新型兩階段屈曲約束支撐滯回性能試驗研究

中圖分類號：TU391;TU352.1 文獻標志碼：A 文章編號：2096-6717（2025）04-0131-09

Experimental study on hysteretic behavior of a new two-stage buckling-restrained brace

YUAN Tao，SUN Tongfei，LIU Ye，DAI Kaoshan，ZHU Zheming （College of Architecture and Environment，Sichuan University，Chengdu 6lOo65，P.R.China）

Abstract： A novel two-stage buckling-restrained brace （TS-BRB） has been proposed to enhance the performance of conventional buckling-restrained braces （BRB），in particular to address the problem that conventional BRB cannot provide lateral resistance and energy disipation capacity to the structure after failure under the action of major-after shocks.The energy disipation unit of the TS-BRB consists of three Q235 steel plates in series with a tapered cross-section along the longitudinal axis.The energy disspation section in the middle plays the role of energy dissipation first during the earthquake，and if this section breaks，the limiting slot in the restraint unit ensures that the rest of the energy dissipation section keps Working，giving the TSBRB a higher energy dissipation capacity than conventional BRB.The slip distance of the TS-BRB is limited by varying the length of the limit slot，enabling the brace to meet the requirements of structural damping design.

Testresults demonstrate that the hysteresis curve of the TS-BRB is saturated and the shape of the hysteresis curve is consistent with theoretical expectations.The TS-BRB exhibits an obvious two-stage energy dissipation characteristic，with the end energy disipation section continuing to operate after the middle energy dissipation section breaks. The additional accumulated energy dissipation after fracture is 138.41% of that before the fracture.The TS-BRB provides a solution to the problem ofconventional BRBs losing load-bearing and energydissipation capacity immediately after fracture and offers greater energy disspation reserves for the structure. Finally，a numerical model was established in ABAQUS，which demonstrates that the hysteretic curve of the numerical simulation agrees well with that of the experiment.

Keywords：buckling-restrained brace （BRB）；damper；energy disipation unit； structural damping design; seismic-capacity reserve; experimental study

近年來，地震災害頻發(fā)，主震后常伴隨著多次余震，且大部分主、余震間隔較短，無法在主震后對結(jié)構(gòu)進行及時修繕，從而造成結(jié)構(gòu)損傷顯著增加。1976年唐山地震中，7.8級主震造成大量建筑嚴重損傷，隨后發(fā)生的強余震導致結(jié)構(gòu)損傷加劇，從而發(fā)生倒塌。2010年，新西蘭發(fā)生7.1級地震，并未造成人員傷亡，而隨后的6.3級余震造成了180余人遇難和大量建筑物倒塌。土耳其在當?shù)貢r間2023年2月6日一天內(nèi)遭遇兩次7.8級地震，大量房屋倒塌，逾5萬人遇難。因此，提高結(jié)構(gòu)抗震能力，尤其是主震-余震型地震下的抗震能力具有十分重要的現(xiàn)實意義。

屈曲約束支撐（bulking-restrainedbrace，BRB）作為一種應用于結(jié)構(gòu)中抗側(cè)力與消能減震構(gòu)件，在小震及風荷載作用下保持彈性狀態(tài)，為結(jié)構(gòu)提供抗側(cè)剛度；在中震及大震作用下先于結(jié)構(gòu)產(chǎn)生塑性變形，從而耗散地震能量，以達到減小主體結(jié)構(gòu)損傷的目的。BRB的概念最初由日本學者提出[1-2]，傳統(tǒng)的BRB通常由耗能單元、屈曲約束單元及無粘結(jié)單元3部分構(gòu)成。耗能單元在拉壓循環(huán)作用中產(chǎn)生塑性變形，從而耗散能量，材料多選用低屈服點金屬[3]。耗能單元的截面通常為一字形或十字形[4]。無粘結(jié)單元一般為空氣間隙或無粘結(jié)材料，可減小耗能單元與約束單元間的摩擦作用，并為耗能單元在軸向受壓時由泊松效應產(chǎn)生的橫向變形提供空間，使BRB在受拉與受壓情況下表現(xiàn)出相似的耗能性能。為滿足不同的剛度需求，學者們對十字形與H形等各類耗能單元截面的屈曲約束支撐進行了研究[5-8]。屈曲約束單元能限制耗能單元的非軸向位移，防止耗能單元產(chǎn)生屈曲失穩(wěn)，通常由鋼筒填充混凝土或全鋼[9-1組成。為解決大跨度結(jié)構(gòu)中BRB的應用問題，Guo等[12]和Zhu等[13]提出了桁架屈曲約束單元。

