夹紧屈服剪切板装置的滞后响应.docx

1、夹紧屈服剪切板装置的滞后响应 南京工程学院毕业设计(论文)外文资料翻译 原 文 题 目： Pinching hysteretic response of yielding shear panel device原 文 来 源： Engineering Structures，2011,33（3:）：993-1000 学 生 姓 名： 学 号： 所在院(系)部： 专 业 名 称： 机械设计及其自动化 工程结构夹紧屈服剪切板装置的滞后响应摘要该文描述了屈服剪切板装置（YSPD）的滞后响应的建模技术。 该装置用于框架结构中的地震能量消散。 在这项工作中采用广义的Bouc-Wen-Baber-Noori（

2、BWBN）滞回模型。 Simulink用于开发YSPD的BWBN模型。 基于在YSPD上进行的实验结果校准模型参数。 然后将所开发的YSPD的滞后模型结合在状态空间方法中以评估耗散结构的响应。 评估YSPD在减轻结构响应和夹紧对结构的整体响应的效果方面的有效性。一、介绍传统的地震设计方法依赖于特定结构区域的非弹性变形的结果的能量耗散。所造成的损害通常如此严重，必须拆除整个结构。被动能量耗散装置可以有效地用于最小化结构损坏。通过在结构中策略性地定位这些装置，可以进行地震后损坏的装置的修复和/或更换。已经提出了许多依赖于滞后塑性响应的能量耗散装置。这些设备包括ADAS 1，SSD 2，YSPD 3

3、,4和TTD 5。屈服剪切板装置YSPD 3,4可以通过将其连接在如图1所示的框架板中的反向V形支架和梁之间而结合在现有的框架结构中。所得的支架装置横向刚度等同于串联连接的装置和支架的刚度。包含YSPD将改变母框架的结构响应，因为该装置将引入滞后阻尼和一些刚度。YSPD由一个方形中空钢截面（SHS）的短段组成，钢板上焊接有钢板，如图1所示。 YSPD在剪切时作为母框架结构经受横向变形。能量通过隔膜板的剪切屈服而消散，而SHS为隔膜板中产生的张力场提供锚固约束。使用特殊的测试装置来实验地获得YSPD的滞后响应，如图1所示。报道了在YSPD上进行的19个测试的实验结果4。通常，YSPD提供良好的能

4、量耗散和延展性，剪切应变在15和20之间，等效阻尼比超过304。为了模拟配备有YSPD的框架结构的结构响应，需要YSPD的本构模型。 YSPD的典型滞后响应如图1所示。滞后响应通常是稳定的，并且没有显示出明显的刚度或强度降低。然而，响应表现出一些收缩。夹紧归因于隔膜板的塑性屈曲和螺栓滑动。许多分析滞回模型可用6-10。广义Bouc-Wen（BW）模型6提供平滑的滞后，但不考虑夹紧或强度/刚度退化。这种模型后来扩展到包括挤压和降解7-9，得到的模型是Bouc-Wen-Baber-Noori（BWBN）滞后模型。在本文中，使用Simulink 11开发了用于缩放的YSPD的BWBN模型。为此，YS

5、PD 3,4的实验结果用于校准滞后模型参数。然后使用滞后模型来预测配备有YSPD的框架结构的结构响应。图 图2. YSPD的非劣化夹断滞后模型其中A，和n是控制磁滞回线形状的模型参数。原始BW模型中的参数A设为1，uy为设备的屈服位移，v和分别为强度和刚度退化参数（当v = 1.0时，模型不考虑退化）， h（z）是夹点函数（当h（z）设置为1时，模型不会考虑夹点）。实验性滞后反应的YSPD报道在4，一些结果重现在图1。滞后响应通常是稳定的，并且没有显示出明显的刚度或强度降低。然而，由于YSPD的隔膜板的塑性屈曲和由于螺栓滑动，响应表现出一些夹紧。因此，夹捏函数h（z）表示为9其中011控制挤压

6、的严重程度或初始下降斜率（dz / du）的大小，2导致挤压区域扩展，zu是z的最终值，并由等式（4）并且q是设置zu的分数作为夹持电平的常数。由于能量耗散是在应力反转下的累积损伤的良好量度，1，2以YSPD滞后能量耗散表示，并且由下式给出其中p是控制斜率初始下降速率的常数，1o是总滑移的量度（1o的较大值产生更严重的夹紧），0是有助于夹紧量的参数，是常数指定为所需的夹捏扩展速率，是控制2随1变化的变化率的参数。滞后能量耗散由下式给出其中0是系统的线性固有频率。使用YSPD的实验结果4，一个非降解夹断滞后模型使用方程可以通过校准九个参数（n，p，q，0，1o和）来开发（1） - （7）。在此使

