编织式金属阻尼器的减震性能研究及应用 108页

编织式金属阻尼器的减震性能研究及应用重庆大学硕士学位论文（学术学位）学生姓名：王维指导教师：贾传果讲师专业：土木工程学科门类：工学重庆大学土木工程学院二O一五年五月 ResearchofVibration-mitigationPerformanceandApplicationonaWovenMetalDamperAThesisSubmittedtoChongqingUniversityinPartialFulfillmentoftheRequirementfortheMaster’sDegreeofCivilEngineeringByWangWeiSupervisedbyLec.JiaChuanguoSpecialty:CivilEngineeringCollegeofCivilEngineeringofChongqingUniversity,Chongqing,ChinaMay,2015 中文摘要摘要消能减震技术是通过在建筑结构的适当位置设置消能器（阻尼器）来增加结构的等效阻尼，从而减小结构在地震作用和风荷载作用下的响应。目前常用的阻尼器主要有金属阻尼器、摩擦阻尼器和粘滞阻尼器等。其中，金属阻尼器因具有制作方便、造价低廉和易于更换等优点被广泛使用。然而，目前开发的金属阻尼器普遍存在疲劳性能差、易屈曲和屈服点集中等缺点。为改善金属阻尼器这些缺点，本文提出了一种新型编织式金属阻尼器，即将低强度钢条和高强度钢杆交叉编织成一个整体。采用理论分析、数值模拟和试验研究相结合的方法对该阻尼器的减震性能开展了系统的研究。主要研究内容和结论如下：①利用ANSYS软件对低强度钢条的弯曲成型及其相对于高强度钢杆的往复运动过程进行了数值模拟，优化了其设计参数，得到了荷载-位移滞回曲线，并对钢条和高强度圆钢杆之间的非线性接触问题进行了初步探讨。②对新型编织式金属阻尼器构件进行了拟静力试验，得到了其荷载-位移滞回曲线，论证了本阻尼器具有良好的疲劳性能。③对采用一层低强度钢条和一层高强度弹簧钢条叠合形式的阻尼器进行了拟静力试验。对比发现，采用叠层钢条有效提高了阻尼器的出力和耗能性能。④通过参数优化，对采用梭形截面钢杆的阻尼器进行了数值模拟。对比发现，采用梭形钢杆得到的滞回曲线更为饱满，最大出力也显著提高。⑤利用消除冗余参数法对Bouc-Wen模型进行了参数识别，并对试验和数值模拟数据分别进行拟合，得到了本阻尼器的恢复力模型。⑥运用有限元分析软件SAP2000对10层平面规则框架进行了整体弹塑性时程分析。结果表明，安装阻尼器后，结构的层间位移等参数大幅减小。本文的分析方法对于研究同类问题如大变形和接触问题等有一定的参考意义，研究成果具有一定的工程实用价值。关键词：编织式金属阻尼器，拟静力试验，Bouc-Wen模型，接触分析I 英文摘要ABSTRACTPassiveenergydissipationtechniqueshavebeenrapidlyusedinthepastdecades.Thosetechniquesreducestructuralresponsessubjectedtowindandearthquakethroughinstallingdissipationdevices(dampers)inbuildings.Theyaremainlyclassifiedintothefollowinggroups:metaldampers,frictiondampersandviscousdampers.Amongthem,metaldampersarewidelystudiedandappliedfortheireaseoffabricationandreplacement.However,someproblemsofpoorfatigueperformanceandeaseofbucklingconstraintheirdevelopmentsinthesametime.Withthispromise,anovelwovenmetaldamperispresentedinthepaper.Severallow-strengthsteelribbonsandhigh-strengthsteelrodsarecrosswoventogether,resultingintoadissipationdevice.Itsdissipationisderivedfromthebendingdeformationofthelow-strengthsteelribbons.Itsdissipationperformancesarestudiedthroughtheoreticalanalysis,numericalsimulationsandexperiments.Mainconclusionsareasfollows:①Amodelofthelow-strengthsteelribbonwasmadeintheANSYSprogram.Severalload-displacementhystereticcurvesareobtainedbybendingformingprocessandreciprocatingmotionsimulations.Simultaneouslythesimulationanalysisofthecontactbetweenthesteelribbonsandrodsisdone.②Subsequently,quasistatictestswerecarriedoutandload-displacementhystereticcurvewasobtained.Theexperimentshowsthatthisnewwovenmetaldamperhasobviousadvantageofhighfatigueperformance.③Insteadofusingsinglelayerribbons,eachdouble-layerribbonincludingalow-strengthsteelribbonandahigh-strengthspringsteelribbonwasconceivedinthedamper.Throughthequasistatictestonce,itshowsthatthenewschemecouldefficientlyincreasetheyieldingforceandresultfullerhystereticcurves.④Basedonthenumericalsimulationandexperiments,itisindicatedthesteelrodsofminordiameterinducekneadedshrinkagephenomenon.Fusiformshaperodsafterparameteroptimizationareconceivedinthedampertoimprovethedissipationperformance.Similarsimulationsweredonewhichintroducehigherenergydissipationcapacity,i.e.,higheryieldingforceandfullerhystereticcurves.⑤UsingthesimplifiedBouc-Wenmodelofeliminatingredundancyparameter,theexperimentalandnumericalsimulationdatawerefitintoapplicablerestoringforcemodels.III 重庆大学硕士学位论文⑥Aten-storyplaneframedissipationstructurewastakenasanexampleandanelastic-plastictime-historyanalysiswascarriedoutusingprogramSAP2000.Itshowsthatstorydriftisreducedobviouslyafterinstallingthedamperintothebuilding.Theoryandmethodofthispaperaresignificantforresearchinglargedeformationandcontactproblems.Researchachievementsarevaluableforengineeringapplications.Keywords：Novelwovenmetaldamper，Quasistatictest，Bouc-Wenmodel，ContactanalysisIV 目录目录中文摘要...................................................................................................................................I英文摘要................................................................................................................................III1绪论..................................................................................................................................11.1选题背景及工程意义..........................................................................................................11.2相关金属阻尼器的研究综述..............................................................................................21.2.1钢板阻尼器..................................................................................................................31.2.2新型材料阻尼器..........................................................................................................61.2.3组合耗能装置..............................................................................................................71.2.4结构响应控制..............................................................................................................81.3本文的主要工作及体系流程..............................................................................................92新型编织式金属阻尼器的提出.............................................................................112.1振动控制理论...................................................................................................................112.2减震耗能体系分类...........................................................................................................132.3新型编织式金属阻尼器....................................................................................................142.3.1初步试验验证............................................................................................................142.3.2试验装置的改进........................................................................................................162.3.3工作原理....................................................................................................................182.4钢材本构模型...................................................................................................................192.4.1本构模型简介............................................................................................................192.4.2不锈钢材料本构模型.................................................................................................202.5材料拉伸试验...................................................................................................................212.5.1材性试件准备............................................................................................................212.5.2试验实施阶段............................................................................................................222.5.3试验结果....................................................................................................................242.6小结..................................................................................................................................253阻尼器构件有限元模拟.............................................................................................273.1非线性分析理论...............................................................................................................273.1.1Hertz弹性接触理论....................................................................................................273.1.2非线性分类................................................................................................................273.2接触分析...........................................................................................................................283.2.1概述...........................................................................................................................28V 重庆大学硕士学位论文3.2.2ANSYS软件简介........................................................................................................293.2.3ANSYS中接触分类....................................................................................................293.3钢条弯曲成型数值模拟....................................................................................................303.3.1建立模型并划分网格.................................................................................................303.3.2运动接触分析............................................................................................................313.3.3参数分析....................................................................................................................323.4钢条往复运动数值模拟....................................................................................................363.5小结...................................................................................................................................384新型编织式金属阻尼器的试验研究...................................................................394.1试验装置及方案...............................................................................................................394.1.1试验装置....................................................................................................................394.1.2试验实施方案............................................................................................................394.2试验阶段...........................................................................................................................404.2.1试件设计及加工