第二章半波形屈曲約束阻尼器試驗研究2.1試件設計為了研究新型半波形屈曲約束阻尼器的內芯鋼板厚度、半波數量、半波半徑等設計參數對阻尼器性能的影響，試驗中共設計了4個半波形屈曲約束阻尼器，其編號分別為SJ-BZ、SJ-1、SJ-2、SJ-3，試件參數如表2-1中所示，試件SJ-BZ的內芯單元如圖2-1所示。表2-1試件參數表試件編號半波數量n半波半徑r內芯鋼板厚度d間隙△SJ-BZ45062SJ-155062SJ-246062SJ-345082注：表中數據除半波數量外單位均為mm。圖2-1內芯單元示意圖（單位：mm）2.2材性試驗文中擬采用雙線性隨動強化模型作為鋼材的本構模型，如圖2-2所示，雙線性隨動強化模型考慮了鋼材的包辛格效應，但無法表現出試件在在循環(huán)往復加載下的剛度退化。新型半波形屈曲約束阻尼器內芯單元選用Q235鋼材，新型半波形屈曲約束阻尼器鋼材的彈性模量Es=206000MPa，割線模量Et=0.02Es，泊松比=0.3，其應力應變關系如表2-2所示。圖2-2鋼材的本構關系表2屈服應力與塑性應變的關系屈服應力（N/mm）塑性應變23504500.04112.3試驗方案2.3.1加載裝置試驗在江蘇力匯振控科技有限公司動載1000kN阻尼器試驗系統(tǒng)上進行，加載裝置由液動態(tài)1000kN電液伺服作動器、200L/min液壓油源、蓄能器組及管路系統(tǒng)、單通道電液伺服加載控制系統(tǒng)、試驗機臺體組成，電液伺服作動器的額定動態(tài)推拉力為1000000N，電液伺服作動器的標定往復行程為30cm，電液伺服作動器的力傳感器位于作動器上，電液伺服作動器的力與位移大小通過控制電腦端進行自動采集，加載裝置如圖2-3所示。為測定試驗過程中新型半波形屈曲約束阻尼器的約束鋼板的應變情況，判斷新型半波形屈曲約束阻尼器的外約束鋼板彈性變形變化情況，將相應數量的應變片粘貼在每個新型半波形屈曲約束阻尼器的約束鋼板上，其中編號為SJ-BZ的應變片7個，編號為SJ-2的應變片7個、編號為SJ-3的應變片7個；上約束鋼板4個，下約束鋼板3個；SJ-1為9個，上約束鋼板5個，下約束鋼板4個。圖2-3加載裝置示意圖2.3.2試驗加載制度新型半波形屈曲約束阻尼器采用位移加載控制進行循環(huán)往復加載作為本次試驗加載制度。新型半波形屈曲約束阻尼器的循環(huán)往復加載制度采用現行國家標準《建筑抗震設計規(guī)范》[12]（GB50011-2010）建議的加載制度，通過控制位移達到一次往復加載周期的目的。新型半波形屈曲約束阻尼器的位移幅值分別為3mm、4.5mm、6mm、9mm，如圖2-4所示。新型半波形屈曲約束阻尼器的支撐一端固定，在另一端對新型半波形屈曲約束阻尼器進行軸心位移加載。圖2-4加載制度2.4試驗結果及其分析2.4.1參數計算方法1、阻尼器耗能系數耗能系數ψ是單個加載循環(huán)中耗散能量比上最大彈性勢能的值，又稱為能量耗散系數[13]。如圖2-5所示。（1）圖2-5滯回曲線示意圖其中，SABC為x軸以上部分的面積，SADC為滯回曲線x軸以下部分的面積，SOBE、SODF分別為對應的是OBE、ODF面積。2、等效粘滯阻尼比由于新型半波形屈曲約束阻尼器在循環(huán)往復荷載作用下可能出現拉壓不均勻現象[14]，根據圖2-5所示的滯回曲線，分等效黏滯阻尼比的上下半周分別用ξeq1、ξeq2表示，計算如下：（2）（3）整體等效黏滯阻尼比計算如下式所示：（4）3、拉壓不均勻系數β是新型半波形屈曲約束阻尼器最大變形的最大壓力與最大拉力之比[15]的拉壓不均勻系數，反映新型半波形屈曲約束阻尼器承載力不平衡的程度。