軸向力對(duì)剪切鋼板阻尼器抗震性能影響的數(shù)值模擬

收稿日期：20231212

通信作者：寧西占（1987），男，副教授，博士，主要從事結(jié)構(gòu)振動(dòng)控制與混合試驗(yàn)的研究。Email：xzning@hqu.edu.cn。

基金項(xiàng)目：中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資助項(xiàng)目（2020D14）； 國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51908231）； 福建省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（2020J01058）； 中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金資助項(xiàng)目（ZQN912）

摘要：采用數(shù)值模擬的方式，對(duì)軸向力作用的剪切鋼板阻尼器的抗震性能進(jìn)行研究，設(shè)定5組不同的剪切鋼板阻尼器，以探究高寬比和高厚比對(duì)阻尼器的影響，同時(shí)提出兩種軸向自由的新型剪切鋼板阻尼器。結(jié)果表明：軸向力對(duì)阻尼器抗震性能產(chǎn)生不利影響，使腹板更容易發(fā)生局部屈曲且屈曲程度更大，有必要做防屈曲措施；當(dāng)高寬比、高厚比增大時(shí)，屈服荷載、極限荷載、初始剛度及屈服后剛度顯著降低；當(dāng)腹板高度保持不變時(shí)，增大腹板寬度或厚度，可有效改善阻尼器的抗震性能。

關(guān)鍵詞：剪切鋼板阻尼器； 有限元分析； 抗震性能； 軸向力

中圖分類(lèi)號(hào)：TU 392.4文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號(hào)：10005013（2024）02020109

抗震設(shè)計(jì)不僅考慮結(jié)構(gòu)在地震中的性能，還兼顧震后的疏散和恢復(fù)能力［1］。剪切鋼板阻尼器［2］（下文簡(jiǎn)稱(chēng)阻尼器）構(gòu)造簡(jiǎn)單、受力傳力清晰、耗能能力強(qiáng)，在較多工程抗震的設(shè)計(jì)中得到了應(yīng)用［3］。文獻(xiàn)［45］研究發(fā)現(xiàn)，剪切腹板寬厚比和加勁肋會(huì)影響阻尼器的面外屈曲變形和承載力。文獻(xiàn)［68］通過(guò)有限元模擬和試驗(yàn)的方法，研究國(guó)產(chǎn)低屈服鋼剪切鋼板阻尼的滯回耗能性能，并推導(dǎo)相關(guān)的理論公式。文獻(xiàn)［9］針對(duì)常規(guī)阻尼器提出了3種防止平面外屈曲的方案，并推導(dǎo)相關(guān)理論公式。文獻(xiàn)［10］提出純剪型和彎剪型防屈曲阻尼器，并通過(guò)試驗(yàn)和有限元分析方法驗(yàn)證其抗震性能。針對(duì)剪切型金屬阻尼器應(yīng)力集中和焊接區(qū)的熱應(yīng)力影響問(wèn)題，文獻(xiàn)［11］提出一種形狀優(yōu)化的裝配式剪切型金屬阻尼器，通過(guò)有限元分析和試驗(yàn)的方法驗(yàn)證其力學(xué)性能，并指出軸力會(huì)對(duì)剪切型金屬阻尼器帶來(lái)不利影響。文獻(xiàn)［12］提出一種新型豎向波紋剪切阻尼器，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證其抗震性能。文獻(xiàn)［13］通過(guò)試驗(yàn)研究阻尼器腹板的屈曲和滯回性能，并指出需進(jìn)一步研究高軸壓力對(duì)阻尼器的影響。文獻(xiàn)［14］通過(guò)有限元模擬和試驗(yàn)的方法研究應(yīng)用于消能阻尼器的抗震性能，發(fā)現(xiàn)阻尼器在加載的過(guò)程中存在軸向效應(yīng)，且軸向變形和軸向力對(duì)阻尼器性能可能產(chǎn)生影響。

在實(shí)際工程中，隨著結(jié)構(gòu)變形的發(fā)展，阻尼器勢(shì)必會(huì)承受軸向力，但已有研究主要關(guān)注阻尼器在剪切荷載作用下的性能，較少對(duì)軸向力開(kāi)展研究。基于此，本文就軸向力對(duì)阻尼器抗震性能影響數(shù)值模擬進(jìn)行研究。

