同济大学土木工程系
概括
提出一种新型钢管加固剪切型金属阻尼器，该阻尼器主要由中心剪切板、平面外加劲钢管、两侧翼缘加劲板及连接件组成，地震输入能量主要通过中心剪切板的剪切变形耗散。低屈服点钢屈服强度低，强化程度适中，延性好，适合制作金属阻尼器，因此选用该钢制作剪切阻尼器的中心剪切板。
为了评估低屈服点钢剪切阻尼器的弹塑性滞回响应、超低周疲劳失效特性及耗能减震能力，设计并完成了阻尼器试件的拟静力试验。试验对3个具有普通法兰和“狗骨”式弱化法兰两种加劲结构的足尺试件进行试验。采用两种滞回加载体系，研究循环载荷作用下剪切阻尼器的基本力学性能和超低周疲劳性能，并对比分析不同法兰结构对试件失效模式的影响。
试验结果表明：采用低屈服点钢制成的剪切型金属阻尼器具有良好的延性，其极限剪切角可达4.7%，在循环荷载作用下构件未出现失稳现象钢材的抗剪屈服强度，滞回曲线饱满。耗能能力强，其等效阻尼比可稳定保持在0.5左右。同时超低周疲劳性能良好，在设计位移下加载30次循环后，其承载能力水平比较稳定，裂纹发展较为轻微。虽然剪切型阻尼器利用芯板充分发挥剪切变形耗能，但焊脚处两端翼缘板的早期开裂在一定程度上限制了阻尼器的变形能力，采用“狗骨式”弱化翼缘加固可有效延缓其裂纹的萌生。试验中该剪切阻尼器的最大测得超强系数为1.63。 这种超强度现象可以提高阻尼器的滞回耗能能力，但在结构体系设计时需予以考虑，避免对主要结构构件造成二次破坏。
概述
金属阻尼器是一种能有效提高结构侧向刚度、极限承载力、耗能和抗震特性的被动式耗能装置，不依赖于外界能量输入，具有结构简单、受力明确、性能稳定、造价经济、安装更换方便等特点，在结构抗风、抗震设计中得到了广泛的应用。
目前，对金属阻尼器的试验与理论研究主要集中在两点上：一是金属阻尼器的结构形式，旨在通过调整阻尼器的结构构造来改变阻尼器的受力模式，提高金属材料的利用效率，进一步优化阻尼器的抗震特性；二是金属阻尼器的制造材料，旨在通过选择合理的金属材料来改变阻尼器在循环荷载作用下的弹塑性响应，提高阻尼器的延性特性与耗能能力，进一步优化阻尼器的超低周疲劳特性。
本次试验研究的对象为低屈服点钢制成的剪切阻尼器。如图1所示，该金属阻尼器由芯板（Core）、加劲方形钢管（tubes）、加劲法兰板（）和连接件（）四部分组成。芯板采用型钢制成，其余部分采用Q345B型钢制成。金属阻尼器兼具材料和施工的双重优势。低屈服点钢屈服强度低，屈服后刚度小，延性好，耗能能力强，适合制作金属阻尼器；而剪切金属阻尼器结合合理的加劲结构（方形钢管加劲和法兰板加劲），为主体结构提供附加阻尼和刚度，利用分布更均匀、发展更稳定的塑性剪切变形来耗能。
图1 钢剪切阻尼器示意图
试验概述
2.1 钢材特性
单调拉伸试验用于确定制作剪切型金属阻尼器核心耗能部件（芯板）用钢的基本力学特性，如屈服强度、极限强度、屈强比、伸长率、断裂破坏特性等。单调拉伸试件标距段为圆形截面，夹紧段为矩形截面，具体尺寸如图2所示。
图2 单调拉伸试样示意图（mm）
单调拉伸试验材料试件共3个，编号为A-1至A-3，其公称应力-应变曲线如图3所示。图中还给出了Q235钢的单调拉伸曲线。与普通钢材Q235相比，低屈服点钢的屈服平台较长，平台截面公称应变水平超过6%，公称断裂应变超过40%。该材料的延性良好；测得该钢材的公称屈服强度明显高于，大致在左右，与Q235钢的公称屈服强度相近，但该钢材的公称极限强度不超过，低于Q235钢的公称极限强度，说明低屈服点钢在单调拉伸载荷作用下的强化水平明显低于普通钢材Q235，适合制作金属减震器。
图3 钢材单调拉伸试验公称应力-应变曲线
由上述公称应力-应变曲线可得到该钢材的力学性能，如表1所示，可以看出，本次试验该钢材的强屈比基本维持在1.24左右。
表1 钢材基本力学性能参数
2.2 试件制作
