáng)化材料本構(gòu)模型(見圖2(a)).基于Von-Mises屈服準(zhǔn)則可以得到純剪切應(yīng)力狀態(tài)下的切應(yīng)力-切應(yīng)變關(guān)系曲線(見圖2(b)).圖中，τy、τu分別為材料屈服切應(yīng)力和極限切應(yīng)力；γy、γu分別為材料屈服切應(yīng)變和極限切應(yīng)變；σy、σu分別為材料屈服應(yīng)力和極限應(yīng)力；εy、εu分別為材料屈服線應(yīng)變和極限線應(yīng)變；E為彈性模量；G為剪切彈性模量.由圖可知，屈服切應(yīng)力與屈服應(yīng)力的關(guān)系表達(dá)式為

(1)

屈服切應(yīng)變與屈服應(yīng)變的關(guān)系表達(dá)式為

(2)

式中，ν為泊松比，本文后續(xù)試驗(yàn)中采用的Q345級(jí)鋼和Al-6063A合金鋁的泊松比分別取為0.30和0.33[10].

(a) 拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

(b) 剪切應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

1.2.2 內(nèi)力扭矩與外荷載關(guān)系

(3)

式中，T為耗能金屬管內(nèi)力扭矩.

圖3 轉(zhuǎn)動(dòng)力臂位移變化示意圖

小變形條件下，特別是初始屈服前，轉(zhuǎn)動(dòng)力臂與耗能金屬管的轉(zhuǎn)動(dòng)變形較小，此時(shí)可認(rèn)為外部施加位移與轉(zhuǎn)動(dòng)力臂轉(zhuǎn)動(dòng)位移相等均為δ，即存在如下關(guān)系：

(4)

本文中耗能金屬管壁厚遠(yuǎn)小于其直徑，因此在內(nèi)壁發(fā)生屈服前，均滿足小變形的變形條件.

1.2.3 阻尼器荷載與位移關(guān)系

初始屈服前耗能金屬管各位置均處于線彈性階段.此階段的位移上限是耗能金屬管外壁發(fā)生初始屈服，最大切應(yīng)變和切應(yīng)力均發(fā)生在耗能金屬管外表面.應(yīng)力、應(yīng)變分布見圖4.圖中，τin、γin分別為耗能金屬管內(nèi)表面切應(yīng)力和切應(yīng)變；τout、γout分別為耗能金屬管外表面切應(yīng)力和切應(yīng)變.

圖4 耗能金屬管應(yīng)力、應(yīng)變分布圖

由圖4可知，切應(yīng)力、切應(yīng)變滿足如下關(guān)系：

τmax=τout≤τy

(5)

γmax=γout≤γy

(6)

式中，τmax、γmax分別為鋼管橫截面切應(yīng)力和切應(yīng)變的最大值.

根據(jù)材料力學(xué)理論可知，內(nèi)力扭矩為

(7)

(8)

(9)

則外荷載值為

(10)

式中，ρ為耗能金屬管的橫截面上任意點(diǎn)距圓心的距離.

在線彈性階段，假定耗能金屬管橫截面始終保持為平面并且與其軸線垂直，滿足剪切胡克定律.位移加載上限為

(11)

荷載-位移關(guān)系式為

(12)

當(dāng)δ≤δy,out時(shí)，有

(13)

式中，δy,out為耗能金屬管外壁屈服時(shí)的加載位移.

綜上可知，阻尼器的理論模型初始剛度和初始屈服荷載分別為

(14)

(15)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)6種阻尼器工況(見表1).試驗(yàn)過程中通過改變材質(zhì)和壁厚，研究不同變形條件下阻尼器的力學(xué)性能.阻尼器轉(zhuǎn)動(dòng)力臂長(zhǎng)152 mm，轉(zhuǎn)動(dòng)力臂約束端軸孔直徑和轉(zhuǎn)動(dòng)軸承直徑均為50 mm，金屬管法蘭內(nèi)徑為52 mm，法蘭外徑為120 mm.選用Q345級(jí)鋼和鋁合金管作為耗能材料，金屬管均采用國(guó)標(biāo)無縫金屬管，其尺寸及具體工況設(shè)置見表1.表中，tp為金屬管厚度.

表1 阻尼器主要參數(shù)

2 加載試驗(yàn)及結(jié)果

2.1 材料性能

參照規(guī)范[11]，從金屬管壁取材，加工成矩形截面的標(biāo)準(zhǔn)試樣.試樣尺寸見圖5.