拉壓不均勻系數計算所示：（5）4、累計塑性變形能力及延性系數累計塑性變形能力計算如下式所示：（6）拉壓階段的延性系數μT、μP計算如下式所示[16]：（7）（8）5、屈服后剛度及屈服后剛度系數新型半波形屈曲約束阻尼器中鋼材的拉、壓屈服后剛度如下式所示計算[16]：（9）（10）2.4.2試驗現象對試件分別進行位移加載控制的時候，試件SJ-BZ、SJ-1、SJ-2和SJ-3在位移加載達到48mm時均未出現明顯的破壞現象。之后對新型半波形屈曲約束阻尼器分別進行破壞性能試驗，首先對新型半波形屈曲約束阻尼器SJ-BZ進行疲勞性能試驗，加載幅值為24mm的位移加載共計30圈，試驗完成后試件未出現明顯破壞如圖2-6（a）。對SJ-1繼續(xù)進行破壞試驗，加載到64mm第三圈時，內芯鋼板移動端端部出現彎折，彎折幅度較大，半波處圓弧弧度降低，呈現扁平化趨勢，固定端處螺栓彎折斷裂，受內芯鋼板彎折影響，上約束鋼板出現輕微彎折如圖2-6（b）。SJ-2的破壞試驗，加載到40mm時出現內芯鋼板與約束鋼板輕微擠壓聲；位移加載到48mm時擠壓聲明顯加大，加載到80mm第一圈時，內芯鋼板移動端端部出現彎折，彎折幅度較大，半波處圓弧弧度降低，呈現扁平化趨勢，固定端處螺栓彎折斷裂，如圖2-6（c）。對SJ-3進行破壞試驗，加載到48mm時出現內芯鋼板與約束鋼板輕微擠壓聲；加載到56mm時擠壓聲明顯加大，加載到64mm第二圈時，內芯鋼板移動端端部出現彎折，彎折幅度較大，半波處圓弧弧度降低，呈現扁平化趨勢，固定端處螺栓彎折斷裂如圖2-6（d）所示。（a）SJ-BZ試驗后圖（b）SJ-1試驗后圖（c）SJ-2試驗后圖（d）SJ-3試驗后圖圖2-6試件試驗后破壞示意圖2.4.3滯回性能圖2-7為進行平滑和去滑移處理后SJ-BZ、SJ-1、SJ-2以及SJ-3的滯回曲線圖。從圖中能夠得出以下結論：（1）四種新型半波形屈曲約束阻尼器滯回曲線飽滿，新型半波形屈曲約束阻尼器滯回曲線未出現捏攏、反S現象。表明此新型阻尼器滯回性能穩(wěn)定可靠；（2）加載到大位移時，新型半波形屈曲約束阻尼器的滯回曲線的拉壓沒有表現出不均勻現象。這說明新型半波形屈曲約束阻尼器同時具備較高的抗拉抗壓強度。（a）SJ-BZ（b）SJ-1（c）SJ-2（d）SJ-3圖2-7試件滯回曲線圖2.4.4耗能系數和等效黏滯阻尼比圖2-8為四種新型半波形屈曲約束阻尼器的耗能系數圖，從新型半波形屈曲約束阻尼器的耗能系數圖的圖中可以看出，四個新型半波形屈曲約束阻尼器的耗能系數均隨著加載位移的增加均呈現增大的趨勢。這說明四個試件隨著加載位移的增加均能保持穩(wěn)定的拉壓性能和耗能性能。圖2-8耗能系數值對比圖2-9為四個新型半波形屈曲約束阻尼器的拉壓等效黏滯阻尼比，負為拉，正為壓；圖2-9為各個阻尼器的整體等效黏滯阻尼比。從圖2-9可以看出，四個新型半波形屈曲約束阻尼器在軸向變形值達到12mm之前，其拉壓等效黏滯阻尼比基本一致，等效黏滯阻尼比的下降趨勢并不明顯；新型半波形屈曲約束阻尼器在軸向變形值達到12mm之后，新型半波形屈曲約束阻尼器的受拉等效黏滯阻尼比相比受壓等效黏滯阻尼比出現小幅度的下降，這說明，在大位移下新型半波形屈曲約束阻尼器并未出現較大幅度的拉壓不均勻性。從圖2-10可以看出，四種新型半波形屈曲約束阻尼器的整體等效黏滯阻尼比均隨軸向變形值的增加而呈現增大的趨勢，體現出新型半波形屈曲約束阻尼器具有良好的阻尼耗能性能。