1減震框架中阻尼器性能

1.1結(jié)構(gòu)概況

為得到阻尼器在實(shí)際工程中軸向力的變化規(guī)律，根據(jù)現(xiàn)行GB 55006-2021《鋼結(jié)構(gòu)通用規(guī)范》［15］，設(shè)計(jì)一棟鋼框架結(jié)構(gòu)，首層的層高為4.8 m，其余層的層高為3.6 m，跨度為6.6 m，柱、梁采用Q345鋼，首層框架柱的箱型截面尺寸為500 mm×500 mm×18 mm，首層梁的工字型截面尺寸為300 mm×588 mm×10 mm×16 mm。根據(jù)蔡振等［16］的設(shè)計(jì)，阻尼器構(gòu)造，如圖1所示。圖1中：腹板采用Q235鋼，尺寸為300 mm×300 mm×8 mm；翼緣和端板采用Q345鋼，尺寸分別為300 mm×150 mm×16 mm和980 mm×300 mm×30 mm；h為腹板厚度；bw為腹板寬；tw為腹板厚。為便于分析，僅選取結(jié)構(gòu)首層安裝阻尼器的一跨為研究對(duì)象，結(jié)構(gòu)的樓面恒活荷載均為6 kN·m-2。

1.2分析模型與加載制度

框架有限元模型，如圖2所示。框架有限元模型采用大型商業(yè)ABAQUS有限元軟件模擬。為提高計(jì)算效率，框架中柱采用可變形的三維線單元進(jìn)行模擬；梁則根據(jù)阻尼器的位置劃分成3部分，其中，與阻尼器接觸部分采用可變形的三維實(shí)體單元進(jìn)行模擬，其余部分采用可變形的三維線單元進(jìn)行模擬，并以線單元梁的端點(diǎn)為控制點(diǎn)、實(shí)體單元梁截面為控制面，采用連續(xù)分布耦合的約束方式定義其接觸行為。阻尼器各部件采用可變形的三維實(shí)體單元進(jìn)行模擬，各實(shí)體單元間均采用綁定連接定義其接觸行為；線單元選用兩結(jié)點(diǎn)空間線性梁?jiǎn)卧M(jìn)行模擬，實(shí)體單元選用8節(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分單元。

方便起見(jiàn)，忽略連接阻尼器的支撐，將阻尼器下連接端板底面和框架柱底部端點(diǎn)設(shè)為固定端，即約束所有方向上的平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；在實(shí)體梁?jiǎn)卧斆嬷行脑O(shè)置參考點(diǎn)與頂面耦合，并對(duì)參考點(diǎn)施加加載方向外所有方向的平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度進(jìn)行約束。

鋼材的本構(gòu)模型選用多線性各向同性強(qiáng)化模型，彈性模量E=0.206 TPa，泊松比μ=0.3，鋼材塑性本構(gòu)模型參數(shù)［817］，如表1所示。表1中：ε為塑性應(yīng)變；σ為應(yīng)力。模型采用位移控制的加載模式，并以阻尼器的剪切角作為控制值。剪切加載制度，如圖3所示。圖3中：φ為剪切角；δ為剪切位移；L為步長(zhǎng)。

1.3剪切鋼阻尼器

提取阻尼器下連接端板上所有結(jié)點(diǎn)的豎向反力，并對(duì)其求和，可獲得阻尼器在加載過(guò)程中所受的軸向荷載。阻尼器軸向力（P），如圖4所示。圖4中：縱坐標(biāo)的正值為軸向拉力；負(fù)值為軸向壓力。當(dāng)步長(zhǎng)小于25（剪切角小于0.02 rad）時(shí)，阻尼器處于受壓狀態(tài)，且軸向力基本恒定，最大軸向壓力為282.6 kN；隨著剪切角增大，阻尼器軸向力開(kāi)始呈現(xiàn)一定的波動(dòng)，軸向壓力逐漸減小，并在步長(zhǎng)大于46（剪切角為0.08 rad第2個(gè)循環(huán)）開(kāi)始出現(xiàn)軸向拉力；阻尼器的軸向力隨著分析步的增長(zhǎng)在軸向拉力和軸向壓力間切換，且隨步長(zhǎng)的增加，軸向力的浮動(dòng)范圍也在增加；在步長(zhǎng)為71（剪切角為0.14 rad）時(shí)，阻尼器的軸向拉力（324.1 kN）達(dá)到最大。阻尼器滯回曲線，如圖5所示。

