江 浩，徐龍河

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

普通鋼支撐受壓時(shí)易屈曲，耗能能力較弱，在低周往復(fù)荷載作用下易發(fā)生疲勞破壞．防屈曲支撐解決了普通鋼支撐受壓屈曲的問題，能夠有效耗散輸入的地震能量[1-2]，但防屈曲支撐通過內(nèi)芯屈服耗能的方式使得結(jié)構(gòu)震后存在一定的殘余變形．過大的殘余變形將會(huì)影響結(jié)構(gòu)的正常使用并帶來高額的修復(fù)成本[3]，研究表明，當(dāng)結(jié)構(gòu)的殘余變形角超過0.5%時(shí)，結(jié)構(gòu)的修復(fù)成本大于重建成本[4]．隨著“韌性結(jié)構(gòu)”理念的提出與深入研究，國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)[5]．自復(fù)位耗能支撐(self-centering energy dissipation brace，SCEDB)作為實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)震后快速恢復(fù)的一種形式，解決了普通鋼支撐和防屈曲支撐所帶來的問題，因此得到了廣泛的關(guān)注．

SCEDB 通常由復(fù)位裝置和耗能裝置共同構(gòu)成，Christopoulos 等[6]提出的SCEDB 采用摩擦耗能、預(yù)應(yīng)力筋提供復(fù)位力；Miller 等[7]提出的SCEDB 采用形狀記憶合金桿提供復(fù)位能力，低屈服點(diǎn)鋼耗能；劉璐等[8]提出的自復(fù)位防屈曲支撐利用預(yù)應(yīng)力鋼絞線提供復(fù)位力；徐龍河等[9-11]則提出了利用碟簧提供復(fù)位力、磁流變液耗能的自復(fù)位阻尼耗能支撐和自復(fù)位變阻尼耗能支撐．SCEDB 所特有的旗形滯回曲線使其兼具耗散地震輸入能量以及減小甚至消除結(jié)構(gòu)殘余變形的能力．為了能夠準(zhǔn)確描述這一滯回特性，Erochko 等[12]提出了一種可以考慮支撐內(nèi)外管加工誤差給支撐剛度帶來影響的非線性恢復(fù)力模型，Wiebe 等[13]利用Bézier 曲線修正了SCEDB 剛度變化時(shí)的平滑性，恢復(fù)力模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更加吻合，但模型較為復(fù)雜．Tremblay 等[14]進(jìn)一步分析了不同層數(shù)的SCEDB 框架結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)，結(jié)果表明在小震和中震下自復(fù)位支撐框架幾乎沒有殘余變形．樊曉偉等[15]的研究也表明，SCEDB 鋼框架相比防屈曲支撐鋼框架對(duì)結(jié)構(gòu)震后殘余變形的控制更為有效．

本文對(duì)一種利用摩擦裝置耗能、碟簧(discspring，DS)裝置提供復(fù)位力的自復(fù)位耗能支撐(DSSCEDB)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，驗(yàn)證了DS-SCEDB 的工作性能．為了研究支撐初始?xì)堄嘧冃螌?duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，引入?yún)?shù)δr來描述支撐初始?xì)堄嘧冃瘟浚⒘讼鄳?yīng)的分段簡(jiǎn)化模型，基于LS-DYNA 分析軟件進(jìn)行了恢復(fù)力模型的二次開發(fā)，從而對(duì)DS-SCEDB鋼框架進(jìn)行了非線性災(zāi)變模擬，對(duì)比分析了支撐有、無(wú)初始?xì)堄嘧冃蝺煞N情況下結(jié)構(gòu)的抗震性能.

1 DS-SCEDB構(gòu)造與試驗(yàn)研究

1.1 支撐構(gòu)造

DS-SCEDB 由耗能系統(tǒng)和復(fù)位系統(tǒng)構(gòu)成，構(gòu)造如圖1 所示．摩擦裝置由摩擦塊、摩擦片、摩擦板以及高強(qiáng)螺栓組成，摩擦塊和摩擦板分別焊接在內(nèi)、外管上，并通過改變施加在螺母上的扭矩來調(diào)節(jié)摩擦力大??；碟簧裝置由固定擋板、活動(dòng)擋板和碟簧組成，施加在活動(dòng)擋板兩側(cè)的預(yù)壓力使碟簧能夠?yàn)橹翁峁┝艘欢ǖ某跏紡?fù)位力．在外荷載作用下，支撐需要克服預(yù)壓力和摩擦力達(dá)到激活狀態(tài)，激活后內(nèi)管和外管之間發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，摩擦裝置提供滑動(dòng)摩擦力，耗散外部輸入的能量，內(nèi)管和外管上的固定擋板推動(dòng)和限制碟簧兩側(cè)活動(dòng)擋板的運(yùn)動(dòng)，使碟簧始終受到擠壓以產(chǎn)生更大的復(fù)位力．當(dāng)外荷載減小或者撤去時(shí)，碟簧提供的復(fù)位力最終使支撐逐漸恢復(fù)到初始狀態(tài)．

