目錄TOC\o"1-3"\h\u15942 1295541 4248652 5157922.1 539992.2 565682.3 561392.4 6132902.5 658452.6 76046 728567 75087 812516 8207163 934513.1 915364 954333.2 926332 1030491 108213 1072853.3 1029727 1011957 10612 1025710 1012478 106010 1022386 1130070 1146914 11傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)通過增強結(jié)構(gòu)本身的抗震性能(強度、剛度和延性)來抵抗地震作用，在強震作用下可能因主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件發(fā)生較大損傷而導(dǎo)致震后修復(fù)困難[1]。建筑結(jié)構(gòu)的消能減震技術(shù)通過在結(jié)構(gòu)指定部位設(shè)置阻尼器耗散大部分地震輸入結(jié)構(gòu)的[24。172y等[5UWhitker等6提出了X型加勁鋼板阻尼器，ai等7研發(fā)了三角形加勁鋼板阻尼器，邢書濤等[8]提出了縱截面為中空菱形的矩形鋼板阻尼器，蘇宇坤和鄧開來等[90U[1][12研發(fā)了一種具有拋物線外形的新型軟鋼阻尼器，鄧開來[13部分研究人員開始研發(fā)分階段屈服金屬消能阻尼目前分階段耗能金屬阻尼器的實現(xiàn)方法包括采用不同耗能機理阻尼器的組合(譬如剪切型和彎曲型的組合)和不同耗能材料阻尼器的組合(譬如235。劉偉慶等[14研發(fā)的分階段屈服型軟鋼阻尼器和李國強等[15]研發(fā)的雙階屈服鋼連梁就是彎曲型和剪切型的組合，通過設(shè)計使剪切型的部分在小震下先屈服耗能而彎曲型的部分保持彈性，中震或大震時兩者共同屈服耗[1635

目前金屬阻尼器在研究和應(yīng)用中還存在以下Q235Q345鋼材保阻尼器在小震或中震時提前屈服的部分在大震個分級屈服型金屬阻尼器足尺試件進行低周往復(fù)ABAQUS數(shù)值模擬結(jié)果回歸得到了環(huán)形金屬阻尼器的初始剛度主要由同軸內(nèi)外套設(shè)的兩個大小不同的環(huán)形金屬1Fig.1SchematicdiagramofgradedyieldingmetalQ235鋼板整體切割彎折成型，只有一條對接焊縫且位于中間擴大連接板內(nèi)(2所示)，在外力2Fig.2Schematicdiagramofannularmetal

分級屈服型金屬阻尼器采用厚度分別為18mm、20mm22mmQ235鋼板制成，材性1部分：室溫試1給出了各試件材料力學(xué)性能的本次試驗共測試了A和B兩個分級屈服型金屬2。分級屈服型金屬阻尼器試驗在同濟大學(xué)土木1Table1Testresultsofmechanicalpropertiesof圖3環(huán)形金屬阻尼器三視圖 Fig.3Three-viewdrawingsofannularmetaldamper2Table2Specimensizesofgradedyieldingmetal試件編 尺試件編 尺 270×300×40注：t為阻尼器的鋼板厚度；w為阻尼器耗能段的鋼板寬度；d為阻尼器圓弧段的中線直徑；S為圓弧段端部到擴大連接板近端的長度；L為阻尼器250mm46所示。

12mm12mm3次，如圖7Fig.7Loading7Fig.7Loading4Fig.4Displacementmeter

5Fig.5Straingauge6Fig.6Test

鑒于試件A和B的失效機理和破壞模式基本相866mm308Fig.8Initialcrackofinnerannularmetal9載至120mm上方過渡段附近的裂縫急劇發(fā)展，外環(huán)下部其余3132mm時內(nèi)環(huán)左上方過渡9Fig.9Initialcrackofouterannularmetal10AFig.10Failuremodeofspecimen本文提出的分級屈服型金屬阻尼器通過設(shè)計環(huán)的屈服位移采用的是應(yīng)變片測得的初次達到鋼1所示。3位移比值

11AFig.11Hystereticcurveofspecimen12AFig.12Backbonecurveofspecimen13BFig.13Hystereticcurveofspecimen11AFig.11Hystereticcurveofspecimen12AFig.12Backbonecurveofspecimen13BFig.13Hystereticcurveofspecimen 14BFig.14Backbone14BFig.14Backbonecurveofspecimen1616Fig.16Strengthdegradation17Fig.17Stiffnessdegradation17Fig.17Stiffnessdegradation15Fig.15Curvesofequivalentviscousdamping第三圈峰值荷載Fpeak3與第一圈的峰值荷載Fpeak1AB的1617A132mm位移第一圈加載時內(nèi)環(huán)破B96mm位移第二圈加載時破壞。從16可以看出，在內(nèi)環(huán)破壞之前，強度退化率在

30圈之(a)試件(a)試件(b)(b)試件18Fig.18Fatigue基于ABAQUS有限元分析程序，采用8結(jié)點線性六面體減縮積分實體單元(C3D8R)，應(yīng)Tie環(huán)位移，加載時程與試驗相同。Q235鋼材采用雙線性隨動強化模型，試件的有限元模型如圖19所示。

屈服位置主要集中在過渡段附近；在10.03mm時(a)試件(b)試件20Fig.20Comparisonofhysteresis(a)試件(b)試件2019Fig.19FiniteelementmodelofAB2021分別給出了試驗與模擬的滯回曲線對比以及試件A20可知，模擬的是模擬的滯回環(huán)在每一圈的軟化過渡段與試驗結(jié)

UFy

21AFig.21DevelopmentprocessofequivalentplasticstrainofSpecimenA

8f(SFu

ABAQUS數(shù)值模擬參數(shù)分析，S的大小(即圓弧段端部到中間擴大連接板

式中：t為阻尼器的鋼板厚度；w的鋼板寬度；R為阻尼器圓弧段的中線半徑；S為圓弧段端部到中間擴大連接板近端的長度；y為阻0.005~0.015Q235鋼，2323Fig.23Fittingcoefficientofinitial22Fig.22Calculationsketchofsingleannularmetal19S值的環(huán)形金屬阻尼器的有限元分析模型(S值在60mm~160mm時增幅為10mm160mm~200mm5mm)19將每個模型模擬得到的初始剛度除以按初始剛度理論計算公式得到的初始剛度值，對二者之間的比值采用最小二乘法回歸擬合得到環(huán)形金屬阻尼器的初始剛度的修正系數(shù)fS2

KKKK24Fig.24SkeletoncurveofgradedyieldingmetalFywt

K0f(S)

f(S)

0.5185

為初始剛度修正

K1

K0

K2K環(huán)+K0外

K3K環(huán)+K

Uy1Uy內(nèi) Uy2Uy外

合較好，三折線模型曲線的第一剛度比試驗值稍

Fy1FyK0外環(huán)

第二屈服荷載：Fy2Fy1K2(Uy2Uy1根據(jù)上述環(huán)形金屬阻尼器的力學(xué)性能指標(biāo)計4外環(huán)不同的屈服位移從而具有分級屈服耗能的功ABB過式~式(12)計算兩個試件骨架曲線性能點的坐5所示。試件

屬阻尼器試驗的骨架曲