由圖5可知：在加載初期，軸向力相對(duì)恒定，剪切位移較小，滯回曲線比較飽滿(mǎn)；當(dāng)剪切位移增加到24 mm（步長(zhǎng)大于43）時(shí)，阻尼器腹板開(kāi)始發(fā)生局部屈曲，滯回曲線在回歸零點(diǎn)的過(guò)程中出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象，軸向力變化浮動(dòng)開(kāi)始變大，軸向力由壓力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴毫εc拉力交替出現(xiàn)，且隨剪切位移的增大，軸向拉力逐漸增大；阻尼器的最大承載能力先降低，后逐漸增加，這主要是由于在受壓時(shí)阻尼器腹板屈曲，在承受拉力時(shí)，阻尼器的屈曲得以改善，進(jìn)而使承載力增大。因此，實(shí)際工作中的阻尼器的軸向力處于拉、壓變動(dòng)狀態(tài)，大多時(shí)候處于受壓狀態(tài)，且拉力有助于改善剪切腹板的屈曲形態(tài)。

2軸向壓力對(duì)阻尼器的影響

2.1模型概況

阻尼器有限元模型采用與框架中阻尼器相同的本構(gòu)參數(shù)和接觸行為。為模擬實(shí)際試驗(yàn)中加載的邊界條件，將阻尼器的下連接端板底面設(shè)為固定端，即約束所有方向上的平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；在上連接端板頂面中心設(shè)置參考點(diǎn)與頂面耦合，并對(duì)參考點(diǎn)施加加載方向外所有方向的平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度進(jìn)行約束。阻尼器有限元模型，如圖6所示。

基于剪切腹板高寬比（h/bw）和高厚比（h/tw）的變化，共設(shè)計(jì)5組試件。參考文獻(xiàn)［1820］對(duì)阻尼器的相關(guān)設(shè)計(jì)及文獻(xiàn)［21］設(shè)置的加勁肋保障耗能性能（當(dāng)剪切腹板高寬比大于1時(shí)），阻尼器采用不設(shè)置加勁肋的形式。表2為試件的尺寸。翼緣尺寸為300 mm×150 mm×16 mm，端板尺寸為980 mm×300 mm×30 mm。

阻尼器軸向受壓作用以力控制方式實(shí)現(xiàn)，施加的軸向荷載以框架中阻尼器最大軸向壓力（Fy=282.6 kN）為基準(zhǔn)，并考慮了0，0.5和1.0倍的軸向壓力。剪切荷載的加載制度與框架的剪切加載制度一致。

2.2變形形態(tài)

不同軸向壓力的應(yīng)力云圖及腹板局部屈曲示意圖，如圖7，8所示。圖8中：δB為屈曲位移。

（a） 0Fy最終狀態(tài)（b） 0.5Fy最終狀態(tài)（c） 1.0Fy最終狀態(tài)

（a） 0Fy最終狀態(tài)（b） 0.5Fy最終狀態(tài)（a） 1.0Fy最終狀態(tài)

由圖7，8可知：0Fy最終狀態(tài)的阻尼器腹板的局部屈曲集中在對(duì)角線上，而有軸向壓力的阻尼器腹板的局部屈曲主要出現(xiàn)在中心處；0.5Fy和1.0Fy最終狀態(tài)應(yīng)力的最大值為656.2，667.2 MPa，與0Fy相比（647.4 MPa）分別增加了1.4%和3.1%；0.5Fy和1.0Fy最終狀態(tài)屈曲位移的最大值為67.44，74.07 mm，與無(wú)軸向壓力相比（41.25 mm）分別增加了63.5%和79.6%。上述分析表明，軸向壓力對(duì)阻尼器的受力形態(tài)產(chǎn)生了較大影響，會(huì)加大腹板局部屈曲程度，可使阻尼器提前發(fā)生破壞。

2.3滯回曲線

試件D1滯回曲線，如圖9所示。圖9中：F為承載力。由圖9可知：0Fy和0.5Fy的承載力在剪切位移為30 mm（剪切角為0.10 rad）循環(huán)下開(kāi)始下降，而1.0Fy的阻尼器承載力在剪切位移為24 mm（剪切角為0.08 rad）循環(huán)下開(kāi)始下降；3種軸向壓力的滯回曲線均出現(xiàn)了不同程度的捏縮現(xiàn)象。上述分析表明，阻尼器的滯回性能受軸向壓力影響顯著，且軸向壓力越大，阻尼器的承載能力下降越明顯，也越容易提前進(jìn)入極限荷載狀態(tài)而發(fā)生破壞。