圖1 DS-SCEDB構(gòu)造Fig.1 Configuration of the DS-SCEDB

1.2 試驗(yàn)研究

本文設(shè)計(jì)并加工了DS-SCEDB 構(gòu)件，支撐外管由Q235 鋼材加工而成，其余部件均由Q345 鋼材加工而成；內(nèi)管為圓形截面，內(nèi)徑和外徑分別為37 mm和47 mm，長(zhǎng)度1 600 mm，外管為箱型截面，截面尺寸為111 mm×111 mm×4 mm，長(zhǎng)度1 270 mm．碟簧規(guī)格為內(nèi)徑51 mm、外徑100 mm、高度9.2 mm、厚度7 mm，共計(jì)20 片，平均分為2 組，采用對(duì)合方式放置在支撐的兩端，預(yù)壓力P0為110 kN．同時(shí)共采用8片由無(wú)石棉有機(jī)材料制作的摩擦片為支撐構(gòu)件提供穩(wěn)定的耗能能力，摩擦力F0為50 kN．試驗(yàn)加載裝置如圖2 所示，位移測(cè)量系統(tǒng)由兩個(gè)拉線位移計(jì)和兩個(gè)頂針位移計(jì)組成，均放置于支撐內(nèi)管和外管上，以測(cè)量支撐軸向變形．加載幅值第一級(jí)為4 mm，幅值增量為支撐長(zhǎng)度的 0.25% ，隨后依次為 8 mm 和12 mm，每個(gè)幅值循環(huán)3 周．

圖2 DS-SCEDB試驗(yàn)裝置Fig.2 Test setup of the DS-SCEDB

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

在上述加載制度下，DS-SCEDB 滯回曲線如圖3所示．可以看出，試驗(yàn)得到的曲線呈現(xiàn)出典型的“旗形”滯回特性，形狀飽滿，且在相同加載位移幅值下出力穩(wěn)定．加載位移幅值為8 mm 和12 mm 時(shí)，支撐的激活力均值分別為162 kN 和159 kN，說明支撐在低周往復(fù)荷載作用下的激活狀態(tài)穩(wěn)定．需要說明的是，滯回曲線第一圈與其他圈相比，激活力明顯更大，這是由于加工時(shí)外管內(nèi)側(cè)表面存在一些凸出缺陷，支撐在達(dá)到激活狀態(tài)前，除了需要克服預(yù)壓力和摩擦力以外還要克服凸出缺陷造成的額外阻力，以至于增大了激活力，但隨著往復(fù)加卸載，這些缺陷的影響基本消除，支撐激活力出現(xiàn)比較明顯的降低并穩(wěn)定在160 kN 左右．

表1 列出了在各級(jí)加載幅值下支撐的激活力、最大復(fù)位力、等效黏滯阻尼比和殘余變形．由表1 可知，支撐在受拉和受壓作用下的激活力和最大復(fù)位力基本一致，其拉壓最大誤差分別為2.49%和7.68%，加載幅值為12 mm 時(shí)最大壓力和最大拉力之比為1.06，同時(shí)支撐在拉壓狀態(tài)下等效黏滯阻尼比基本相同，均隨加載位移幅值的增大而減小，表明支撐具有良好的拉壓對(duì)稱性．

