软钢阻尼器具有构造简单、减震效果显著、机理明确及性能稳定等优点, 已经在工程中得到广泛使用, 受到众多工程师和学者的重视和研究^{[1,2,3,4,5,6]}。软钢阻尼器包括拉伸型、弯曲型、扭转型等构造类型, 这些不同构造类型的软钢阻尼器在新建工程和建筑抗震加固中都有所应用, 取得较好的经济效益和抗震效果。

　　 墙型软钢阻尼器主要是利用钢材平面内良好的塑性变形能力的特性来实现耗能作用, 其优越性在于平面内初始刚度较大, 耗能能力较强^[7,8,9]。以往对墙型软钢阻尼器的研究主要方向是研究其在平面内单向受力时的耗能能力。但地震作用方向具有不定性和复杂多维性, 建筑具有不规则性, 装置于实际结构中的阻尼器往往受到地震对结构的偏心扭转等的影响。汶川大地震震后的调查和研究发现, 地震对结构的偏心扭转影响是致使震害严重的主要因素之一^[10]。针对于此, 本文提出通过试验和数值模拟, 对比研究钢板阻尼墙平面内和偏心状态的抗震力学性能。

　　 本文所提出的钢板阻尼墙属于剪切屈服型阻尼器, 阻尼器的构造见图1。阻尼器腹板材料采用高性能钢材LY225 (屈服力理论值为225N/mm², 含碳量小于0.1%, 延伸率在40%以上) , 腹板尺寸为长700mm、宽580mm、厚6mm。外框钢板材料采用Q345钢材, 腹板尺寸为长700mm、宽160mm、厚6mm, 外框钢板与腹板连接采用全熔透连接。加劲肋尺寸为宽20mm、厚6mm。

　　 试验采用2个设计参数完全相同的阻尼器试件, 用于对比研究钢板阻尼墙平面内 (试件ZNQ-1) 和偏心状态 (试件ZNQ-2) 的抗震性能。偏心状态试件ZNQ-2的试验设计理念是假设阻尼器受双向地震影响时, 平面外变形已达到罕遇地震作用下最大设计位移 (设定平面外偏心30mm, 通过偏位过渡板连接实现) , 研究此时阻尼器试件在平面内的力学性能。试件ZNQ-2与偏位过渡板连接情况见图2。

　　 试验采用3 000kN的MTS电液伺服加载设备, 将试件装置于钢框架内进行拟静力往复加载试验, 现场试件布置图见图3。试验加载控制方式采用位移控制, 逐级加载幅值为0.5, 1, 1.5, 2, 3, 6, 12, 24, 30mm, 每级加载2圈。加载波形采用三级波, 加载频率为0.02Hz。

　　 由试验得到的2个试件的水平位移D和水平荷载F的滞回曲线见图4。由试验结果可以看出, 两试件加载所得滞回曲线饱满, 形状呈纺锤状, 两试件在小变形时便开始屈服耗能, 进入塑性后变形和工作性能稳定, 滞回面积大, 可见2个试件具有优良的力学性能;该钢板阻尼墙在偏心状态下依然有较好的抗震性能。

　　 采用通用分析软件ABAQUS对2个试件进行数值模拟分析。在建立钢板阻尼墙模型时, 主要考虑试件耗能工作的核心部件, 模型仅取钢板阻尼墙的腹板、外框钢板和加劲肋。钢板阻尼墙模型各部件按实际设计尺寸建立三维实体模型, 部件类型定义为可变形体。各部件的材料单元均采用八节点六面体线性缩减积分单元 (C3D8R) 。钢板阻尼墙模型的腹板、外框钢板和加劲肋的网格划分时单元尺寸为20mm, 有限元模型见图5。2个试件模型底部平面边界设定为完全固定约束, 模型上部释放平面内自由度, 采用与试验相同的加载受力方式。试件ZNQ-2模型按偏心加载进行模拟, 试件ZNQ-2模型的加载方式见图6。