近年來，為應對傳統(tǒng)BRB[14-16]由于累積塑性變形達到閾值后在屈服部位斷裂從而失效的問題，學者們圍繞BRB的構(gòu)造與組合形式展開了高性能BRB的研究[17-24]，以滿足結(jié)構(gòu)對持續(xù)耗能和可靠抗側(cè)剛度的實質(zhì)性需求。李亮等[25-26]對芯板屈服段進行局部加肋，實現(xiàn)了BRB的二階段屈服，該BRB具有與普通BRB相似的屈服承載力、更大的彈性剛度和更小的屈服位移，使得該阻尼器能夠?qū)崿F(xiàn)地震作用下更快參與耗能的效果。Pan等[8和Sun等[19通過截面控制使單一材料的BRB芯板具有不同的屈服力，并通過特殊的構(gòu)造形式使阻尼器實現(xiàn)了雙級屈服機制。Wang等2通過截面控制提出了一種裝配簡單且經(jīng)濟性較好的雙剛度阻尼器。

在超出規(guī)范的超大地震或者主震-余震型地震下，傳統(tǒng)BRB損傷累積，可能發(fā)生斷裂破壞?；谏鲜鲂枨螅P者提出一種新型兩階段屈曲約束支撐（two-stagebulking-restrainedbrace，TS-BRB），與普通BRB相比，TS-BRB具有以下優(yōu)勢：1主震-余震型地震中，若TS-BRB的核心板由于損傷累計而發(fā)生破壞，端部板與限位卡槽將保證TS-BRB仍具有一定的支撐與耗能能力，而在累積損傷達到一定值后，普通BRB將立即喪失耗能能力；2）核心板的斷裂可以視為耗能單元的更換準則，震后對耗能單元的及時更換可以保證TS-BRB具有穩(wěn)定的工作性能，而傳統(tǒng)BRB缺乏明確的損傷判斷標準。

介紹TS-BRB的構(gòu)造、工作機理及關鍵參數(shù)設計方法，并通過試驗研究對TS-BRB的破壞模式、滯回特性等參數(shù)進行分析論證。

1 概念設計

1.1 構(gòu)件組成

按照構(gòu)件功能，TS-BRB分為耗能單元、約束單元與滑動單元，各單元及整體組合方式見圖1。TS-BRB各部分均由金屬材料組成，通過高強螺栓將核心板、端部板、約束蓋板、填充板及連接環(huán)組成整體。

耗能單元主要由端部板-核心板-端部板依次串聯(lián)構(gòu)成。核心板與端部板的寬度沿縱向自兩端向中間遞減，邊緣形成圓弧狀，二者相接處上下兩側(cè)配置連接環(huán)。連接環(huán)與核心板、端部板之間通過高強螺栓相連。核心板截面積小于端部板，核心板參與常規(guī)耗能階段；端部板主要參與附加耗能階段，即核心板斷裂之后的阻尼器耗能階段。常規(guī)耗能階段，連接環(huán)與核心板及端部板形成整體，傳遞軸向拉壓應力；附加耗能階段，連接環(huán)通過約束蓋板上的限位卡槽，使耗能單元與約束單元形成整體，傳遞拉壓應力。

約束單元由約束蓋板、填充板及高強螺栓構(gòu)成。約束蓋板內(nèi)部的限位卡槽用以在附加耗能階段限制耗能單元的軸向位移并傳遞應力。約束單元與耗能單元的間隙能夠滿足耗能單元在荷載作用下僅發(fā)生屈服而不產(chǎn)生屈曲。

1.2工作機理及關鍵設計參數(shù)

TS-BRB的工作機理見圖2。TS-BRB在小震作用下為結(jié)構(gòu)提供抗側(cè)剛度；中震和大震作用下，常規(guī)耗能階段啟動，此時恢復力模型與傳統(tǒng)BRB相同，見圖2（a）。若TS-BRB的核心板在超大地震中發(fā)生斷裂，耗能單元的連接環(huán)將與約束單元的限位卡槽接觸，阻尼器中的端部板提供附加屈服耗能，見圖2（b）。