2.4骨架曲線

采用Park法［22］計(jì)算了試件D1在不同軸向壓力下的屈服荷載。試件D1骨架曲線，如圖10所示。由圖10可知：試件D1骨架的3種軸向壓力曲線總體呈先上升后下降的趨勢(shì)；0.5Fy和1.0Fy的屈服荷載分別為330.4，329.2 kN，與0Fy相比（330.8 kN）相差不大；0.5Fy和1.0Fy的極限荷載分別為519.3，496.9 kN，與0Fy相比（524.5 kN）分別降低了1.0%和5.3%（1.0Fy達(dá)到極限荷載的剪切角為0.06 rad，而0Fy和0.5Fy的剪切角為0.08 rad時(shí)才達(dá)到極限荷載）。上述分析表明，與屈服荷載相比，軸向壓力對(duì)極限荷載的影響程度更明顯，且會(huì)導(dǎo)致阻尼器提前達(dá)到極限荷載狀態(tài)。

2.5剛度退化

試件D1剛度退化，如圖11所示。圖11中：k為剛度。由圖11可知：剛度退化隨剪切位移的增大逐步降低，且剛度退化在加載初期較為明顯，但隨剪切位移的增大，剛度下降趨于緩和；隨著軸向壓力的增大，在相同剪切位移時(shí)阻尼器的剛度逐漸減小。

為便于分析，定義屈服后剛度為滯回曲線上最后一級(jí)加載峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的剛度。經(jīng)計(jì)算，試件D1在0.5Fy和1.0Fy的初始剛度分別為611.9，609.6 kN·mm-1，與0Fy相比（612.6 kN·mm-1）分別降低了0.1%和0.5%；0.5Fy和1.0Fy的屈服后剛度分別為9.4，8.3 kN·mm-1，與0Fy（10.3 kN·mm-1）相比分別降低了8.7%和19.4%。上述分析表明，與初始剛度相比，軸向壓力對(duì)屈服后剛度的影響程度更明顯。

2.6耗能能力

耗能能力反映了阻尼器在循環(huán)荷載作用下消耗能量的能力，主要從累積耗能（E）和等效粘滯阻尼系數(shù)（ξ）兩方面進(jìn)行評(píng)估。試件D1累積耗能，如圖12所示。由圖12可知：隨剪切位移的增大，試件耗能逐步增加；與0Fy相比，0.5Fy和1.0Fy的累積耗能分別增長(zhǎng)了2.9%和降低了1.7%，表明軸向壓力對(duì)阻尼器累積耗能能力影響不大。

試件D1等效粘滯阻尼系數(shù)，如圖13所示。由圖13可知：隨著剪切位移的增大，試件D1等效粘滯阻尼系數(shù)逐漸增大；在相同的剪切位移下，隨著軸向壓力的增大，試件D1等效粘滯阻尼系數(shù)越大。

3阻尼器參數(shù)

3.1高寬比

不同高寬比阻尼器在0.5Fy時(shí)的性能曲線，如圖14所示。

（a） 滯回曲線（b） 骨架曲線

（c） 剛度退化曲線（d） 等效粘滯阻尼系數(shù)

由圖14（a）可知：隨著高寬比的增加，滯回環(huán)所圍面積減小，表明高寬比對(duì)阻尼器的滯回曲線產(chǎn)生了影響。由圖14（b）～（d）可知：阻尼器的承載力、剛度隨著高寬比的增大而減小，而等效粘滯阻尼系數(shù)受高寬比的影響較小。

不同高寬比阻尼器軸向壓力的性能對(duì)比，如表3所示。表3中：FY為屈服荷載；Fu為極限荷載；k0為初始剛度；ky為屈服后剛度。由表3可知：阻尼器的屈服荷載、極限荷載、初始剛度和屈服后剛度隨高寬比的增大而減??；在0.5Fy時(shí)，與高寬比為0.5相比，高寬比為1.5的屈服荷載、極限荷載、初始剛度和屈服后剛度分別降低了74.4%，66.1%，74.4%，64.2%，在1.0Fy時(shí)，屈服荷載、極限荷載、初始剛度和屈服后剛度分別降低了74.4%，65.6%，74.4%，36.1%。由上述分析可知，在不同軸向壓力下，高寬比對(duì)阻尼器的抗震性能影響顯著；當(dāng)高度不變時(shí)，增大腹板寬度，使高寬比小于0.5，滯回曲線相對(duì)飽滿(mǎn)，耗能效果較好，剛度和承載力增加明顯。