采用Q345和Q345钢设计了两个不同尺寸的剪切阻尼器试件，如图4所示。
a—具有普通翼缘加劲肋的剪切阻尼器；b—具有“狗骨式”削弱翼缘加劲肋的剪切阻尼器。
图4 两种钢剪切阻尼器尺寸
剪切阻尼器的剪切板、加劲法兰及连接件采用全熔透坡口对接焊缝连接，剪切板四角留有焊孔，避免焊缝交叉造成残余应力集中。方钢管与剪切板采用四面角焊缝固定，焊脚高为8mm。
两种尺寸的剪切阻尼器试件所采用的剪切板厚度均为12 mm，两者的区别在于，第二个阻尼器的加劲凸缘以“狗骨式”方式减弱，如图4b所示，以延缓剪切阻尼器角焊缝的断裂，并增加其加劲凸缘的厚度。
2.3 加载装置及试验方案
本次试验的加载系统采用自行设计的加载装置配合试验室反力墙实现，加载装置实际装配如图5所示。
图5 剪切阻尼器试验加载装置
如图6所示，采用两组位移计监测试验过程中剪切阻尼器试件的相对水平位移。
图6 相对剪切位移测量方案
一种是常用的水平位移测量方案，即采用两块位移计（D1、D2）水平放置于剪切阻尼器试件顶端正反两侧，不仅可以通过两块位移计读数的平均值实时监测试件顶端与底端之间的相对水平剪切位移（公式（1a）），而且可以通过两块位移计的差值反映试件平面外的偏心扭转。另一种是对角线测量方案，即采用沿试件对角线排列的四块垂直位移计（D3～D6）和四块位移计（D7～D10）组成测量系统，利用换算公式（1b）求得试件的相对水平位移，从而相互验证水平位移测量的正确性。
δ1=(D1+D2)/2
（1a）
δ2=(D9+D10-D7-D8)/(4cosθ)-(D3+D4-D5-D6)sinθ/(4cosθ)
（1b）
式中：θ为试件对角线与顶边的夹角；D1～D10为位移计D1～D10测得的位移。
2.4 加载系统
参照我国《建筑抗震设计规范》GB 50011—2010、《建筑减震减震技术规范》JGJ 297—2013和《建筑用耗能阻尼器》JG/T 209—2012，设计了两种加载方式，分别针对循环加载的基本力学性能（LS1）和超低周疲劳性能（LS2），如图7所示。
对于正常翼缘的剪切阻尼器试件，加载时屈服位移Δy选取4.4 mm，剪切阻尼器的设计位移Δd选取30 mm。加载过程中，若试件出现明显开裂损伤或单循环水平荷载峰值降至历史最大值的85%时，则认为试件失效，停止试验加载。
a—LS1；b—LS2。
注：Δy为屈服位移；Δd为设计位移。
图7 准静态循环加载体系
2.5 试件编号
根据试件结构及选取的加载体系，对本次试验的3个钢剪切阻尼器试件进行编号，如表2所示。
表 2 剪切阻尼器试件
测试结果与分析
3.1 试件失效现象及模式
3.1.1 阻尼器表面油漆剥落
为了观察剪切阻尼器在加载过程中的变形发展程度，在试件一侧表面涂刷白色油漆并画出黑色网格线。随着循环加载的进行，试件塑性变形发展得越来越充分，表面油漆的剥落越来越明显。以试件OF20-LS1为例，如图8所示，当阻尼器刚开始屈服时，剪切板表面油漆基本开始剥落，而当阻尼器最终破坏时，剪切板表面油漆基本脱落，说明剪切板在加载过程中塑性发展比较充分；同时，方钢管在加载过程中基本保持弹性状态，表面未出现油漆剥落现象。
图8 OF20-LS1试件表面油漆剥落现象
3.1.2 阻尼器裂纹发展
加载过程中试件出现的裂纹主要有4种类型，分别为法兰焊缝腿部裂纹、钢管腿部裂纹、焊缝贯穿孔腿部处的水平裂纹、垂直裂纹。它们在OF20-LS2和RF30-LS2试件中的具体分布位置如图9所示。图中序号代表裂纹萌生顺序钢材的抗剪屈服强度，数字越小，裂纹出现越早。
如图9所示，剪切阻尼器裂纹萌生位置均在拉应力相对集中的拐角处。受加载装置刚度分布的影响，剪切阻尼器裂纹开展多分布在底部，试件最终失效模式为多条裂纹贯穿底部。普通法兰试件OF20-LS2中，法兰焊脚处裂纹萌生较早，而“狗骨形”法兰试件RF30-LS2中，法兰焊脚处裂纹萌生明显滞后，初始裂纹萌生在钢管拐角处。