核心板與端部板采用串聯(lián)的方式連接，忽略約束單元與耗能單元間摩擦力的影響，核心板和端部板承擔同樣大小的軸力，即

dh_cσ_c=dh_eσ_e

引入應力比 k

式中： d 為核心板與端部板厚度； σ_c 為核心板應力； σ_e 為端部板應力； h_c 為核心板最窄處寬度； h_e 為端部板最窄處寬度。

核心板與端部板的截面最窄寬度 h_c 與 h_e 均位于各自中部，通過控制應力比 k 可以使端部板在核心板斷裂后繼續(xù)耗能。假設核心板產(chǎn)生斷裂的同時端部板進入塑性，則臨界應力比 k_c 為

式中： f_u 為材料極限強度； f_y 為材料屈服強度。當kgt;k_c 時，端部板在核心板斷裂前始終處于彈性狀態(tài)；當 k=k_c 時，端部板在核心板斷裂時恰好進人塑性狀態(tài)；當 kc 時，端部板在核心板斷裂前已經(jīng)進入塑性狀態(tài)進行耗能。

耗能單元連接環(huán)與約束蓋板限位卡槽邊緣的間隙在初始狀態(tài)時記為 d₂ ，位置關系見圖6（f）。核心板斷裂后，TS-BRB存在滑移位移 2d₂ 。若忽略彈性變形的影響，考慮核心板的累計塑性變形 d_p1 的作用，則TS-BRB附加耗能階段第1圈受拉時的起始位移為

x₁=2d₂-d_p1

考慮附加耗能階段第 k 次受拉端部板產(chǎn)生的拉伸塑性變形 d_pet，k 第 k 次受壓端部板產(chǎn)生的壓縮塑性變形 d_pec，k 以及第 k 次受壓核心板產(chǎn)生的壓縮塑性變形 d_pc，k 的影響，附加耗能階段第 i（i?2） 圈受拉的起始位移為

TS-BRB附加耗能階段，核心板的斷裂使其僅傳遞壓應力而不傳遞拉應力，因此將被持續(xù)壓縮，且每次受壓產(chǎn)生的塑性變形隨圈數(shù)遞減，即 d_pc，klt;0 并滿足 收斂于0。端部板在受拉與受壓時均進人工作，且循環(huán)加載下拉、壓位移幅值大小相當，經(jīng)歷整數(shù)圈加載后，端部板累計塑性變形趨于0，即

附加耗能階段第1圈受壓時，核心板斷面之間首先發(fā)生接觸并傳遞應力，壓應力增長的起始位移為

x₁^′=2d₂-d_p1+d_pet，1-2d₂=d_pet，1-d_p1

附加耗能階段第 i（i?2） 圈受壓時，核心板積累了較大的不可恢復壓縮塑性變形，不再傳遞壓應力，耗能單元的壓應力主要通過端部板與約束單元

傳遞。由于端部板的剛度大于核心板，第2圈加載后受壓剛度較第1圈有所增大。壓應力增長的起始位移為

結(jié)合式（5），得到

在常幅位移加載下，單圈加載產(chǎn)生的塑性變形趨同，因此 |x_i^′| 遞減，且遞減幅度隨加載圈數(shù)逐漸減小，記為

s_i=x_i-x_i^′

聯(lián)立式（5）式（9）與式（10），整理后可得

式中： s_i 表示第 i（i?2） 圈加載時拉、壓工作狀態(tài)間的滑移距離，該值隨循環(huán)圈數(shù)遞增，且增幅遞減。 s_i 與參數(shù) d₂ 呈正相關，可以通過調(diào)整 d₂ 的大小來控制 s_i 的長度，從而減小滑移段的距離。

試件的關鍵尺寸見圖3。圖中 d 為耗能單元板厚， L_cy?L_ey 分別為核心板與端部板的屈服段長度。

根據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范》（GB5O011—2010）[28]規(guī)定，鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)在多遇地震下的層間位移角限值 θ₁ 為 1/550 ；在罕遇地震下的層間位移角限值 θ₂ 為 1/50 。以一個層高為 H 、跨距為 B 的普通鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)為例（如圖4所示），大震時結(jié)構(gòu)水平方向的變形 d_e 的范圍應為： Hθ₁lt; d_e2 ，其在支撐方向的位移分量 d_b=d_ecosα ，其中， 。在結(jié)構(gòu)層間位移角的限制下，若要使TS-BRB附加耗能階段可以啟動工作，必須滿足 min（d_b）ib） 。由式（11）可知，滑移距離 s_i 滿足 s_ilt;4d₂ ，則 d₂ 的取值范圍應為0.25min（d_b）2lt;0.25max（d_b） ，當 d₂ 取值滿足此區(qū)間時，可保證TS-BRB的核心板斷裂后附加耗能階段可以順利啟動。