........................................................................................................404.2.2试验实施阶段............................................................................................................434.3试验结果...........................................................................................................................444.4等效刚度及等效阻尼比....................................................................................................544.5小结...................................................................................................................................555阻尼器参数优化及其恢复力模型........................................................................575.1阻尼器模型参数优化........................................................................................................575.2有限元模拟.......................................................................................................................585.3阻尼器恢复力计算模型....................................................................................................615.3.1恢复力模型概述........................................................................................................615.3.2Bouc-Wen模型简介...................................................................................................625.3.3本新型编织式金属阻尼器恢复力模型......................................................................675.4小结...................................................................................................................................686框架结构整体分析.......................................................................................................696.1概述...................................................................................................................................696.2SAP2000整体分析............................................................................................................696.2.1SAP2000软件简介......................................................................................................696.2.2时程分析法................................................................................................................706.2.3工作原理....................................................................................................................706.2.4建立模型....................................................................................................................726.2.5地震波的选取............................................................................................................74VI 目录6.3有控与无控结构反应对比................................................................................................766.3.1模态分析...................................................................................................................766.3.2层间位移...................................................................................................................786.3.3层剪力以及倾覆力矩................................................................................................856.4小结..................................................................................................................................897结论和未来展望............................................................................................................917.1论文的结论.......................................................................................................................917.2未来展望...........................................................................................................................91致谢................................................................................................................................93参考文献................................................................................................................................95附录................................................................................................................................99A.Bouc-Wen模型的Matlab程序.........................................................................................99B.申报专利..........................................................................................................................100C.作者在攻读硕士学位期间书写的论文目录....................................................................100VII 1绪论1绪论1.1选题背景及工程意义作为最残酷的自然灾害之一，从古至今地震一直困扰着在地球上生存的人们，其对人类的生存和发展造成了极大的威胁。地震不仅造成了大量的人员伤亡，更造成大量建筑结构的破坏甚至倒塌。当然，地震巨大的破坏力不仅表现在其直接对建筑结构的摧毁作用，更表现在其引发的极大次生灾害，如山体滑坡、泥石流、水灾、火灾、毒气污染等，如图1.1所示。近一个世纪以来，随着自然环境的恶化，地震给人类造成的直接损失和间接损失更是无法估计。直接破坏主要表现为建筑物的损坏、倒塌和丧失使用功能等，无数生命和生活物资被埋废墟。历次地震震害调查分析均表明，地震造成的直接经济损失和人员伤亡，主要是由建筑物的倒塌破坏造成。（a）地震时的房屋破坏（b）关东地震引发的火灾图1.1地震灾害Fig.1.1SeismicHazard我国处于地震高发带，约3/4的国土面积处于六度区及以上。从古至今，地震频发不断，1556年1月23日发生在中国陕西华县的8.0级地震造成广大灾民病死、饿死，死亡约83万余人，大量房屋倒塌。公元1976年7月28日，河北唐山发生7.8级大地震，大量房屋倒塌，造成的损失不可估量。而对现代中国打击和影响比较大的则是发生于2008年5月12日的汶川地震，不仅造成6900多人丧生，更造成约650万间房屋倒塌，2300多万间房屋损坏。学校等建筑物的倒塌更是夺去了多名学生的生命，给人们造成了极大的精神伤害。此外，2010年4月14日玉树地震造成了玉树州半数以上房屋倒塌。历次地震使我国付出了惨重的代价，然而其对我国建筑设计相关规范的修订工作起到了巨大的推动作用，2010年新抗震规范1 重庆大学硕士学位论文指出全部国土均为地震设防区。故如何提高建筑物抵御自然灾害的能力，尽量降低地震带来的损失成为了工程人员们努力研究的课题。人们减轻地震灾害的方法主要有地震预报、地震转移以及工程抗震，其中工程抗震是目前公认的抵御地震最直接有效的方法。传统的工程抗震主要是利用结构本身的弹塑性变形来耗能，但弹塑性变形过大势必会对结构造成不可避免的损伤甚至致其倒塌，修复代价很大，给正常使用带来非常不好的影响。比如医院和研究所等有精密仪器的建筑，即使是正常使用状态下的破坏也会导致不可估量的损失。近年来所发生的几次破坏性的大地震（如1994年美国北岭地震，1995年日本神户地震，1999年台湾集集地震，2008年中国汶川地震等）造成的严重结构破坏和重大财产损失已经暴露出传统抗震设计方法的这种不足。21世纪是一个发展和挑战并存的时代，随着建筑不断向空中发展以及城市密度的急速增加，以生命安全为抗震设防唯一目标的单一设防已经不能完全满足工程抗震的需要。所以同时进行建筑结构抗震设防和减震控制的双向控制很有必要。[1]结构控制的基本思路之一就是耗能减震技术的应用，即通过在结构中设置主动或被动耗能装置来消耗本来由结构构件消耗的部分地震能量。地震会导致结构发生多维振动，此时采用耗能减震技术就显得尤为重要。各种耗能减震技术（如利用阻尼器耗能）都已经比较成熟并广泛被应用于工程实际中，阻尼器是指安置在结构系统上可以提供运动阻力的“特殊”装置。大量实践证实这一被动耗能装置能有效地减轻结构的变形和损伤。目前常用的阻尼器主要有金属阻尼器、摩擦阻尼器和粘滞阻尼器等。其中，金属阻尼器因具有制作方便、造价低廉和易于更换等优点被广泛使用。然而，目前开发的金属阻尼器普遍存在疲劳性能差、易屈曲和屈服点集中等缺点。从工程实践和震后房屋损伤鉴定中不难发现现有的金属阻尼器的变形不够理想，没有最大程度的发挥金属阻尼器的耗能作用。因为软钢有较大的延性，断裂破坏前具有较明显的变形，耗能效果较好；同[2]时，钢本身的升温并不影响其阻尼器装置的力学性能，故具有较强的稳定性。因此本课题在编织式金属阻尼器专利的基础上，拟利用软钢的塑性变形耗能，设计出一系列编织式金属阻尼器。通过理论分析、数值模拟、试验研究和结构地震响应分析来研究其抗震性能。本文的研究成果不仅有利于本阻尼器相关专利内容的改进，更对推进此专利的工程应用有很大意义，研究过程中所提出的分析方法对同类研究也有一定的参考价值。1.2相关金属阻尼器的研究综述金属屈服阻尼器最早由Kelly提出,地震作用下在结构发生塑性变形前金属阻尼器先进入屈服阶段，塑性阶段呈现出良好的滞回特性，以耗散大部分的地震能2 1绪论量。常用的金属屈服阻尼器有软钢阻尼器和铅阻尼器等，随着社会进步，诸多新型材料的出现，阻尼器的种类也在不断增加，比如形状记忆合金阻尼器，以及各种混合装置等。1.2.1钢板阻尼器1972年，Kelly等首先研究的是扭转梁（TorsionalBeam）、弯曲梁（Flexural[3]Beam）和U形钢板耗能器；后来Skinner等研究了受弯圆梁耗能器，发现他们耗能原理相似，即都是利用梁的各种受力状态来耗能，包括平面内和平面外受力，如梁的剪切、弯曲和扭转变形等。直至目前为止，利用这一原理设计及研究阻尼器的学者仍不在少数。剪切钢板阻尼器是利用钢板的剪切变形来耗能，由于其初始刚度较大，疲劳[4]性能较好，国内外学者研究较多，在工程中也有较多的应用。1997年Mito等研究了一种矩形剪切板阻尼器，试验过程中发现，这种阻尼器由于平面内受力，钢板的四个角点处应力集中，发生小的水平位移时即出现断裂现象,变形耗能能力相对较差，故耗能效果并不理想。1997年，日本藤田技术研究所田中清和佐佐木康[5]人等围绕剪切钢板阻尼器腹板宽厚比对阻尼器破坏形态与耗能能力的影响进行了试验研究，发现腹板宽厚比对剪切钢板阻尼器的破坏形态影响很大。宽厚比越大，失稳变形在腹板对角线处越明显；当宽厚比不大时，平面外失稳变形逐渐转到腹板与翼缘交界处。2006年同济大学陈之毅、袁勇、日本名古屋大学葛汉彬、名城大学宇佐美勉提出柔细比Rw的概念，以比较腹板宽厚比对平面外失稳的影响，建议Rw取值在0.2至0.5之间较为合适。[6]2012年，何志明、周云等在田中清等的试验研究基础上，对剪切钢板阻尼器的剪切板做了综述，主要结论有：○1指出了剪切板钢板阻尼器的不足及设计参数的试验；○2着重对腹板进行了研究，包括腹板的宽厚比对阻尼器滞回曲线的影响；○3腹板设加劲肋后可提高腹板的屈曲应力，延迟平面外失稳；○4通过对腹板开孔来实现腹板多点屈服，不过实践证明效果不太理想。[7]2003年Tirca等提出了一种平面内受力形式的钢阻尼器,并对装有此种阻尼器的中高层结构进行了耗能性能分析,结果证明此阻尼器具有很好的耗能减震能[8]力。国内学者潘鹏、徐培蓁等于2010年发明了一种剪切型金属弯曲耗能阻尼器，如图1.2中（a）图所示，核心金属耗能元件是多块通过弯曲变形来实现耗能能力的金属板，此金属板厚度方向与建筑结构承受剪切力的方向一致。当结构承受较大剪切力，变形量较大时，此种金属阻尼器能满足性能化和经济性的要求。此阻尼器结构新颖合理，易于加工，整体尺寸可以控制得很小，占用空间少，故适用性强，可用于建筑结构和桥梁结构中。3 重庆大学硕士学位论文（a）剪切型耗能器（b）中空菱形的矩形钢板阻尼器图1.2剪切钢板阻尼器（b中图片来自文献[13]）Fig.1.2Shearplatedamper[9]1991年Wittaker等设计和研究了X形加肋软钢阻尼器（ADAS），陈清祥等人对ADAS做了改进，制造出了开孔式耗能装置，即制震板（HADAS），如图1.3所示。Bergman和Goel进行了由Bechtel公司制作的X形和三角形耗能器的循环[10]加载试验，发现轴力对此耗能装置有较大影响。1992年中国台湾学者Tasi等为消除轴力对X形阻尼装置的影响而改进设计了一种三角形软钢阻尼器，这两种阻尼器也是目前国内外研究较多的软钢阻尼器。由于软钢阻尼器滞回性能稳定，低周疲劳性能好，对环境和温度的适应性强，引起了国内外学者的广泛关注，已多处应用于新建和加固工程中。但此种阻尼器中间最细的X形部位容易发生应力集中而提前破坏。（a）X形加劲钢板（ADAS）（b）三角形加劲钢板（HADAS）图1.3ADAS和HADAS（图片来自文献[9]）Fig.1.3ADASandHADAS[11]受X形软钢阻尼器的启发，李宏男等在X形阻尼器的基础上设计了圆孔阻尼器和双X软钢阻尼器，如图1.4中（a）、（b）和（c）所示。静力往复加载试验表明，这两种阻尼器不但初始刚度大，还具有一定的塑性变形能力。单圆孔型阻尼器在平面内受力时表现出良好的塑性变形性能，塑性变形较大，同时具有一定4 1绪论的初始刚度和耗能能力；条型钢阻尼器在平面内受力时表现出良好的塑性性能，具有较大的初始刚度。但试验过程中发现，条型阻尼器出现了明显的平面外屈曲现象，稳定性稍差。对双圆孔型阻尼器和双X型钢阻尼器进行拟静力往复试验，如图1.4中（d）和（e）所示。结果表明，工字型阻尼器的滞回曲线出现了明显的“捏缩”现象，原因可能是钢板平面出现了应力集中或者剪切变形较弯曲变形更显著，不具有良好的耗能性能；双圆孔型阻尼器在试验加载后期，阻尼器圆孔附近出现了水平的裂纹，表现为明显的剪切破坏，也不具有良好的耗能性能。双X型钢阻尼器克服了条型阻尼器易平面外屈曲的不足。综上所述，阻尼器的平面形状对钢阻尼器的塑性变形能力影响很大。（a）工字型阻尼器（b）双圆孔型阻尼（c）单圆孔型阻尼器（d）条形钢阻尼器（e）双X型钢阻尼器图1.4开孔型阻尼器（图片来自文献[11]）Fig.1.4Poreddampers[12]1995年，周云设计制作了圆环耗能器、双环耗能器和加劲圆环耗能器，并各自进行了相应的试验研究。饱满的滞回曲线指出该阻尼器具有较强的耗能能力，但初始刚度和屈服力都较低。为了保留圆环耗能器的优点，作者又做出了相应的改进，设计了双环耗能器和加盖双环耗能器等。[13]中国地震局工程力学研究所的邢书涛和郭迅研究了一种新型软钢阻尼器，即一种纵截面为中空菱形的矩形钢板阻尼器，这种阻尼器不会因局部屈服而破坏，如图1.2中（b）图所示。分析这种阻尼器的力学性能和减震机理，依据试验给出了它的恢复力模型，并推导得出了特征参数的表达式和疲劳验算式。此外，探讨5 重庆大学硕士学位论文了阻尼器参数对减震效果的影响，给出了最佳的参数取值范围。[14]2012年长安大学田姚等提出一种回型软钢阻尼器，利用大型有限元分析软件SAP2000对其进行数值模拟，得到比较饱满的滞回曲线；并把结果和大连理工大学单圆孔形阻尼器的试验结果进行了相关对比，结果表明回型阻尼器具有和单圆孔形阻尼器相差不多的耗能能力。研究发现，李宏男教授等提出的金属阻尼器均有一个弱点，即阻尼器钢板的剪切刚度和阻尼力因开孔较多而削弱。针对此种情况，孙玉平、张蓬勃、赵世春[15]等提出了一种新型钢板阻尼器，此阻尼器不设加劲肋，不焊接，阻尼器和结构之间采用螺栓连接，提高了阻尼器的自由度和剪切刚度。1.2.2新型材料阻尼器铅不仅具有密度大、熔点低、塑性高、滑移能力强等优点，而且有较强的变形跟踪能力。其较大的延性和柔性使其可在变形过程中吸收大量的能量，故铅阻尼器的实际工程应用较多。目前研发的铅阻尼器主要有：铅挤压耗能器、铅剪切耗能器和铅节点耗能器等。铅挤压耗能器最先是由新西兰学者利用铅挤压产生塑性变形耗散能量的原理制成。铅剪切耗能器是由新西兰PenguinEngineering公司研制的，主要是由三块钢板和中间的铅层组成，如图1.5所示。当阻尼器发生小位移时，铅因受到弯曲和剪切作用而进入屈服阶段，通过屈服后的塑性变形耗能；大位移时发生剪切滞回变形而耗能，其显著特点就是对微小变形十分敏感。