韩晓刚，张龙飞，李 皓，顾玲玲
（1.西安科技大学 地质与环境学院，陕西 西安 710054；
2.常州清流环保科技有限公司，江苏 常州 213144；
3.昆明学院 建筑工程学院，云南 昆明 650214；
4.中国建筑西南设计研究院有限公司，云南 昆明 650500）
消能减震技术因具有机理明确、效果显著、构造简单、适用范围广、维护方便等优点，受到众多国内外研究者的重视，列文琛、周云、周锡元等系统阐述了消能减震技术的原理及应用情况[1-3]；
戴君武、周云等总结近40 a中国建筑消能减震技术研究与应用所取得的成果，指出了消能减震技术存在的问题[4-5]。目前国内外学者已经研究开发多种不同类型和不同构造的阻尼器，并且已在新建工程和建筑抗震加固工程中得到应用，取得良好的经济效益和社会效益。陆伟东等将耗能支撑应用于宿迁21层框架-抗震墙结构中，通过提高结构附加阻尼比的方式经济地控制了结构薄弱层的位移，有效提高结构的抗震安全储备[6]；
周颖等采用在240 m超高层建筑结构的伸臂桁架与外框架间设置粘滞阻尼器的方式引入附加阻尼来减小结构在强震作用下反应，减震效果明显[7]；
常业军等采用黏弹性消能支撑对工业建筑进行了减震设计，结果表明采用减震技术后结构地震作用明显降低，附加阻尼比可达到10%[8]；
王亚勇等提出利用消能减震技术进行抗震加固，利用复杂高层建筑结构计算程序对加固结构进行地震响应分析，结果满足抗震要求[9]；
黄镇等利用消能支撑进行抗震加固，表明消能支撑可有效降低结构地震反应[10]。
钢材具有屈服点低、极限强度高、延性好等特点，是制作阻尼器的最佳选择之一[11-14]。软钢阻尼器是利用软钢屈服耗能的阻尼器，属于位移型阻尼器[15]。传统弯曲型软钢阻尼器的耗能钢板与连接钢板采用焊接连接，过高的焊接温度直接影响钢板的力学性能[16-18]，可能造成阻尼器性能偏差较大；
受人工焊接技术水平的影响，阻尼器焊接质量可靠度不高，在地震作用下阻尼器的焊接部位易发生断裂，因而耐疲劳性能较差，当遭受长持时地震或余震时结构的安全性难以得到保障[19]；
受焊接操作空间影响，较大吨位的软钢阻尼器往往尺寸、自重均较大，不利于运输与安装。
以“构造简单、成本低廉”为指导思想[20]，针对传统焊接软钢弯曲阻尼器的缺陷，提出了一种可实现装配式预生产[21-23]，并且可避免生产过程中高温焊接、构造简单、耗能能力强的装配式预应力软钢阻尼器。
装配式预应力软钢阻尼器的力学性能受多种因素影响，在新型阻尼器生产与工程应用前，探究影响性能的潜在因素并提出相应的改进措施是必要的。因此设计了5个阻尼器试件并进行了相关拟静力试验，得到了装配式预应力软钢阻尼器不同工作状态下的滞回性能参数，分析影响阻尼器性能的因素。
装配式预应力软钢阻尼器构造如图1所示，新型阻尼器采用预应力筋与固定螺杆穿越交替设置的软钢耗能板和钢垫块，通过固定螺杆与预应力筋的纵向紧固力将软钢耗能板、钢垫块与连接板固定成一个整体，因此消除了高温焊接对阻尼器稳定性和耐疲劳性的影响，可通过调整钢垫板厚度的方式灵活调节阻尼器的外形尺寸。新型阻尼器所采用的部件均为与生产标准件，可根据结构的功能需求灵活装配形成阻尼器，易于实现工业化生产。
注：1-连接板；
2-软钢耗能板；
3-加劲腹板；
4-固定螺杆；
5-预应力筋；
6-钢垫板图1 装配式预应力软钢阻尼器Fig.1 Assembled prestressed mild steel damper
采用拟静力试验系统进行加载，加载系统如图2所示。加载过程采用位移加载方式进行控制，作动器的最大输出力为1 000 kN，加载系统最大位移行程为±125 mm，工作频率范围为0.01～10 Hz。试验加载时，阻尼器通过其上、下连接板由螺栓分别固定于加载系统的上、下横梁上，其上横梁的左端与作动器连接。
图2 静力试验系统加载装置Fig.2 Loading device of static test system
试验设计了5个试件，分别为SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4，SJ-5，每个试件设置5片软钢耗能板。其中试件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-5为装配式预应力软钢阻尼器，所使用的软钢耗能板尺寸如图3（a）所示，试件SJ-4为传统焊接软钢阻尼器，焊接式软钢阻尼器所使用的耗能钢板尺寸如图3（b）所示。
