魯 亮， 劉 霞， 代桂霞

(1.同濟大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092；2.東南大學(xué) 城市工程科學(xué)技術(shù)研究院，南京 210096)

軸向拉壓型金屬阻尼器抗震性能測試及其應(yīng)用研究

魯 亮1， 劉 霞2， 代桂霞1

(1.同濟大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092；2.東南大學(xué) 城市工程科學(xué)技術(shù)研究院，南京 210096)

以一種軸向拉壓型金屬阻尼器為研究對象，介紹了軸向拉壓型金屬阻尼器的結(jié)構(gòu)構(gòu)造及其理論計算方法；進(jìn)行了抗震性能測試，得到了軸向拉壓型金屬阻尼器的屈服位移、屈服荷載及屈服剛度，并分析了其耗能能力；研究了軸向拉壓型金屬阻尼器在體外預(yù)應(yīng)力自復(fù)位結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用。研究結(jié)果表明：軸向拉壓型金屬阻尼器利用腹板軸向拉壓耗能，避免了連接構(gòu)件的局部損壞；安裝方式與黏滯阻尼器相同，安裝方便、易于更換；軸向拉壓型金屬阻尼器具有提供結(jié)構(gòu)附加剛度，控制結(jié)構(gòu)位移，耗能顯著的優(yōu)點。

軸向拉壓型金屬阻尼器；抗震性能；擬靜力試驗；耗能能力

基于經(jīng)濟與損失均衡的考慮，根據(jù)現(xiàn)行的建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防目標(biāo)，建筑結(jié)構(gòu)在強烈地震作用下產(chǎn)生一定程度的損傷是不可避免的，因此在結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中有效控制結(jié)構(gòu)的損傷部位和損傷程度是非常重要的理念。近幾十年來發(fā)展了結(jié)構(gòu)主動控制、被動控制和混合控制的抗震方法[1-3]，比較成熟的被動控制抗震方法中又有隔震、耗能減震等技術(shù)方法，工程應(yīng)用中主要利用耗能裝置進(jìn)行結(jié)構(gòu)的隔震和耗能減震。耗能裝置可分為：速度相關(guān)型(如黏滯阻尼器、黏彈性阻尼器等)；位移相關(guān)型(如金屬屈服阻尼器、摩擦阻尼器等)[4]。

金屬阻尼器是一種耗能性能優(yōu)越、構(gòu)造簡單、制作方便、造價低廉、易于更換的耗能減震裝置。在地震作用下，金屬阻尼器在結(jié)構(gòu)構(gòu)件發(fā)生塑性變形前先發(fā)生屈服，消耗了大部分地面運動傳遞給建筑結(jié)構(gòu)的能量。它既可以配合隔震支座和隔震系統(tǒng)，作為其中的耗能單元或限位裝置，又可以單獨用于建筑結(jié)構(gòu)中作為耗能裝置，提供附加阻尼和剛度，目前使用的金屬阻尼器大多屬于剪切加載型阻尼器[5]，其上下端面鋼板通過錨固螺栓或焊接連接到框架梁底及下部人字形支撐頂部，在剪力作用下使金屬腹板剪切耗能。但是框架結(jié)構(gòu)層間側(cè)移引起的豎向位移量與阻尼器的豎向變形量一般不相同，阻尼器上端面鋼板擠壓梁底，導(dǎo)致主體結(jié)構(gòu)局部損壞。

為克服常規(guī)金屬阻尼器的缺點，減少地震作用時可能產(chǎn)生的對主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件的破壞，本文提出了一種軸向拉壓型金屬阻尼器，介紹了軸向拉壓型金屬阻尼器力學(xué)參數(shù)的計算方法，進(jìn)行了軸向拉壓型金屬阻尼器的抗震性能測試，研究了軸向拉壓型金屬阻尼器在建筑結(jié)構(gòu)中的耗能特性。

1 軸向拉壓型金屬阻尼器

1.1 結(jié)構(gòu)構(gòu)造

軸向拉壓型金屬阻尼器[6]的構(gòu)造圖如圖1所示，該阻尼器包括中心鋼板、設(shè)置在中心鋼板兩側(cè)的翼緣板以及設(shè)置在中心鋼板與翼緣鋼板之間的多個耗能腹板，中心鋼板與構(gòu)件固定連接，耗能腹板將中心鋼板與翼緣板連接。中心鋼板設(shè)有一對，共面對稱布置；翼緣鋼板設(shè)有一對，分別沿中心線對稱設(shè)置在中心鋼板兩側(cè)；耗能腹板選用多塊X形鋼板，平均分為數(shù)組，分別對稱布置在中心鋼板與翼緣板之間。耗能腹板的屈服耗散了地震中輸入的能量，同時對建筑結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)進(jìn)行了有效的控制。