圖2-9拉壓等效黏滯阻尼比對比圖2-10整體等效黏滯阻尼比對比2.4.5承載力特性新型半波形屈曲約束阻尼器通過拉壓不均勻系數來表現出承載力特性。表2給出了四種新型半波形屈曲約束阻尼器在每個加載幅值下的拉壓不均勻系數。由表2-3中數據可以得出，加載位移在達到12mm前，各試件拉壓不均勻系數均控制在1.2以下，各試件均保持了較好的拉壓對稱現象；新型半波形屈曲約束阻尼器的加載位移達到1.2cm后，拉壓不均勻系數有所增大，相比于其它三個新型半波形屈曲約束阻尼器，新型半波形屈曲約束阻尼器SJ-3的拉壓不均勻系數最低，表現出了優(yōu)良的拉壓對稱性能。表2-3各試件拉壓不均勻系數值加載位移/mm試件SJ-BZSJ-1SJ-2SJ-331.001.011.011.004.51.051.041.071.0261.081.101.111.0591.101.121.151.08121.131.171.181.10181.211.231.251.18241.311.341.361.272.4.6延性系數表2-4給出了每個試件的最大延性系數，從表中可以發(fā)現，每個試件均具有較高的延性系數，半波形構造的優(yōu)良延性性能得到了充分的體現。其中，試件SJ-1、SJ-3和SJ-BZ的延性要優(yōu)于試件SJ-2，而SJ-3延性系數最高，延性最好。表2-4各試件延性系數值試件SJ-BZSJ-1SJ-2SJ-3最大延性系數4.5拉壓拉壓拉壓拉壓26.5422.7424.6022.5624.1219.4521.6824.872.4.7骨架曲線各試件的骨架曲線如圖2-11所示，其中正為壓，負為拉。由圖可知，四個新型半波形屈曲約束阻尼器的骨架曲線基本呈現雙線性變化關系，各新型半波形屈曲約束阻尼器均表現出了良好的受拉受壓性能，其中，在相同軸向位移下，SJ-3在受拉受壓兩端所產生的軸力均為最大，體現出SJ-3卓越的滯回耗能性能。圖2-11各試件骨架曲線各試件初始剛度理論值及試驗值見表2-5，各試件屈服后剛度系數與屈服后剛度值如表2-6所示。由表2-5可以得出，理論剛度試驗值相較于理論值均較小，這可能是由熱壓處理造成內芯鋼板剛度有所下降以及試驗時偏心加載造成的。SJ-1、SJ-2由于熱壓處理工藝較其它兩個試件略多一些，所以理論剛度試驗值與理論值差值較大，SJ-3理論剛度試驗值與理論值差值最小。由表2-6可以得出，各試件在受拉受壓屈服后均具有一定剛度，且受壓屈服后剛度略大于受拉屈服后剛度，說明半波形構造使得試件拉壓屈服后剛度較為對稱。各試件的剛度退化曲線如圖2-11所示。其中，SJ-3具有最高的拉壓屈服后剛度，說明隨著內芯鋼板厚度的增加，拉壓屈服后剛度也得以提高。各試件的剛度退化曲線如圖2-12所示。表2-5各試件初始剛度理論值及試驗值對比試件SJ-BZSJ-1SJ-2SJ-3理論值（kN/mm）57.5356.1447.0576.71試驗值（kN/mm）52.4650.3840.6772.25差值/（%）9.711.415.76.2表2-6各試件屈服后剛度系數值與屈服后剛度值試件SJ-BZSJ-1SJ-2SJ-3受壓屈服后剛度系數0.1340.1290.1080.146受拉屈服后剛度系數0.1180.1060.08740.127受壓屈服后剛度（kN/mm）6.346.134.638.79受拉屈服后剛度（kN/mm）5.585.323.876.84圖2-12剛度退化曲線2.5本章小結本試驗制作了四個新型半波形屈曲約束阻尼器試件，對新型半波形屈曲約束阻尼器進行了低周反復荷載試驗，考察新型半波形屈曲約束阻尼器的滯回耗能