　　 常用于描述材料屈服后塑性变形变化规律的强化模型包括理想弹塑性模型、各向同性强化模型、随动强化模型和混合强化模型。随动强化模型包括线性随动强化模型和非线性随动强化模型, 两者的区别在于:非线性随动强化模型假设屈服面移动方向及移动量由其非线性强化法则确定, 随动强化模量不是固定常数 (模量值是连续变化的) , 故非线性强化模型可以较好地描述塑性变形的非线性部分。非线性强化模型的强化准则为:

　　 $\dot{\alpha }=C\frac{1}{\sigma {}^0}(\sigma -\alpha )\stackrel{—}{{\displaystyle \epsilon }}{}^{\text{p}l}+\gamma \alpha \stackrel{—}{{\displaystyle \epsilon }}{}^{\text{p}l}(1)$

　　 式中:σ⁰为塑性应变为0时所对应的等效塑性应力;$\stackrel{—}{{\displaystyle \epsilon }}{}^{\text{p}l}$为等效塑性应变;C为材料屈服后的初始随动强化模量;γ为随动强化模量随着塑性变形的增加的衰减率。

　　 非线性随动强化模型示意图见图7。试件的各部件钢材根据实际情况模拟:采用弹塑性材料, 弹性模量E_s取2.06×10⁵MPa, 泊松比μ取0.26。

　　 本文新颖地提出采用非线性随动强化模型作为加载过程中的强化准则模拟钢板阻尼墙力学性能, 该模型考虑了材料包兴格效应, 并且在考虑应变硬化时, 随动强化模量值会根据强化模量衰减率γ的大小而不断变化, 得到的模型塑性滞回变形的形状与试验结果更为接近。

　　 将模拟分析结果与试验结果进行对比, 2个试件的滞回曲线对比见图8和图9, 由对比结果可见, 2个试件数值模拟得到的滞回曲线饱满, 滞回面积大, 与试验结果很接近, 数值模拟较好地反映两个试件的力学性能。本文提出的材料强化模型和本构关系可以较好地模拟钢板阻尼墙, 能得到较好的工程研究应用。

　　 2个试件试验和模拟的骨架曲线对比情况见图10。从图10的对比可见, 数值模拟所得骨架曲线和试验得到骨架曲线很接近。试件ZNQ-1试验与模拟结果和试件ZNQ-2的试验与模拟结果的初始刚度分别相差4%和0.2%, 屈服位移分别相差3%和2%, 屈服力分别相差2%和2.5%, 这些参数的数值模拟结果与试验结果很接近, 比较准确地反映了钢板阻尼墙的力学特征。

　　 2个试件试验与模拟等效刚度对比见图11, 试件ZNQ-1和试件ZNQ-2的试验与模拟等效刚度结果很接近, 加载最大水平位移时试验和模拟结果分别相差2.3%和2.0%。

　　 2个试件试验与模拟的在不同加载幅值加载一圈的耗能量对比见图12, 试件ZNQ-1和试件ZNQ-2的试验与模拟结果很接近, 加载最大水平位移时试验和模拟结果相差6.5%和5.5%。

　　 2个试件试验与模拟等效黏滞阻尼比随加载位移幅值变化关系曲线对比见图13, 从图13可看出, 试件试验与模拟的等效黏滞阻尼比均随加载位移的增加而增大, 而且加载幅值超过6mm后2个试件等效黏滞阻尼比基本保持在50%左右, 试验与模拟结果很接近。

　　 通过以上试验与模拟结果对比研究可见, 本文的钢板阻尼墙在偏心状态下依然有良好的抗震性能, 所采用的非线性随动强化模型可以较好地模拟钢板阻尼墙的力学性能。

　　 (1) 由钢板阻尼墙的试验研究可见, 本文的钢板阻尼墙具有良好的抗震性能。

　　 (2) 本文提出采用非线性随动强化模型模拟钢板阻尼墙力学性能, 模拟结果和试验结果很接近。

　　 (3) 通过试验与模拟结果对比研究可见, 本文的钢板阻尼墙在偏心状态下依然有良好的抗震性能, 所采用的非线性随动强化模型可以较好地模拟钢板阻尼墙力学性能。