圖1 軸向拉壓型金屬阻尼器結(jié)構(gòu)構(gòu)造Fig.1 Constructional detail of axial compression-tension metallic damper

軸向拉壓型金屬阻尼器在建筑結(jié)構(gòu)中的安裝如圖2所示，框架層間安裝人字撐，鉸支座通過焊接或螺栓與人字撐連接，梁底預(yù)埋鉸支座，利用鋼插銷將軸向拉壓型金屬阻尼器與梁底以及人字撐鉸支座連接。地震作用時，框架產(chǎn)生層間變形，軸向拉壓型金屬阻尼器承受軸向拉壓荷載，耗能腹板變形耗能，消耗了地震能量，控制了層間變形；軸向拉壓型金屬阻尼器上表面與梁底面留有間隙，在結(jié)構(gòu)往復(fù)運動過程中，垂直于框架方向不會對梁底產(chǎn)生擠壓。

圖2 軸向拉壓型金屬阻尼器安裝方式Fig.2 Installation of axial compression-tension metallic damper

與剪切型加載金屬阻尼器相比，本文設(shè)計的軸向拉壓型金屬阻尼器優(yōu)點顯著：①安裝方式與黏滯阻尼器相同，在結(jié)構(gòu)采用黏滯阻尼器與金屬阻尼器進(jìn)行混合減震控制時，兩種阻尼器的安裝方式一致，操作方便；②腹板利用軸向拉壓進(jìn)行屈服耗能，避免了剪切加載型金屬阻尼器與整體結(jié)構(gòu)變形不協(xié)調(diào)，擠壓梁底，造成結(jié)構(gòu)局部破壞的問題。

1.2 力學(xué)參數(shù)計算

在設(shè)計阻尼器前，需要通過理論計算對其力學(xué)參數(shù)進(jìn)行初步計算，得到其大致外形尺寸，再通過有限元軟件進(jìn)行數(shù)值分析，最終得到工程設(shè)計所需的阻尼器設(shè)計參數(shù)。

軸向拉壓型阻尼器裝置的初始剛度、屈服荷載、屈服位移是試驗和分析時所必需的參數(shù)，下面分別對其進(jìn)行理論推導(dǎo)。

為了便于分析，在理論推導(dǎo)之前，作如下假定：①不考慮軸力與剪力引起的變形(小一量級)，僅考慮阻尼器腹板的彎曲變形；②在彎曲變形過程中，腹板橫截面始終保持為平面，即平截面假定。

取阻尼器中一片X形腹板，建立坐標(biāo)如圖3所示，X形鋼板的高度為h，寬度為b，厚度為t，X形鋼板最窄處寬b0，在高度為y處，X形鋼板截面參數(shù)如圖3所示。

圖3 軸向拉壓型金屬阻尼器X形腹板Fig. 3 X-shaped web of axial compression-tension metallic damper

X形腹板寬度為

(1)

對x軸的慣性矩為

(2)

X形腹板受力簡圖及內(nèi)力圖如圖4和5所示，腹板的主受力方向與厚度方向垂直，且消能鋼板的高度遠(yuǎn)大于其厚度，故腹板變形以彎曲變形為主。

圖4 計算簡圖Fig.4 Computing model

圖5 內(nèi)力圖Fig.5 Internal force diagrams

1.2.1 初始剛度

根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)中的力法來求解腹板的初始剛度。首先求其柔度，即單位力所產(chǎn)生的位移δ

(3)

(4)

(5)

1.2.2 屈服位移

純彎曲的應(yīng)力計算公式為

(6)

當(dāng)腹板高度為y處的某一截面的邊緣(z=t/2)的應(yīng)力達(dá)到屈服應(yīng)力時，腹板進(jìn)入屈服狀態(tài)，則由式(6)可得此截面的屈服彎矩為

(7)

則此截面屈服時的曲率可由式(8)計算

(8)

由式(8)可見，沿y軸各個截面厚度相同處，截面屈服時的曲率都相同。則屈服位移為

(9)