采用SHIMADZU電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載.為確保測(cè)得的材料力學(xué)性能的準(zhǔn)確性，選取3個(gè)厚度為1 mm的Q345級(jí)鋼標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行材料拉伸試驗(yàn).由于2、3 mm厚鋁合金管材質(zhì)相同，故Al-6063A鋁合金僅取厚度為2 mm的3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn).標(biāo)準(zhǔn)試件實(shí)測(cè)結(jié)果接近，取其平均值.材料力學(xué)性能指標(biāo)見表2.

圖5 材料試樣尺寸(單位：mm)

表2 材料力學(xué)性能

2.2 加載裝置及加載制度

阻尼器通過約束裝置底板與大剛度工字鋼梁連接固定于加載裝置底部，其上部通過加載控件及傳力導(dǎo)向桿與電液伺服試驗(yàn)機(jī)的作動(dòng)器連接，作動(dòng)器的最大承載力為500 kN，最大位移為±75 mm.試驗(yàn)過程中作動(dòng)器加載中心線、傳力導(dǎo)向桿軸線、加載控件中心線與轉(zhuǎn)動(dòng)力臂長(zhǎng)孔中心線重合，以確保加載控件僅產(chǎn)生鉛垂向位移.作動(dòng)器施加低周往復(fù)荷載，推動(dòng)加載控件進(jìn)行上、下往復(fù)運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而通過轉(zhuǎn)動(dòng)力臂帶動(dòng)耗能金屬管發(fā)生變形，并進(jìn)行屈服耗能.加載裝置如圖6所示.

圖6 加載裝置示意圖

試驗(yàn)過程中，利用試驗(yàn)裝置自行配置的力傳感器和位移傳感器進(jìn)行力和位移量測(cè).采用位移控制的加載模式，加載制度見圖7.初始加載幅值為5 mm，加載幅值增量為5 mm，每個(gè)加載幅值往復(fù)循環(huán)加載2周，加載速率為0.5 mm/s.每級(jí)加載完成后停止加載，觀察阻尼器破壞現(xiàn)象并完成拍照，然后繼續(xù)加載.鑒于阻尼器尺寸及加載裝置原因，無論阻尼器是否發(fā)生破壞，最大位移均加載至40 mm以內(nèi)，以確保轉(zhuǎn)動(dòng)軸承未參與承載，并免于加載力臂與約束底板間碰撞.

圖7 加載制度

2.3 滯回曲線分析

本文采用等能量作圖法確定阻尼器屈服點(diǎn)，骨架曲線上荷載下降至峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)的點(diǎn)即為極限荷載點(diǎn).延性系數(shù)是反應(yīng)阻尼器塑性變形能力的重要指標(biāo)，其值取為極限荷載點(diǎn)與屈服荷載點(diǎn)對(duì)應(yīng)位移的比值.各工況下阻尼器的主要力學(xué)性能指標(biāo)見表3.

表3 阻尼器性能

對(duì)于Q345級(jí)耗能鋼管，阻尼器BST-S-1和PT-S-1的滯回曲線見圖8(a).由圖可知，2個(gè)阻尼器的滯回曲線對(duì)稱且光滑飽滿近似于弓形，存在輕微的捏攏現(xiàn)象.相較于阻尼器BST-S-1，阻尼器PT-S-1的滯回曲線更加飽滿，對(duì)應(yīng)不同加載階段的荷載值更高，峰值荷載提高了6.9%，但兩者的屈服荷載和屈服位移相差不大.阻尼器PT-S-1的初始剛度高于BST-S-1，提高幅度為10.9%，作為耗能裝置更有助于提升結(jié)構(gòu)的抗側(cè)初始剛度.通過對(duì)比純扭轉(zhuǎn)及彎-剪-扭組合變形條件下的阻尼器延性系數(shù)可知，純扭轉(zhuǎn)條件下的阻尼器PT-S-1明顯高于彎-剪-扭組合變形條件下的阻尼器BST-S-1，延性系數(shù)提高了31.2%.