图3 软钢耗能板几何尺寸（单位：mm）Fig.3 Section geometric size of mild steel energy dissipation plates
装配式预应力软钢阻尼器与传统焊接软钢阻尼器试件如图4所示，试件SJ-1与试件SJ-2上、下两端加载预紧力分别为50KN、150KN，试件SJ-3与试件SJ-5上、下两端加载预紧力为200KN，而试件SJ-4则采用普通焊接形式，即软钢耗能板的上、下两端与连接钢板直接焊接连，受焊接操作空间影响，试件SJ-4的耗能钢板间距采用了35 mm。
图4 试验试件Fig.4 Test specimens
利用拟静力试验系统分5次分别对5个试件进行了53个拟静力试验工况。试件加载参考了FEMA 461[24]加载制度，试验加载方案（见表1）与拟静力加载制度（图5）。
表1 试验加载方案
对于试件SJ-1，当位移幅值达至9 mm前，试验试件无明显变形，当位移幅值达至12 mm时，阻尼器底端耗能钢板、钢垫块与底部过度连接板出现了因耗能钢板拉拔“脱空”的滑移现象（图6（a）），当位移幅值加载至18 mm时，试件开始发出异响，当位移幅值加载至24 mm时，阻尼器的左侧边缘耗能钢板出现“S”形塑性变形，直至加载结束，阻尼器顶端和底端的连接螺栓未产生滑移，阻尼器也未出现因应力集中、大应变致使耗能钢板发生了扭曲破坏现象。试件SJ-2、SJ-3的试验现象与试件SJ-1类似，在位移幅值达到12 mm前，试验试件无明显变形，当位移幅值加载至18 mm时，试件开始发出异响，位移加载至24 mm时，阻尼器边缘耗能钢板明显进入塑性变形阶段，呈现“S”形塑性变形（图6（b）），但试件SJ-2，SJ-3在整个试验过程中底部均未出现耗能钢板因拉拔“脱空”滑移现象，阻尼器的连接螺栓未产生滑移。
图5 软钢阻尼器拟静力试验加载制度Fig.5 Quasi-static test loading system of mild steel damper
图6 试件变形状态Fig.6 Deformation state of test specimens
对于试件SJ-4，在试验加载位移到12 mm前试件无明显变形，当位移加载至18 mm时，阻尼器部分耗能钢板进入塑性变形阶段，阻尼器的左、右两侧边缘耗能钢板出现“S”形变形，当位移加载至30 mm时，耗能钢板全部进入塑性变形阶段，所有耗能钢板在平面外均呈“S”形变形，加载过程未产生任何异响，阻尼器的连接螺栓也未产生滑移。
3.1 试验结果
由图7试验滞回曲线中可以看出，试件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4的滞回曲线总体均匀对称，在加载初始阶段，软钢耗能板未进入塑性，阻尼器的滞回曲线近似为斜直线，耗能基本为零，随着加载位移幅值增大，软钢耗能板逐渐进入塑性，滞回曲线呈平行四边形。当加载至18 mm时，由于“脱空”滑移试件SJ-1滞回曲线在反向加载时产生卸载现象，因此试件SJ-1的滞回曲线相较于试件SJ-2，SJ-3，SJ-4不够饱满。试件SJ-2，SJ-3的滞回曲线均较饱满，且差异较小，在小变形（位移幅值不大于12 mm）情况下，滞回曲线呈梭形，随着加载幅值的增大，滞回曲线逐渐呈现矩形，表明装配式预应力软钢阻尼器的耗能能力随加载幅值的增大而显著加强。同试件SJ-4相比，虽然试件SJ-2，SJ-3的滞回曲线均较饱满，但饱满程度略低，主要原因是试件SJ-2，SJ-3加载至在大位移幅值时（加载到24～30 mm）出现了轻微滑移[25]。
图7 软钢阻尼器试件滞回曲线Fig.7 Hysteretic curves of test specimens
试件SJ-1与试件SJ-2，SJ-3相比，当位移幅值加载至12 mm时，试件SJ-1底端耗能钢板、钢垫块与底部连接板出现了因耗能钢板拉拔“脱空”滑移现象，如图6（a）所示，试件SJ-2，SJ-3均未出现“脱空”滑移现象，这说明预紧力大小对装配式预应力软钢阻尼器的上、下端约束影响较大，预紧力大小对装配式预应力软钢阻尼器的耗能能力存在影响，预紧力越大，阻尼器产生“脱空”滑移现象的几率越低，阻尼器耗能能力越强，但当预紧力加载至一定值时，单纯增大预紧力将无法获得更好的耗能效果，其滞回曲线包络面积趋向于稳定值（图7）。
试件SJ-1，SJ-2，SJ-3与试件SJ-4相比，当位移幅值加载至18 mm时，试件SJ-1，SJ-2，SJ-3均产生了异响，这与预应力筋松弛有关。预应力筋在阻尼器上、下端各设置了2根，在张拉预应力时受实验室条件影响，仅用一套张拉设备分了4次对阻尼器上、下端4根预应力筋非同步进行张拉至预设值，因而造成阻尼器同一端部（上端或下端）的2根预应力筋张拉顺序有前有后，先张拉的预应力筋在后张拉预应力筋的影响下发生了应力松弛现象，在加载过程中松弛的预应力筋锚固端发生了滑动，因而发出了异响。