由式(8)可以看出，軸向拉壓型金屬阻尼器腹板在相同厚度處的各點同時達(dá)到屈服。

1.2.3 屈服荷載

一片X形腹板的屈服荷載為

(10)

考慮到本文中軸向拉壓型金屬阻尼器是由4組腹板對稱布置在上下翼緣板與中心鋼板之間，每組鋼板由n片X形鋼板組成，則計算軸向拉壓型金屬阻尼器整體剛度、屈服位移和屈服荷載時需對一片腹板相應(yīng)的參數(shù)進(jìn)行組合。

初始剛度為

(11)

(12)

屈服荷載為

(13)

屈服位移分別為

(14)

通過計算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)b0=0，即ξ=0時，η=1；當(dāng)b0=b，即ξ=1時，η=1.5。所以當(dāng)0≤ξ≤1時，1≤η≤1.5，隨著b0的增加，腹板的初始剛度和屈服剪力也在增大。

2 軸向拉壓型金屬阻尼器抗震性能

利用軸向拉壓型金屬阻尼器理論計算式(12)～式(14)，結(jié)合實測材性數(shù)據(jù)進(jìn)行軸向拉壓型金屬阻尼器的初步設(shè)計，可以得到阻尼器初步外形尺寸，再通過有限元計算，可精確調(diào)整得到阻尼器尺寸參數(shù)。最終根據(jù)結(jié)構(gòu)所需屈服剛度、屈服位移以及屈服荷載，選擇符合參數(shù)要求的阻尼器尺寸為：耗能腹板選用4組，每組腹板采用3片X形鋼板，腹板采用Q235鋼，其他鋼材均采用Q345鋼，軸向拉壓型金屬阻尼器具體尺寸如圖6所示。

圖6 金屬阻尼器構(gòu)造Fig.6 Constructional detail of metallic damper

這種軸向拉壓型金屬阻尼器通過X形腹板的側(cè)向彎曲屈服而耗能。它的最大優(yōu)點在于相同厚度處的各點將同時達(dá)到屈服，充分發(fā)揮了鋼板材料的塑性性能，大大提高了耗能能力。

《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》規(guī)定消能部件的性能參數(shù)應(yīng)經(jīng)試驗確定，通過對軸向拉壓型金屬阻尼器施加水平荷載進(jìn)行低周反復(fù)擬靜力試驗，測試阻尼器的荷載-位移滯回性能，阻尼器的加載方式采用位移控制，加載工況為圖7所示，試驗裝置如圖8所示，加載作動器為MAS-100型作動器，最大出力100 kN，行程500 mm，位移采用拉線式位移計進(jìn)行測量。

圖9給出了阻尼器在不同工況下變形圖。

圖7 位移加載幅值Fig.7 Displacement amplitude of loading

圖8 阻尼器試驗Fig.8 Quasi-static test of the dampers

圖10為根據(jù)擬靜力試驗得到的軸向拉壓型金屬阻尼器的滯回曲線。由圖10可知，阻尼器滯回曲線呈飽滿的反S形，沒有頸縮和強度折減現(xiàn)象，說明阻尼器具有顯著的能量吸收能力。根據(jù)試驗數(shù)據(jù)得出的滯回曲線，可計算出阻尼器的初始剛度為3.22 kN/mm，屈服力為15.56 kN，屈服位移為4.87 mm。將阻尼器實際力學(xué)和幾何參數(shù)代入理論式(12)～式(14)，計算得出阻尼器的初始剛度為3.36 kN/mm，屈服力為15.36 kN，屈服位移為4.57 mm。計算結(jié)果表明理論計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，驗證了拉壓型金屬阻尼器力學(xué)參數(shù)理論公式的正確性。