3.2高厚比

不同高厚比阻尼器在0.5Fy時(shí)的性能曲線，如圖15所示。由圖15（a）可知：隨高厚比的增加，滯回曲線的捏縮現(xiàn)象越來(lái)越明顯，滯回環(huán)所圍面積減小，表明高厚比對(duì)阻尼器的滯回曲線產(chǎn)生了影響。由圖15（b）～（d）可知：阻尼器的屈服強(qiáng)度、承載力和剛度隨著高厚比的增大而減??；等效粘滯阻尼系數(shù)隨高厚比的增大，先是變化不大.隨后迅速減小，且高厚比越大，等效粘滯阻尼系數(shù)下降得越快。

（a） 滯回曲線（b） 骨架曲線

（c） 剛度退化曲線（d） 等效粘滯阻尼系數(shù)

不同高厚比阻尼器在軸向壓力作用下的性能對(duì)比，如表4所示。由表4可知：隨高厚比的增大，阻尼器的屈服荷載、極限荷載、初始剛度和屈服后剛度均減小；與高厚比為30.0相比，高厚比為50.0在0.5Fy時(shí)，屈服荷載、極限荷載、初始剛度和屈服后剛度分別降低了38.9%，40.8%，35.7%，47.5%，在1.0Fy下，屈服荷載、極限荷載、初始剛度和屈服后剛度分別降低了38.9%，41.3%，35.7%，64.2%。由上述分析可知，在相同軸向壓力下，高厚比對(duì)阻尼器的抗震性能影響顯著，當(dāng)高厚比小于30.0時(shí)，耗能效果較好，剛度和承載能力增加明顯。

4消除軸向壓力影響的建議措施

軸向壓力使阻尼器腹板更容易發(fā)生局部屈曲且屈曲程度更大，傳統(tǒng)的阻尼器設(shè)計(jì)方法不足以保證其良好的性能。結(jié)合實(shí)際工程中，阻尼器的軸向壓力伴隨結(jié)構(gòu)的變形而變化，結(jié)合三角鋼板阻尼器［23］，軸向自由構(gòu)造裝置分解圖，如圖16所示。第一種構(gòu)造措施由上下限位板、中連接端板構(gòu)成，其中，上、下限位板間可產(chǎn)生豎向相對(duì)位移但無(wú)水平相對(duì)位移；第二種構(gòu)造措施由限位板、T型連接件和中連接端板組成，其中，T型連接件與上連接板固結(jié)，但可與限位板有豎向相對(duì)位移。通過(guò)將該裝置與阻尼器相連，當(dāng)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生豎向變形時(shí)，阻尼器通過(guò)上限位板（T型連接件）在下限位板（限位板）內(nèi)自由移動(dòng)，可以避免阻尼器產(chǎn)生軸向壓力，從而使耗能腹板處于無(wú)軸向壓力的剪切狀態(tài)，改善阻尼器的抗震性能。

5結(jié)束語(yǔ)

對(duì)軸向力下的阻尼器的抗震性能進(jìn)行研究，并討論高寬比和高厚比的影響。研究表明，考慮軸向壓力時(shí)，剪切腹板更容易發(fā)生局部屈曲且屈曲程度更大，因此，傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)阻尼器設(shè)計(jì)方法不足以保證其良好的性能。阻尼器的初始剛度和整體耗能能力受軸向壓力影響較小，但極限荷載和屈服后承載力隨軸向壓力的增加而降低。當(dāng)阻尼器高度給定時(shí)，腹板寬度和厚度對(duì)阻尼器抗震性能影響較大，增大腹板寬度或厚度，可有效改善阻尼器的各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)。因此，有必要在阻尼器設(shè)計(jì)時(shí)考慮軸向壓力的影響，或采用可釋放軸向約束的新型剪切金屬阻尼器。

參考文獻(xiàn)：

［1］許立言.低屈服點(diǎn)鋼剪切型阻尼器的力學(xué)性能及理論模型研究［D］.北京：清華大學(xué)，2017.

［2］SEKI M，KATSUMATA H，UCHIDA H，et al.Study on earthquake response of twostoried steel frame with Yshaped braces［J］.Journal of Structural Engineering B，1987，33：259271.