阻尼器BST-L-2和PT-L-2以及阻尼器BST-L-3和PT-L-3的滯回曲線分別見圖8(b)和(c).由圖可知，相較于阻尼器 BST-L-2和BST-L-3，純扭轉(zhuǎn)條件下的阻尼器PT-L-2和PT-L-3在不同加載階段的荷載值均有不同程度的提高，屈服荷載分別提高10.3%和8.1%；峰值荷載提高幅度更加明顯，分別提高16.3%和10.1%.純扭轉(zhuǎn)條件下的阻尼器PT-L-2和PT-L-3的延性系數(shù)明顯高于彎-剪-扭組合變形條件下的阻尼器BST-L-2和BST-L-3.阻尼器PT-L-2的延性系數(shù)較阻尼器BT-L-2提高26.9%.阻尼器PT-L-3由于加載至最大位移40 mm時(shí)荷載值仍未下降至85% 峰值荷載之下，而其屈服位移低于阻尼器BST-L-3，故相較于BST-L-3的延性系數(shù)提高幅度更加明顯.

(a) BST-S-1和PT-S-1

(b) BST-L-2和PT-L-2

(c) BST-L-3和PT-L-3

通過對(duì)比不同壁厚的耗能鋁合金管的滯回曲線可知，隨著管壁厚度的增加，阻尼器各加載階段的荷載值均有不同程度的提升，延性性能更佳，滯回曲線更加飽滿，具有更強(qiáng)的耗能能力.此外，彎-剪-扭組合變形條件下阻尼器的強(qiáng)度退化進(jìn)程更快.以阻尼器PT-S-2和BST-S-2為例，位移達(dá)到30 mm時(shí)，前者在加載第1周時(shí)并未出現(xiàn)顯著的強(qiáng)度退化，后者則已發(fā)生明顯的強(qiáng)度退化現(xiàn)象.

采用所提的阻尼器力學(xué)模型，可計(jì)算得到阻尼器的理論初始剛度和屈服荷載.計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比見表4.由表可知，試驗(yàn)所得的初始剛度和屈服荷載與理論值存在一定的差異，誤差分別為6.2%～17.9%和15.2%～17.2%.究其原因在于：①理論分析中，以金屬管外徑對(duì)應(yīng)圓柱面材料屈服作為阻尼器屈服的判定標(biāo)準(zhǔn)，這與試驗(yàn)通過等能量法得到的屈服荷載獲取方式存在差異；②試驗(yàn)過程中各部位的連接并非完全固結(jié)，且存在加工誤差.

表4 理論值與試驗(yàn)值對(duì)比

3 新型阻尼器數(shù)值仿真

3.1 數(shù)值模型的建立

基于ABAQUS有限元軟件建立阻尼器有限元模型，采用ABAQUS/Standard分析模塊.耗能金屬管采用殼單元S4R進(jìn)行模擬，其余部件均采用三維八節(jié)點(diǎn)減縮積分單元C3D8R進(jìn)行模擬.所有部件的材料模型均采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，根據(jù)阻尼器的材性試驗(yàn)確定金屬管單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的主要參數(shù).加載控件與2個(gè)轉(zhuǎn)動(dòng)力臂采用鉸接的連接方式，以模擬轉(zhuǎn)動(dòng)效應(yīng).考慮到試驗(yàn)過程中約束裝置僅起到限制阻尼器運(yùn)動(dòng)的作用，故模擬過程中未考慮螺栓連接，而是將約束裝置作為整體進(jìn)行建模，耗能金屬管法蘭分別與轉(zhuǎn)動(dòng)力臂和約束裝置側(cè)板通過Tie命令進(jìn)行綁定.加載控件采用剛體耦合參考點(diǎn)法連接，荷載施加于參考點(diǎn)之上，并采用非線性靜力分析方法進(jìn)行模擬，加載制度與試驗(yàn)保持一致.

3.2 結(jié)果分析

阻尼器BST-L-1和PT-L-1的模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見圖9.由圖可知，模擬的滯回曲線形狀及數(shù)值整體上與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.