性能以及承載力性能，通過對新型半波形屈曲約束阻尼器的試驗現象的觀測和對試驗數據的分析，得出以下結論：（1）阻尼器滯回曲線飽滿，具有穩(wěn)定的耗能性能；（2）阻尼器的最大耗能系數在2.7左右，最大受拉等效黏滯阻尼比在0.37左右，最大受壓等效黏滯阻尼比在0.45左右，具有良好的滯回耗能性能；（3）新型半波形屈曲約束阻尼器拉壓不均勻系數較小，具有較為對稱的拉壓性能；（4）新型半波形屈曲約束阻尼器在整個試驗過程中均處于彈性狀態(tài)，且約束鋼板應力值遠小于其屈服應力值，可適當減小約束鋼板厚度進行優(yōu)化；（5）試驗結果表明，四個試件中，SJ-3耗能性能最優(yōu)，SJ-2耗能性能最差，說明半波形屈曲約束阻尼器受內芯鋼板厚度及半波個數影響較為顯著。第3章半波形屈曲約束阻尼器有限元分析3.1有限元模型采用ABAQUS有限元對新型半波形屈曲約束阻尼器SJ-BZ、SJ-1、SJ-2、SJ-3進行模擬分析。阻尼器采用三維實體單元，新型半波形屈曲約束阻尼器單元類型為八節(jié)點六面體線性縮減積分單元（C3D8R），C3D8R的求解結果較為精確，分析精度受新型半波形屈曲約束阻尼器變形的影響較小，模擬非線性狀態(tài)下阻尼器的應力應變關系。3.2設計參數影響分析為研究不同半波個數、半波半徑、內芯鋼板厚度對阻尼器的滯回耗能能力的影響，對有4個半波的SJ-BZ和有5個半波的SJ-1進行分析，半波半徑為50mm的SJ-BZ和半波半徑為60mm的SJ-2進行分析，對內芯鋼板厚度為6mm的SJ-BZ和內芯鋼板厚度為8mm的SJ-3進行分析，分別得出SJ-BZ、SJ-1、SJ-2、SJ-3的內芯單元應力分布圖如圖3-1所示，位移-荷載曲線圖如圖3-2所示。SJ-BZ（b）SJ-1（c）SJ-2（d）SJ-3圖3-1SJ-BZ、SJ-1、SJ-2、SJ-3的內芯單元應力分布圖（a）SJ-BZ與SJ-1（b）SJ-BZ與SJ-2（c）SJ-BZ與SJ-3圖3-2荷載-位移曲線比對圖由圖3-1可知，SJ-BZ內芯單元的最大應力值為450MPa,SJ-1內芯單元的最大應力值為419MPa，SJ-2內芯單元的最大應力值為336MPa，SJ-3內芯單元的最大應力值也為450MPa，內芯單元中最大應力多發(fā)生在半波波峰及半波連接處。由圖3-2可知，通過對SJ-BZ與SJ-1的性能參數對比分析，可以發(fā)現SJ-BZ的滯回耗能能力略強于SJ-1，即在其它參數相同時，當半波形屈曲約束阻尼器半波波數為4時，其滯回耗能能力強于半波波數為5的阻尼器；通過對SJ-BZ與SJ-2的性能參數對比分析，可以發(fā)現SJ-BZ的滯回耗能能力強于SJ-2，即在其它參數相同時，當半波形屈曲約束阻尼器半波半徑為50mm時，其滯回耗能能力強于半波半徑為60mm的阻尼器；通過對SJ-BZ與SJ-3的性能參數對比分析，可以發(fā)現SJ-3的滯回耗能能力強于SJ-BZ，即在其它參數相同時，當半波形屈曲約束阻尼器的內芯鋼板為8mm時，其滯回耗能能力強于內芯鋼板為6mm的阻尼器。其比對結果如表3-1所示。表3-1試件參數比對表比對結果SJ-BZ>SJ-1SJ-BZ>SJ-2SJ-3>SJ-BZ滯回耗能能力較SJ-BZ>SJ-1SJ-BZ>SJ-2SJ-3>SJ-BZ參數選擇4（半波個數）50mm（半波半徑）8mm（內芯板厚）3.3有限元分析與試驗結果對比將試驗對新型半波形屈曲約束阻尼器SJ-BZ、SJ-1、SJ-2以及SJ-3進行模擬分析得：新型半波形屈曲約束阻尼器試驗所得到的滯回曲線與有限元分析得到的滯回曲線進行對比，兩種方式得到的中最大位移對應的承載力差值均控制在10%以內，對比結果充分表明有限元分析具有較高的仿真性。