［3］閤東東，李興旺，韓龍勇.北京地區(qū)中小學(xué)校舍抗震加固工程［J］.城市與減災(zāi)，2019（5）：5964.

［4］TANAKA K，SASAKI Y.Study on energy absorbing performance of seismic control paneldampers using lowyieldpoint steel under static loading［J］.Journal of Structural and Construction Engineering，1998，63（509）：159166.DOI：10.3130/aijs.63.159_1.

［5］TANAKA K，SASAKI Y，YONEYAMA S.An experimental study on hysteretic performance of shear panel dampers using different strength type of steel under static loading［J］.Journal of Structural and Construction Engineering （Transactions of AIJ），1999，64（520）：117124.DOI：10.3130/aijs.64.117_1.

［6］宋中霜.低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器耗能性能研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2013.

［7］宋中霜，李冀龍，韓露，等.低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器滯回性能試驗(yàn)研究［J］.防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報(bào)，2014，34（3）：289295.DOI：10.13409/j.cnki.jdpme.2014.03.009.

［8］唐亞男.低屈服點(diǎn)鋼剪切板阻尼器耗能性能與疲勞性能研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2015.

［9］黃鎮(zhèn)，李芮秋，劉峰，等.改進(jìn)型防屈曲剪切鋼板阻尼器受力性能研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2016，37（6）：8592.DOI：10.14006/j.jzjgxb.2016.06.011.

［10］蘇利剛.防屈曲剪切板阻尼器抗震性能研究［D］.大連：大連理工大學(xué)，2017.

［11］朱柏潔，張令心，王嘯霆，等.形狀優(yōu)化的裝配式剪切型金屬阻尼器力學(xué)性能研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2018，39（5）：106115.DOI：10.14006/j.jzjgxb.2018.05.014.

［12］石文龍，張浩波，周東洋.豎向波紋剪切型阻尼器力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.世界地震工程，2020，36（4）：112120.

［13］CHEN Zhiy，BIAN Guoqiang，HUANG Yu.Review on web buckling and hysteretic behavior of shear panel dampers［J］.Advanced Steel Construction，2013，9（3）：205217.

［14］紀(jì)曉東，馬琦峰，王彥棟，等.鋼連梁可更換消能梁段抗震性能試驗(yàn)研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2014，35（6）：111.DOI：10.14006/j.jzjgxb.2014.06.002.

［15］中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部.鋼結(jié)構(gòu)通用規(guī)范： GB 55006—2021［S］.北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2021.

［16］蔡振，張永利，于悅，等.剪切型鋼板阻尼器在某框架結(jié)構(gòu)抗震加固中的應(yīng)用［J］.建筑結(jié)構(gòu)，2013，43（增刊2）：697700.DOI：10.19701/j.jzjg.2013.s2.163.

［17］范慧敏，鄭雙杰，李海鋒，等.整體式橋臺(tái)與組合梁結(jié)合部受力機(jī)理分析［J］.建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展，2023，25（7）：8594.DOI：10.13969/j.cnki.cn311893.2023.07.009.

［18］AMERICAN INSTITUTE of STEEL CONSTRUCTION.ANSI/AISC36022： Specification for structural steel buildings［S］.Chicago：American Institute of Steel Construction，2022.

［19］AMERICAN INSTITUTE of STEEL CONSTRUCTION.ANSI/AISC34122： Seismic provisions for structural steel buildings［S］.Chicago：American Institute of Steel Construction，2022.

［20］陳之毅，葛漢彬，宇佐美勉，等.剪切板阻尼器的滯回性能參數(shù)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2008（11）：1317.DOI：10.3321/j.issn：1000131X.2008.11.003.

［21］陳周熠，麥成林，許志旭，等.低屈服點(diǎn)鋼剪切耗能板抗震性能試驗(yàn)［J］.廈門(mén)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2019，58（6）：916921.

［22］PARK R，PAULAY T.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)［M］.秦文鉞，等譯.重慶：重慶大學(xué)出版社，1985.

［23］許國(guó)山，童興，寧西占，等.新型連梁剪力墻結(jié)構(gòu)擬靜力試驗(yàn)研究［J］.工程力學(xué)，2019，36（12）：188197.DOI：10.6052/j.issn.10004750.2019.01.0013.

（責(zé)任編輯： "陳志賢英文審校： 方德平）