7、用BWBN模型7-9来模拟滞后行为的YSPD。 恢复力f在YSPD中产生表示为其中fE（t）和fd（t）是弹性和滞后分量的恢复力，是屈服后刚度的比率弹性刚度，Ke是YSPD的弹性刚度，u（t）是在时间t和z（t）处的YSPD的位移是滞后位移由以下一阶非线性给出微分方程;二、非降解捏 YSPD 滞回模型1.实施Matlab的Simulink工具箱11已经用于进行开发夹紧滞后所必需的模拟模型的YSPD。 在实验程序4，准静态位移历史包括3个重复循环，3.0，5.0，10.0和20.0mm位移幅度（总共18循环）。图4显示了YSPD的Simulink模型，其中的输入模型是实验研究中使用的位移历史。图

8、3中的BWBN块。 图4中示出了图4。 5，此块计算在YSPD（等式（1）中的恢复力与z（t）块（示出。 6）计算滞后位移（方程（2）和考虑了所示的夹捏效应（方程（3），h（z）块。 使用下式对滞后位移z（t）进行积分Matlab固定步骤ode4是基于显式Runge-Kutta-4式。Z.Li et 基波准工程结构 33 (2011)993-1000 图3.六种不同YSPD样品的典型滞后反应; （a）100-2和100-2，（b）100-3和100-3，（c）120-2和120-3。图4.YSPD的Simulink模型。2.结果19个YSPD标本的实验滞后反应报道4。 使用这些样品中的六个（图

9、8）当前研究; 这些是100-2，100-3，120-2，120-3，100-2和100-3。 这里使用的术语是D-tC或D-tCS，其中D表示SHS截面的尺寸（100或120mm），t是膜片板的厚度（2或3mm），C表示循环试验， S表示如图1所示的加强部分。 这些测试的更多细节可以通过咨询4获得。这六个YSPDs的实验滞回响应如图6所示。 试样100-2C表现出相当稳定的滞后，在最后一个加载循环（20mm振幅）期间具有轻微夹紧接近零位移，其中隔膜板的塑性剪切屈曲显着。 可以对加强的样品100-2CS进行类似的观察。 具有较厚膜片板（100-3C和100-3CS）的试样在零位移周围显示更明显

10、的夹紧，这可能主要归因于螺栓滑动和YSPD的连接点处的局部变形。 更细长的样品，120-2C和120-3C在其滞后响应中显示偏心挤压，在这些样品中塑性屈曲是显着的。 图5.使用BWBN模型计算YSPD中的恢复力图7.计算夹紧函数h（z）BWBN模型及其在前面部分中描述的实现用于为这六个YSPD样本开发滞后模型。基于实验结果，弹性刚度Ke，屈服位移uy以及屈服后刚度与弹性刚度的比值可以如表1所示估计。其余九个参数（n，p，q ，0，1o和），以获得模型和实验结果之间的最佳拟合。表1列出了这些参数， 3将开发的BWBN模型与实验结果进行比较。如图1所示如图3所示，可以看出，在本研究中使用的六个样本

11、可以实现开发模型和实验结果之间的合理一致性。模型捕获100-3C和100-3CS中明显的夹点。同样模型与120-2C和120-3C实验结果合理一致。该模型未能捕获与100-2C和100-2CS的最后加载循环相关联的夹紧。表格1BWBN模型参数为不同的SPEED。YSPDKe (N/mm)uy (mm)nq0p1o100-2C19 8001.510.03510.550.10.40.010.0010.030.80.01100-2CS16 7001.400.04510.480.10.50.20.00110.90.05100-3C24 8771.650.0310.500.10.40.20.00110.