2 試驗研究

2.1 試驗概況

對TS-BRB進行低周疲勞試驗，對其滯回性能、破壞形式及關鍵參數(shù)進行研究。約束單元采用Q345材料。核心板與端部板采用Q235材料，結(jié)合《鋼結(jié)構(gòu)設計標準》（GB50017—2017）[29]，取 f_u 為375MPa， f_y 為 235MPa ，則臨界應力比 k_c=375/235= 1.6。為保證端部板在核心板斷裂時仍具有一定的耗能能力，同時考慮加工精度的限制，取 h_c 為19mm ， h_e 為 24mm ，此時滿足 h_e=1.26h_c ，即應力比k=1 .26。為平衡耗能單元的平面外屈曲與耗能性能，核心板與端部板厚度均取 5mm 。考慮加載空間的約束，TS-BRB整體總屈服段長度 l=（L_cy+ 2L_ey ）取 320mm 。約束單元與耗能單元連接環(huán)的間隙 d₂ 按照屈服長度的 3% 設置，即 d₂=0.5×l× 3%≈5mm 。為減小焊接殘留應力對阻尼器性能的影響，各構(gòu)件均采用整體切削加工的方式制作。

如圖5所示，使用微機控制電子萬能試驗機對TS-BRB進行軸向加載，其中下側(cè)為固定端，上側(cè)連接作動梁。TS-BRB在核心板斷裂前后采用不同的加載方式（如圖6所示）：核心板斷裂前先進行2圈

0.7倍屈服應力的預加載，用于確認加載系統(tǒng)和采集系統(tǒng)的工作狀態(tài)，隨后以屈服段長度的 1% 應變?yōu)榉导虞d3圈，最后以屈服段長度的 2% 應變?yōu)榉导虞d至核心板斷裂；核心板斷裂后，繼續(xù)以屈服段長度的 2% 應變?yōu)榉祵S-BRB進行加載，直至端部板斷裂（即阻尼器徹底失效）。兩個加載制度的加載速率均為 0.1mm/s 。

2.2 試驗結(jié)果與分析

如圖7所示，TS-BRB常規(guī)耗能階段加載到第18圈時核心板發(fā)生斷裂，附加耗能階段加載到第21圈時端部板發(fā)生斷裂，兩次斷裂均為TS-BRB受拉時在屈服段中部產(chǎn)生。主要原因是阻尼器的耗能單元均采用圓弧狀變截面且截面在各屈服段中部最小，因此，各耗能段的斷裂位置處于各截面應力最大的中部。耗能單元各截面發(fā)生的平面內(nèi)變形由中部屈服段向兩端彈性段呈減小趨勢，但非屈服段及連接段內(nèi)均未觀察到明顯的塑性變形。

屈服單元平面內(nèi)變形的差異可以解釋為：核心板與端部板截面尺寸沿縱向漸變，而填充板的截面寬度基本不變，耗能單元與填充板之間間隙的差異導致耗能單元各截面變形幅度存在明顯差別。核心板與端部板截面最窄處的間隙較大，填充板對上述兩處附近的約束較弱，從而導致耗能單元在該處發(fā)生的變形較大。如圖8所示，約束單元加載前后尺寸未發(fā)生改變。

TS-BRB試件的試驗滯回曲線見圖9。TS-BRB第1加載階段（即核心板斷裂前的加載階段，見圖9（b））的滯回曲線與傳統(tǒng)BRB類似，整個加載過程中滯回曲線飽滿。阻尼器受壓過程中出現(xiàn)的輕微波動是核心板與約束板間隙過大導致的，該現(xiàn)象可通過減少兩者間隙來避免，以達到穩(wěn)定的耗能效果。拉力與壓力卸載到 0kN 時的滯回曲線出現(xiàn)微小滑移，該滑移段是由加工誤差引起的螺栓孔與螺桿之間的間隙所導致的。