此外，加載幅值為4、8、12 mm 時(shí)，支撐的殘余變形分別為0.80、0.73、0.68 mm，平均值為0.74 mm，與支撐長(zhǎng)度之比為0.05%．支撐在第一圈加載時(shí)即出現(xiàn)一定的殘余變形，但是隨加載幅值的增加，支撐殘余變形量變化不明顯．從SCEDB 的工作原理上來看，只要保證預(yù)壓力P0大于摩擦力F0即可實(shí)現(xiàn)無(wú)殘余變形，試驗(yàn)中支撐的預(yù)壓力P0為110 kN，摩擦力F0為50 kN，P0遠(yuǎn)大于F0，理論上不應(yīng)存在初始?xì)堄嘧冃危撝卧O(shè)計(jì)時(shí)考慮到工程應(yīng)用中的經(jīng)濟(jì)性，在滿足支撐性能需求下，構(gòu)造尺寸選用偏小，并且在加工過程中存在一定的裝配誤差，碟簧擋板存在局部屈服，最終使得支撐出現(xiàn)了一定的初始?xì)堄嘧冃危ㄟ^優(yōu)化支撐的構(gòu)造尺寸，這一原因?qū)е碌某跏細(xì)堄嘧冃文軌蛴行p小．

圖3 試件的滯回曲線Fig.3 Hysteretic curves of the specimen

表1 DS-SCEDB擬靜力試驗(yàn)結(jié)果分析Tab.1 Analysis of quasi-static test results of DS-SCEDB

2 支撐分段簡(jiǎn)化模型二次開發(fā)及驗(yàn)證

為了準(zhǔn)確描述DS-SCEDB 的旗形滯回特性，提出了能夠考慮支撐初始?xì)堄嘧冃蔚姆侄魏?jiǎn)化模型．

2.1 DS-SCEDB分段簡(jiǎn)化模型

DS-SCEDB 在低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線具有拉壓對(duì)稱性，如圖4 所示．

以受壓為例，其力學(xué)性能可分為以下4 個(gè)階段：OA階段即開始加載至支撐內(nèi)外管即將發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)階段；AB階段為支撐內(nèi)外管發(fā)生相對(duì)變形，碟簧裝置激活，摩擦裝置耗能工作階段；BC階段摩擦力方向發(fā)生變化，內(nèi)外管處于相對(duì)靜止?fàn)顟B(tài)；CD階段內(nèi)外管再次發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)，碟簧提供復(fù)位力，支撐逐漸復(fù)位并依靠摩擦裝置繼續(xù)消耗地震輸入的能量. 支撐受壓時(shí)各個(gè)工作階段的恢復(fù)力F與位移d(t)之間的關(guān)系為

圖4 DS-SCEDB分段簡(jiǎn)化模型Fig.4 The simplified piecewise model of DS-SCEDB

式中：k1為支撐處于OA工作階段時(shí)內(nèi)外管的串聯(lián)剛度；k2為支撐激活后兩端組合碟簧的并聯(lián)剛度；P0為施加在碟簧裝置上的預(yù)壓力；F0為給螺栓施加扭矩后得到的摩擦力；dmax為在加載過程中支撐的最大軸向變形；δr為支撐殘余變形影響因子，與支撐裝配精度和構(gòu)件尺寸有關(guān)；L為支撐長(zhǎng)度．k3為支撐處于DA'工作階段時(shí)考慮支撐殘余變形影響后的剛度；d0為內(nèi)外管即將發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)時(shí)的軸向變形；d1為支撐即將進(jìn)入CD階段時(shí)的軸向變形；d2為支撐進(jìn)入DA'工作階段時(shí)的軸向變形，分別由式(2)～(5)確定：

2.2 恢復(fù)力模型的二次開發(fā)及驗(yàn)證

基于LS-DYNA 軟件對(duì)提出的DS-SCEDB 分段簡(jiǎn)化模型進(jìn)行了二次開發(fā)．為準(zhǔn)確判斷支撐在隨機(jī)荷載輸入下所處的工作階段，引入歷史變量J(i)，如圖4 所示，當(dāng)J(1)＝1 時(shí)，J(i)＝0(i＝2～5)，表示支撐僅處于OA階段．分段簡(jiǎn)化模型計(jì)算得到的支撐滯回曲線與試驗(yàn)得到的支撐滯回曲線對(duì)比如圖5 所示，可以看出，在支撐受拉階段，恢復(fù)力模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合程度較高，受壓階段略小于試驗(yàn)值．

圖5 試驗(yàn)與模擬的支撐滯回響應(yīng)對(duì)比Fig.5 Comparison of hysteretic response of the brace between experiment and simulation

表2 列出了試驗(yàn)值與恢復(fù)力模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比．可以看出，DS-SCEDB 處于穩(wěn)定工作時(shí)，其最大復(fù)位力和耗能的相對(duì)誤差最大值分別為2.90%與8.44%．隨著支撐不斷加卸載，最大相對(duì)誤差始終穩(wěn)定在 10% 以內(nèi)，幅值為 12 mm 時(shí)相對(duì)誤差僅為3.59%，說明所建立的支撐分段簡(jiǎn)化模型能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)支撐穩(wěn)定工作狀態(tài)下的滯回特性．