（a）SJ-BZ（b）SJ-1（c）SJ-2（d）SJ-3圖3-3有限元分析與試驗結果對比3.4結論本文提出一種新型半波形屈曲約束阻尼器，根據試驗研究和有限元分析對所設計的四個半波形屈曲約束阻尼器進行分析，根據滯回耗能性能以及承載力性能，通過分析結果的比對可得：（1）阻尼器滯回曲線飽滿，具有穩(wěn)定的耗能性能，內芯單元采用半波形構造可以避免芯材的大伸縮和局部應力集中，提高了芯材的反復拉壓變形能力，具有良好的延性；（2）新型半波形屈曲約束阻尼器的最大耗能系數在2.7左右，最大受拉等效黏滯阻尼比在0.37左右，最大受壓等效黏滯阻尼比在0.45左右，具有良好的滯回耗能性能；（3）內芯鋼板的厚度及半波半徑對半波形屈曲約束阻尼器的滯回耗能性能影響較大，半波個數對其影響較?。唬?）試驗結果表明，四個試件中，SJ-3耗能性能最優(yōu)，SJ-2耗能性能最差，即當半波個數為4、半波半徑為50mm、內芯鋼板厚度為8mm時，為阻尼器最佳參數，說明半波形屈曲約束阻尼器受內芯鋼板厚度及半波個數影響較為顯著。（5）阻尼器主體結構完全由鋼板組成，易于取材,整體構造簡單，方便批量生產，有利于成本控制，阻尼器使用高強螺栓進行裝配，易于拆解，在地震后可根據阻尼器受損程度選擇性進行更換，方便快捷，節(jié)約資源。第4章新型半波形屈曲約束阻尼器結構地震反應分析4.1引言本章通過Etabs對兩棟6層的安裝有普通鋼支撐的鋼筋混凝土框架結構和安裝有新型半波形屈曲約束阻尼器的鋼筋混凝土框架結構進行多遇地震及罕遇地震下的地震反應分析，比較兩種結構在地震作用下的性能差異。4.2工程概況本結構為框架結構，建筑類別為乙類建筑，結構共6層，1~6層樓層層高為3600mm，結構設計使用年限為50年。結構柱砼為C30，所有梁、板混凝土強度等級均為C30。4.3半波形屈曲約束阻尼器的布置新型半波形屈曲約束阻尼器總數為60個，其中BRRF-1型共40個，均為X向布置，采用倒V形布置，1~5層各8個；。BRRF-2型共20個，均為Y向布置，采用單斜形布置，1~5層各4個。布置平面圖如圖4-1所示。圖4-1半波形屈曲約束阻尼器布置圖4.3模型的建立與校正將ETABS和PKPM中計算得到的質量、前三階周期進行對比，如表5-1所示。表中差值計算方法為：（∣SATWE-ETABS∣/SATWE）·100%(5-1)（a）PKPM（b）ETABS圖4-2PKPM與ETABS鋼筋混凝土框架結構模型表4-1分析結果比對軟件總質量/tonT1/s（X向平動）T2/s（Y向平動）T3/s（Z向平動）SATWE2177.821.38791.35801.2484ETABS2279.681.31781.31301.1817差值（%）4.7%5.3%3.4%5.6%由表4-1可知，兩種軟件計算的結果都控制在6%以內，表明所建立的模型和原始模型具有較高的吻合度。圖4-3為兩個軟件在振型反應譜作用下計算得到的層間位移角對比情況。（a）X向（b）Y向圖4-3X、Y向層間位移角對比原結構模型校驗結束后，依照確定的形式和數量在結構中加入半波形屈曲約束阻尼器，建立安裝有半波形屈曲約束阻尼器的框架結構模型，立面圖如圖4-4所示。（a）X向（b）Y向圖5-4半波形屈曲約束阻尼器框架結構X、Y向阻尼器布置形式在設置普通支撐的框架結構中，普通支撐采用Q235型號鋼材的窄翼緣型鋼，尺寸均為220mm×125mm×6mm×9mm。