12、90.05100-3CS24 0001.550.0510.400.10.40.20.00110.950.05120-2C16 8000.950.0510.450.10.450.20.00110.870.05120-3C24 2001.400.0410.50.10.50.10.00110.950.05表2从模型（有和没有捏）的滞后能量耗散与实验结果的比较。abcdeYSPDEnergy Dissipation, ED (kJ)b/dc/dBW modelBWBN modelTest results100-2C7.166.956.991.020.99100-2CS6.925.795.731.211

13、.01100-3C1.921.461.331.441.1100-3CS9.086.395.941.531.08120-2C7.286.456.231.171.04120-3C7.657.106.511.181.09使用实验结果和开发的BWBN模型（有和没有收缩）计算累积能量耗散的量。 结果在表2中进行比较，所开发的夹捏模型提供了非常好的能量耗散估计（在10内）。 当不考虑夹紧时，模型高估了能量耗散超过50。三、地震作用下的耗散框架结构在框架结构中引入YSPD需要在反向V型支撑系统和梁之间连接YSPD。 所得的横向刚度Kbd，支撑装置组件其中Kb是倒V形支架的刚度，Kd是YSPD的刚度。对于配备

14、有YSPD的耗散框架结构，并且假定框架保持弹性并且与主结构的质量相比，支架装置组件的附加质量可以忽略，则动态响应其中M，C和K分别是母结构的质量，阻尼和刚度矩阵; fd是由开发的BWBN模型（等式（1）和（2）表示的YSPD恢复力的滞后分量，E是结构中YSPDs位置的矩阵.BBBN由一阶非线性微分方程 方程（2）和系统方程（方程（9）是二阶非线性微分方程，在此使用状态空间方法图9.系统动态方程的积分给定地面加速度历史，u，g，（16）使用Simulink集成，如图9所示。由YSPD，ED消散的滞后能量由下式计算其中EI是结构的总输入能量，EV是由粘性阻尼消耗的能量，EK是动能，ES是可恢复应变

15、能表3单自由度反应与无 YSPD 的比较SDOFUmaxVmaxPmaxED/EI (%)(mm)(%)(m/s)(%)(kN)(%)no YSPD13.061000.3177100775.01000100-2C no pinching8.0761.80.202563.7215.1727.7668.65100-2C pinching8.1562.40.20664.8215.24127.7768.13100-3CS no pinching8.1562.40.205964.8221.07928.5363.52100-3CS pinching9.5172.80.238475.0243.21831.3

16、861.63表4多自由度反应与无 YSPD 的比较SDOFUmaxVmaxPmaxED/EI (%)(mm)(%)(m/s)(%)(kN)(%)no YSPD28.41000.5141001001.61000100-2C no pinching22.077.50.41380.5388.0238.768.71100-2C pinching22.378.50.41480.6387.9238.7364.92100-3CS no pinching22.177.80.41180.0392.7439.267.88100-3CS pinching23.382.10.41881.3403.7040.356.7

17、3图10.耗散框架结构，（a）SDOF，（b）MDOF能量耗散由ED和EV控制，因为EK和ES相比较小。1.SDOF帧结构理想化为SDOF的建筑结构如图1所示。 图10（a）。 结构质量m取为85吨，总横向刚度k为60 kN / mm，假定结构粘性阻尼为3。 图1中的YSPD元件。 10，0，由方程 （1）和（2）。 1940年El Centro地震记录的N-S分量被选择作为输入地面加速度，PGA为0.313克。在该示例中，评估在YSPD中夹紧对SDOF建筑结构的整体响应的影响。 使用YSPD的两个滞后模型; 无压缩（BW模型）和夹紧（BWBN模型）。 考虑了五种情景：（1）无YSPD; （2

18、）用100-2C YSPD（BW型）; （3）用100-3CS YSPD（BW型）; （4）用100-2C YSPD（BWBN型号）; 和（5）用100-3CS YSPD（BWBN型号）。屋顶位移（Umax）和速度的峰值绝对值(Vmax）和基本剪切（Pmax）。 能量耗散在表3和图4中进行比较。 11.结果在表3中显示，引入YSPD可以将结构响应减少30-40，这取决于模型中的夹捏水平。 表3中还示出了YSPD消耗的总能量与输入能量（ED / EI）的比率，该范围在62和69之间，这取决于夹紧水平。基础剪切与顶部位移曲线如图1所示。 如图所示，两种型号（有和没有夹紧）提供平滑的滞后回路。 当使用100-3CS时，基础剪切顶盖位移响应显示清楚的夹紧。2.MDOF帧结构。理想化为剪切建筑的三层框架结构如图1所示。 图10（b）。 第一（地面）故事到第三故事（屋顶）的结构质量和横向刚度（包括支撑）是; 60吨，50吨，50吨和90kN / mm，84kN / mm，84kN / mm，具有2的结构粘性阻尼。 同样的地震记录和以前的SDOF示例中使用的五个场景进行了调查，以评估在YSPD中的捏合对MDOF建筑框架的整体响应的影响。