表2 試驗(yàn)值與恢復(fù)力模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparisons between experiment and restoring force model analysis results

3 DS-SCEDB鋼框架結(jié)構(gòu)

為研究支撐初始?xì)堄嘧冃螌?duì)DS-SCEDB 框架結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，參數(shù)δr分別取為理論最佳值0和試驗(yàn)值0.05%，其余支撐參數(shù)相同，對(duì)支撐框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行時(shí)程分析．

3.1 支撐框架結(jié)構(gòu)基本信息

本文所采用的原始結(jié)構(gòu)模型為一15 層防屈曲支撐鋼框架，采用Uniform Building Code(UBC)97 規(guī)范進(jìn)行設(shè)計(jì)．結(jié)構(gòu)如圖6 所示．結(jié)構(gòu)平面采用4×4跨的結(jié)構(gòu)布置，每跨跨度均為6 m，層高3.2 m，支撐長(zhǎng)度為6.8 m，梁柱均為W 型鋼，構(gòu)件截面尺寸、材料強(qiáng)度及結(jié)構(gòu)荷載等設(shè)計(jì)參數(shù)詳見文獻(xiàn)[16]．按照DS-SCEDB 與BRB 初始剛度相同，DS-SCEDB 激活力與BRB 初始屈服力相同以及兩種支撐在結(jié)構(gòu)層間位移角達(dá)到2%時(shí)具備相同軸向恢復(fù)力的原則，對(duì)DS-SCEDB 支撐的參數(shù)(激活前后剛度、承載力、摩擦力、組合碟簧預(yù)壓力)進(jìn)行設(shè)計(jì)，DS-SCEDB 參數(shù)見表3．

圖6 15層支撐鋼框架結(jié)構(gòu)Fig.6 The 15-story braced steel frame

表3 15層框架中的DS-SCEDB參數(shù)Tab.3 Parameters of DS-SCEDBs in the 15-story frame

采用LS-DYNA 軟件建立有限元模型，其中梁柱均采用BEAM161 單元模擬，板采用SHELL163 單元模擬，支撐采用LINK160 單元模擬．DS-SCEDB 的材料本構(gòu)選用新開發(fā)的分段簡(jiǎn)化模型，并不考慮支撐失效，DS-SCEDB 的初始?xì)堄嘧冃畏謩e為0 mm 和3.15 mm，其余參數(shù)均相同，并以此將不同的支撐鋼框架結(jié)構(gòu)記為模型Ⅰ和模型Ⅱ．支撐與框架、框架梁柱之間均采用鉸接連接，框架柱柱底采用剛接連接．

3.2 地震波選取

為考察DS-SCEDB 鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能，根據(jù)文獻(xiàn)[16]中采用UBC97 給出的反應(yīng)譜信息，從PEER 地震動(dòng)數(shù)據(jù)庫(kù)中選取7 條不同的地震記錄，其詳細(xì)信息和地震反應(yīng)譜分別見表4 和圖7．由于UBC97 僅采用單一設(shè)防水準(zhǔn)，以50 a 超越概率為10%的地震作用進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)，其設(shè)防水準(zhǔn)相當(dāng)于我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范的中震，因此不再對(duì)地震波記錄峰值加速度(PGA)額外調(diào)幅．此外，為獲取結(jié)構(gòu)的殘余變形響應(yīng)，在所有地震波記錄結(jié)束時(shí)添加一段時(shí)長(zhǎng)為10 s、幅值為0 g 的額外加速度時(shí)程．

表4 地震動(dòng)信息Tab.4 Ground motion information

圖7 地震動(dòng)記錄反應(yīng)譜Fig.7 Response spectra of ground motions

圖8 兩種模型結(jié)構(gòu)的層間位移角均值Fig.8 Average interstory drift ratio of two model structures