圖9 不同位移下阻尼器變形Fig.9 Deformations of the damper under different displacement

圖10 阻尼器滯回曲線Fig.10 Hysteretic loop curve of damper

3 EPSCF結(jié)構(gòu)試驗

此處所述EPSCF (External Prestressing Self-Centering)結(jié)構(gòu)是一種新型抗震結(jié)構(gòu)體系[7]，如圖11所示，該體系是在CR-RCF結(jié)構(gòu)[8-10]基礎(chǔ)上的改進(jìn)，結(jié)構(gòu)構(gòu)造更簡潔、施工更方便、預(yù)應(yīng)力控制更準(zhǔn)確。EPSCF結(jié)構(gòu)具有以下技術(shù)特征：①在柱腳節(jié)點、梁柱節(jié)點處采用純鉸接的連接方式，使框架結(jié)構(gòu)具有足夠的轉(zhuǎn)動能力，同時弱化了框架的整體剛度，減小了結(jié)構(gòu)中地震輸入的能量；②EPSCF結(jié)構(gòu)采用體外預(yù)應(yīng)力鋼絞線提供地震作用下結(jié)構(gòu)的自復(fù)位能力，在上下兩層梁之間布置呈倒“八”或正“八”字形的鋼絞線，張拉后產(chǎn)生預(yù)應(yīng)力錨固于梁上、下表面；③結(jié)構(gòu)中采用軸向拉壓型金屬阻尼器耗散地震能量、控制結(jié)構(gòu)位移，結(jié)構(gòu)的抗震性能得到顯著提升。地震后，只需對搖擺節(jié)點部位裝置及軸向拉壓型金屬阻尼器等進(jìn)行必要的檢查更換，無需進(jìn)行結(jié)構(gòu)構(gòu)件本身的修復(fù)，地震后可很快恢復(fù)正常生活和生產(chǎn)，帶來極明顯的社會效益和經(jīng)濟效益，符合“可恢復(fù)功能”的抗震設(shè)計理念。

圖11 EPSCF結(jié)構(gòu)模型Fig.11 Model of EPSCF structure

為了進(jìn)一步研究軸向拉壓型金屬阻尼器在建筑結(jié)構(gòu)中的耗能減震作用，進(jìn)行了EPSCF無控結(jié)構(gòu)及EPSCF有控結(jié)構(gòu)的對比試驗。EPSCF有控結(jié)構(gòu)是在EPSCF無控結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上安裝軸向拉壓型金屬阻尼器后形成，如圖12所示。EPSCF有控結(jié)構(gòu)中的軸向拉壓型金屬阻尼器在試驗過程中發(fā)生屈服(見圖13)，控制了結(jié)構(gòu)位移，耗散了輸入到結(jié)構(gòu)中的能量。

圖12 EPSCF有控結(jié)構(gòu)試驗圖Fig.12 Test of EPSCF structure with damper

圖13 阻尼器變形圖Fig13. Deformation of the damper

3.1 EPSCF結(jié)構(gòu)耗能性能

根據(jù)EPSCF結(jié)構(gòu)的擬靜力試驗，分別得到EPSCF無控結(jié)構(gòu)及EPSCF有控結(jié)構(gòu)的滯回曲線，如圖14所示。

圖14 EPSCF結(jié)構(gòu)滯回曲線對比Fig.14 Comparison of hysteretic loop curves of EPSCF structures

由圖14可知：①EPSCF無控結(jié)構(gòu)的荷載位移曲線比較狹長，幾乎呈一條直線，而EPSCF有控結(jié)構(gòu)的荷載位移曲線呈飽滿的反S形，說明EPSCF無控結(jié)構(gòu)中鋼絞線在搖擺過程中處于彈性，不具備耗能能力，而設(shè)置阻尼器的EPSCF有控結(jié)構(gòu)具有顯著的耗能能力；②EPSCF有控結(jié)構(gòu)的層間位移達(dá)到6.94 mm時，結(jié)構(gòu)中總荷載為17.57 kN。此時阻尼器屈服進(jìn)入塑性變形階段，開始發(fā)揮耗能作用，相應(yīng)的阻尼器變形為5.04 mm、承擔(dān)荷載為16.06 kN，初始剛度為3.25 kN/mm，而由理論式(12)～式(14)得出阻尼器參數(shù)為：初始剛度為3.36 kN/mm，屈服力為15.36 kN，屈服位移為4.57 mm。對比表明理論計算結(jié)果與EPSCF結(jié)構(gòu)試驗結(jié)果吻合較好。

在實際工程應(yīng)用中，可以通過合理參數(shù)設(shè)計，當(dāng)EPSCF結(jié)構(gòu)遭遇多遇地震時，阻尼器保持彈性，為結(jié)構(gòu)提供一定附加剛度，但不發(fā)揮耗能作用；當(dāng)EPSCF結(jié)構(gòu)經(jīng)歷設(shè)防烈度地震時，金屬阻尼器發(fā)揮作用，X形腹板屈服耗能，耗散地震中的能量；當(dāng)EPSCF結(jié)構(gòu)進(jìn)入罕遇地震階段，應(yīng)保證阻尼器不發(fā)生材料破壞，X形腹板不發(fā)生斷裂。