在安裝有半波形屈曲約束阻尼器的框架結構中，X向采用BRRF-1型阻尼器，Y向采用BRRF-2型阻尼器，采用的半波形屈曲約束阻尼器參數如表4-2所示。表5-2半波形屈曲約束阻尼器參數表支撐類型幾何尺寸/mm材料屬性內芯鋼板約束鋼板長度內芯鋼板約束鋼板BRRF-19007604680Q235Q345BRRF-29007604250Q235Q3454.4地震波的選取本此試驗所選取的結構模型采用三條加速度時程記錄，三條地震波的加速度時程曲線及頻譜分析結果如圖4-5所示，表4-3為反應譜分析與時程分析結果，通過表格中數據可以看出，所選地震波符合規(guī)范要求。（a）ELCentro波（b）TAFT波（c）R1波圖4-5地震波表4-3結構基底剪力對比（KN）層號反應譜分析時程分析XYELTAFTR1XYXYXY11165.871171.43962.60959.191038.731049.451075.511092.074.5小結本章通過Etabs軟件對一棟六層的鋼筋混凝土框架原結構和新型半波形屈曲約束阻尼器鋼筋混凝土框架結構進行多遇地震作用下的彈性時程分析，并進行了進行了罕遇地震作用下，結構進行時程分析所得到的結果，得到以下結論：多遇地震作用下，新型阻尼器能為結構提供一定的抗側剛度，可有效控制結構的層間位移角及頂層加速度。參考文獻addinKingyeeNoteRef[1]CameronJB,NicosM,lanDA.Componenttesting,seismicevaluationandcharacterizationofbuckling-restrainedbracesU].JournalofStructuralEngineering，ASCE,2004,130(6):880-894.[2]ZHAOQiuhong,SUNJunhao，LIYanan,etal.Cyclicanalysesofcorrugatedsteelplateshearwalls:cyclicanalysesofCoCSPSWs[J].TheStructuralDesignofTallandSpecialBuildings,2017,26(16):e1351.[3]蔡克銓，黃彥智,翁崇興.雙管式挫屈束制(屈曲約束)支撐之耐震行為與應用[].建筑鋼結構進展，2005,7(3):1-8.(TSAIKeh-chyuan,HWANGYean-chih，WENGChung-shing.Seismicperformanceandapplicationsofdouble-tubebucklingrestrainedbraces[J].ProgressinSteelBuildingStructure,2005,7(3):1-8.(inChinese))[4]馬寧.全鋼防屈曲支撐及其鋼框架結構抗震性能與設計方法[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2010:1H9.(MANing.Seismicbehavioranddeignmethodofall-steelbucklingrestrainedbracesandsteelframes[D].Harbin:HarbinInstituteofTechnology,2010:149.(inChinese))[5]EryasarME，TopkayaC.Anexperimentalstudyonsteel-encasedbuckling-restrainedbracehystereticdampers[J