TS-BRB第2加載階段（即核心板斷裂后的加載階段，見圖9（c））的滯回曲線存在滑移段，且滑移段長度 s_i 緩慢增加。拉力開始明顯增長的起始位移x_i 隨著加載圈數(shù)不斷增加，增加的幅度遞減；壓力開始明顯增長的起始位移 x_i^′ 隨著加載圈數(shù)不斷減小，減小的幅度遞減。這與理論恢復力模型相符。

TS-BRB常規(guī)耗能階段的最大拉力為 54.37kN 0最大壓力為 -61.15kN ，附加耗能階段的最大拉力為 71.84kN ，較常規(guī)耗能階段增大了 32.13% ，最大壓力為 -67.93kN ，較常規(guī)耗能階段增大了11.07% 。附加耗能階段的剛度明顯增加，這是由于主要耗能部分的截面積增大，也表明TS-BRB的附加耗能階段能夠承受較常規(guī)耗能階段更大的地震作用。

TS-BRB的延性系數(shù) μ 可通過公式 μ=Δu/Δy 來計算獲得，其中極限位移 Δu 為TS-BRB核心板斷裂前所拉伸的最大長度，屈服位移 Δy 為TS-BRB核心板斷裂前到達屈服點所拉伸的距離，延性系數(shù)計算結(jié)果如表1所示。

TS-BRB屈服承載力的試驗值為圖9（b）中屈服位移 Δy 所對應的荷載。屈服承載力的理論值F_y=η_yf_yA_eq ，其中， f_y 取 235MPa;η_y 為鋼材超強系數(shù)，取1.15。 A_eq=d（S_cy+2S_ey）/（L_cy+2L_ey） 為屈服段的等效截面面積，其中， S_cy 為核心板屈服段的面積，計算得到該值為 2759.88mm²; S_ey 為端部板屈服段的面積，計算得到該值為 3 066. 00mm²;d 為約束板的板厚，為 5mm ；核心板與端部板屈服段長度 L_cy 與 L_ey 分別為 120.100mm 。

初始剛度的試驗值通過圖9（b）中屈服荷載 F_y 與屈服位移 Δy 的比值計算得到。初始剛度的理論值 K₀=EA_eq/L ，其中 E 為鋼材的彈性模量， A_eq 為等效屈服段截面積， L 為TS-BRB長度。鋼材的彈性模量 E 取為 2.06×10⁵MPa ，TS-BRB的長度 L 取為 620mm 。計算得到TS-BRB屈服強度和初始剛度，見表2。由表2可知，TS-BRB屈服承載力試驗值較理論值小 1.57% ，兩者幾乎沒有差別。初始剛度試驗值較理論值低 40.37% ，該剛度差異來源于螺桿與螺孔空隙導致核心單元產(chǎn)生的部分滑移。

《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》（JGJ297—2013）[30]中規(guī)定：位移相關型消能器在水平地震作用下往復循環(huán)一周所消耗的能量為消能器的恢復力滯回環(huán)在相對水平位移下的面積。第 i 圈消耗的能量記為E_i ，則有

E_i=S-2（S₁+S₂）

式中： i 為加載圈數(shù)序號； n_i 為試驗第 i 圈加載的數(shù)據(jù)點總個數(shù)； j 為各圈數(shù)據(jù)點序號； x_i，j 與 y_i，j 分別表示第 i 圈加載時位移與力的第 i 個分量。 S₁ 與 S₂ 見圖10。TS-BRB加載周期各圈耗能值見圖11。

常規(guī)耗能階段，前2圈為預加載，阻尼器各構(gòu)件處于彈性階段，不產(chǎn)生耗能，以 1%×ι 為幅值加載時，單圈最大耗能為234.51J，以 2%×1 為幅值加載時，單圈最大耗能為769.14J，常規(guī)耗能階段總計耗能 10244.35J 附加耗能階段首圈耗能為1291.46J，為常規(guī)耗能階段單圈耗能最大值的 167.91% ，隨后，單圈耗能值隨加載圈數(shù)遞減，直至端部板斷裂前最后一圈耗能為577.13J，為常規(guī)耗能階段最大值的 75.03% 。附加耗能階段總計耗能 14179.20J 為常規(guī)耗能階段的 138.41% 。試驗結(jié)果表明，TS-BRB附加耗能階段具有較大的耗能能力，能夠為結(jié)構(gòu)提供額外的耗能儲備。