將同方向加載的荷載-位移曲線中超過前一次加載最大荷載的區(qū)段平移相連后得到EPSCF無控結(jié)構(gòu)及EPSCF有控結(jié)構(gòu)的骨架曲線，如圖15所示。

圖15 EPSCF結(jié)構(gòu)骨架曲線圖Fig.15 Skeleton curves of EPSCF structures

由圖15可知：①EPSCF有控結(jié)構(gòu)曲線有明顯的屈服點，呈現(xiàn)雙折線的特征，而EPSCF無控結(jié)構(gòu)幾乎呈線性，主要由于EPSCF有控結(jié)構(gòu)中阻尼器發(fā)生屈服，有明顯的屈服點；②由于阻尼器結(jié)構(gòu)本身具有一定的剛度，故EPSCF有控結(jié)構(gòu)在第二階段的剛度也比EPSCF無控結(jié)構(gòu)大，即阻尼器的設(shè)置增加了結(jié)構(gòu)剛度。

為探討EPSCF無控與有控結(jié)構(gòu)體系之間的關(guān)系，將EPSCF無控結(jié)構(gòu)骨架曲線與阻尼器滯回曲線進(jìn)行疊加(見圖16(a))，并與EPSCF有控結(jié)構(gòu)進(jìn)行對比(見圖16(b))

圖16 EPSCF結(jié)構(gòu)恢復(fù)力構(gòu)成Fig.16 Restoring force components of EPSCF structure

圖16可以看出，EPSCF無控結(jié)構(gòu)與阻尼器的疊加曲線與EPSCF有控結(jié)構(gòu)重合度較高，由此歸納出：EPSCF結(jié)構(gòu)體系由預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)和阻尼系統(tǒng)線性疊加形成，其恢復(fù)力曲線關(guān)系如圖17所示。圖中預(yù)應(yīng)力系統(tǒng)為線彈性，預(yù)應(yīng)力的線性剛度為EPSCF無控結(jié)構(gòu)試驗結(jié)果中的剛度；阻尼系統(tǒng)的特征由結(jié)構(gòu)中的阻尼器特性決定，根據(jù)阻尼器的滯回恢復(fù)力曲線，簡化得到阻尼系統(tǒng)的骨架曲線。

圖17 EPSCF結(jié)構(gòu)體系恢復(fù)力模型Fig.17 Restoring force model of EPSCF structures

3.2 軸向拉壓型金屬阻尼器耗能特性

將EPSCF無控結(jié)構(gòu)、EPSCF有控結(jié)構(gòu)及軸向拉壓型金屬阻尼器的滯回曲線進(jìn)行對比，如圖18所示。

圖18 EPSCF結(jié)構(gòu)及軸向拉壓型金屬阻尼器滯回曲線對比Fig.18 Comparison of hysteretic loop curves between EPSCF structures and axial compression-tension metallic damper

由圖18可知：①EPSCF有控結(jié)構(gòu)滯回曲線剛度大于EPSCF無控結(jié)構(gòu)，說明了軸向拉壓型金屬阻尼器為結(jié)構(gòu)提供了一定的剛度；②與EPSCF無控結(jié)構(gòu)相比，EPSCF有控結(jié)構(gòu)增加的耗能能力均來自阻尼器，說明軸向拉壓型金屬阻尼器作為建筑結(jié)構(gòu)中的耗能裝置效果顯著。

在實際建筑中，要識別或用數(shù)學(xué)描述能量耗散(如摩擦、混凝土微裂縫的張開與閉合等)機理中的每一項似乎是不可能的[11]。因此，實際結(jié)構(gòu)中的阻尼通常用高度理想化的方法描述。將實際結(jié)構(gòu)中的阻尼用等效阻尼表示，是使用起來最簡單的阻尼形式。根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》[12](JGJ/T 101—2015)中關(guān)于結(jié)構(gòu)或構(gòu)件耗能性能的衡量要求，滯回曲線一個滯回環(huán)所圍成的面積代表結(jié)構(gòu)或構(gòu)件耗能能力的大小。本文采用根據(jù)滯回曲線計算出的單周滯回耗能和等效阻尼系數(shù)ξe來判斷試件的耗能能力。等效阻尼系數(shù)越大，則滯回曲線越飽滿，面積越大；等效阻尼系數(shù)越小，耗能系數(shù)越小，則滯回曲線捏縮越嚴(yán)重。