图1.5铅剪切耗能器Fig.1.5Theleadsheardamper[16]扬州大学的邢百朋、左媛、刘平提出一种新型扭转型铅阻尼器，利用铅可再结晶的特性，地震作用下金属发生扭转变形而耗能。对提出的新型铅阻尼器模型进行数值分析，证明了其良好的耗能性能。形状记忆合金（SMA）是一种感知和驱动功能兼有的新型材料，其具有超弹[17]特性，即变形后不产生永久变形，具有良好的耗能能力。天津大学的邢德进以[18]及大连理工大学的钱辉等均对形状记忆金属（SMA）阻尼器进行了相关研究，6 1绪论对SMA丝进行材料拉伸试验，并就其在工程实际中的应用进行了相关的数值模拟，结果发现其不仅变形大，耗能性能强，而且可以重复利用，抗疲劳性能好。但另一方面，形状记忆合金所用的材料价格较高，主要应用范围在桥梁及航空等大型工程方面，如果应用到建筑当中则需要的量非常大，相对来说很不经济，这就决定了其在建筑结构中应用的局限性。实际生活中不锈钢随处可见，从小的装饰性构件到大的承重构件，都不乏其身影。不锈钢最早于1912-1913年由英国学者Brearley和德国Maurer、Strauss等人引入，在英国圣保罗大教堂以及法国LouvrePyramid等著名建筑物中均有应用。美国、日本以及欧洲等国已经制定了关于不锈钢设计的相关规范，但目前我国对不绣钢材料的研究还处于摸索和发展阶段，无专门针对不锈钢结构的相关设计规范，这极大限制了不锈钢材料在结构设计中的应用和发展。特别是阻尼器中不锈钢的应用更是少数，相应的研究也不多。通过已有不锈钢的研究可以看出，其性能优良，变形性能好，在阻尼器中的使用有很大的应用前景。1.2.3组合耗能装置由于某些阻尼器本身存在着不可忽略的缺陷，人们发现，当两种或以上阻尼器装置组合到一起后却可以避短扬长，发挥各自的优势。[12]周云设计了一种弹塑性滞回-摩擦耗能器，其主要由耗能圆环、构造圆环和摩擦元件组成，如图1.6所示。拟静力试验结果表明其克服了单一圆环剪切刚度低、阻尼力小的缺点，多次重复循环加载后，承载力不仅没有下降，反而有明显的提高，表现出较强的耗能能力。图1.6弹塑性滞回-摩擦耗能器（图片来自文献[12]）Fig.1.6Hysteretic-frictiondamper[19]哈尔滨工业大学的李明章和焦映厚等基于磁流体的性质随磁场强度变化的7 重庆大学硕士学位论文特性及泡沫金属孔隙微小、均匀等特点，将磁流体与泡沫金属两种材料结合提出了一种新型磁流体阻尼器。通过试验验证了磁流体阻尼器的减振性能，结果表明提出的非线性模型能较为准确地反映新型磁流体阻尼器的阻尼特性和减振特性。在一定参数范围内，该磁流体阻尼器能满足振动系统对不同阻尼的要求。[20]对于组合耗能结构，哈尔滨工业大学欧进萍等对组合钢板耗能器进行了详细的分析和研究，在这种组合耗能器中消除了软钢阻尼器中薄膜效应的影响。大[21]连理工大学李宏男教授和李钢发明一种金属摩擦—屈服阻尼器，主要是金属屈服阻尼器及金属摩擦阻尼器的联合使用，阻尼器上端与下端摩擦钢板通过焊接的方式连接，构造方法简单实用，多用于多层建筑结构中的人字形支撑上，实现了阻尼器的自我调节和多阶段散热耗能。[22]S.Kishiki等提出了和隔震支座配合使用的U型阻尼器，试验结果表明其滞[23]回性能稳定，但工作中屈服点容易集中，疲劳性能较差。于是邓开来等提出了一种适用于桥梁结构的U型履带式金属屈服阻尼器，试验结果表明其不仅耗能效果好，参数更具有很大的可调性。1.2.4结构响应控制[24]南京理工大学章平平提出一种新型U型软钢阻尼器，并利用ANSYS软件进行数值模拟，设计了阻尼器元件的几何尺寸，对其进行试验研究；同时根据理论知识推算了串联阻尼器与并联阻尼器的承载力和位移；最后利用ANSYS软件对一个装有此金属阻尼器的钢框架结构进行了整体分析，结果证明此U型金属阻尼器有很明显的减震效果。[25]朱春福通过改变阻尼器的材料、结构尺寸、放置位置及数量来研究其对结构减震作用的影响，进而提出软钢阻尼器的优化设计方案。主要结论有：○1阻尼器的减震效果大体上随着增设阻尼器层数的增多而加强，即各层均设有阻尼器时的减震效果最佳。同时也发现安装阻尼器的层数达到总层数的2/3左右时，能够获得与每层均设置阻尼器情况下基本接近的减震效果；○2经过计算分析，阻尼装置的受剪承载力分配率在其最优分配率值附近能够发挥最佳减震效果,同时在较大的分配率范围内阻尼器也具有明显的减震效果。[26]北京中国中元国际工程公司的赵兴国和李云就具体的实际工程，即中国检验检疫科学研究院特殊实验楼的动物实验室，进行了安装有复合金属阻尼器的抗震效果前后对比分析。结果表明，沿着结构两个主轴方向合理设置阻尼器后，不仅结构的水平位移和层间位移角明显减小，阻尼器通过自身的刚度也可以分担一部分水平荷载，从而降低了结构在地震荷载作用下的反应，有效起到了保护主体结构的作用。8 1绪论1.3本文的主要工作及体系流程综合以上所述，得益于结构振动控制技术的提出和发展，阻尼器作为一种被动控制装置已有较为成熟的应用，对变形能力大、耗能性能好、性价比高、低周疲劳性能优良的金属阻尼器展开的研究具有较大的科研价值。本文将采用数值模拟、试验验证和工程应用相结合的方式来对所提出的新型编织式金属阻尼器进行耗能效果论证分析。概括而言，本论文主要进行的工作如下：①就金属阻尼器中金属钢板阻尼器、新型材料阻尼器以及组合结构阻尼器等进行了国内外研究综述，再从框架整体层次验证其耗能效果。在常用的四种减震控制理论，即主动控制、被动控制、半主动控制以及混合控制中，对属于被动控制范畴的金属阻尼器的工作原理进行具体的分析，从理论上验证金属阻尼器的科学性和可行性。在此基础上，提出一种新型编织式金属阻尼器的设计思路。②拟利用ANSYS软件对此阻尼器进行数值模拟，完成有限元建模及网格划分等工作，得到荷载-位移曲线，分析其饱满程度以评价其耗能能力。③通过ANSYS数值模拟，采用控制变量法定性研究钢条材料、厚度、圆钢杆间距以及摩擦系数对阻尼器耗能能力的影响，最终确定阻尼器最优的钢条厚度和钢杆间距及摩擦系数等参数。并就钢条和高强度圆钢杆之间的非线性接触问题初步进行探讨。④结合数值模拟结果，对试件所用低强度钢条进行材料拉伸试验和拟静力试验，得到其力学性能参数和荷载-位移曲线。结合数值模拟和试验数据，优化阻尼器的设计参数，通过ANSYS验证其耗能能力改善效果。依据常用的本构模型，选择Bouc-Wen模型，并基于消除冗余参数的辨识方法，建立符合本金属阻尼器的Bouc-Wen模型形式的恢复力模型。⑤采用大型有限元分析软件SAP2000对装有此新型编织式金属阻尼器的10层3跨平面框架进行整体弹塑性时程分析，通过对比设置阻尼器前后结构的位移（角）、顶点最大位移等参数的变化评价本阻尼器的耗能能力，并为实际应用提供相应的建议。本论文的体系流程图如下图1.7所示：9 重庆大学硕士学位论文数值模拟设计阻尼器尺寸试验研究模拟滞回曲线性能指标试验滞回曲线阻尼器装置参数优化数值模拟恢复力模型SAP2000整体分析图1.7论文流程图Fig.1.7FlowdiagramofthePaper10 2新型编织式金属阻尼器的提出2新型编织式金属阻尼器的提出2.1振动控制理论[27]土木工程结构振动控制理论最先由美籍华人学者T.P.Yao结合现代振动控制理论于1972年提出，在建筑结构中安装如耗能支撑、阻尼器以及隔震装置等非承重的耗能构件。由于振动控制思想是利用非承重构件作为耗能构件，所以不影响结构的承载能力。经研究计算，采用振动控制的结构体系其造价成本可比采用[28]传统抗震方法设计的结构低5%-10%。结构振动控制理论开启了现代抗震方法的新思路，故其具有很高的研究价值及广泛的应用前景。目前，按照系统是否需要外部输入能量以及回路是否闭合把结构振动控制主要分为主动控制、被动控制、半主动控制以及混合控制四种。一种利用外部输入的能量提供的反激励来抵抗地震振动效应的控制方法称为[29]主动控制，其具体由传感器、控制器以及作动器三大主体组成，如图2.1中（1）所示。实际工作时，首先由传感器采集地震激励作用并将数据传输给控制器，控制器经过计算分析得到结构需要的反地震作用控制力，并迅速将信息输给作动器，[24]作动器会借助外部能源产生所要的控制力并施加于结构中以减小地震响应。但实际应用中发现，主动控制的应用有所限制，其只在某些特定情况下才能发挥减少结构振动的作用。一方面，由于主动控制需要外部能源输入，故其不仅需要精确的控制器控制系统，更对操控人员的专业素质有较高要求；另一方面，当需要发生大的动载荷控制时，主动控制就显得力不从心，故其应用具有一定的局限性。（1）主动控制（2）被动控制11 重庆大学硕士学位论文（3）半主动控制（4）混合控制图2.1结构振动控制方法Fig.2.1Methodsofstructuralvibrationcontrol相对于主动控制而言，被动控制是一种不需要依靠外部能源，直接利用自身变形耗能的结构控制系统，工作原理如图2.1中（2）图所示。目前已经发展形成多种体系和装置，主要有基础隔震和消能减震。工程设计中常从拟加速度反应谱的角度有效说明隔震结构和消能减震结构的基本原理，如图2.2所示。基础隔震系统是指在建筑物底部与基础面之间安装隔震装置，工程实践表明隔震体系能延长结构自振周期，使结构的加速度反应明显减小，如图2.2中（1）图所示，在水平地震作用下的减震效果尤为显著。目前的研究表明，隔震装置对于本身周期小于1.0s、场地为硬土的建筑结构效果比较好，所以一般应用于多层建筑的底层。但目前土地资源越来越宝贵，迫使建筑开始向空中发展，建筑越修越高，此时隔震装置的使用受到了高度的限制。消能减震系统主要是通过设置附加构件来调节结构的有效阻尼比，结构有效阻尼比增大时，阻尼耗能增大，减少结构地震响应，如图2.2中（2）图所示。这些附加构件不仅包括各种耗能减震阻尼器、耗能支撑，还包括TMD和TLD等吸能减震阻尼器装置。消能减震因其造价低廉、方便运营，减震效果较好，对结构影响较小，因此工程运用越来越多。工程中金属阻尼器、粘弹性阻尼器、粘滞液体阻尼器以及一些新型复合型阻尼器如粘弹性-摩擦复合阻[30-32]尼器、SMA-摩擦复合阻尼器等的应用，都使得被动控制技术得到广泛的发展[33]和改善。对于粘滞液体阻尼器诸多学者也做了大量相关研究。1969年建成的美国纽约前世界贸易中心双塔大厦较早应用美国3M公司生产的叠层钢板橡胶阻尼器以减小结构的风振响应。本文所要研究的新型编织式金属阻尼器属于被动控制装置。12 2新型编织式金属阻尼器的提出（1）隔震结构（2）消能减震结构图2.2拟加速度反应谱Fig.2.2Theaccelerationresponsespectrum半主动控制是在主动控制的基础上开发得到，工作原理如图2.1中（3）图所示，实时利用制动器提供的较少能量调节结构的刚度和阻尼等内部参数，所以其本质上应该算是一种参数控制。可以说，半主动控制方法综合了被动控制和主动控制的优点，既可以根据结构的反应动态给予结构控制，又只需要很小的能量输入。但就目前而言，半主动控制并不完善，一方面如何建立更符合实际建筑结构的数学模型并对相应的参数进行识别和更新；另一方面如何利用数学方法确定控制器的最优布置位置都是半主动控制亟待解决的关键问题。应用中发现，对于刚度已经很大的建筑结构，要求半主动控制系统有较大的可变刚度存在很大的困难[34]和挑战。混合控制是在结构上同时应用主动控制和被动控制装置，或同时应用两种以上控制装置的控制方法，如图2.1中（4）充分发挥每一种控制形式的长处，规避它们的不足，以获得最优化的控制效果。目前提出的混合控制方法主要有同时采用AMD（主动质量阻尼器）和TMD（调频质量阻尼器）的混合控制系统；主动控制和基础隔震或消能减震装置相结合的混合控制系统。近年来研究较多的混合控制是以被动控制为主，主动控制为辅的组合方式。2.2减震耗能体系分类从20世纪50年代起，耗能减震技术开始崭露头角，经过几十年的发展，在国内外都已经取得了丰硕的成果。特别是近年来，越来越多的学者对耗能减震技术进行了较为深入的研究和探讨，研发了形式多样的耗能装置。目前耗能器主要有阻尼器、耗能支撑、耗能墙等。根据性能相关性可以把常13 重庆大学硕士学位论文用的耗能减震体系分为两大类，一类是位移相关型耗能器（又称为滞回耗能器），另一类是速度相关型耗能器。所谓位移相关型耗能器是指在阻尼器的恢复力模型中，恢复力与相对位移相关，结构构件在振动时产生的相对位移使耗能器发生变形而发挥减震耗能作用，目前常用的位移相关型耗能器主要包括金属屈服阻尼器和摩擦阻尼器等。与位移相关型阻尼器不同，速度相关型阻尼器是指在阻尼器的恢复力模型中，恢复力与阻尼器两端相对速度相关，速度越大，恢复力越大，阻尼器消耗的能量越多，目前常用的速度相关型阻尼器有粘弹性阻尼器（VED）及粘滞阻尼器（ViscousDamper）等。2.3新型编织式金属阻尼器随着结构震动控制技术的发展和逐步完善，以“消”为主的消能减震思路较之传统以“抗”为主的抗震思路已经成为研究热潮。基于减震耗能技术，于2012[35]年申请了一种新型编织式金属阻尼器的专利，其主要是由若干根纵向钢条和横向钢板组成的编织状构件，纵向钢条呈波浪形弯曲，如图2.3两图所示。图2.3阻尼器构想图（图片来自文献[35]）Fig.2.3.Sketchofthedamper2.3.1初步试验验证2013年7月在重庆大学结构工程实验室做了一次拟静力试验，钢条采用Q235钢，用5根Φ20的圆钢杆代替图2.3中的纵向钢板，如图2.4所示，5根钢杆的轴间距为100mm。试验加载装置图如图2.5所示，阻尼器示意图如图2.6所示，将角钢短边和地梁通过螺栓相连；将钢条通过端板与加载梁相连，采用液压作动器14 2新型编织式金属阻尼器的提出（1500kN的拉压千斤顶）驱动加载梁进行拟静力试验。图2.4试验钢条变形图Fig.2.4Sketchmapofdeformedexperimentsteel图2.5加载装置图Fig.2.5Loadingdevice图2.6初步试验构件示意图Fig.2.6Preliminarytrialdampercomponent试验中发现，由于加载梁的转动位移，5mm后位移加载失效。得到的滞回曲线如图2.7所示，从图中可以看出，阻尼器初始刚度不大，位移较大时滞回曲线有上扬的趋势。这意味着，当结构在地震作用下发生小位移变形时，阻尼器耗能作用不大，且不改变结构的刚度分布；当结构发生大位移变形时，阻尼器充分发挥15 重庆大学硕士学位论文其耗能作用，且有一定的限位功能，换言之就是只有当相对位移足够大时耗能器才会起作用。但总体上，本阻尼器滞回曲线不够饱满，且出力不大。由于该试验装置没有实现本阻尼器预期的变形，故对试验装置作了进一步的改进。图2.7初步试验滞回曲线Fig.2.7.Hystereticcurveofthepreliminarytrial2.3.2试验装置的改进图2.7显示，虽然此阻尼器构件的耗能效果一般，但有很大的耗能潜力。于是拟利用重庆大学岩土楼实验室的拉压疲劳试验机进行再次试验，考虑试验机的操作空间和固定需要，设计了一种新型的试验装置，其三维实体图如图2.8所示。阻尼器工作原理仍然不变，即利用呈编织状的已屈服钢条的塑性变形进行耗能。图2.8中，1为低强度钢条，上下各一条；2为轴心式滑轨，两侧各一根；3为高强度圆钢杆，上下各5根；除此之外均为Q235钢板。图2.8阻尼器俯视图Fig.2.8Planviewofthedamper如图2.8中所示，外围浅绿色钢板用螺栓连接成一个矩形框，和滑轨一起可在滑道2上来回滑动。为了保证可移动外框不发生平面外扭转，两边各设计使用了16 2新型编织式金属阻尼器的提出两个滑块，通过控制轨道两滑块的间距以获得更大的侧向抗弯刚度。软钢条1交叉编织于高强度圆钢杆3上，上下各有一条钢条，但编织方向相反，恰好形成一个轴对称、自平衡的装置，如图2.9所示，防止推拉时发生侧向偏移。（a）局部俯视图（b）局部正视图图2.9对称结构Fig.2.9Symmetricalstructure阻尼器构件的两端焊有两块钢板，用于和加载仪器的夹具相连，如图2.10所示，上下5根高强圆钢杆和前后两片蓝色钢板相连形成一个整体。（1）斜视图（2）正视图17 重庆大学硕士学位论文（3）俯视图图2.10阻尼器新模型示意图Fig2.10Newmodelofthedamper本章所设计的编织式金属阻尼器新装置中的低强度钢条采用304不锈钢，厚度为3mm，5根高强度圆钢杆间距为100mm。304不锈钢是各向异性材料，且本论文最主要的目的之一就是设计一种新型编织式金属阻尼器并评价其耗能性能，故需要通过拟静力试验获取试件的刚度、最大出力、变形和耗能等信息。2.3.3工作原理当发生地震时，低强度钢条弯曲变形的波峰和波谷位置随着水平地震作用发生变化，如图2.11所示，在此过程中耗散部分地震能量，有效起到保护建筑结构安全的作用。后期试验时考虑变形的可控性以及均匀性，减小接触部分可能发生应力集中的可能性，将高强度钢板换成了高强度圆钢杆，如图2.4所示。图2.11设计钢条变形示意图Fig.2.11Sketchmapofdeformeddesignedsteel编织式钢条变形如图2.12所示，钢条的两端和外围矩形框相连，形成一个可以同时移动的整体，如图2.13所示。由于采用编织的方式，当构件端部受到拉力或压力时，5根高强度圆钢杆固定不动，低强度钢条和外围矩形框一起运动，低强度钢条与高强度圆钢杆虽然发生相对错动，但不会发生竖向变形，且另一个水平方向即便有位移，也没有产生过大的力，只是发生横向滑动。发生相对位移的过程中钢条发生塑性变形，实现了本阻尼器耗能的目的。18 2新型编织式金属阻尼器的提出图2.12编织式钢条图2.13阻尼器原理图Fig.2.12WovensteelFig.2.13Theprinciplediagramofthedamper2.4钢材本构模型2.4.1本构模型简介材料本构模型是指用来描述应力张量和应变张量关系的方程式，宏观而言即是反映力和变形关系的关系式。但材料或结构在遭受强烈地震作用时会表现出强烈的非线性行为，为了描述这种贴合实际的非线性行为，很多学者提出了各种材料的本构模型。常用金属材料的本构模型有理想弹塑性模型、双线性本构模型、理想刚塑性模型、Ramberg-Osgood模型，如图2.14所示。（1）理想弹塑性模型（2）线性强化弹塑性模型19 重庆大学硕士学位论文（3）理想刚塑性模型（4）软钢应力—应变模型图2.14金属材料常用本构模型Fig.2.14Commonconstitutivemodelsofmetal2.4.2不锈钢材料本构模型本新型编织式金属阻尼器主要考虑利用波浪形软钢条变形耗能，材料之一是304不锈钢。相关研究成果显示，不锈钢材料和普通碳素钢不同，其应力-应变曲线没有明显的屈服点，如图2.15中（1）所示。常用的本构模型主要有[36][37][38]Ramberg-Osgood模型、Gardner-Nethercort模型、Rasmussen模型和Quach[39][40]模型。通常所用不锈钢材料的本构模型为Ramberg和Osgood提出，后经Hill[41]修正得到。英国学者MACDONALDM、RHODESJ等依据ASCE不锈钢材料[42-44]设计规范的建议，对304不锈钢进行了标准材料拉伸试验和全截面材料拉伸试验，接着利用最优化方法对Ramberg-Osgood模型进行了修正，研究了304不锈钢材料的特性。因为在结构设计中不锈钢屈服后的强度往往被忽略，所以不管是全截面材性试验还是标准材性试验，结果都证明了Ramberg-Osgood模型的适用性。[45][46]MIRAMBELLE和瑞典学者OLSSONA进行了不锈钢材料应力-应变曲线关系的探讨和修正，通过大量试验研究分析了不锈钢材料的应力-应变关系，对材料的工程应变ε(应力σ)和真实应变ε(应力σ)进行比较。当应变较大时，真实应力σ与工程应变ε成近似线性关系，建立真实应力-工程应变的关系曲线，发现Ramberg-Osgood模型不适用大应变的模型，仅适用于小应变问题的求解，如图2.15[47]中（2）所示。2010年朱浩川和姚谏也对不锈钢材料的应力-应变模型进行了简单的归纳和综述，指出Quach模型采用Ramberg-Osgood三参数来表示其三段式应力-应变模型，理论分析表明可直接应用现行规范进行结构设计；同时还总结了Rasmussen的试验，把实测纵向受压试件应力-应变曲线与Ramberg-Osgood模型、Gardner-Nethercort模型、Rasmussen模型和Quach模型进行比较。上述研究结果均表明，不锈钢材料在低应力段就已表现出明显的非线性。20 2新型编织式金属阻尼器的提出（1）不锈钢应力-应变曲线（2）试验结果和Ramberg-Osgood模型对比图2.15不锈钢本构及与Ramberg-Osgood模型对比Fig.2.15CoMParisonbetweentestcurveandRamberg-Osgoodmodel2.5材料拉伸试验由于本论文拟采用304不锈钢材料作为此新型编织式金属阻尼器的弯曲材料，故首先对3mm厚的304不锈钢钢板进行单向拉伸试验，主要用来测定钢材的弹性模量E、屈服强度fy、屈服应变εy、抗拉强度fu、极限应变εu、伸长率、断面延伸率A和颈缩率等参数，为后期理论分析、有限元计算和试验数据整理做准备。2.5.1材性试件准备[48]拉伸试件为带状试样，根据《金属材料室温拉伸试验方法》的规定加工试件，试件的表面需经过喷丸除锈处理。试件标准件试样见图2.16，L0为原始标距，Lc为平行长度，a0为试件厚度。