3.3 結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析

根據(jù)UBC97 的規(guī)定，對(duì)于基本自振周期小于0.7 s 的結(jié)構(gòu)，最大非彈性響應(yīng)位移不應(yīng)超過層高的0.025；對(duì)于基本自振周期不小于0.7 s 的結(jié)構(gòu)，最大非彈性響應(yīng)位移不應(yīng)超過層高的0.020．本結(jié)構(gòu)的基本自振周期為 1.3 3 s，因此層間位移角限值為2.0%．圖8 為兩種模型結(jié)構(gòu)在7 條地震波作用下層間位移角均值分布，可以看出其層間位移角均值沿層高分布規(guī)律基本相同，最大值均出現(xiàn)在第10 層，分別為1.86%和1.89%，滿足規(guī)范限值要求，表明有無(wú)初始?xì)堄嘧冃蔚腄S-SCEDB 均可以有效控制結(jié)構(gòu)的最大層間位移角，減小地震作用對(duì)結(jié)構(gòu)的損傷．

圖9 為兩種模型結(jié)構(gòu)層間殘余位移角均值分布．由圖9 可知，參數(shù)δr的分別取0 和0.05%時(shí)，對(duì)結(jié)構(gòu)殘余變形沿層高分布規(guī)律幾乎沒有影響，最大值都出現(xiàn)在第9 層，分別為0.081%和0.083%，分別占該層層間位移角均值的4.68%和4.77%，表明兩種支撐框架結(jié)構(gòu)震后均具有良好的自復(fù)位能力．

圖9 兩種模型結(jié)構(gòu)的層間殘余位移角均值Fig.9 Average residual interstory drift ratio of two model structures

在地震作用下支撐框架結(jié)構(gòu)總耗能主要由支撐耗能、結(jié)構(gòu)的塑性變形耗能以及結(jié)構(gòu)的阻尼耗能組成．圖10 為兩種模型在所選地震波作用下支撐耗能、梁柱的塑性變形耗能與結(jié)構(gòu)總耗能之比．可以看出，支撐耗能占比約在55%～76%之間，模型Ⅰ相較于模型Ⅱ，支撐耗能平均減小5.94%，表明有初始?xì)堄嘧冃蔚腄S-SCEDB 能夠消耗更多的能量．此外，在不同地震作用下，模型Ⅰ和模型Ⅱ結(jié)構(gòu)的塑性變形耗能占比的平均值分別為4.14%和3.62%，表明整體結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展程度較低，結(jié)構(gòu)具有抵抗更加強(qiáng)烈地震作用的能力．

圖10 兩種模型結(jié)構(gòu)在不同地震波下的耗能比例Fig.10 Proportion of energy dissipation of two model structures under selected ground motions

圖11 為兩種模型層間位移角和層間殘余位移角均值的相對(duì)變化情況．可以看出，模型Ⅰ大多數(shù)樓層的層間位移角響應(yīng)大于模型Ⅱ，其中結(jié)構(gòu)第14 層變化比較明顯，為14.13%，其原因是存在初始?xì)堄嘧冃蔚闹卧谙嗤灰品迪潞哪芴岣?，從而降低了結(jié)構(gòu)響應(yīng)；1～3 層模型Ⅱ的層間殘余位移角大于模型Ⅰ，4～15 層模型I 的層間殘余位移角大于模型Ⅱ，且隨著層數(shù)的增加兩者之間的相對(duì)差值增大，說明支撐存在初始?xì)堄嘧冃尾⑽疵黠@降低整體結(jié)構(gòu)的復(fù)位能力．

圖11 兩種模型結(jié)構(gòu)層間位移角的相對(duì)變化Fig.11 Relative change of interstory drift ratio between two model structures

在地震波編號(hào)GM-5 作用下，兩種模型結(jié)構(gòu)第10 層響應(yīng)最大，因此提取它們?cè)谠摋l地震波下第10層的層間位移角時(shí)程曲線以及該層同一支撐的滯回曲線，分別如圖12 和圖13 所示．

其中模型Ⅰ和模型Ⅱ在地震波GM-5 下的層間位移角時(shí)程變化趨勢(shì)相同，t＝9.7 s 時(shí)兩種模型的層間位移角峰值均為2.56%，且層間殘余位移角均為0.064%，兩種模型計(jì)算得到的最大層間位移角和層間殘余位移角相同．但是從層間位移角時(shí)程上來看兩者略有差別，t＝12.9 s 時(shí)兩種模型的層間位移角分別為1.19%和1.01%，模型Ⅰ較模型Ⅱ增加17.92%，t＝13.9 s 時(shí)兩種模型的層間位移角分別為 0.97%和0.72%，模型Ⅰ較模型Ⅱ增加33.80%，t＝15.1 s 時(shí)兩種模型的層間位移角分別為0.77%和0.40%，模型Ⅰ較模型Ⅱ增加93.09%，t＝19.7 s 時(shí)兩種模型的層間位移角分別為0.16%和0.38%，模型Ⅰ較模型Ⅱ減少59.21%，t＝21.2 s 時(shí)兩種模型的層間位移角分別為0.05%和0.25%，模型Ⅰ較模型Ⅱ減小78.55%，t＝22.8 s 時(shí)兩種模型的層間位移角分別為 1.11%和0.85%，模型Ⅰ較模型Ⅱ增加29.78%，總的來說，層間位移角大于0.5%時(shí)，模型Ⅰ的響應(yīng)基本上都大于模型Ⅱ，層間位移角小于0.5%時(shí)，模型Ⅱ的響應(yīng)基本上都大于模型Ⅰ．