(a) 彎-剪-扭組合變形

(b) 純扭轉(zhuǎn)變形

由于純扭轉(zhuǎn)變形阻尼器的力學(xué)性能更佳，故本文僅給出了數(shù)值模擬得到的阻尼器PT-S-1的耗能鋼管Von-Mises等效應(yīng)力云圖，其與試驗(yàn)金屬管變形對(duì)比情況見圖10.由圖可知，加載至位移幅值δ=15 mm時(shí)，整根鋼管外部氧化皮層均出現(xiàn)剝離，鋼管中部出現(xiàn)明顯的凹凸鼓曲，發(fā)生輕微屈曲現(xiàn)象，多數(shù)截面發(fā)生屈服.隨著加載位移幅值的增加，鋼管屈曲區(qū)域逐漸向鋼管兩端擴(kuò)展.δ=20 mm時(shí)，鋼管中部發(fā)生嚴(yán)重屈曲變形，部分區(qū)域出現(xiàn)明顯的扭曲畸變現(xiàn)象，此時(shí)鋼管大部區(qū)域已完全屈服并退出工作狀態(tài)，荷載明顯下降.隨著加載位移幅值的進(jìn)一步增加，δ=25 mm時(shí)，為更清晰觀察鋼管變形情況，對(duì)鋼管進(jìn)行擦拭，此時(shí)整根鋼管外表面多處于剪切屈服狀態(tài)，應(yīng)力、應(yīng)變分布均勻.通過分析循環(huán)加載作用下耗能鋼管的屈曲變形過程可知，耗能鋼管的屈曲模態(tài)為多波高階屈曲.該屈曲現(xiàn)象是一種較為理想的屈曲模式，有利于提高鋼管的耗能能力.通過對(duì)比可知，模擬分析得到的鋼管破壞現(xiàn)象與試驗(yàn)破壞現(xiàn)象基本一致.

(a) δ=15 mm試驗(yàn)現(xiàn)象

(b) δ=20 mm試驗(yàn)現(xiàn)象

(c) δ=25 mm試驗(yàn)現(xiàn)象

(d) δ=15 mm模擬結(jié)果

(e) δ=20 mm模擬結(jié)果

(f) δ=25 mm模擬結(jié)果

4 鋼框架支撐結(jié)構(gòu)抗震性能分析

4.1 Y形支撐設(shè)計(jì)

采用文獻(xiàn)[12]中的5層Y形偏心支撐鋼框架進(jìn)行抗震性能研究.該支撐結(jié)構(gòu)層高均為3.0 m，跨度為6.0 m.結(jié)構(gòu)的平面、立面布置見圖11，阻尼器布置情況見圖12.該結(jié)構(gòu)所在地區(qū)抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計(jì)地震基本加速度為0.2g，建筑場(chǎng)地類型為Ⅱ類，設(shè)計(jì)地震分組為第1組.本文選取其中一榀作為研究對(duì)象，共設(shè)計(jì)了3種分析工況.工況1、2、3分別為純鋼框架結(jié)構(gòu)、設(shè)置剪切屈服型和純扭轉(zhuǎn)屈服型耗能梁段支撐結(jié)構(gòu)，其中剪切屈服型耗能梁段的截面形狀、尺寸和材料均與文獻(xiàn)[12]完全相同.為比較2種耗能機(jī)制在Y形支撐結(jié)構(gòu)中的減震效果，2種耗能梁段采用等屈服強(qiáng)度的設(shè)計(jì)原則，即耗能梁段屈服力相等，通過改變鋼管數(shù)量及厚度使純扭轉(zhuǎn)屈服型耗能梁段的屈服荷載與剪切屈服型耗能梁段保持一致.

(a) 立面圖

(b) 平面圖

(b) 單支扭轉(zhuǎn)阻尼器

(c) 剪切型阻尼器

根據(jù)結(jié)構(gòu)建筑場(chǎng)地類別和抗震設(shè)防烈度，選擇文獻(xiàn)[13]中的5條典型地震波(編號(hào)為1#～5#)，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力時(shí)程分析.將地震波峰值加速度(PGA)分別調(diào)幅至0.2g和0.4g，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行中震和大震作用下的抗震性能分析，研究不同變形耗能機(jī)制對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.

基于ABAQUS軟件建立多尺度支撐鋼框架結(jié)構(gòu)模型.耗能梁段、支撐平臺(tái)段、阻尼器和框架梁與阻尼器連接區(qū)域均采用精細(xì)化實(shí)體單元建模，材料、單元均與3.1節(jié)中的阻尼器數(shù)值模型相同，鋼框架梁柱單元采用非線性梁?jiǎn)卧簡(jiǎn)卧捎胕FiberLUT子程序模擬[14]，支撐采用桁架單元.扭轉(zhuǎn)阻尼器通過約束裝置固結(jié)于支撐平臺(tái)段，其轉(zhuǎn)動(dòng)力臂鉸接于上部水平梁段實(shí)體區(qū)域(見圖12(a)).