在安装引伸计之前，用游标卡尺测量b0和a0，参考《金属材料室温拉伸试验方法》附录D的相关要求，对其矩形试件横向尺寸公差和形状公差进行检查。图2.16拉伸试件标准件Fig.2.16Diagramofsample[48]本试验按照《金属材料室温拉伸试验方法》附录D的要求，采用矩形横截面比例试样，分为夹持段、过渡段和平行段三部分。夹持段和平行段之间的过渡21 重庆大学硕士学位论文弧最小半径R12mm，取30mm；宽厚比不超过8:1。原始标距LSk5.65ab，且15mm，取60mm；0000平行长度LL1.5S，取70mm。c00试件具体的尺寸见下表2.1，所设计的构件如图2.17所示。表2.1试件具体尺寸Table2.1Dimensionofthespecimen尺寸参数（mm）编号数量钢材型号abLL000cRDHCLtD3304不锈钢320607030408020270备注：304不锈钢（奥氏体不锈钢）是美国ASTM标准的名称，在我国相应的规范GB/T20878-2007中的牌号为06Crl9Nil0，表示铬含量≥19%，镍含量≥10%图2.17拉伸试件大样Fig.2.17Tensilespecimendetails2.5.2试验实施阶段拉伸试验在重庆大学岩土实验室进行，试件如图2.17所示。图2.18试验前试件Fig.2.18Samplebeforetest22 2新型编织式金属阻尼器的提出考虑到试件的加工精度以及钢板厚度的公差，拉伸试验前，先用游标卡尺测量出标距范围内的宽度和厚度，结果如表2.2所示。表2.2试件宽度和厚度测量结果Table2.2WidthandthickNessofthespecimen试样厚度1厚度1厚度1平均厚宽度1宽度2宽度3平均宽度编号（mm）（mm）（mm）度（mm）（mm）（mm）（mm）（mm）D14.604.624.584.6020.0220.0120.0220.02D24.504.514.494.5020.0320.0120.0220.02D34.714.724.704.7020.0419.9920.0320.02试验中所用试验仪器如表2.3所示，材料拉伸试验机型号INSTRON1342，试件两端分别和上下作动器的夹具相连，如图2.19所示，其静态最大出力为25t。试验过程中，在应变达到5%之前试验加载采用应变控制，相对来说数据比较精确可靠；当应变达到5%以上时，出于保护试验仪器的考虑，利用仪器内部自带的位移差分级记录，而非应变控制，数据仅有一定的参考意义。拉伸时应力、应变由电脑自动采集，材料的弹性模量及泊松比等通过引伸计采用等增量加载法得到。图2.19INSTRON1342试验机Fig.2.19INSTRON1342tensiletestmachine23 重庆大学硕士学位论文表2.3试验仪器Table2.3Devicesoftest仪器名称仪器型号备注拉伸试验机INSTRON1342单轴拉伸最大荷载240kN电子引伸计INSTRON量程范围10%游标卡尺—量程0.02mm2.5.3试验结果①材料应力-应变曲线图通过对这3个试件进行标准拉伸试验，拉伸至试件发生颈缩状态，如图2.20所示。结合拉伸试验机记录的试验数据分别得到这3个试件的拉伸应力-应变曲线图，如图2.21所示。图2.20试验后试件颈缩状态Fig.2.20Sampleaftertest图2.21不锈钢应力-应变曲线Fig.2.21Stress-straincurveofStainlessSteel24 2新型编织式金属阻尼器的提出②材料力学性能参数根据拉伸试件的材性试验及应力应变曲线图，可得到材料的性能参数如表2.4所示。表2.4力学性能参数表Table2.4MechanicalpropertiesofStainlessSteelsample最大拉伸应力弹性模量fy屈服应变最大应变编号fu（MPa）E（GPa）(σ0.2)εy（%）εu（%）D1666.67172.12305.830.6929.28D2686.90159.42328.030.4927.14D3658.82192.13308.950.7529.82平均值670.81753140.6428.74[49]其中，弹性模量可根据材料力学中的增量法，计算公式如式3.1所示：PE=（3.1）S0式中，E为弹性模量，P为荷载，S0为试件横截面积，为纵向应变，为应力增量，为纵向应变增量。表2.4中材料的屈服应变为0.64%，极限应变为28.74%，两者之间的差距较大。数据显示，不锈钢不仅延展性非常好，且不锈钢屈服后可被利用的强度范围较大。根据初始的设计要求，用于此文的编织式金属阻尼器的不锈钢钢条要具有很好的延性，而材性试验表明，钢条采用不锈钢材料是合适的。2.6小结本章内容是本文后续研究的理论基础，故首先对振动控制理论和耗能减震理论进行了简单的介绍和归纳。由于阻尼器是属于振动控制中被动控制方式的一种，所以对阻尼器包括所用金属材料常用的本构模型以及本文所要研究的新型编织式金属阻尼器所用不锈钢材料的本构模型做了简单的概述。基于相关专利提出一种新型编织式金属阻尼器，初步加载试验的结果表明该阻尼器有一定的耗能潜力。对阻尼器所用304不锈钢进行了材料拉伸试验，试验结果表明，304不锈钢材料具有较好的变形性能，可以用于本阻尼器的耗能研究。25 重庆大学硕士学位论文26 3阻尼器构件有限元模拟3阻尼器构件有限元模拟3.1非线性分析理论3.1.1Hertz弹性接触理论当两个分离的表面互相接触并相切时，就称它们处于接触状态。生活中接触可以说是无处不在，比如汽车车轮和路面的接触，火车车轮和铁轨的接触，轴和轴承的接触等。1881年柏林大学HeinrichHertz发表了关于接触问题的著名论文《论弹性接触问题》（Onthecontactofelasticsolids），即经典的Hertz弹性接触理论，从而奠定了接触力学的理论基础。Hertz发现，由玻璃透镜的光波干涉引起的两个相互接触的球形透镜受压后其弹性变形对干涉条纹图像存在着有趣的影响，从条纹图可看出接触面呈椭圆型区域，由此Heinrich推导出了著名的Hertz分布公式，后来经Buossinegs等学者发展和完善了这一弹性接触理论。近一百余年来，接触力学不仅在弹性理论中不断得到发展和完善，更在弹塑性、运动学和动力学方面得到广泛的应用。Hertz弹性接触理论也有其不足之处，其用于计算接触问题的Hertz公式只适用于无摩擦的弹性接触计算，但实际生活中零部件之间的运作大多[50]需要考虑摩擦的影响，故运用Hertz弹性接触理论前要做一些简化和假设。图3.1是典型的两物体接触，因受到挤压力Fn的作用而产生接触摩擦力。接触的两物体因相对密度的差异可能会产生渗透的情况，但分析接触时往往要忽略[51]渗透以简化分析过程。图3.1典型两圆柱体接触Fig.3.1Classicalcontactbetweentwocylinders3.1.2非线性分类线性关系是指两变量之间成比例关系，在空间和时间上表现为规则光滑的运27 重庆大学硕士学位论文动关系；反之，当两变量之间不成比例关系，即称为非线性关系。导致非线性关系的因素有很多，具体问题要具体分析。在此只分析土木工程的结构分析中常出现的几种典型非线性问题。结构分析中非线性关系一般有三种，即几何非线性、材料非线性和状态非线性。当在结构中发生大变形或大位移情况下出现非线性因素时，就导致结构发生几何非线性问题；当在材料的本构关系中考虑如刚度退化等非线性因素时，就导致材料非线性问题；当在结构的边界条件中考虑非线性因素时，就导致所谓的状态非线性问题，而所有这些单独的非线性特征在同一问题中两者及以上同时出现时，就会发生所谓的强非线性问题。根据前所述接触的定义可以看出，接触就是[52-53]一种比较普遍的状态非线性行为。本文所要研究的新型编织式金属阻尼器，由于采用弹性模量不同的两种钢材，且相互接触部位软钢条产生大变形，求解中同时出现了几何非线性和接触非线性分析的问题，即所谓的强非线性问题。这大大增大了本文对钢片数值模拟的难度。接触是一种高度的状态非线性行为，其求解的困难主要在于收敛困难。造成求解收敛困难的原因主要有两点，一是在求解之前，因为并不知接触区域的范围及接触区域的变化，所以无法直接判断系统刚度突变是两表面突然接触导致还是不接触导致；二是大多数接触问题需要考虑摩擦，但摩擦是非保守系统，与路径有关，只有精确的加载历史才能进行精确的摩擦求解，这更加大了收敛的难度。目前一些非线性有限元分析软件已成功被用来进行接触的相关研究，当然这主要是得益于计算机技术的快速发展，以及有限元法的成熟和有限元分析软件的问世。[54]2006年，大连理工大学王钦等人就风力发电增速器的接触问题展开了研究，利用ANSYS软件的APDL参数化设计语言建立三维有限元模型，通过和实际工程相结合，建立了一套风力发电增速器齿轮组修形设计方法，从侧面验证了ANSYS软件分析接触问题的准确性。包含摩擦的接触问题会产生不对称的刚度矩阵，ANSYS软件用一种对称算法进行计算以解决此不对称刚度矩阵计算造成的费用的增加。ANSYS软件中可供选择的接触类型有20多种，包括刚体对柔体、柔体对柔体的接触、自接触等。除此之外，ANSYS软件中还提供了100多种单元类型，包括生死单元、集中质量单元、[51]断裂单元、钢筋混凝土单元以及非线性阻尼弹簧单元等。3.2接触分析3.2.1概述由于接触问题是一种强非线性行为，需要较大的计算资源。为了进行较为有效的计算，建立合理的分析模型对接触问题的求解至关重要。对于含有接触问题28 3阻尼器构件有限元模拟的结构体进行分析计算时，需要对计算的结构构件之间的接触表面进行简化，只能用边界力和约束来代替其与其它构件的相互作用。在大多数的场合下，这种简化与实际应用情况相差很大，会带来很大的计算误差。为了消除这种计算误差，有限元接触分析方法应运而生。有限元接触分析是一种把有限元和接触力学理论相结合而形成的分析方法，如ANSYS中采用的接触单元分析方法就是一种有限元接触分析方法。接触问题属于待定边界问题，大量地存在于土木工程中。有限元[55]接触分析计算模型因能够较好地符合工程实际情况，近年来备受关注。3.2.2ANSYS软件简介ANSYS软件是一款集结构、流体、电场、磁场、声场分析于一体的大型通用CAE（ComputerAidedEngineering）软件，由美国ANSYS公司开发所得。ANSYS的结构分析共分为七种类型，包括静力分析、热证屈曲分析、模态分析、谐响应分析、瞬态动力分析、谱分析以及显式动力分析，另外还可以进行断裂分析、复合材料分析、疲劳分析以及梁分析等的特殊分析。正是由于其在结构分析上具有的强大的建模能力、求解能力、非线性分析能力，并且还与其他软件有接口，故[56]其在工程实践中得到了较为广泛的应用。如前文所述，ANSYS对于接触问题的分析也自成一体，求解比较方便。3.2.3ANSYS中接触分类接触一般可分为刚-柔接触和柔-柔接触两种类型，刚-柔接触是指一个或者更多的接触面被看做刚性体，刚性体应力不计算，如金属轧制成形等问题。柔-柔接触则是一种更普遍的类型，即假定两个接触体是刚度相近的刚性变形体，如法兰栓接等问题。ANSYS中可提供多种单元来模拟接触，常用的有面-面接触单元、点-面接触单元和点-点接触单元，不同的单元接触方式有所不同。其中，面-面接触单元用于任意形状的两个表面接触问题，支持大的相对滑动和变形；点-面接触单元用于任意形状的面的接触；点-点接触用于模拟单点和另一个确定点的接触，此种接触方式因为需要事先知道确切的接触位置，所以局限性大，只对小的相对滑动和转动有效。ANSYS中通过目标面和接触面建立一个基本的接触对，参数设置过程中通过一个共享的实常数来识别接触对，即赋予目标面和接触面相同的实常数来实现一个完整的接触对。实际选择时，分别可用Target169和Target170单元来模拟2D和3D刚性目标面，用Contact171、Contact172、Contact173、Contact174单元来模拟柔性接触面。ANSYS中求解接触问题具有很强的技巧性，它把预知的可能发生接触的所有位置重叠一层无厚度的接触单元，首先求解局部接触单元的刚度矩阵，然后把该刚度矩阵叠加到相对应的实体单元的节点上，作为定解条件对整体平衡方程进行29 重庆大学硕士学位论文求解，这一方法有效减少了接触搜索判定的范围。ANSYS中可以通过罚函数法、Lagrange乘子法和增广Lagrange法三种方法来强制接触协调，防止有限单元相互穿透。其中，增广Lagrange法也是目前验算精度最高、应用最广的方法。求解过程中，选择合理大小的接触刚度对接触问题的求解精度和收敛程度至关重要，接触刚度太大可能会导致总刚度矩阵的病态，收敛困难；反之，接触刚度太小会导致接触渗透量加大，求解精度降低。所以，接触刚度的影响不容忽视，可根据经验估计接触刚度的大小，一般情况下，当有大面积实体接触时，FKN=1.0；较柔软时FKN=0.01-0.1。对于大变形时，取值均可在0.01-1.0之间变化。有限的穿透量才能产生接触力，所以初始穿透量的大小至关重要。另外，时间步长的影响也不能忽略，如图3.2所示，当时间步长太大，会破坏接触力的光滑传递；但时间步长太小，太过耗费资源，对计算机的性能要求也比较高。对于路径相关现象（如接触摩擦），相对较小的最大时间步长对计算精度也是必须的。所以在ANSYS中默认打开自动时间步长，一般可得到较为精确的结果。结果验算的过程中，可改变罚刚度和时间步长的大小重新计算分析，直到结果（接触压力、最大SEQV[56]等）不再明显改变为止。图3.2时间步Fig.3.2Timestep3.3钢条弯曲成型数值模拟3.3.1建立模型并划分网格ANSYS中建立接触对时，目标面和接触面的选取有几个大原则，即凸面与平面或凹面组合，平面或凹面被指定目标面；划分网格较密的被指定接触面，网格较粗的被指定目标面；图形的一个面积大和一个面积小，较大的面是目标面；刚[57]度较柔的面被指定为接触面，刚度较大的面被指定目标面。由于此编织式金属阻尼器的软钢条采用软钢条交叉连接于刚性圆钢杆中，如图2.4所示，所以首先要进行钢板压弯的分析。图2.4中，当左右移动此新型编织式金属阻尼器软钢条时，钢条平面内受力，30 3阻尼器构件有限元模拟且形状规则，同时波峰和波谷受到圆钢杆的约束，所以受力后变形均匀，故为了计算的便捷性选择建立平面单元模型，如图3.3所示。在数值模拟的过程中，采用8节点Plane82单元，支持不规则边界划分，适用于计算塑性变形、蠕变和刚度强化的大变形等。初始拟采用双线性随动强化模型BKIN作为材料的本构模型，如图2.14中（2）所示。BKIN模型采用Mises屈服准则和随动强化准则，通过两条直线段来描述材料的应力-应变关系，同时考虑了包辛格效应。图3.3有限元模型Fig.3.3FEM-model因不锈钢价格比碳素钢要高很多，设计时不能像碳素钢那样把强度控制在屈服点以下，在设计时要充分利用材料应变硬化后的强度，提高材料的利用效率以节约成本。本论文设计的新型编织式金属阻尼器所采用的材料暂定为奥氏体304不锈钢和Q235钢中的一种，拟通过两种材料模拟的结果来选择最终的材料。奥氏[58]体304不锈钢即是中国不锈钢规范中的牌号为06Crl9Nil0的钢材，其基本力学性能参数通过本文第2章的拉伸试验得到；Q235钢的材料力学性能参数参考重庆[59]大学杨兴才硕士论文，具体各参数见表3.1所示。表3.1试件所用材料基本力学参数Table3.1MechanicalpropertiesofStainlessSteelandQ235sample弹性模量E屈服强度fy屈服强度fy屈服应变极限应变材料MPaMPaMPa%%304不锈钢175000314670.80.6428.74Q235钢2050003194700.99153.3.2运动接触分析模型建立完成后，利用导向节点的方法实现多刚体的建立，设置刚-柔接触模型后，对柔体接触面的部分进行网格划分，接触对如图3.4所示。由于本文所研究的阻尼器中的低强度钢条主要是以高强度圆钢杆为支座约束发生弯曲变形，两者刚度相差很大，所以此处以低强度钢条的上下接触面为接触面，刚性体的上下面属于目标面，即接触面和目标面的选择符合本章3.3.1节所述原则的最后一条。本次模拟采用点-线接触单元来模拟刚片和钢杆之间的接触问题，由于建立的是二维31 重庆大学硕士学位论文平面单元，故目标单元采用Target169单元，接触单元采用Contact172单元。图3.4接触对Fig.3.4ContactPairs本新型编织式金属阻尼器属于大滑移和大变形情况，故支持点-面接触分析中的增广的Lagrange法。ANSYS中，摩擦采用库仑模型，通常的做法是在使用高级选项之前，先试着采用缺省设置，即只指定罚刚度，穿透容差和子步数，然后进行分析。只在采用缺省设置遇到困难时才采用高级选项。一般情况下，接触问题同时存在过盈装配和运动接触问题，由于此金属阻尼器采用编织式的相交方式，钢条往复运动过程中接触位置随时发生变化，但没有垂直方向的拔出，只存在动力的运动接触问题，故只需进行动力非线性过程分析。根据钢条实际安装受力的过程定两端约束为定向滑动约束，即只约束UY，X向可自由收缩。3.3.3参数分析本文对此新型编织式金属阻尼器进行了不同参数的数值模拟对比分析，建立模型如图3.3，材料分别是奥氏体304不锈钢和Q235钢，材料的本构采用双线性模型，不锈钢的数据参考材料拉伸试验的结果，Q235钢的数据如表3.1所示。取出其中一个模型的变形图，如图3.5所示，经过初始的约束变形低强度钢条变成了波浪形弯曲形状，实现了本阻尼器波浪形编织的初步构想。图3.5钢片变形后有限元模型由于所用材料的不同、钢Fig.3.5Deformedfiniteelement板厚度的大小以及5根高强圆钢杆间距的大小都影响着本构件有限元的分析结果，为了研究材料、厚度和圆钢杆间距对阻尼器的具体影响，采用控制变量法对各因素进行了探讨，结果如表3.2和3.3所示，表3.2为采用Q235材料的结果，表3.3为304不锈钢分析的结果。32 3阻尼器构件有限元模拟表3.2Q235钢Table3.2Q235steel杆直径厚度杆间距VonMisesStress接触压力构件编号（mm）（mm）（mm）（MPa）（MPa）D1150115072.62D1210053719D135015801483D1410067935.320D155019902404D1610082555.7D175024403735D1810096281表3.3304不锈钢Table3.3304stainlesssteel杆直径厚度杆间距VonMisesStress接触压力构件编号（mm）（mm）（mm）（MPa）（MPa）D2150126081.22D2210061622.2D235016901603D2410075840.720D255021312574D2610093863.4D275025503955D28100106091.1由上表3.2和表3.3可以看出，所用材料的不同、钢条厚度以及圆钢杆间距对构件分析结果均有一定影响。具体分析为如下几个方面：①在材料和钢杆间距相同的情况下，随着厚度的增加，相应的VonMises等效应力也在增加，在后续加载过程中更易出现应力集中现象；在厚度和材料使用一致时，随着5根高强度圆钢杆间距的增大，最大弯曲部位的应力逐渐减小，接触应力也在逐渐降低。另外，对大变形而言，计算更不易收敛。所以，合理控制钢条厚度和圆钢杆间距很重要。33 重庆大学硕士学位论文②材料对本阻尼器构件弯曲成型过程的影响并不是特别大，相比Q235材料，不锈钢材料拉伸试验的结果证明304不锈钢具有更好的延性。后期可以考虑利用304不锈钢材料作为构件的低强度钢条。如前所述，有限元求解时收敛程度和接触刚度直接相关，在研究材料、钢条厚度和圆钢杆间距对弯曲成型过程的影响时，由于接触面较为柔软，接触刚度根据经验取为0.1。接触刚度对有限元模拟结果的影响直接表现为摩擦系数的影响，故从上述各模型中取出D14和D24构件，拟通过改变两种材料之间的摩擦系数，来研究其对等效应力和接触压力的影响，验证以上模拟结果的有效性。结果如上表3.4和表3.5所示，其中表3.4为采用Q235材料的结果，表3.5为采用304不锈钢材料的结果。表3.4Q235不锈钢Table3.4Q235steel厚度轴间距VonMisesStress接触压力构件编号摩擦系数（mm）（mm）（MPa）（MPa）D311.077672.3D320.774558.5D330.567343.63100D340.167935.3D350.0565533.1D360.0166832.3表3.5304不锈钢Table3.5304stainlesssteel厚度轴间距VonMisesStress接触压力构件编号摩擦系数（mm）（mm）（MPa）（MPa）D411.087584.6D420.783566.8D430.578955.53100D440.175840.7D450.0576138.6D460.0175737.234 3阻尼器构件有限元模拟由表3.4和表3.5可知，随着摩擦系数的不断变化，构件的等效应力和接触压力不断变化。不管是304不锈钢还是Q235钢，当摩擦系数的值在0.5以下时，本阻尼器构件的等效应力和接触压力虽有增大趋势，但增幅不大；当其值在0.5-1.0之间时，等效应力和接触压力明显增大。计算过程中发现，随着摩擦系数的减小，计算越来越容易收敛；另一方面，摩擦系数增大会提高计算精度，但摩擦作用属非保守力，其做功与路径有关，钢条受拉和受压的过程中受力不相同，导致收敛愈加困难。