如圖19所示，面積ABCD為滯回曲線一周所耗散的能量；面積OBE為假想的彈性直線OB在達(dá)到相同位移(OE)時所包圍的而積(即儲存的彈性勢能)。曲線面積ABC與三角形面積OBE之比，表示耗散能量與等效彈性體產(chǎn)生相同位移時輸入的能量之比。等效阻尼系數(shù)的計算方法見式(15)。

圖19 荷載-位移滯回曲線Fig.19 Load-displacement hysteretic loop curve

(15)

從以上耗散能量(見圖20)和等效阻尼系數(shù)(見圖21)的對比可以看出：

圖20 EPSCF結(jié)構(gòu)耗散能量圖Fig.20 Energy dissipation diagram of EPSCF structures

圖21 等效阻尼系數(shù)Fig.21 Coefficient of equivalent damping

(1)對于安裝軸向拉壓型金屬阻尼器的EPSCF有控結(jié)構(gòu)，滯回環(huán)飽滿，表現(xiàn)出良好的耗能特性。滯回耗能逐級增加，并且增加幅度在提高，在發(fā)生90mm位移時結(jié)構(gòu)中耗散能量7 187J，是EPSCF無控結(jié)構(gòu)耗能能力的20倍，這一特點和軸向拉壓型金屬阻尼器自身性能相關(guān)，說明了軸向拉壓型金屬阻尼器顯著的耗能能力。

(2)安裝軸向拉壓型金屬阻尼器的EPSCF有控結(jié)構(gòu)，等效阻尼比呈先上升后略有下降的趨勢，結(jié)構(gòu)最初等效阻尼比為16.8%，當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生60mm位移時，等效阻尼比達(dá)到最大，且最大值為27.4%，之后等效阻尼系數(shù)略有降低，試驗結(jié)束時等效阻尼比最終為26.2%；沒有安裝軸向拉壓型金屬阻尼器的EPSCF無控結(jié)構(gòu)，等效阻尼系數(shù)比較小，當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生屈服位移后的第一個滯回環(huán)的等效阻尼系數(shù)為10.4%，隨后等效阻尼比呈減小趨勢，在結(jié)構(gòu)發(fā)生90mm位移時，EPSCF無控結(jié)構(gòu)等效阻尼比為3.2%，與EPSCF有控結(jié)構(gòu)的26.2%相比，降低了87.8%，說明了軸向拉壓型金屬阻尼器具有穩(wěn)定的耗能能力。

4 結(jié) 論

本文對軸向拉壓型金屬阻尼器及其應(yīng)用在EPSCF結(jié)構(gòu)中的抗震性能進(jìn)行了試驗研究，得出以下結(jié)論：

(1)軸向拉壓型金屬阻尼器利用腹板軸向拉壓耗能，安裝方式與黏滯阻尼器相同，安裝方便、易于更換；在結(jié)構(gòu)往復(fù)運動過程中對梁底不發(fā)生擠壓，避免了引起結(jié)構(gòu)構(gòu)件局部損壞。

(2)軸向拉壓型金屬阻尼器滯回曲線呈飽滿的反S形，沒有頸縮和強度折減現(xiàn)象，說明軸向拉壓型金屬阻尼器具有顯著的能量吸收能力。

(3)EPSCF結(jié)構(gòu)體系由鋼絞線系統(tǒng)和阻尼系統(tǒng)線性疊加形成，阻尼系統(tǒng)的特征由結(jié)構(gòu)中的軸向拉壓型金屬阻尼器性能參數(shù)決定。

(4)大位移階段，EPSCF無控結(jié)構(gòu)的等效阻尼系數(shù)穩(wěn)定在3.2%，設(shè)置軸向拉壓型金屬阻尼器的EPSCF有控結(jié)構(gòu)等效阻尼系數(shù)為26.2%，說明軸向拉壓型金屬阻尼器具有穩(wěn)定的耗能能力。

[ 1 ] 謝禮立，馬玉宏. 現(xiàn)代抗震設(shè)計理論的發(fā)展過程 [J]. 國際地震動態(tài)，2003(10)：1-8. XIE Lili, MA Yuhong. The development process of the modern earthquake resistant design theory [J]. Recent Developments in World Seismology, 2013(10):1-8.