4.2 抗震性能分析

以1#和4#地震波為例，其Y形支撐鋼框架的最大層間位移角見圖13.由圖可知，扭轉(zhuǎn)型和剪切型耗能梁端均能起到較好的減震效果.中震作用下輸入4#地震波時(shí)，相較于工況1，工況2和工況3的結(jié)構(gòu)最大層間位移角分別降低約74.7%和 87.4%，扭轉(zhuǎn)型耗能梁段減震效果明顯優(yōu)于剪切型耗能梁段，其余各條地震波作用下減震效果差異不大.大震作用下，工況3相較于工況2的減震效果進(jìn)一步增強(qiáng)，1#地震波作用下減震效果最為顯著，工況2和工況3相較于工況1的最大層間位移角分別降低約78.6%和93.5%，但3#地震波作用下扭轉(zhuǎn)型耗能梁段減震效果則略有降低.

通過對(duì)比5條地震波作用下得到的各工況結(jié)構(gòu)最大層間位移角均值可知，對(duì)比中震而言，大震作用下扭轉(zhuǎn)型耗能梁段的減震效果更為顯著，中震作用下工況2和工況3相較于工況1的最大層間位移角均值分別降低約78.6%和81.3%，減震率僅相差2.7%左右；大震作用下最大層間位移角均值分別降低約79.6%和86.7%，相較于剪切型耗能梁段，扭轉(zhuǎn)型耗能梁段減震率提高約7.1%，具有更加顯著的減震效果.究其原因在于，大震作用下扭轉(zhuǎn)型阻尼器的耗能鋼管屈服區(qū)域更加分散，應(yīng)力、應(yīng)變分布更加均勻，相較于剪切型阻尼器其耗能能力顯著提高，進(jìn)而提升了其對(duì)結(jié)構(gòu)的減震效果.

(a) 中震結(jié)果

(b) 大震結(jié)果

圖14給出了5條地震波作用下各工況結(jié)構(gòu)的頂點(diǎn)位移最大值及不同工況下頂點(diǎn)位移最大值的平均值.由圖可知，工況2和工況3的減震效果明顯優(yōu)于工況1.中震作用下輸入4#地震波時(shí)，工況2和工況3的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移最大值相較于工況1分別降低約72.4%和86.4%，頂點(diǎn)位移最大值減震率差值高達(dá)12.0%，輸入其余各條地震波時(shí)頂點(diǎn)位移最大值減震效果差異不大.相較于工況1，中震作用下5條地震波在工況2和工況3的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移最大值的平均值分別降低約76.7%和79.6%，耗能梁段減震效果差異不大.

大震作用下，除3#地震波外，其余地震波下工況3的頂點(diǎn)位移最大值降幅均高于工況2，且1#地震波下兩者差異最為顯著，此時(shí)工況2和工況3較工況1的結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移最大值分別降低約77.3%和93.0%.對(duì)于各地震波作用下結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移最大值的平均值而言，工況2和工況3較工況1分別降低約78.9%和85.7%.由此可知，相較于剪切型耗能梁段，扭轉(zhuǎn)型耗能梁段支撐結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移最大值降低幅度提高約6.8%.綜合中震和大震作用下結(jié)構(gòu)頂點(diǎn)位移數(shù)據(jù)變化情況可知，隨著地震動(dòng)強(qiáng)度的增加，扭轉(zhuǎn)型耗能梁段的減震性能更優(yōu)于剪切型耗能梁段.

(a) 中震結(jié)果

(b) 大震結(jié)果

5 結(jié)論

1)通過試驗(yàn)研究了不同材料及壁厚的金屬阻尼器的力學(xué)性能.結(jié)果表明，純扭轉(zhuǎn)條件下阻尼器的力學(xué)性能更優(yōu)，滯回曲線更飽滿，承載力及耗能能力更強(qiáng).

2)基于試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行理論分析，建立了初始屈服前阻尼器的力學(xué)模型，并計(jì)算其初始剛度和屈服荷載.理論分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，從而驗(yàn)證了其力學(xué)模型的準(zhǔn)確性.

3)采用本文選取的材料本構(gòu)模型和接觸、約束類型，建立了阻尼器有限元模型.該模型能夠模擬阻尼器的力學(xué)性能.

4)將提出的新型扭轉(zhuǎn)型耗能梁段與傳統(tǒng)剪切型耗能梁段分別應(yīng)用于Y形支撐鋼框架，進(jìn)行非線性動(dòng)力時(shí)程分析.結(jié)果表明，本文提出的新型扭轉(zhuǎn)阻尼器減震性能更佳.