由表中数据可以看出，当摩擦系数为0.1-0.01之间时，接触压力不再明显变化；同时本阻尼器所采用的圆钢杆表面光滑，且试验时圆钢杆随钢条的运动发生转动，减少了摩擦作用。为了保证与试验状态一致，后续研究中摩擦系数统一取为0.1。经过多次参数试算及调试，取出D14和D24的接触分析结果，圆钢杆间距均为100mm，Q235钢的各应力图和接触分析图如下图3.6至图3.9所示。304不锈钢材料的各应力图和接触分析图如下图3.10至图3.13所示。图3.6等效应力图3.7接触压力Fig.3.6VonMisesstressFig3.7ContactPress图3.8接触摩擦应力图图3.9接触总应力Fig.3.8ContactFrictionPressFig.3.9ContactTotalStress35 重庆大学硕士学位论文图3.10等效应力图3.11接触压力Fig.3.10VonMisesstressFig3.11ContactPress图3.12接触摩擦应力图图3.13接触总应力Fig.3.12ContactFrictionPressFig.3.13ContactTotalStress从上图3.6可以看出，Q235构件D14的钢条最大等效应力为645MPa，Q235钢的屈服强度为235MPa，超过了1.745倍，由此可见，钢板已经明显屈服。图3.7和图3.9显示接触压力为33.5MPa，接触总压力33.7MPa，两者数值几乎相等。从图3.10可以看出，304不锈钢材料的构件D24，钢条最大等效应力为758MPa，而304不锈钢的屈服强度为314MPa，超过了1.41倍。由此可见，此构件也已经屈服，但和Q235的构件相比，采用304不锈钢材料的钢条可利用的屈服后强度范围要大一些。接触压力为40MPa，接触总压力40.2MPa，两者明显几乎相等，说明此处采用ANSYS软件来考虑材料之间的接触问题是可行的，结果比较可靠，这从侧面验证了ANSYS软件计算接触问题的便捷性。3.4钢条往复运动数值模拟在本章3.3弯曲成型的基础上对D3构件施以往复位移，得到其在各加载位移下的荷载-位移滞回曲线，结果分别如图3.14中（1）-（4）所示。36 3阻尼器构件有限元模拟25403mm厚3mm厚204mm厚304mm厚152010105））KNKN00（‐5‐10荷载（荷载‐10‐20‐15‐30‐20‐25‐40‐10‐50510‐15‐10‐5051015位移（mm）位移（mm）（1）5mm（2）10mm60803mm厚3mm厚504mm厚604mm厚40304020））2010KNKN00‐10荷载（荷载（‐20‐20‐30‐40‐40‐50‐60‐20‐1001020‐30‐20‐100102030位移（mm）位移（mm）（3）15mm（4）20mm80505mm4mm厚4010mm6015mm3020mm4020）20）KN10KN0（0荷载（‐20荷载‐10‐40‐20‐60‐30‐40‐80‐30‐20‐100102030‐30‐20‐100102030位移（mm）位移（mm）（5）25mm（6）3mm厚钢条总滞回曲线805mm6010mm15mm20mm4025mm）20KN（0荷载‐20‐40‐60‐80‐40‐2002040位移（mm）图3.14钢条数值模拟滞回曲线Fig.3.14Numericalmodelinghystereticcurveofsteel37 重庆大学硕士学位论文由图3.14中（1）-（6）可知，低强度钢条厚度为3mm时，数值模拟所得到的滞回曲线有明显的捏缩现象，且曲线比较狭长，表面有不光滑锯齿。经分析，由于低强度钢条和高强度钢杆的接触面之间有摩擦作用，摩擦系非保守力，做功与路径相关。另外，钢条在第一步弯曲成型时已局部进入塑性变形状态，钢条局部会发生应力集中现象，导致曲线有明显的捏缩效应。同理，由图（1）-（7）所示，当低强度钢条厚度为4mm时，数值模拟所得到的滞回曲线同样有明显的捏缩现象，且曲线亦有不光滑锯齿。不光滑锯齿的出现再次体现了摩擦作用的对本阻尼器的影响。由图（4）和（5）可以看出，厚度为3mm时，阻尼器构件的数值模拟在25mm位移时已经不能收敛。此编织式金属阻尼器的滞回曲线不饱满，且具有明显的捏缩现象，耗能效果一般。由图（6）和（7）可以看出，4mm厚的钢条最大出力比3mm厚钢条要大，且滞回曲线也更饱满一些。由此分析可得，此新型编织式金属阻尼器的滞回曲线饱满程度和低强度钢条弯曲曲率有很大关系，而影响其曲率的主要因素即是钢条的厚度和高强度圆钢杆的直径。3.5小结本章利用ANSYS软件对此软钢阻尼器的弯曲成型过程进行数值模拟，选择常用合适的软钢本构模型，即双线性随动强化模型BKIN来进行分析。具体分析了材料、厚度和间距几种因素对阻尼器性能的影响。模拟结果显示，材料、厚度和间距对本新型编织式金属阻尼器的影响均比较大，不同材料其材料力学性能参数不同，所适用的本构也不同。由表3.2和3.3可以看出，试件D12、D14、D16、D18和D22、D24的结果均相差不多，可以在后期构件设计中加以利用其尺寸。由于材料之间的摩擦系数对数值分析收敛精度等影响较大，故采用控制变量的方法具体分析了其对构件等效应力等的影响，结果表明，摩擦系数为0.1时的结果比较理想。在钢板弯曲成型的基础上，对不同厚度低强度钢条施以反复运动，分别得到其滞回曲线。分析滞回曲线不饱满且出现捏缩现象的主要影响因素是钢条厚度和圆钢杆的直径。38 4新型编织式金属阻尼器的试验研究4新型编织式金属阻尼器的试验研究4.1试验装置及方案拟静力试验是用慢速循环加载的方式对结构构件进行试验，采用力控制或位移控制的加载方式进行加载和卸载，以模拟构件在地震作用下的变形过程和受力性能。通过拟静力试验可以得到试验试件的最大出力、变形位移、整体刚度和等效阻尼等性能指标。4.1.1试验装置为了得到此新型编织式金属阻尼器的滞回曲线，共制作了5个构件，进行拟静力试验。由于客观不可调的原因，本次试验分两批，一批在重庆大学岩土楼实验室完成，另一批在重庆中国兵器工厂第五九研究所完成。试验过程中所采用的设备详见表4.1所示。表4.1试验设备Table.4.1Experimentequipment仪器名称型号备注动态加载最大荷载250kN拉压疲劳试验机MTS322静态加载最大荷载333kN动态加载最大荷载120kN拉伸疲劳试验机INSTRON1342静态加载最大荷载250kN4.1.2试验实施方案拟静力试验所用的拉压疲劳试验机分别如图4.1所示，通过电脑程序对MTS试验机和INSTRON1342疲劳试验机进行控制。此金属阻尼器属于位移相关型耗能装置，加载速率对其影响不大，故频率一致的缓慢加载方式对其比较适用，即在MTS试验机下加载最大出力可以达333kN，在INSTRON1342试验机下加载可以达250kN。试验中，采用位移控制的加载方式反复加载。当观察到承载力降低了20%的时候，默认构件已坏，停止加载。39 重庆大学硕士学位论文（1）拉压试验机（2）MTS322图4.1加载装置Fig.4.1Loadingsetup4.2试验阶段4.2.1试件设计及加工实际工程中，阻尼器是利用层间相对位移产生轴向变形而发挥耗能作用。抗[60]震规范中规定，多高层钢结构弹性层间位移角限值是1/250，钢筋混凝土框架结构是1/550，弹塑性层间位移角限值则是1/50，具体如表4.2和表4.3所示。此新型编织式金属阻尼器主要设计思路是利用结构层间的相对变形来产生相对运动的力，使得软钢条发生弹塑性变形而消耗能量。故发生弹塑性位移的限值是Ɵe*H=1/50*3000=60mm，但至少要发生Ɵp*H=1/550*3000=5.5mm的位移才能保证阻尼器在大震下开始发生弹塑性变形，发挥其耗能减震的作用。表4.2弹性层间位移角限值（来自文献[60]）Table4.2Limitofelasticstorydriftangle结构类型[]e钢筋混凝土框架1/550钢筋混凝土框架-抗震墙、板柱-抗震墙、框架-核心筒1/800钢筋混凝土抗震墙、筒中筒1/1000钢筋混凝土框支层1/1000多、高层钢结构1/25040 4新型编织式金属阻尼器的试验研究表4.3弹塑性层间位移角限值（来自文献[60]）Table4.3Limitofplasticstorydriftangle结构类型[]p单层钢筋混凝土柱排架1/30钢筋混凝土框架1/50底层框架砌体房屋中的框架-抗震墙1/100钢筋混凝土框架-抗震墙、板柱-抗震墙、框架-核心筒1/100钢筋混凝土抗震墙、筒中筒1/120多、高层钢结构1/50如图2.8所示，除了轴心式滑轨2是直接从市场购买的成品外，其他的钢板均是按照设计尺寸加工所得。因对精度要求较高，故打孔完成后还要对切割后钢板的某些平面刨光打磨。经分析，在构件的安装过程中，如果逐个移动高强圆钢杆，软钢条变形位置顺序前后不一致，钢条截面内力会发生重分布，并导致变形不均匀。为了避开内力重分布可能带来的不利后果，更真实的反应构件的受力机理，实现低强度软钢条的编织形状，考虑同时挤压奇数号高强圆钢杆，使之同时向上或者向下运动，故在钢板设计开有6个槽型的孔，用于调整高强圆钢杆上下位置，如图4.2中（1）所示，并在钢条安装后，分别用六个形状与孔一致的垫块填充，垫块如图4.2中（2）所示。（1）槽型孔（2）垫块图4.2槽型孔钢板Fig.4.2Steelplatewithgroovetypehole[61]钢结构规范中指出，普通螺栓抗剪强度比高强螺栓要高，所以构件中发挥抗剪作用的螺栓均采用普通8.8级螺栓。但钢板中抗拉作用的螺栓由于要考虑其抗[62]拉强度，不仅要考虑螺栓等级，在设计中还要考虑螺栓的拧入深度，规范规定拧入深度以能拧入10牙为宜。设计中，304不锈钢软钢条变形后形状和尺寸如图4.3所示。加工后的构件实体图如图4.4所示。此新型编织式金属阻尼器的构件主41 重庆大学硕士学位论文要有3种类型，详见表4.4所示。图4.3钢条变形图Fig.4.3Deformationofsteelribbon图4.4阻尼器构件实体图Fig.4.4Stereo-gramofthedamper表4.4构件类型Table4.4Componentforms长度X宽度厚度数量构件材料类型（mm）（mm）（片）D1Q235钢660X4051D2304不锈钢660X4031弹簧钢660X4021D3Q235钢660X402142 4新型编织式金属阻尼器的试验研究4.2.2试验实施阶段首先，将阻尼器构件竖起放在工作区位置，将拉压试验机的上作动器的夹具和阻尼器试件移动端焊接板相连，并夹紧，夹具如图2.19所示；下作动器的夹具和阻尼器另一端焊接钢板相连，安装后如图4.5中（1）所示；开启全部测量装置，检验仪器是否正常；如不正常，应立刻检查原因并纠正；当发现一切正常，即可开始试验加载。试件的侧向受力简图如图4.5（2）所示，5根高强度圆钢杆固定不动，低强度软钢条和外围矩形框共同发生上下反复位移。（1）加载装置图（2）试件受力简图图4.5安装图Fig.4.5Installation本次试验采用的是位移控制加载的形式，加载制度如图4.6所示，加载频率为0.1Hz。第一次试验D1试件采用的是5mm厚Q235钢材料，第二次试验D2试件采用的是304不锈钢材料，第三次试验D3试件采用的是Q235钢叠加弹簧钢材料。各试件试验加载次数如表4.5所示。表4.5试验加载周期数Table4.5Loadingtimesoftests位移571015202530354045构件D110101020——————D255510101010202087D3555101010102520—备注表中“—”表示未施加位移43 重庆大学硕士学位论文图4.6标准加载制度Fig.4.6Standardwaysofloading4.3试验结果通过第一组拟静力试验得到第一根构件D1的滞回曲线如图4.7中（1）-（6）所示，钢条厚度为5mm，所采用的材料为Q235钢。58463422））KN1KN00（‐2荷载（‐1荷载‐4‐2‐6‐3‐8‐4‐15‐10‐5051015‐10‐50510位移（mm）位移（mm）（1）5mm（2）10mm15201015105）5）KN0KN（0荷载（‐5荷载‐5‐10‐10‐15‐15‐20‐1001020‐30‐20‐100102030位移（mm）位移（mm）（3）15mm（4）20mm44 4新型编织式金属阻尼器的试验研究25255mm202010mm151515mm20mm101025mm）5）5KN0KN0（‐5‐5荷载（荷载‐10‐10‐15‐15‐20‐20‐25‐25‐40‐2002040‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（5）25mm（6）总滞回曲线图4.7第一个构件D1Fig.4.7Thefirstcomponent从图4.7可以看出，在加载初期，捏缩现象不是特别明显，但随着加载位移的增大，捏缩现象逐渐变严重。在加载到25mm时，虽然承载力已达15kN，但由于捏缩现象已非常严重，故停止加载。由第三章表3.3和表3.4看出，当Q235的钢条厚度为5mm时，阻尼器构件在弯曲成型过程后边缘纤维应力较大，即应力集中更明显，捏缩现象更严重，这与试验结果基本一致。故在第一根试验的基础上更换材料为304不锈钢进行第二根构件的试验，第二根构件D2的滞回曲线如图4.8中（1）-（6）所示。（1）5mm（2）10mm（3）20mm（4）30mm45 重庆大学硕士学位论文125mm1010mm820mm30mm640mm4）KN20荷载（‐2‐4‐6‐8‐10‐60‐40‐2002040位移（mm）（5）35mm（6）总滞回曲线图4.8第二个构件D2Fig.4.8Thesecondcomponent由上述第二个试件的滞回曲线可以看出，前期加载曲线很不饱满，出现了较大的捏缩现象，曲线初始刚度较小。分析出现第二个构件的（1）和（2）图的原因主要在于，钢条安装时由于有两个波峰和波谷位置没有和圆钢杆挤紧，槽型孔上部和左右方向和圆钢杆均有5mm左右的间隙，故在发生小位移时钢条首先发生水平滑移，接着才发生变形使之和圆钢杆挤紧，发生了类似于竖向滑移的现象。随着位移的逐渐增大，不锈钢钢条两端的波峰和波谷开始受力，故初始刚度较小，曲线在位移较小时发生很严重的捏缩现象。对比图4.7和图4.8可以看出，304不锈钢相比Q235钢，304不锈钢的滞回耗能性能及疲劳性能都更有优势。数值模拟和以上试验的结果均发现，由于钢条的应力集中，导致阻尼器滞回性能和最大出力不够理想。为此，低强度钢条改用一片弹簧钢和一片Q235钢叠加的形式，如图4.9所示，上部钢片为弹簧钢。此次采用这种叠加的方式，主要是考虑利用弹簧钢的高屈服强度，限制下面Q235钢的屈曲变形，降低应力集中现象。图4.9叠加钢板Fig.4.9Superpositionsteel由于两层钢板之间的接触问题大大增加了模拟的难度，导致模拟结果不容易收敛。因此，该类型阻尼器的试验研究共制作了三个试件，第三个构件的滞回曲线结果如图4.10所示。46 4新型编织式金属阻尼器的试验研究0.50.500‐0.5‐0.5）‐1‐1）KNKN‐1.5（‐1.5‐2荷载‐2荷载（‐2.5‐2.5‐3‐3‐3.5‐3.5‐4‐10‐50510‐10‐50510位移（mm）位移（mm）（1）5mm（2）7mm13201‐10））KN‐1‐2KN‐2荷载（‐3荷载（‐3‐4‐4‐5‐5‐6‐15‐10‐5051015‐20‐1001020位移（mm）位移（mm）（3）10mm（4）15mm664422））KN0KN0（‐2‐2荷载（荷载‐4‐4‐6‐6‐8‐8‐30‐20‐100102030‐30‐20‐100102030位移（mm）位移（mm）（5）20mm（6）25mm886644）22）KN0KN0（（‐2‐2荷载荷载‐4‐4‐6‐6‐8‐8‐40‐2002040‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（7）30mm（8）35mm47 重庆大学硕士学位论文664422））KN0KN0（‐2‐2荷载（荷载‐4‐4‐6‐6‐8‐8‐60‐40‐2002040‐60‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（9）38mm（10）40mm85mm7mm610mm15mm420mm25mm30mm）235mmKN38mm（040mm荷载‐2‐4‐6‐8‐60‐40‐2002040位移（mm）（11）总滞回曲线图4.10第一个构件滞回曲线（D3-A组）Fig.4.10ThethirdHystereticcurve(D3-A)第三根构件第二次的滞回曲线结果如图4.11若干图所示。610584634）2）2KN1KN00荷载（‐1荷载（‐2‐2‐4‐3‐6‐4‐8‐6‐4‐20246‐15‐10‐5051015位移（mm）位移（mm）（1）5mm（2）10mm48 4新型编织式金属阻尼器的试验研究1215101086）5）4KN2KN（00荷载（‐2荷载‐5‐4‐6‐10‐8‐10‐15‐20‐1001020‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（3）15mm（4）20mm1510810645））2KNKN00‐2荷载（‐5荷载（‐4‐6‐10‐8‐15‐10‐40‐2002040‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（5）25mm（6）30mm1010886644）KN2）2（0KN0（荷载‐2‐2‐4荷载‐4‐6‐6‐8‐8‐10‐10‐40‐2002040‐60‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（7）35mm（8）40mm155mm7mm10mm1015mm20mm25mm530mm35mm）40mmKN0荷载（‐5‐10‐15‐60‐40‐200204060位移（mm）（10）总滞回曲线图4.11第二个构件滞回曲线（D3-B组）Fig.4.11ThethirdHystereticcurve(D3-B)49 重庆大学硕士学位论文第三根构件第三次的滞回曲线结果如图4.12所示。（1）5mm（2）7mm（3）10mm（4）15mm（5）20mm（6）25mm50 4新型编织式金属阻尼器的试验研究（7）30mm（8）35mm（9）40mm（10）45mm（11）总滞回曲线图4.12第三个构件滞回曲线（D3-C组）Fig.4.12ThethirdHystereticcurve(D3-C)观察第三个构件的三次试验的结果，如图4.10-图4.12所示，主要可得到以下几个结论：①观察图4.10-图4.12中的（1）图可知：当位移在0-2mm时，滞回曲线的初始刚度均较小，相比于后面的加载过程，出现了一定的捏缩现象，并存在拉压不对称现象。出现拉压不对称的原因在于阻尼器弯曲成型存在制作误差。51 重庆大学硕士学位论文②观察图4.10-图4.12中的（2）图可以看出：承载力有所提高，但总体变化趋势和（1）图相似；加载位移在7-10mm左右时，曲线呈平缓上升趋势，刚度略有降低。③观察图4.10-图4.12中的（3）-（5）图可以看出，滞回曲线有捏缩现象。分析原因在于：首先，槽型孔安装垫块后孔与圆钢杆之间形成近5mm的间隙，故在发生小位移时钢条首先发生水平滑移，这是产生捏缩的原因之一；其次，由于采用小直径圆钢杆作为钢条的约束边界，钢条弯曲最大部位发生应力集中现象，导致低强度钢条在初始弯曲变形时即呈折线型变形形式，如图4.13所示。虽然有间隙的存在，如图4.14中（1）所示，但在前两个加载循环后钢条折线处逐渐变缓，呈圆弧状，如图4.14中（2）所示，故捏缩现象随着加载周期的增加逐渐减小。图4.13折线型变形图Fig.4.13Foldlinedeformationshape（1）（2）（3）图4.14钢条最大弯曲部位渐变过程Fig.4.14GradualchangingprocessofmaxbendingPart④观察图4.10-图4.12中的（6）-（10）可以看出，曲线的捏缩效应较20mm之前几个循环有了很大的改善。分析其原因，主要得益于，随着反复移动位移的增大，波浪形曲线变形区域进一步增大，软钢条和5根高强圆钢杆的接触范围变大，于是钢条和圆钢杆处于相互挤紧的状态，如图4.14中（3）所示，且弹簧钢逐渐发挥其限制低强度钢条应力集中的作用，大大改善了曲线的捏缩效应。综上所述，第三次试验中第三个试件的效果最好，故此处只对其进行详细分析。为了更清楚看清其滞回曲线的走向，将其各循环的滞回环以20mm为界限分成两部分，如图4.15中两图所示，做出总滞回曲线的外包线如图4.16所示。52 4新型编织式金属阻尼器的试验研究（1）5-20mm滞回环（2）25-45mm滞回环图4.15分解滞回环Fig.4.15Resolvedhystereticcurve155mm7mm10mm15mm1020mm25mm30mm535mm40mm）45mmKN外包线0荷载（‐5‐10‐15‐60‐40‐200204060位移（mm）图4.16滞回曲线外包线Fig.4.16Cyclicenvelopeofhystereticcurve观察图4.12中总滞回曲线图（11）及图4.15中的两个分解滞回环，不难发现，滞回曲线并不完全对称，往下压时构件最大出力比往上拉时要大一点。