新型软钢阻尼器滞回性能的试验与模拟分析

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。

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
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
4.采用软钢阻尼器连接的L形装配式剪力墙抗震性能试验研究
5.采用软钢阻尼器连接的L形装配式剪力墙抗震性能试验研究
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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、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。