a—试件 OF20-LS2；b—试件 RF30-LS2。
法兰焊缝裂纹；
钢管角部裂纹；
焊穿孔脚处的水平裂纹；
焊孔脚处的垂直裂纹。
图9 裂纹分布及失效模式
3.2 滞后曲线
图10为3个试件在加载过程中的全力-位移曲线。总体来看，剪切阻尼器试件的剪剪变形曲线饱满，滞回形状呈纺锤形，耗能面积较大，表现出较好的延性和较强的能量耗能能力。结合裂缝的萌生和扩展情况可以看出，虽然3个试件在加载过程中部分裂缝萌生较早，但开裂后试件的承载力水平保持相对稳定，仅在经过较大的变形过程（极限剪切角约为4%）后，承载力才出现明显下降。
a—试件 OF20-LS1；b—试件 OF20-LS2；c—试件 RF30-LS2。
图 10 钢剪切阻尼器试件剪切力-剪切位移滞回曲线
在等幅加载体系下（如试件OF20-LS2和RF30-LS2以设计位移加载30次循环），试件承载能力水平相对稳定，且略有提高；而在多级位移幅值递增循环加载体系下（如试件OF20-LS1以屈服位移为差动递增幅值加载，试件OF20-LS2和RF30-LS2在等幅加载30次循环后以递增幅值加载），试件承载能力峰值随位移幅值的增加而升高，反映了循环强化现象对位移加载幅值的依赖性。从试件OF20-LS2和RF30-LS2的滞回曲线可以看出，在设计位移（±30 mm）下，剪切阻尼器性能相对稳定，2种规格的阻尼器在以设计位移加载30次循环后，均未出现承载能力下降的现象。 同时，采用“狗骨式”法兰加固可以延缓试件的破坏，提高阻尼器的超低周疲劳特性。
3.3 力学性能特征参数
3个剪切阻尼器试件的力学性能特征参数如表3所示，表中超强系数按公式（2）计算：
Ω=Pmax/Py
（2）
极限剪切承载力Pmax与屈服剪切承载力Py之比定义为阻尼器的超强系数Ω，可定量反映阻尼器的强化程度。各试件具体超强系数见表3。从试件OF20-LS1与OF20-LS2的对比可以看出，分步加载（LS1）提高了钢材的循环强化水平，表现为剪切阻尼器极限承载力的提高；从试件OF20-LS2与RF30-LS2的对比可以看出，“狗骨式弱化”翼缘加劲肋可提高阻尼器的超低周疲劳性能，同时也能提高阻尼器的超强系数。 金属阻尼器在循环荷载作用下的强化现象虽然在一定程度上提高了阻尼器的滞回耗能能力，但不可控制的超强系数容易对周边梁、柱及连接节点等结构构件造成二次破坏。由试验可知，剪切阻尼器的超强系数设计值应在1.63以上。
表3 剪切阻尼器试件力学性能特征参数
3.4 能源消耗能力
图11为3个试件的等效粘滞阻尼比he随加载循环次数的变化曲线，可以看出剪切阻尼器具有良好的耗能能力，等效粘滞阻尼比能相对稳定地保持在0.5左右。
图11 等效粘滞阻尼比he
综上所述
本次试验针对低屈服点钢制成的剪切阻尼器，对3个足尺寸试件进行拟静态循环加载试验，重点研究其循环弹塑性响应和破坏模式，评估金属阻尼器的抗震性能。主要结论如下：
1）采用低屈服点钢制成的剪切型金属阻尼器延性良好（极限剪切角可达4.7%），在循环荷载作用下不发生构件失稳，滞回曲线饱满，耗能能力强（等效粘滞阻尼比可稳定保持在0.5左右），超低周疲劳性能好（在设计位移下加载30次循环后，其承载能力水平比较稳定，裂纹发展较为轻微）。
2）当阻尼器利用芯板充分发挥剪切变形耗能时，焊脚处两端翼缘板的早期开裂在一定程度上限制了阻尼器的变形能力，采用“狗骨式”弱化翼缘配筋可有效延缓裂纹的萌生。
3）试验测得阻尼器的最大超强系数为1.63，这种超强现象可以提高阻尼器的滞回耗能能力，但在结构体系设计时需予以特别考虑，避免对主要结构构件造成二次破坏。
来源：姚祖成,王伟.低屈服点钢剪切阻尼器试验研究[J].钢结构,2020,35(12):16-21。
doi: 10.13206/j.