將模型Ⅰ和模型Ⅱ中的支撐分別記為支撐1 和支撐2．由圖13 可以看出，支撐在地震荷載輸入下仍具有穩(wěn)定的滯回性能且滯回環(huán)飽滿，表明分段簡(jiǎn)化模型可以準(zhǔn)確描述在隨機(jī)荷載輸入下支撐的初始?xì)堄嘧冃渭皽匦阅埽?/p>

圖12 兩種模型結(jié)構(gòu)在波GM-5下層間位移角時(shí)程Fig.12 Time history response of interstory drift ratio of two model structures under ground motion GM-5

圖13 波GM-5作用下支撐的滯回響應(yīng)對(duì)比Fig.13 Comparisons of hysteretic response of the braces under ground motion GM-5

圖14 給出了兩根支撐在地震波GM-5 作用下的耗能時(shí)程曲線，可以看出15 s 后支撐1 的累積耗能開始超過支撐2，這主要是由于模型Ⅰ在該層的位移響應(yīng)略大于模型Ⅱ?qū)е碌?，地震波結(jié)束時(shí)支撐1 的總耗能為471 kJ，支撐2 的總耗能為466 kJ，較支撐2增加1.04%．考慮到模型Ⅰ和模型Ⅱ的最大層間位移角和層間殘余位移角相似，支撐累積耗散的能量接近，故可以認(rèn)為DS-SCEDB 的初始?xì)堄嘧冃螌?duì)結(jié)構(gòu)震后的復(fù)位性能沒有影響．

圖14 波GM-5作用下支撐耗能時(shí)程曲線Fig.14 Time history response of energy dissipation of the braces under ground motion GM-5

4 結(jié) 論

本文對(duì)一種具有復(fù)位功能的摩擦耗能支撐開展了擬靜力試驗(yàn)研究，建立了能夠準(zhǔn)確描述 DSSCEDB 力學(xué)性能的分段簡(jiǎn)化模型，并基于 LSDYNA 有限元軟件進(jìn)行二次開發(fā)，進(jìn)一步對(duì)支撐有無(wú)初始?xì)堄嘧冃蝺煞N情況下結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行對(duì)比分析，得出如下結(jié)論．

(1) DS-SCEDB 力學(xué)性能明確，在低周往復(fù)荷載作用下，滯回曲線呈現(xiàn)飽滿的“旗形”特征．加載位移為12 mm 時(shí)，其受壓恢復(fù)力和受拉恢復(fù)力之比為1.06，耗能基本相同，初始?xì)堄嘧冃蝺H為0.68 mm，具有良好的拉壓對(duì)稱性和復(fù)位能力，工作性能穩(wěn)定．

(2) 提出了能夠反映支撐初始?xì)堄嘧冃蔚腄SSCEDB 分段簡(jiǎn)化模型，引入歷史變量區(qū)分地震荷載輸入下支撐所處的工作狀態(tài)．模型計(jì)算結(jié)果與支撐試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，最大相對(duì)誤差為8.44%．

(3) 在DS-SCEDB 有無(wú)初始?xì)堄嘧冃蝺煞N情況下，結(jié)構(gòu)層間位移角沿層分布趨勢(shì)相同，且均不超過2.0%，滿足規(guī)范中層間位移角的限值要求，震后結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展程度低，層間殘余位移角相近，支撐有效控制了結(jié)構(gòu)的損傷．

(4) 實(shí)際工程中，由于裝配誤差和構(gòu)造原因?qū)е翫S-SCEDB 存在不超過0.05%支撐長(zhǎng)度的初始?xì)堄嘧冃问强梢越邮艿?，?duì)結(jié)構(gòu)控制效果的影響并不明顯.