外围移动钢框架钢板的重力，经计算总共约0.9kN，也就是说两者之间差了大概0.9kN。如图4.14所示，当位移为40mm以上时，弹簧钢逐步发挥作用，所以提高了最终的最大出力。试验过程中，由于阻尼器构件在小位移时有较明显的水平滑移，钢条变形较小，导致滞回曲线出现明显的缓平段，如图4.12中的（1）图所示；随着加载位移的增大，钢条发生明显的塑性变形，钢条和圆杆之间处于挤紧状态，改善了承载力和捏缩现象，如图4.14中（3）图所示。观察试验后的试件，钢板的波峰和波谷范围较之开始变的更大，弯曲弧度也变的更为圆滑，如图4.17所示，但构件在经历了90圈加载后并没有明显的破坏痕迹，刚度和承载力变化均不大，相比于其他金属阻尼器，本阻尼器已经有较好的疲劳性能，主要得益于本阻尼器采用编织式的方式，钢条的屈服点相对较分散；53 重庆大学硕士学位论文其两端在反复荷载作用下，构件发生了一定的塑性变形累积，导致刚度的降低。由试验过程中荷载-位移曲线可以看出，承载力明显降低时即停止了试验。但由于试验过程中初始有较大的滑移，且不可恢复的塑性变形很大，且该试件加工精度不高，故实际上构件在试验停止时并没有达到设计的屈服承载力及滞回耗能性能。图4.17破坏形态Fig.4.17Failuremode4.4等效刚度及等效阻尼比[60]抗震规范里第12章第12.3.4条内容中指出，不管是位移相关型消能部件还是非线性速度相关型消能部件附加给结构的有效刚度采用等效线性化方法确定，有效阻尼器按下式进行估算：acWWjs/(4)（4.1）j其中，下标j是指消能部件的个数，Ws是指设置消能部件的结构在预期位移下的总应变能，可按下式估算：1WFs()iui（4.2）2消能部件在地震作用下往复循环一周所消耗的能量W可按下式估算：WA（4.3）c试验得到了阻尼器水平位移D及循环一次滞回环的面积Wc，即可算出有效阻尼比及有效刚度Keff，然后算出平均值得到相互之间的差异比。消能器的有效刚度Keff可取消能器的恢复力滞回环在相对水平位移ui时的割线刚度，Wc取滞回曲线一个滞回环的面积，取出图4.16中的最大滞回环，计算出上述相应参数，具体过程见表4.6。纵观图4.7-图4.10若干图，第二个和第三个构件较之第一个构件，不仅滞回曲线趋于饱满，承载力也有所提高。鉴于数据的有效性以及合理性，在此只具体分析第三根构件的第三组数据。54 4新型编织式金属阻尼器的试验研究表4.6滞回环面积及有效刚度等计算Table4.6Calculationofcurveareaandefficientstiffness每循环有效循环水平有效阻有效刚度平均循环平均有循环面积刚度和平均次数位移尼比%kN/m面积效刚度刚度差异比%5510.053.20.97985.45717.313.00.95580.9101037.423.50.84159.3101598.975.50.63219.71020170.997.00.495276.130.528-6.31525272.179.30.372-29.51530378.0911.40.293-44.51535478.1312.20.255-51.71540606.7713.40.225-57.49045691.4311.90.229-56.6由上表4.5可以看出，在位移20mm时，有效刚度和平均有效刚度相差最小；在位移为25mm时，滞回环面积和平均滞回环最为接近。由此可见，滞回环变化程度较为均匀。试验加载过程发现，25-35mm承载力逐步降低，但下降趋势不足20%，故而继续加载；35-45mm后承载力又逐步提高，但提高程度不高，所以出于保护构件的安全，45mm为本构件的极限位移。4.5小结根据两个构件滞回曲线发现，加载初期，曲线普遍存在严重捏缩的问题。由于此次试验除了第三次构件采用的是两片钢片，其他几次试验构件只有一片钢片，故承载力有限。主要结论有两个：①拟静力试验数据显示，不锈钢钢条变形能力非常好，进一步验证了所选材料的合理性。②所选两根钢条叠加的方式，其抗疲劳性能较好，最后的变形位移也较大。但总滞回曲线中承载力和饱满程度都有了一定的改善，但仍然有捏缩现象。③拟静力试验结果验证了数值模拟所建有限元模型的正确性。55 重庆大学硕士学位论文56 5阻尼器参数优化及其恢复力模型5阻尼器参数优化及其恢复力模型5.1阻尼器模型参数优化由第3章数值模拟和第4章拟静力试验的结果可以看出，试验数据和数值模拟虽然存在一定的差距，但总体规律一致，即在小位移时均出现明显的捏缩现象，大位移后捏缩现象得到改善。数值模拟的数据从侧面验证了试验数据的有效性和真实性。由此可见，捏缩现象是阻尼器构件本身存在的问题，虽然不可避免，但有改进的空间。在设计阻尼器初步构想阶段，原本计划用横截面呈梭形的圆钢杆充当编织式钢条的约束，如图5.1所示。但由于加工条件受限，后改成20mm厚的圆钢杆，试验结果表明由于直径太小，导致钢条发生小范围应力集中，滞回曲线出现严重的捏缩现象。ANSYS有限元模拟的结果也说明构件中的应力集中现象，如图5.2所示。从图5.2中（1）图可以看出，当采用大直径的圆钢杆时，应力为零的区域长度较之采用小直径圆钢杆时要大，降低了应力集中的程度，如图（2）所示。图5.1梭形截面圆钢杆Fig.5.1Rodswiththefusiformshape（1）10mm半径（2）75mm半径图5.2大小半径局部应力云图Fig.5.2LocalMisesstresscontourplotunderbigandsmallradius[49]曲率不仅和构件的材料、截面面积有关，更和荷载的分布形式有关，图5.3中集中力和一定范围均布力对梁跨中截面的最大曲率k的结果不同，具体分析如式5.1所示：57 重庆大学硕士学位论文MM(x)(x)k(x)3（5.1）EIbhE12式中，k（x）为任一截面的曲率，M（x）为任一截面的弯矩，b为钢条宽度，h为钢条厚度。式5.1可以看出，随着钢条厚度h的增大，截面的曲率逐渐变小。如前所述，当圆钢杆采用小直径时，钢条弯曲变形最大部位可简化为一点，受集中力作用，如图5.3（1）所示，此时，M=PL/4，有：MP(x)L/4k（5.2）1EIEI（1）集中力（2）均布力图5.3荷载形式Fig.5.3Loadform当采用大直径圆杆时，钢条弯曲变形最大部位不再为一个点，而为一个区域，如图5.3中（2）所示，区域长度和所用直径大小相关。此时，有：2MP(x)Lq/4x/4k（5.3）2EIEI综合式5.1和式5.3可以看出，钢杆直径的大小的确影响构件截面的曲率。随着直径的增大，x随之增大，k2比k1小，即采用大直径后，构件截面最大曲率减小，曲线变得更为平缓，大大缓解了应力集中的程度，同时增大了耗能区域。另外，当采用梭形截面杆时，杆件的抗弯刚度大大增大，确保了杆件在钢条运动过程中可能发生的变形。5.2有限元模拟如前所述，现有的本阻尼器构件耗能性能主要和钢条厚度和圆钢杆直径有关。现考虑改变圆钢杆直径和钢条的厚度，利用控制变量法具体讨论梭形截面弯曲部分曲率半径和低强度钢条厚度对本阻尼器耗能能力的影响。在各加载位移下阻尼器构件最大出力随钢杆直径的变化关系具体见表5.1和表5.2所示。58 5阻尼器参数优化及其恢复力模型表5.13mm厚钢条最大出力Fig.5.1Theoutputforceunder3mmthickNesssteel往复位移最大出力51015202530梭形杆直径2013.720.828.536.5——6014.325.930.539.540.7—10018.329.937.343.544.8—15023.235.339.845.645.9—20023.436.437.338.137.137.9（1）表中，最大出力单位为kN，往复位移和梭形备注杆半径单位均为mm（2）表中“—”表示计算结果不收敛表5.24mm厚钢条最大出力Fig.5.2Theoutputforceunder4mmthickNesssteel往复位移最大出力51015202530梭形杆直径2018.633.744.153.456.8—6019.633.144.654.757.1—10038.962.875.277.378.379.115049.173.177.277.878.078.120033.651.957.456.856.956.6（1）表中，最大出力单位为kN，往复位移和梭形备注杆半径单位均为mm（2）表中“—”表示计算结果不收敛由上表可以看出，总的来说，在厚度不变的情况下，随着高强度圆钢杆半径的增大，阻尼器构件在各往复位移下最大出力逐渐增大；高强圆钢杆半径一定时，厚度越大，力越大。此处根据表5.1和表5.2的内容，取出间距100mm、高强度钢杆半径75mm、钢条厚度为4mm的构件的滞回曲线，如下图5.4所示：59 重庆大学硕士学位论文601004080602040））KNKN200（0荷载（荷载‐20‐20‐40‐40‐60‐60‐80‐6‐4‐20246‐15‐10‐5051015位移（mm）位移（mm）（1）5mm（2）10mm100100808060604040））20KN20KN（（00荷载‐20荷载‐20‐40‐40‐60‐60‐80‐80‐20‐1001020‐30‐20‐100102030位移（mm）位移（mm）（3）15mm（4）20mm100100808060604040）20）20KNKN（00荷载‐20荷载（‐20‐40‐40‐60‐60‐80‐80‐40‐2002040‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（5）25mm（6）30mm60 5阻尼器参数优化及其恢复力模型1005mm10010mm8015mm8020mm6025mm6030mm4040）20）20KNKN（00荷载‐20荷载（‐20‐40‐40‐60‐60‐80‐80‐40‐2002040‐40‐2002040位移（mm）位移（mm）（7）总滞回曲线（8）外包线图5.4数值模拟滞回曲线Fig.5.4Thehystereticcurveofnumericalmodeling由上述图形可以看出，在位移较小时，阻尼器的滞回曲线稍微显得瘦长，有较小的捏缩现象；但随着位移的增大，滞回曲线逐渐趋于饱满，特别当往复位移在30mm以上时，滞回曲线已非常饱满，从形状和变化趋势可以看出，曲线比较符合图2.3中的线性强化弹塑性模型。但从图（7）同时明显看出，从15mm开始，承载力不再随往复位移的增大而大幅增加，分析其主要原因为钢条已经大范围进入塑性变形阶段，故承载力不会提高太多。5.3阻尼器恢复力计算模型5.3.1恢复力模型概述金属阻尼器恢复力模型是通过综合阻尼器在不同位移情况下的滞回曲线得到的曲线图，它反映的是阻尼器在工作过程中自身刚度、阻尼、位移和承载力等参数值之间的关系，故合理的恢复力模型是后续一切相关研究的基础。仅用静力非线性分析时，恢复力模型一般是指力与变形关系骨架曲线的数学模型，而如果是用结构动力非线性时程分析，恢复力模型不仅包含骨架曲线，同时也包含各阶段滞回环的数学模型。根据最后曲线的形状走势大概可分为两类，一是用复杂数学公式予以描述的曲线型，一是通过分段线性化的折线型。实际中较为常用的恢复力模型主要有理想弹塑性模型、有应变硬化的双折线模型、Ramberg-Osgood模型和Bouc-Wen模型等，分别如图5.5中a、b、c、d所示。上述四种模型中，Ramberg-Osgood模型、Bouc-Wen模型是曲线图，而理想弹[63]塑性模型、应变硬化的双线性模型则是折线图。柯西（Caughey）曾利用双线性滞回模型研究系统的随机振动，然而发现，分段线性模型中刚度的突变不能真实反映系统的屈服特性。于是在1967年Bouc提出一种由微分方程控制的简洁的光[64]滑滞回模型，后来经Wen等进行了改进，即形成了著名的Bouc-Wen模型，如61 重庆大学硕士学位论文图5.5中（d）所示。事实证明，可以利用Bouc-Wen模型调节参数模拟任何想要的形状，故也可以考虑用其来模拟本阻尼器的恢复力模型。（a）理想弹塑性模型（b）双折线模型（c）Ramberg-Osgood模型（d）Bouc-Wen模型型图5.5恢复力模型Fig.5.5Restoringforcemodel折线型模型因其易于计算和模拟，在实践中一直应用较多；曲线型恢复力模型计算方法相对比较复杂，但随着计算机技术的发展，曲线型模型的应用也因其更贴合实际的优势而受到越来越多的研究和探讨，复杂模型的计算已不是难题。5.3.2Bouc-Wen模型简介钢材料的本构模型有多种，如Coulomb摩擦阻尼模型、迟滞模型等；用迟滞模型来描述力主要有两种模型，它们分别是双线性模型和光滑迟滞模型。1967年Bouc首先提出一种光滑的迟滞模型，随后Wen（1976，1980）等学者又对其加以完善和发展，这就形成了工程中广泛使用的Bouc-Wen模型。由于Coulomb摩擦模型和双线性模型都过于粗糙，不能准确描述摩擦力的变62 5阻尼器参数优化及其恢复力模型化，因此本文将研究的重点放在光滑迟滞模型，即Bouc-Wen模型上，用它来进行后面的软钢片和圆钢杆的接触建模。本新型编织式金属阻尼器采用的材料为304不锈钢，由于不锈钢材料呈各向异性，且具有明显的非线性特性，故虽然目前关于不锈钢本构的研究仍处于持续的发展阶段，但很多相关研究都已经表明[24]Bouc-Wen模型适用于不锈钢的本构模型。所以初步确定Bouc-Wen模型为本材料的本构模型。Bouc-Wen模型不仅可以分别反映粘滞（Stick）阶段和滑移（Slip）阶段，还可以反映其之间的过渡阶段。以图5.6中的一支循环（CDA）为例，CE代表粘滞[65]阶段，FA代表滑移阶段，EF则是代表了由粘滞到滑移的过渡阶段。图5.6一支Bouc-Wen模型Fig.5.6.OneBouc-WenmodelBouc-Wen模型的一阶微分方程形式的数学表达式为式（5.4）：（5.4）ft()fkz(t)10式5.4中，x（t）表示地面响应，z为一个滞回环的内部变形，z与x的关系如式5.5所示。实际滞回曲线的初始刚度为k1，但为了准确模拟Bouc-Wen模型，把最终的滞回力分为两部分，一部分是以k0为初始弹性刚度的滞变曲线部分，另一部分是以滞回曲线屈服后刚度kh为斜率的线性部分，如公式5.6所示。三个刚度之间的关系如式5.7。nn1ztAx（）x|z|zx|z|（5.5）fk1hx(t)（5.6）kkk10h（5.7）公式5.5中引入的几个参数，α、β、A是滞回系数，决定滞回曲线的大小和形63 重庆大学硕士学位论文状；n是屈服程度因子，决定曲线的光滑程度，n的影响具体如图5.7中a图所示。[66]但n属于不敏感参数，当n取无穷大时，Bouc-Wen模型趋于双线性模型，当n=1时，曲线为一个经典Bouc-Wen模型曲线。取出曲线的一部分具体分析，转换关系如下图5.7中b、c、d三图所示。（a）n的影响曲线（b）总曲线（c）滞变曲线（d）线性部分图5.7Bouc-Wen滞回曲线构成Fig.5.7CompositionoftheBouc-Wenmodel在此特别引入系数γ，来表示屈服后的刚度比，具体计算定义公式如下：kh（5.8）k1将式5.6和式5.8带入式5.4中可以得式5.9：f()tkkhx+z01kkkx+z=01x+1-（）k1z（5.9）利用Matlab模拟了经典Bouc-Wen模型，得到一系列曲线图，如图5.8所示，调节适当的参数α、β、A、n得到了不同的图形，可以拟合各种形状的滞回回线，64 5阻尼器参数优化及其恢复力模型故相比其他模型来说Bouc-Wen模型更加多元化，也更容易模拟实际滞回曲线。30α=5α=21225102081564102=25=2ββ00‐2‐5‐4‐10‐6‐8‐15‐10‐20‐1‐0.500.51‐1‐0.500.511230α=2α=5102582061541025=0.50=0.5ββ0‐2‐5‐4‐10‐6‐15‐8‐20‐10‐1‐0.500.51‐1‐0.500.5110α=525α=282061541025=00=0β0β‐2‐5‐4‐10‐6‐15‐8‐20‐10‐25‐1‐0.500.51‐1‐0.500.5120α=240α=0.5153010520010=-0.5‐50β=0β‐10‐10‐15‐20‐20‐25‐30‐30‐40‐1‐0.500.51‐1‐0.500.51图5.8各种形状Bouc-Wen模型Fig.5.8AllkindsofBouc-Wenmodels65 重庆大学硕士学位论文[67]观察式5.5—式5.9可以看出，Bouc-Wen模型存在冗余参数，故Ikhouane提出标准化的Bouc-Wen公式：如式5.10和式5.11：znn1ww（）txx|w|（-1）x|w|（5.10）z0AAz0n（5.11）z，0，定义观测变量y（t）有：yff(t)(t)(t1)khx(t)x(t1)k0ww(t)(t1)（5.12）根据一阶导数定义可有：ww(t)(t1)w（5.13）tx(t)x(t1)x（5.14）t将式4.11、4.12、4.15和4.16带入4.13中，可得：y（5.15）其中，为待识别参数，为观测矩阵。n限定为一定范围某些自然数，得：k0n1/k0（5.16）n1(1)/k031Tx(t)x(t1)n1=xf(t)x(t1)()tkx(t)f()k(x(t))thh（5.17）nxt()x(t1)f(t)kh(x(t))13利用最小二乘法得到θ的辨识值为：TT1()y（5.18）此处，为特定n值下得到的辨识值，随着n取不同值，对应的也不同。以y的均方根为辨识误差，n取当其使辨识误差为最小时的值。当确定了n和kh，其他参数均可一一辨识出来。其中，z0即为标准化系数。通过式5.10研究表明，当加载位移大于5倍屈服位移时，滞回力f几乎与加载位移成正比，则此处有：fkh（5.19）x从量纲角度探讨各参数的意义：z0、σ、w均为无量纲参数，kh、k0、ρ的量纲66 5阻尼器参数优化及其恢复力模型分别为“N/mm”、“N”、“1/mm”。所以，在此，采用双线性来定义Bouc-Wen模型则有：1/即为屈服位移，初始刚度kkk10h，唐氏第二刚度即为kh，屈服力为k0+kh/ρ。5.3.3本新型编织式金属阻尼器恢复力模型结合改进后数值模拟的结果和图5.8可以看出，本阻尼器采用Bouc-Wen模型确定恢复力模型的思路是可行的。依上节所述的辨识方法对本新型编织式金属阻尼器的恢复力模型进行参数辨识，共分为两部分，一部分为试验所得滞回曲线，取图4.16中所示的外包线为基准；另一部分为本章第5.2节数值模拟得到的滞回曲线外包线为基准，如图5.4中（8）所示。①试验部分由拟静力试验可知，本阻尼器屈服位移为Dy=0.68mm，最大位移Du=45mm；屈服力Fy=0.87kN，最大承载力Fu=10.3kN。刚度等参数如表5.3所示。表5.3试验的荷载-刚度-阻尼比Table5.3Load-stiffness-damperratioofthetest构屈服位移极限位移屈服荷载极限荷载弹性刚度塑性刚度有效阻尼比件Dy（mm）Du（mm）Fy（kN）Fu（kN）Ke(N/mm)Kp(N/mm)（%）3-C0.68450.8710.311372148.1由表5.3可以看出，此构件极限荷载和屈服荷载之间相差较远，即试验构件在荷载很小就屈服，究其原因，是因为构件在加工过程中已部分屈服，所以屈服荷载较小。利用实验结果，经仿真辨识，参数kh、ρ、k1、σ、n分别为207kN/mm、1.5、1155N、0.08、0.57。则其初始刚度为1155N/mm，屈服位移为0.66mm，屈服力为0.77kN。可以看出，试验数据和仿真识别误差不是很大，故此处即可以由试验数据得到此新型编织式金属阻尼器的试验恢复力模型，屈服后刚度比γ=214/1137=0.19；α=0.1，β=1.16，A=1，n=0.57。所以联合式5.10-5.19可得：ft()219x+1155z（5.20）-0.430.57zx0.1x|z|zx1.16|z|（5.21）②数值模拟部分根据数值模拟得到的滞回曲线外包线，如图5.4中（8）所示，各参数如表5.4所示。67 重庆大学硕士学位论文表5.4数值模拟的荷载-刚度-阻尼比Table5.4Load-stiffness-damperratioofnumericalsimulation屈服位移极限位移屈服荷载极限荷载弹性刚度塑性刚度有效阻尼Dy（mm）Du（mm）Fy（kN）Fu（kN）Ke(N/mm)Kp(N/mm)比（%）1.11409.0479.1970043020.7在此利用仿真辨识再次得到参数kh、ρ、k1、σ、n分别为430N/mm、0.9、87737N、0.08、0.57。则其初始刚度为8773N/mm，屈服位移为1.1mm，屈服力为9.75kN。屈服后刚度比γ=430/9700=0.04；α=0.1，α=5，β=4.6，A=1，n=0.19。所以联合式5.10-5.19，可得此新型编织式金属阻尼器的数值模拟部分的恢复力模型为：ft()430x+9270z（5.22）-0.810.19zx5x|z|zx4.6|z|（5.23）5.4小结分析数值模拟和拟静力试验所得滞回曲线，所采用的圆钢杆直径过小是曲线出现捏缩现象的主要原因。