[ 2 ] 周錫元，閻維明，楊潤林. 建筑結(jié)構(gòu)的隔震、減振和振動控制 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報，2002，23(2)： 2-12. ZHOU Xiyuan, YAN Weiming, YANG Runlin. Seismic base isolation, energy dissipation and vibration control of building structures [J]. Journal of Building Structures, 2002，23(2):2-12.

[ 3 ] 周福霖，張穎，譚平. 層間隔震體系的理論研究 [J]. 土木工程學(xué)報， 2009，42(8):1-8. ZHOU Fulin, ZHANG Ying, TAN Ping. Theoretical study on story isolation system [J]. Civil Engineering Journal, 2009, 42(8):1-8.

[ 4 ] 趙鴻鐵，徐趙東，張興虎. 耗能減震控制的研究、應(yīng)用與發(fā)展 [J]. 西安科技大學(xué)學(xué)報， 2001，33(1):1-6. ZHAO Hongtie, XU Zhaodong, ZHANG Xinghu. Study, application and development of energy dissipation and damping control [J]. Journal of Xi’an University of Architecture and Technology, 2001, 33(1):1-6.

[ 5 ] 徐培蓁, 潘鵬, 葉列平. 剪切型金屬彎曲耗能阻尼器CN201485988U[P]. 2010-05-26.

[ 6 ] 魯亮，羅檢文. 一種軸向拉壓型金屬屈服耗能阻尼器：ZL 201520311435.8 [P]. 2015-11-11.

[ 7 ] LIU Xia, LU Liang, LU Xilin. Research on the seismic performance of an externally prestressed reinforced concrete frame [C]∥ Proceedings of the 6th International Conference on Advances in Experimental Structural Engineering.Urbana: Applied Mechanics and Materials,2011.

[ 8 ] LU Liang, LU Xilin, ZHU F B, et al. Experimental study on seismic performance of a controllable rocking reinforced concrete frame [C]∥ Proceedings of the 5th International Conference on Advances in Experimental Structural Engineering, Taipei:[s.n.], 2013.

[ 9 ] 魯亮，江樂，李鴻，等. 柱端鉸型受控?fù)u擺式鋼筋混凝土框架抗震性能的振動臺試驗研究[J]. 振動與沖擊, 2016, 35(4): 193-198. LU Liang, JIANG Le, LI Hong, et al. Shaking table test study on the seismic performance of a controllable rocking reinforced concrete frame with column-end-hinge joints [J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(4): 193-198.

[10] 魯亮，李鴻，劉霞，等. 梁端鉸型受控?fù)u擺式鋼筋混凝土框架抗震性能的振動臺試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報, 2016, 37(3): 59-66. LU Liang, LI Hong, LIU Xia, et al. Shaking table test on seismic performance of controlled rocking reinforced concrete frame [J]. Journal of Building Structures, 2016, 37(3): 59-66.

[11] CHOPRA A K. 結(jié)構(gòu)動力學(xué)理論及其在地震工程中的應(yīng)用 [M].謝禮立，呂大剛，譯.北京：高等教育出版社，2007.

[12] 建筑抗震試驗方法規(guī)程：JGJ 101-96 [S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，1997.

An experimental study on the mechanical properties of an axial compression-tension metallic damper and its application

LU Liang1， LIU Xia2， DAI Guixia1

(1. Research Institute of Structural Engineering and Disaster Reduction, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. International Institute for Urban Systems Engineering, Southeast University, Nanjing 210096, China)

The constructional detail and theoretical calculation of a kind of axial compression-tension metallic damper were introduced. The yield displacement, yield load and yield stiffness of the axial compression-tension metallic damper were obtained through the quasi-static test, and its energy dissipation capacity was analysed. The application of the damper used in External Prestressing Self-centering Frame (EPSCF) was researched. The results indicate that ① the axial tension-compression metallic damper dissipates energy through the deformation of its web plates, and the damages occurred on the adjacent components can be avoided; ② the installation type of this metallic damper is the same as the viscous damper, it can be conveniently installed and easily replaced; ③ the axial compression-tension metallic damper has the advantages of promoting additional stiffness, controlling drifts and dissipating seismic energy.

axial compression-tension metallic damper; seismic performance; quasi-static test; energy dissipation capacity

國家自然科學(xué)基金項目(51678453；51261120377)

2016-04-08 修改稿收到日期： 2016-07-08

魯亮 男，博士，副教授，1969年11月生

劉霞 女，碩士，1990年7月生

TU352.1；TU317.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.16.022