试验结束后试件SJ-1，SJ-2，SJ-3、SJ-4的耗能钢板均产生了残余变形，且变形形态均呈现“S”形，但各试件残余变形均匀性不尽相同（图8）。
图8 软钢阻尼器试件残余变形Fig.8 Residual deformation of test specimens
试件SJ-1与SJ-2的残余变形呈现出明显的不均匀特性，两试件的左侧耗能钢板的“S”形变形明显，但右侧耗能钢板的“S”形变形不明显。试件SJ-3耗能钢板的“S”形变形均匀性明显优于试件SJ-1，SJ-2，但相较于试件SJ-4略有不足，这说明预紧力对耗能钢板变形的均匀性影响较大，预紧力越大各耗能钢板的同步变形能力越强，阻尼器的性能越稳定，耐疲劳性能越强[26-27]。
3.2 耗能系数
耗能系数是评价阻尼器在地震作用下的耗能能力的重要指标。根据《建筑抗震试验方法规程》（JGJ—96）阻尼器能量耗散系数由图9计算。试件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4位移幅值为30 mm时第3圈滞回曲线的能量耗散系数（图10）。
图9 荷载-变形滞回曲线Fig.9 Load deformation hysteretic curves
图10 试件能量耗散系数Fig.10 Energy-dissipation coefficient of test specimens
由图10知，试件SJ-1，SJ-2，SJ-3，SJ-4的耗能系数均达到了3.0以上，其中试件SJ-4的耗散系数最大，试件SJ-3的耗散系数次之，试件SJ-1的耗散系数最小。预应力软钢阻尼器和常规焊接软钢阻尼器均具有良好的耗能能力，且预应力软钢阻尼器的耗能能力与预紧力大小有关，施加的预紧力越大其耗能能力强，两者呈现正相关的趋势。
3.3 疲劳性能
《建筑消能减震应用技术规程》（DBJ 53/T-125—2021）规定金属屈服型阻尼器应满足在设计位移下往复加载不少于60圈且性能偏差不超过15%的要求。在设计位移25 mm的幅值下对试件SJ-5进行了60圈往复循环加载，试验加载过程平稳，直至加载结束耗能钢片未出现脆性断裂（图11）。
预应力软钢阻尼器的滞回曲线呈双线性特征，且具有各项同性强化特点，采用OpenSees中Steel 01单轴强化本构关系模拟滞回曲线（图12）。
图11 疲劳试验Fig.11 Fatigue test
图12 Steel 01单轴强化模型Fig.12 Steel 01 uniaxial strengthening model
根据试验结果，使用Steel 01单轴强化模型（参数见表2）对装配式预应力软钢阻尼器的滞回曲线进行了模拟（图13）。
表2 Steel 01单轴强化模型参数
图13 Steel 01单轴强化模拟与试验对比Fig.13 Comparison between simulation and test of steel 01 uniaxial strengthening model
试验中发现，阻尼器同端（上端或下端）2根预应力筋因非同步张拉产生了预应力松弛现象，导致实际预紧力未达到预定设计值，对试验结果造成了影响。为避免这个问题可以采用同步张拉设备对阻尼器同端（上端或下端）多根预应力筋同时进行张拉，避免预应力筋应力松弛。当采用非同步张拉法对阻尼器预应力筋进行张拉时，可在阻尼器上端和下端中部仅设置一根预应力筋，在预应力筋两侧设置2根普通固定螺栓（图14）。
图14 改进后软钢耗能钢板（单位：mm）Fig.14 Improved mild steel energy-dissipation plate
1）提出装配式预应力软钢阻尼器性能稳定，滞回曲线饱满，耗能能力强，随加载幅值的增大耗能能力显著增强。
2）阻尼器耗能能力与预紧力呈现正相关关系，预紧力越大耗能能力越强。
3）经过固定幅值往复加载60圈阻尼器未发生脆断，滞回曲线也未见明显变形，性能衰减低于8.5%。
4）采用Steel 01单轴强化模型模拟装配式预应力软钢阻尼器的滞回曲线，模拟结果与试验结果吻合。
5）预应力施加顺序产生的应力松弛对阻尼器的性能产生影响，应避免预应力筋应力松弛。
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