3 有限元模擬

3.1 模型建立

使用有限元軟件ABAQUS對TS-BRB的耗能特性進行模擬。參照試驗試件，在ABAQUS/2020中建立模型。使用C3D8R減縮積分單元對各構(gòu)件進行網(wǎng)格劃分，對耗能單元適當增加網(wǎng)格密度。在核心板中部創(chuàng)建一個由一層厚度為 0.01mm 的網(wǎng)格單元組成的集合，用于設置生死單元，模擬附加耗能階段。模擬試件的網(wǎng)格見圖12。

采用石永久等31推薦的方法對耗能單元的材料模型進行標定，混合硬化模型的標定參數(shù)如表3所示。阻尼器設計時要求約束單元承受的最大應力遠小于其屈服應力，試驗結(jié)束后約束單元與螺栓均未發(fā)生塑性變形，因此約束單元與螺栓采用理想彈塑性模型。屈服應力取 345MPa ，彈性模量取2.06×10⁵MPa 。相互作用特性包括切向與法向特性、切向使用罰函數(shù)，設置摩擦系數(shù)為0.1，法向設置為硬接觸。模型的邊界條件與試驗保持一致，即固定側(cè)限制所有自由度，在加載側(cè)僅釋放軸向位移。此外，為考慮初始缺陷對阻尼器性能的影響，將耗能單元一階屈曲模態(tài)位移的 1/1 000 添加至原模型[27]常規(guī)耗能階段加載后去除核心板中部網(wǎng)格單元集合，進行核心板斷裂之后的模擬。在斷面與斷面之間以及斷面與其他可能接觸的面之間添加新的接觸，接觸特性保持不變。

3.2 模擬誤差

對模擬試件施加圖6所示的位移荷載。計算得到模擬試件在核心板斷裂前后的滯回曲線，其與試驗滯回曲線的對比見圖13。

試驗與模擬數(shù)據(jù)關鍵信息對比見表4。屈服承載力 F_y 試驗值為 36.95kN ，模擬值為 34.77kN ，模擬誤差為 -5.90% 。

核心板斷裂前，最大受拉承載力 F_max 試驗值為54.95kN ，模擬值為 56.32kN ，模擬值與試驗值誤差為 2.49% ；最大受壓承載力 F_min 試驗值為-61.15kN ，模擬值為 -54.48kN ，模擬值與試驗值誤差為 -10.91% 。

核心板斷裂后， F_max 試驗值為 71.85kN ，模擬值為 64.48kN ，模擬值與試驗值誤差為 -10.25% ：F_min 試驗值為 -67.93kN ，模擬值為 -60.53kN ，模擬值與試驗值誤差為一 10.89% 。

通過對比發(fā)現(xiàn)，模擬值偏于保守，僅常規(guī)耗能階段受拉承載力的模擬值大于試驗值，且不超過 5% 0

4結(jié)論

提出了一種新型兩階段屈曲約束支撐（TS-BRB），對該TS-BRB的工作機理進行詳細闡述并開展試驗研究，得到以下主要結(jié)論：

1）與傳統(tǒng)BRB斷裂即失效的特性相比，TS-BRB除了常規(guī)耗能階段，還存在額外的附加耗能階段，核心板斷裂后端部板能夠繼續(xù)提供耗能。TSBRB的特性能夠確保結(jié)構(gòu)在強地震特別是主震-余震型地震中持續(xù)提供耗能及抗側(cè)剛度，減少結(jié)構(gòu)在地震中的損傷，從而避免倒塌。

2）TS-BRB附加耗能階段具有更大的耗能潛力。附加耗能階段的累計耗能為常規(guī)耗能階段的138.41% ，單圈耗能保持在常規(guī)耗能階段的 75% 以上。

3）附加耗能階段的滑移距離 s_i 與連接環(huán)及限位卡槽的間隙 d₂ 正相關，減小 d₂ 可縮短 s_i 的長度，通過調(diào)整 d₂ 可控制TS-BRB在層間位移角規(guī)定的位移條件下發(fā)揮附加耗能階段的耗能性能。

4）ABAQUS模擬結(jié)果與試驗的滯回曲線吻合良好。模擬結(jié)果偏于保守，最大拉壓承載力誤差范圍在 -10.91% 與 2.49% 之間。

核心板與端部板的截面尺寸 h_c 與 h_e 、連接環(huán)與限位卡槽的間距 d₂ 等對TS-BRB性能的影響以及TS-BRB在結(jié)構(gòu)中的減震效果需進一步研究。

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（編輯胡玲）