对阻尼器进行了参数优化，主要得到如下结论：①采用大直径后，滞回曲线变的比较饱满，出力也得到了很大提高，且捏缩现象也得到了很大改善。②分别对试验结果和数值模拟结果进行了拟合，利用消除冗余参数的方法对Bouc-Wen模型进行了参数识别，确定了本阻尼器的Bouc-Wen恢复力模型。68 6框架结构整体分析6框架结构整体分析6.1概述实践证明，正是由于软钢阻尼器具有很多优点，结构中安装了软钢阻尼器的建筑物较一般未安装阻尼器的建筑物在保持整体稳定性及抗震性能方面具有更明显的优势。由于安装了阻尼器，实际工程的组合阻尼比增大，应用软件进行计算分析时，[60]要与安装阻尼器前的模型区别对待，进行相应的参数调整。抗规规定，对于水平地震作用的计算，水平地震影响系数最大值要考虑一个减震系数β和一个调整系数ψ，具体公式如下式6.1所示：max1max/（6.1）很多学者对阻尼器的工程应用方面做了很多研究，包括对阻尼器的数量以及安装位置的探讨，结果表明，安装了阻尼器的建筑结构耗能效果明显改善。赵兴国[26]等综合运用结构有限元软件SAP000和Perform-3D，通过设置阻尼器对中国检验检疫科学研究院特殊实验楼的三级动物实验室进行抗震加固，发现沿着结构两个主轴方向合理设置阻尼器后，结构层间位移角有不同程度的减小，结构的地震响应明显降低。[11]大连理工大学李钢对结构中阻尼器的最优安装进行探讨，在遗传算法（GeneticAlgorithms，简称GA）的基础上，综合运用SAP2000及Matlab软件进行优化设计，通过设定的目标函数找出了多层框架中设置阻尼器的最优位置。[14]田姚等设计了一种回型软钢阻尼器，利用大型分析软件SAP2000对其进行有限元模拟，得到较为饱满的滞回曲线，并把结果和大连理工大学单圆孔形阻尼器的试验结果进行了对比分析，结果发现设计概念虽然不同，但耗能效果异曲同工。通过参数分析手段分析了厚度对其耗能性能的影响，并将其运用于结构整体分析中。不足之处是，也没有系统讨论安装位置和数量对其耗能性能的影响。6.2SAP2000整体分析6.2.1SAP2000软件简介最早由美国教授EdwardsWillson等人开发的用于结构分析的有限元程序SAP5（Structureanalysisprogram），经过了近二十多年的发展和改善，逐步由SAP5、SAP80及SAP90直到SAP2000程序。其有别于其它一般有限元程序最大的优点是它强大的分析功能，SAP2000中允许用户进行输入不同类型的荷载，可以进行包括现有结构分析中经常遇到的如时程分析、地震动输入、动力分析以及Push-over69 重庆大学硕士学位论文推覆分析等过程，兼顾平面和空间模型的建立和分析。同一次运行中可同时进行[68-69]不同类型的分析，并把结果综合起来输出。值得一提的是，SAP2000中不仅有强大的建模功能、分析功能，更为用户提供了好两类连接单元，线性/非线性以及频率相关连接属性单元，具体包括多段线弹/塑性（Multiple-LinearPlastic/Elastic）单元，可以模拟粘滞阻尼的Damper单元，可以模拟滞后行为的Wen（Plastic）塑性单元，以及用于隔震的橡胶隔震单元（RubberIsolator）等等。此文研究的新型编织式金属阻尼器使用Wen塑性单元较为合适。如前所述，SAP2000软件中，塑性Wen单元的非线性力-变形关系实际相当于第5章式5.5中当A=1、α=β=0.5时的公式，具体描述如下关系式6.2和式6.3：fkx（1-）zk（6.2）expdz(1),d0zz（6.3）0,d0z其中，f为恢复力，γ为屈服刚度比，k为刚度，x为外界激励，z为一个滞回环的[12]内部变形。6.2.2时程分析法随着结构抗震反应分析技术的发展，结构抗震方法从静力法到反应谱法，再到振型分解法和阵型分解反应谱法，这个过程中一直秉承简单实用的原则进行结构反应的计算。随着计算机技术的发展，时程分析方法也逐渐得到了广泛的应用。时程分析法，顾名思义，即直接通过动力方程求解地震反应，通过直接分析得到结构响应随时间的变化关系。由于阵型分解反应谱法是反应谱理论和阵型分解法叠加而成，只适用于弹性反应计算，且只有在结构等效阻尼比不是特别大时才能保证较好的精度。在罕遇地震作用下，结构会发生损伤累积，结构内部时刻发生着内力重分布，但反应谱法等无法实现这一过程的验证。本论文主要研究在结构安装使其等效阻尼比增大的阻尼器后的地震反应，即阻尼器的耗能减震效果，阵型分解反应谱法等不再适用，故在此处只简单介绍广泛适用的时程分析方法。时程分析法，是指将地震运动分为很多的时间段，假定在很小的范围内结构的阻尼、刚度等参数保持常量，认为质点的速度和加速度反应皆为线性变化，所以可采用动力方程直接积分，在此基础上，逐步积分每一小范围的响应，即得到整个过程动力反应和时间的关系。SAP2000通过直接输入地震波进行地震响应的时程分析，较为真实地反映结构地震响应随时间变化的全过程，并可处理强震作用下结构的弹塑性变形。因此时程分析法日渐成为一种普遍的求解方法。6.2.3工作原理本文所研究的新型编织式金属阻尼器是属于位移相关型阻尼器，故其本身既70 6框架结构整体分析有刚度，也有阻尼。在多遇地震作用下，结构发生弹性变形时，阻尼器不发挥耗能作用，只为结构提供附加刚度；在罕遇地震作用下，结构构件等进入塑性变形阶段，阻尼器不仅提供附加刚度，更为结构提供附加阻尼，以耗散更多能量。未安装阻尼器时，结构运动方程为：Mx(t)Cx00(t)Kx(t)MIxg(t)（6.4）其中，M、C、K分别为结构的质量矩阵、阻尼矩阵和刚度矩阵。00阻尼器发挥作用后，结构方程变为：Mx(t)Cx(t)Kx(t)MIxg(t)（6.5）其中，C为安装耗能构件后结构的总阻尼矩阵，为耗能构件附加阻尼和结构阻尼之和；K为安装耗能构件后结构的总刚度矩阵，为耗能构件附加刚度和结构刚度之和。耗能构件如阻尼器等一般和钢支撑一起布置在结构中，支撑和耗能器构成支撑-耗能器体系。常见的布置形式有对角形、交叉形和人字形三种，如图6.1所示。（a）对角形（b）交叉形（c）人字形图6.1常见阻尼器布置形式Fig.6.1Arrangementofnormaldamper本新型编织式金属阻尼器的安装也考虑采用人字形支撑，如图6.2所示。71 重庆大学硕士学位论文（a）整体图（b）局部图图6.2人字形支撑安装示意图（图片来自文献[35]）Fig.6.2Installationinstructionofthedamper图中阻尼器两头和上部梁相连，中间钢板考虑通过人字撑和柱子相连，从而完美利用了楼层相对位移。6.2.4建立模型本章节旨在对安装了此新型编织式金属阻尼器前后框架结构分别进行时程分析，比较两工况下结构弹塑性变形及耗能的变化。结构模型为一个三跨五层钢筋混凝土平面框架结构，如下图6.3所示，跨度为6m，层高为3.3m，梁柱采用统一截面，梁截面均为300*500，柱截面均为500*500，底部和底面均为固定约束。所在框架位于二类场地，基本设防烈度为8度，设计基本地震加速度为0.2g，设计地震分组为第一组。受力纵筋均采用HRB400级钢筋，箍筋采用HPB300级钢筋。在此平面框架中，水平向为X轴，竖向为Z轴。图6.3平面框架Fig.6.3PlaneFrame72 6框架结构整体分析耗能器在结构中的布置通常是逐层布置，其次是隔层布置，也可以在薄弱层布置，后两者要考虑相邻层层间位移放大现象。根据第四章的相关内容可知，本阻尼器就是利用框架梁柱之间的相对位移引起阻尼器变形而耗能，故阻尼器的安装位置就位于梁柱之间，为了简化计算过程，按照图6.1中的（1）图对角形的方[11]式进行本新型编织式金属阻尼器的布置。大连理工大学李钢等人对阻尼器的安装位置和数量进行了详细的研究分析，其对结构的减震耗能改善效果影响很大，实际高层建筑中可以采用遗传学算法来优化阻尼器的模型参数以达到优化设计。本算例建立的模型有五种形式，如图6.4所示，（1）-（5）分别为未安装阻尼器、边跨隔两层安装阻尼器、中间跨隔两层安装阻尼器、边跨隔三层安装阻尼器和边跨满布阻尼器。其中每一个模型的与地面的连接均为固定约束。取边框和中间跨分别布置计算是为了探讨其位置对阻尼器整体耗能的影响，尽量减少后续计算的计算量。在参数设置过程中，建筑结构抗震中作为消能装置的金属阻尼器是位移相关型阻尼器，即提供阻尼的同时，又提供刚度。本新型编织式金属阻尼器的刚度系数可分别按照第五章的试验分析结果和数值模拟结果输入即可，需要输入的参数如图6.5所示，其中Fy为屈服力，k0为弹性刚度，n为硬化指数，k0为塑性刚度。（1）模型一（2）模型二（3）模型三（4）模型四（5）模型五图6.4安装阻尼器前后框架模型Fig.6.4.ModeloftheFramebeforeandafterinstallingthemetaldamper如第四章表4.6和第五章表5.3所示，试验构件的初始刚度不大，与数值模拟的结果相差8.5倍；根据原专利的想法，可以有多片钢片交叉编织，故此处输入试验部分的刚度时，将其刚度扩大5倍输入，数值模拟的刚度不变，进一步探讨增加钢条的数量是否能显著提高阻尼器的承载力和耗能能力。73 重庆大学硕士学位论文图6.5模型参数Fig.6.5.Modelparameters6.2.5地震波的选取合适的地震波对求解分析至关重要，所以很长时间以来选波成为工程界的一大难题。对不同的地震波输入，结构的动力响应相差较大，时程分析的结果离散性也较大。为了控制时程分析结果的离散性，方便结构设计，我国抗规规定了地震波小样本容量时，波的选取原则和条数，以及时程分析结果需满足的要求。根据抗规的相关要求，选用不少于两组实际记录地震波以及一条人造地震波进行输入，统计计算结果。但规范的这种选波说法太过笼统，往往选择几条经典的天然地震记录（如EL-centro、Taft等波），算出来的底部剪力等结果出入很大。重庆大[70]学杨溥、李英民等人对此现象做了一系列的研究，就以场地选波、以场地特征周期选波、以反应谱的两个频率段（规范设计反应谱平台段以及结构自震周期段）选波以及以反应谱Tg的前后面积选波四种方法分别做了分析，对比主要参数结果表明，以反应谱的两个频率段选波得到结果离散型小于其他三种方法。所以本文就这一大原则选择了两条天然波以及一条人造波作为验证，这三条地震波分别为EL-centro波、Usa00071和人造地震波ACC。波的时程曲线如下图6.6所示。4002000EL-centro波0102030405060加速度(gal)‐200‐400时间（s）74 6框架结构整体分析200）100gal00102030405060Usa00071波加速度（‐100‐200时间（s）600400）gal2000ACC人造波01020304050‐200j加速度（‐400时间（s）图6.6所选地震波加速度时程曲线图Fig.6.6Theaccelerationtimehistoriesforseismicwaves国内外研究均表明，考虑地震波的三要素即峰值、频谱、持时进行选波可以获得较好的控制效果，依据场地条件及地震动烈度对所选实际地震波进行人为的[14]调整，此即有调整系数，如下公式6.6所示，调整后的加速度时程曲线和峰值如式6.7所示：A（6.6）A0Aaaa（6.7）00A0式中，表示地震波调整系数，a、A表示调整后的加速度时程曲线及峰值，a、0A表示原始记录的加速度时程曲线及峰值。02所选地震烈度区PGA=400cm/s，故根据本文所选地震波的文件峰值分别求得地震波调整系数如表6.1所示。表6.1地震调整系数Table6.1Seismicadjustmentcoefficient目标PGA调整系数所选地震波名称（cm/s2）El-centro波1.17Usa00071波4002.61ACC人造波1075 重庆大学硕士学位论文6.3有控与无控结构反应对比本章节对安装了阻尼装置前后的框架用SAP2000分别进行了时程分析，经过计算得到，原始结构的自震周期是1.223s，8度0.2g区的场地自震周期为0.4s。由抗震规范第5章设计反应谱如图6.7所示。由第2章图2.2中（2）可知，随着结构阻尼系数的增大，地震影响系数逐渐减少。实践已经验证，此时在结构中安装一种增大附加阻尼装置的方式效果其实较为理想。图6.7地震影响系数曲线Fig.6.7Seismicinfluencecoefficient下面具体从自震周期、层间位移、层剪力和倾覆力矩等几个方面分别进行安装阻尼器前后结构相关参数的对比分析。6.3.1模态分析结构的模态分析是结构抗震设计和地震反应计算的基础，其分析包括结构自振频率和自振振型的分析，我们可以通过其分析确定结构的自振周期等参数，并且还可以根据结构的模态来判定结构计算模型的合理性。自振频率是用来表示结构刚性的指标，在使用逐步积分法求解结构动力反应方程时，采用的时间积分步长要根据结构的前几阶自振周期来确定，这也是用来判别结构是否会发生共振的一[14]个重要的依据。另外，结构的振型还与结构的动力反应的发生状态有着密切的联系。结构的周期与结构的质量和刚度有关，单自由度体系的周期公式为：mT2（6.8）k由上式可知，质量m一定时，刚度变大，结构的自振周期变小。本文所研究的新型编织式金属阻尼器属于位移相关型阻尼器，会相应增加结构的附加刚度，故当布置了阻尼器后，结构的总刚度有所增加，但本阻尼器的初始刚度较小，预期相对应的结构周期不会减小太多。本文对五种钢筋混凝土框架结构模型运用大型有限元软件SAP2000来进行模76 6框架结构整体分析态分析，提取了各个模型前六阶振型和周期结果，表6.2给出了模型的前六阶振型的周期，图6.8中（1）-（5）为其对应的前六阶振型。表6.2不同阻尼器布置方案结构自振周期Table6.2Periodofvibrationunderdifferentdamperinstallation项目T1T2T3T4T5T6模型一1.222480.393220.220980.146610.105390.08759模型二1.213030.390450.219670.145050.104830.08752模型三1.220170.392540.220680.146250.105260.08759模型四1.221290.392860.220790.14650.105330.08798模型五1.202910.387480.218090.145040.104480.08748从上表6.2可以主要以下得出以下结论，即：①加了编织式金属阻尼器后结构的周期基本不变，即可以忽略本阻尼器对结构整体刚度的影响。这充分表明了本阻尼器的布置不会对本平面框架结构的刚度分布产生不利影响。分析其原因，主要为本阻尼器的初始刚度和结构整体刚度比较而言，相对较小。②在其他参数相同的情况下，安装位置即边跨和中间跨安装阻尼器对周期影响不大，故后续研究及计算时，可以只做边跨安装阻尼器的研究即可。（1）模型一前六阶振型图（2）模型二前六阶振型图77 重庆大学硕士学位论文（3）模型三前六阶振型图（4）模型四前六阶振型图（5）模型五前六阶振型图图6.8不同模型模态分析前六阶阵型图Fig.6.8Thetopsixorderformationdiagramofdifferentmodels由图6.8中（1）-（5）可以得到以下结论：①随着振型的增大，几种模型的周期都是呈逐渐的减小的趋势，但减少的幅度非常小，直接证明了本阻尼器刚度小的事实。②从前六阶振型可以看出，第一阶至第五阶振型主要沿结构水平轴方向（X向）水平振动，第六振型为沿竖向（Z向）对称振动为主。③结合表6.2可以看出，模型二和模型三区别不大，也即阻尼器安装在边跨和中间跨对耗能效果的改善程度影响不大，故后续计算研究中只需考虑边跨安装阻尼器的研究工作即可。6.3.2层间位移提取模型一和模型二中设置阻尼器前后结构在两条地震波作用后的层间位移，El-centro波、人造ACC波和Usa00071波的结果分别如下表6.3、表6.4和表[11]6.5所示。此处引入减震率λ的概念，来定量评价阻尼器的安装对结构耗能的贡78 6框架结构整体分析献。λ定义如式6.9。无控结构反应有控结构反应-（6.9）无控结构反应提取模型一和模型二中设置阻尼器前后结构在EL-centro波和ACC人造波作用下的层间位移和顶点位移，EL-centro波作用下层间位移如表6.3所示，表中，A1表示利用拟静力试验数据得到的结果，A2表示利用参数优化后数值模拟得到的结果，据表做图6.9，顶点位移如图6.10所示；在ACC波作用下层间位移如表6.4所示，B1表示利用拟静力试验数据得到的结果，B2表示利用参数优化后数值模拟得到的结果，据表做图6.11，顶点位移如图6.12所示；Usa00071波作用下的层间位移如表6.5所示，C1表示利用拟静力试验数据得到的结果，C2表示利用参数优化后数值模拟得到的结果，据表做图6.13，顶点位移如图6.14所示。表6.3设置阻尼器前后层间位移对比（El-centro波）Table6.3Storydriftbeforeandafterdamperinstallation（El-centrowave）边跨加阻尼器减震率边跨加阻尼器减震率未加阻尼器（A1）λ11（A2）λ12楼层层间位移层间位移层间位移（%）（%）（mm）（mm）（mm）113.045.5857.26.2452.17222.749.9256.411.2350.62323.6110.6055.112.0349.04421.7210.1453.311.4247.40518.739.3750.010.4844.05615.148.2345.69.1339.70711.266.7839.87.4833.6088.125.2735.05.8428.1197.893.6354.04.0848.32104.822.1056.52.4150.0379 重庆大学硕士学位论文1212未加阻尼器未加阻尼器10边跨加阻尼器10边跨加阻尼器8866楼层楼层4422000510152025300102030层间位移（mm）层间位移（mm）（1）A1层间位移（2）A2层间位移图6.9EL-centro波下层间位移Fig.6.9StorydriftunderEL-centrowave200未加阻尼器150边跨加阻尼器100）50mm0051015202530‐50顶层位移（‐100‐150‐200时间（s）（1）A1顶点位移200未加阻尼器边跨加阻尼器150100）50mm0051015202530‐50顶层位移（‐100‐150‐200时间（s）（2）A2顶点位移图6.10EL-centro波下顶点位移Fig.6.10DisplacementtimehistoryofroofunderEL-centrowave80 6框架结构整体分析表6.4设置阻尼器前后层间位移对比（ACC波）Table6.4Storydriftbeforeandafterdamperinstallation（ACCwave）边跨加阻尼器减震率边跨加阻尼器减震率未加阻尼器（B1）λ21（B2）λ22楼层层间位移层间位移层间位移（%）（%）（mm）（mm）（mm）115.556.8755.834.3366.78226.7111.8555.627.3667.62327.7412.0756.487.3069.08425.910.9457.756.7169.12522.559.7656.736.6664.42621.838.4961.115.9160.95719.547.1263.584.8856.63816.315.7464.793.8652.49912.124.1465.832.6866.08107.542.5066.821.5268.391212未加阻尼器未加阻尼器10边跨加阻尼器10边跨加阻尼器88楼层66楼层44220001020300102030层间位移（mm）层间位移（mm）（1）B1层间位移（2）B2层间位移图6.11ACC波下层间位移Fig.6.11StorydriftunderACCwave81 重庆大学硕士学位论文250未加阻尼器200边跨加阻尼器150）100mm（500顶层位移051015202530‐50‐100‐150时间（s）（1）B1顶点位移250未加阻尼器200边跨加阻尼器150）100mm500顶层位移（051015202530‐50‐100‐150时间（s）（2）B2顶点位移图6.12ACC波下顶点位移Fig.6.12DisplacementtimehistoryofroofunderACCwave表6.5设置阻尼器前后层间位移对比（Usa00071波）Table6.5Storydriftbeforeandafterdamperinstallation（Usa00071wave）边跨加阻尼器减震率边跨加阻尼器减震率未加阻尼器（C1）λ11（C2）λ12楼层层间位移层间位移层间位移（%）（%）（mm）（mm）（mm）17.554.1145.64.0746.08213.377.4044.77.3545.02314.007.8743.87.8244.16412.777.4641.57.3942.12510.536.9633.96.9034.4867.856.3519.16.2919.8382 6框架结构整体分析边跨加阻尼器减震率边跨加阻尼器减震率未加阻尼器（C1）λ11（C2）λ12楼层层间位移层间位移层间位移（%）（%）（mm）（mm）（mm）712.585.5855.65.5356.05817.094.6472.94.5973.14913.563.4174.83.3775.15108.622.0975.82.0376.4012未加阻尼器12未加阻尼器边跨加阻尼器边跨加阻尼器10108866楼层楼层4422000510152005101520层间位移（mm）层间位移（mm）（1）C1层间位移（2）C2层间位移图6.13Usa00071波下层间位移Fig.6.13StorydriftunderUsa00071wave150未加阻尼器边跨加阻尼器10050）mm0（051015202530位移‐50‐100‐150时间（s）（1）C1层顶点位移83 重庆大学硕士学位论文150未加阻尼器边跨加阻尼器10050）mm0051015202530位移（‐50‐100‐150时间（s）（2）C2顶点位移图6.14Usa00071波下顶点位移Fig.6.14DisplacementtimehistoryofroofunderUsa00071wave在EL-centro波作用下，边跨加阻尼器后，结构的层间位移较之未加阻尼器时有大幅减少，其中对底层的减震效果最好，达52.17%；在ACC波作用下，阻尼器的安装对第三层的减震效果最好，达69.08%；在Usa00071波作用下，阻尼器的安装对顶层的减震效果最好，达75.8%。同样，加阻尼器后顶点位移在三条地震波作用下均大幅降低。分析层间位移和顶点位移大幅减少的原因，主要是阻尼器为结构提供了很大的等效阻尼，有效地降低了结构的地震响应，这也正是消能减震技术的耗能思路，如第二章中图2.2中（2）所示。综上所述，试验构件和数值模拟的构件均能大幅降低结构顶点最大位移，提取出各工况下结构的最大层间位移，如表6.6所示。表6.6设置阻尼器前后最大层间位移对比Table6.6Thebiggeststorydriftbeforeandafterdamperinstallation最大层间位移减震率λ3类型地震波是否安装阻尼器（mm）（%）未安装阻尼器23.61—EL-centro边跨安装（A1）10.6055.1边跨安装（A2）11.4251.6未安装阻尼器27.74—模型二ACC边跨安装（B1）12.0756.5边跨安装（B2）7.3673.5未安装阻尼器17.09—Usa00071边跨安装（C1）7.8753.9边跨安装（C2）7.8254.284 6框架结构整体分析综上所述，可以看出，阻尼器对结构的层间位移的改善效果比较明显，特别是对层间最大位移的改善效果，利用试验数据使得最大层间位移减少了56.5%，利用数值模拟得到的数据使得最大层间位移减少了73.5%。6.3.3层剪力和层倾覆力矩同样，提取两条地震波作用下加阻尼器前后结构的层剪力和倾覆力矩进行对比，El-centro波、人造ACC波和Usa00071波的数据分别如表6.7、表6.8和表6.9所示。为了更直观观察El-centro波作用下，加阻尼器前后结构层剪力的变化，如图6.15所示；层倾覆力矩的变化如图6.16所示；提取了结构在人造ACC波作用下的层剪力和层倾覆力矩，如表6.8所示。为了更直观观察ACC波作用下，加阻尼器前后结构层剪力的变化，如图6.17所示；层倾覆力矩的变化如图6.18所示。Usa00071波作用下，加阻尼器前后结构层剪力的变化，如图6.19所示；层倾覆力矩的变化如图6.20所示。表6.7设置阻尼器前后层剪力和倾覆力矩对比（El-centro波）Table6.7Storyshearandstoryoverturningmomentbeforeandafterdamperinstallation（El-centrowave）边跨设置阻尼器边跨设置阻尼器不设置阻尼器楼（A1）（A1）层层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩kNkN•mkNkN•mkNkN•m1808.0414980400.676904.40446.098662.482795.4112440396.186389.59450.727174.713753.6910160382.955124.58437.305730.254699.348000.96359.253935.49406.374624.495631.265936.42326.412856.78365.163567.776567.684056.08284.031917.02314.062527.607482.612455.69233.291142.41282.361585.738374.111213.91177.01556.19230.82816.349248.98387.61115.47172.26161.11276.0210112.626.6750.513.7578.517.1885 重庆大学硕士学位论文900未加阻尼器900未加阻尼器800边跨加阻尼器边跨加阻尼器800700700）600）600KNKN（500500400400层剪力300层剪力（30020020010010000051015051015楼层楼层（1）A1层剪力（2）A2层剪力图6.15层剪力（El-centro波）Fig.6.15Thestoryshear（El-centrowave）1600016000未加阻尼器未加阻尼器1400014000边跨加阻尼器边跨加阻尼器12000）12000）10000KN.m10000KN.m（（80008000600060004000层倾覆力矩4000层倾覆力矩2000200000051015051015楼层楼层（1）A1层倾覆力矩（2）A2层倾覆力矩图6.16层倾覆力矩（El-centro波）Fig.6.16Thestoryoverturningmoment（El-centrowave）表6.8设置阻尼器前后层剪力和层倾覆力矩对比（ACC波）Table6.8Thestoryshearandstoryoverturningmomentbeforeandafterdamperinstallation（ACCwave）边跨设置阻尼器边跨设置阻尼器不设置阻尼器（B2）（B2）楼层层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩kNkN•mkNkN•mkNkN•m1663.1110600.00504.578626.90325.005522.462626.129100.18480.837344.64300.894591.443564.617674.88436.956039.53269.123702.5286 6框架结构整体分析边跨设置阻尼器边跨设置阻尼器不设置阻尼器（B2）（B2）楼层层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩kNkN•mkNkN•mkNkN•m4489.776161.00401.134755.66253.002864.735458.574641.93370.813541.52232.582096.256429.803216.67331.682443.00205.261417.097373.871975.19282.071501.75169.63847.928296.48988.54223.28762.27131.04415.839201.27315.71152.83253.0886.17129.281091.086.6073.345.7437.412.75700700未加阻尼器未加阻尼器边跨加阻尼器边跨加阻尼器600600）500500KN）400KN400（层剪力（300300层剪力20020010010000051015051015楼层楼层（1）B1层剪力（2）B2层剪力图6.17层剪力（ACC波）Fig.6.17Thestoryshear（ACCwave）1200012000未加阻尼器未加阻尼器边跨加阻尼器1000010000边跨加阻尼器））80008000KN.mKN.m（6000600040004000层倾覆力矩（层倾覆力矩2000200000051015051015楼层楼层（1）B1层倾覆力矩（2）B2层倾覆力矩图6.18层倾覆力矩（ACC波）Fig.6.18Thestoryoverturningmoment（ACCwave）87 重庆大学硕士学位论文表6.9设置阻尼器前后层剪力和层倾覆力矩对比（Usa00071波）Table6.9Thestoryshearandstoryoverturningmomentbeforeandafterdamperinstallation（Usa00071wave）边跨设置阻尼器边跨设置阻尼器不设置阻尼器（C1）（C2）楼层层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩层剪力楼层倾覆力矩kNkN•mkNkN•mkNkN•m1547.7313460.00314.786056.22312.086080.702540.8512850.00298.745311.09297.155334.603514.5011870.00284.864477.65283.444498.914466.4610520.00268.093587.34268.503604.355513.798804.48267.742933.82268.952880.966609.256774.92249.272200.08250.502161.607657.764581.70223.971450.92219.391425.298620.942507.02201.41778.31197.94765.009482.12888.40150.67271.91148.10267.1710253.1224.3676.637.1874.906.56未加阻尼器未加阻尼器700700边跨加阻尼器边跨加阻尼器600600500500））kN400kN400（（300300层剪力200层剪力20010010000024681012024681012楼层楼层（1）C1层剪力（2）C2层剪力图6.19层剪力（Usa00071波）Fig.6.19Thestoryshear（Usa00071wave）88 6框架结构整体分析16000未加阻尼器16000未加阻尼器边跨加阻尼器边跨加阻尼器14000140001200012000））1000010000kNkN（800080006000600040004000层倾覆力矩（层倾覆力矩2000200000024681012024681012楼层楼层（1）C1层倾覆力矩（2）C2层倾覆力矩图6.20层倾覆力矩（Usa00071波）Fig.6.20Thestoryoverturningmoment（Usa00071wave）由图6.15和图6.16两图可以看出，在El-centro波作用下，结构中加阻尼器后，层剪力和层倾覆力矩均大幅下降，阻尼器的耗能效果很明显。由图6.17-图6.20四图可以看出，在ACC人造波和Usa00071波作用下，试验所用构件和数值模拟的构件对结构层剪力影响均不大，但两者对层倾覆力矩变化影响较大，特别是底层的层倾覆力矩。即试验所用试件数据和数值模拟的构件数据对结构的影响相同。6.4小结通过一系列的参数对比分析，主要可以得出以下结论。①此次阻尼器的安装位置仅考虑了边框和中间跨的区别，但对比分析结果可以明显看出，边跨设置阻尼器和中间跨设置阻尼器的对结构整体分析的改善效果差别不是很大，相对其他参数而言，中间跨和边跨属于不敏感参数。但为了使阻尼器对结构整体布局的影响最小，工程中可以考虑在中间跨设置阻尼器。②时程分析结果表明，安装阻尼器后，结构的层间位移、层剪力和层倾覆力矩等参数大幅降低。③试验构件数据输入时，采用的是5根钢条，而数值模拟采用的是一根钢条。结合结果数据可以看出，两者对结构的影响趋势基本一致，且效果相差不多。故工程应用中拟通过增加钢条数量以提高本新型编织式金属阻尼器的耗能能力的想法是可以实现的，也是行之有效的。89 重庆大学硕士学位论文90 7结论和未来展望7结论和未来展望7.1论文的结论消能减震理论改善了以“抗”为主的传统抗震方法过于保守的缺陷，提出了以“消”为主的新型抗震思路。目前为止，阻尼器是最常用的消能减震措施，鉴于金属阻尼器易疲劳易屈曲的缺点，本文提出一种新型编织式金属阻尼器。采用理论研究和试验验证相结合的方式对此编织式金属阻尼器进行了系统的研究和论证。共得出以下几个结论：①编织式金属阻尼器的研制基于编织式金属阻尼器专利的思想，设计了一种新型编织式金属阻尼器构件，构造新颖。根据试验条件的变化，设计并加工了两种形状的阻尼器构件实体。②数值模拟和试验验证采用ANSYS软件建立阻尼器有限元模型，对不同厚度、不同材料和不同摩擦系数的钢条进行弯曲成型和往复运动数值模拟，结果表明，不同厚度钢条的总滞回曲线在小位移时均有一定的捏缩现象。对不同材料和不同厚度钢条的阻尼器构件分别进行了拟静力试验，结果表明，相比Q235钢，采用304不锈钢的构件不仅更容易弯曲成型，得到的滞回曲线也更饱满。同时，对采用单片钢条和叠加钢条的阻尼器构件分别进行了拟静力试验，结果表明，采用钢条叠加的方案显著改善了总滞回曲线的捏缩现象，增大了出力。试验结果验证了有限元模型的正确性，基于试验和数值模拟，发现影响本阻尼器耗能能力的最关键因素是圆钢杆的直径和钢条厚度。利用ANSYS软件对其进行参数优化，优化后不仅提高了曲线的最大出力，更大大改善了小位移时的捏缩现象，提高了阻尼器的耗能能力。③工程应用分析基于试验数据和数值模拟的结果，利用Bouc-Wen模型建立了适用于本阻尼器构件的恢复力模型，并将其并将其应用于3跨10层平面框架的减震响应控制中，SAP2000分析结果表明，安装阻尼器后，结构在大震下的层间位移最大减少了75.8%，减震效果良好。7.2未来展望鉴于时间和经济的原因，本文目前只做了304不锈钢、Q235钢和弹簧钢三种材料的研究，包括理论分析和试验研究，但此新型编织式金属阻尼器还有很多可以研究的方向和工作。有待进一步的研究工作如下所示：91 重庆大学硕士学位论文①在单个钢片的基础上增加软钢片的数量，错位编织，进行拟静力试验。②本文目前只对单榀钢筋混凝土框架进行了整体分析，并没有对三维整体框架进行同样的分析，下一步可以将此阻尼器加入到三维框架进行整体分析。进一步，在经济和试验室条件允许的情况下，将阻尼器放入框架中进行振动台整体分析以探讨其对结构的减震效果。③本文在对框架进行SAP2000软件整体分析时未考虑阻尼器的安装位置对结果的影响，故可以运用遗传拓扑优化方法进行位置的最优化设计，判断本阻尼器的最优安装位置，为其在实际工程中的应用提供有效数据支持。④由于时间的关系，没有对改进后的阻尼器模型进行拟静力试验，下一步拟把高强度圆钢杆截面改成梭形截面并进行试验研究，并和ANSYS模拟的结果相比较。将以上工作得到的结论和本文已取得的结果进行对比分析，定量探讨钢片数量对本文所提出的阻尼器耗能效果的影响，完善本新型编织式金属阻尼器专利的设计，并为其在实际工程应用提出有价值的建议。92 致谢致谢三年前，我来到这美丽的山城，重新开始这追求的三年和忙碌的三年，今毕业之际，感慨万千。本论文是在我导师贾传果老师的悉心指导下完成的，三年来，导师不分节假日、早起晚归的工作精神时刻激励着我。导师对待工作的的专注与细心，让我懂得了对待工作应具有的那份责任感。一句句被导师指点的论文，一次次的谆谆教导，是我一生的宝贵财富，更让我领悟了“学高为师、身正为范”的真谛。更感谢重庆大学土木工程学院白绍良老师的激励，但您活到老学到老的精神将激励我这一生不断前行。在准备试验构件阶段，受到了石桥铺周华叔叔的指导和帮助，不仅帮我制作构件、改善构件，还帮我联系了中国兵器工厂第五九研究所，在那帮我完成了三个构件的试验。在此感谢重庆大学土木工程学院的晏志涛老师们在ANSYS数值模拟方面给予我的帮助，更要特别感谢石家庄铁道学院王新敏教授，是他为我的ANSYS数值模拟指明了方向，带我走出困惑。感谢共同度过硕士三年时光的同门张付杰和杨绍钊，还有在我做试验期间抽出宝贵时间帮忙的师弟师妹（卢鹏、刘彦星、冷宙、徐智东、周微）。团队办公室的博士师兄（姐）们也在我论文完成中给予了我莫大的帮助和鼓励，在此一并感谢。感谢我的舍友王媛媛、陈茜和刘天姿，谢谢你们三年学校时光的相伴和生活中的不断鼓励。在此论文完稿之际，还要特别感谢曾经给我插上飞翔翅膀的农村教师周红梅老师，是她的质朴与善良激励着我不断进取，是她为我开启了人生的门窗，让我第一次看到了外面的精彩世界。还要感谢培养、抚育我的父亲、姐姐和姐夫，忘不了那不分春夏秋冬的牵挂与惦念，忘不了那忙碌的身影，养育之恩，无以回报。最后，感谢在百忙之中评阅论文和参加答辩的各位专家、教授！逝者如斯夫，以此文告慰我终将逝去的校园青春！王维二O一五年五月于重庆93 重庆大学硕士学位论文94 参考文献参考文献[1]周福霖，工程结构减震控制[M].地震工程出版社，1997[2]结构工程中的被动消能系统/T.T.Soong等著；董平译.北京：科学出版社，2005[3]KellyJM，SkinnerRI，HeineAJ．Mechanismsofenergyabsorptioninspecialdevicesforuseinearthquakeresistantstructures．BulletinofN．Z．societyforEarthquakeEngineering，1972，5(3)：63-88[4]MitoM，TamuraR．，Isogai，ShimizuK，FucbiK．Studyonseismicdesignmethodforbuildingwithsteeldamper(Partl)．PROC．AIJAnnualMeeting，1997，B：815-816．[5]田中清，佐ㄆ木康人．極低降伏点鋼を用いた制震パネルダンパーの静的履歴減衰性能に関する研究［J］．日本建築学会構造系論文集第509号，159-166，1998．[6]何志明，周云，陈清祥.剪切钢板阻尼器研究与应用进展[J].地震工程与工程振动，2012（12），32（6）：124-135[7]TircaLD．，FotiD．，DiaferioM．Responseofmiddle—risesteelframeswithandwithoutPassivedamperstonear-fieldgroundmotions．EngineeringStructures，2003，25(2)：169-179[8]潘鹏，徐培蓁，叶列平．剪切型金属弯曲耗能阻尼器[P].中国专利：101629432A，2010[9]WhittakerA.S．，BerteroV．V．，ThompsonC．I．andAlsonsonL．J．．SeismictestingofsteelplateenergydissiPationdevices，EarthquakeSpectra，1991，7(4)：563-604[10]TsaiK.C．，CbenH．W．，HongC．P．andSuY．F．．Designofsteeltriangularplateenergyabsorbersforseismicresistantconstruction，EarthquakeSpectra,1993,19(3)：505-528．[11]李钢．新型金属阻尼器减震结构的试验及理论研究；[博士学位论文]．大连：大连理工大学，2006[12]周云．金属耗能减震结构设计[M]．武汉:武汉理工大学出版社，2006[13]邢书涛，郭迅.一种新型软钢阻尼器力学性能和减震效果的研究[J].地震工程与工程振动：2003（12），23（6）：179-186[14]田姚．新型软钢阻尼器的提出及其减震性能研究[D]．西安：长安大学，2012[15]孙玉平，张蓬勃，赵世春等．一种钢板阻尼器[P].中国专利：201933638U，2011[16]邢百朋，左媛，刘平．新型双向扭转型金属阻尼器的理论研究[J]．特种结构：2012（10），29（5）：114-120[17]邢德进．新型SMA阻尼器及结构减震控制应用研究[D]．天津：天津大学，2008[18]钱辉．形状记忆合金阻尼器消能减震结构体系研究[D]．大连：大连理工大学，2008.[19]李明章，焦映厚.磁流体-泡沫金属阻尼器减振性能的研究[J]．哈尔滨工业大学学报：2006（2），38（2）：177-32195 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重庆大学硕士学位论文c1=((k0/(sigdu*a+sigz*b))-z1)/exp(-(sigdu*a+sigz*b)*u(i-1));endz1=k0/(sigdu*a+sigz*b)-c1*exp(-(sigdu*a+sigz*b)*u(i));z(i)=z1+k1*u(i);s1=sigdu;s2=sigz;endplot(u,z)B.申报专利专利申请号：ZL201420249546.6，流砂型混合消能减震阻尼装置，发明人：贾传果，李英民，王维等专利申请号：ZL201210470396.7，编织式金属阻尼器，发明人：贾传果，李英民，刘立平，韩军，王维C.作者在攻读硕士学位期间书写的论文目录[1]贾传果，王维．新型编织式金属阻尼器耗能性能研究[J]．地震工程与工程振动，已投稿[2]贾传果，李可，杨绍钊，张付杰，王维．实时子结构试验在数值积分和控制方面的研究进展[J]．结构工程师，2013，29（4）：188-192100