王 偉，趙亞碩，方 成，張瑞斌

(1. 同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200092；2. 同濟(jì)大學(xué)建筑工程系，上海 200092)

近年來我國地震工程的研究呈現(xiàn)從抗震、減隔震走向可恢復(fù)功能的趨勢[1]。自復(fù)位鋼框架結(jié)構(gòu)可有效降低甚至消除結(jié)構(gòu)震后殘余變形，減小建筑物震后拆除的經(jīng)濟(jì)損失及相關(guān)社會影響，因而成為目前的研究熱點(diǎn)。自復(fù)位支撐具有與框架連接相對簡單、易實(shí)現(xiàn)工廠化預(yù)制、可避免梁膨脹效應(yīng)[2]等特點(diǎn)因而得到廣泛的關(guān)注。

現(xiàn)階段對于自復(fù)位支撐的研究主要集中在構(gòu)造典型的旗幟形滯回曲線。目前自復(fù)位支撐的功能構(gòu)造主要可分為兩部分，即自復(fù)位部分和耗能部分。自復(fù)位功能多采用預(yù)應(yīng)力筋和彈簧實(shí)現(xiàn)，多采用的預(yù)應(yīng)力筋有芳綸纖維筋[2-4]、玻璃纖維筋[5-7]、形狀記憶合金(SMA)筋[8-11]等，采用的彈簧主要有螺旋彈簧[12]、碟形彈簧[13-15]、環(huán)形彈簧[16-17]等。耗能功能多采用摩擦、金屬軟鋼和SMA材料實(shí)現(xiàn)，如摩擦片、低屈服點(diǎn)鋼、SMA筋等。其中，采用SMA材料和環(huán)形彈簧等可將自復(fù)位功能和耗能功能集于一體，可有效簡化自復(fù)位支撐構(gòu)造。目前對于自復(fù)位支撐的研究仍存在以下問題：1) 采用 PT筋(預(yù)應(yīng)力筋)的自復(fù)位支撐在強(qiáng)震作用下的變形能力不足且存在斷裂風(fēng)險；2) SMA材料需要解決溫度敏感性、性能穩(wěn)定性和成本相對較高的問題；3)現(xiàn)有自復(fù)位支撐構(gòu)造復(fù)雜、張拉施工繁瑣；4) 支撐經(jīng)歷強(qiáng)震作用后性能退化，需要更換受損耗能元件；5) 采用高強(qiáng)鋼環(huán)簧的自復(fù)位支撐尺寸較大，可能影響建筑使用功能。

本文在自復(fù)位支撐研究的基礎(chǔ)上，結(jié)合對高強(qiáng)鋼環(huán)簧的研究，提出了基于并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組的自復(fù)位阻尼器，充分利用阻尼器內(nèi)部空間，同等情況下有效提高了阻尼器的承載力。并通過滯回試驗(yàn)探究阻尼器在多次序列地震下的穩(wěn)定性，探究了環(huán)簧接觸表面摩擦對自復(fù)位阻尼器的影響。

1 并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器的設(shè)計及工作機(jī)理

1.1 高強(qiáng)鋼環(huán)簧的工作機(jī)理簡介

高強(qiáng)鋼環(huán)簧由內(nèi)圓柱面外錐面的內(nèi)環(huán)及外圓柱面內(nèi)錐面的外環(huán)沿其錐面拼疊而成，環(huán)簧受壓時外環(huán)膨脹、內(nèi)環(huán)收縮，外環(huán)或內(nèi)環(huán)間的空隙減小，環(huán)簧組軸向被壓縮。

圖1中：D01和D02分別為內(nèi)、外環(huán)形心直徑；b1為內(nèi)環(huán)最小壁厚；D1為內(nèi)環(huán)內(nèi)緣直徑；D1′為內(nèi)環(huán)最外緣直徑；β為內(nèi)外環(huán)的楔角；H為單環(huán)總高度；b2為外環(huán)最小壁厚；D2為外環(huán)外緣直徑；D2′為外環(huán)最內(nèi)緣直徑；δ0為自由狀態(tài)下相鄰兩外環(huán)的間距。

由于內(nèi)環(huán)和外環(huán)接觸面間摩擦的存在，環(huán)簧在工作過程中可耗能。環(huán)簧在加載和卸載過程中摩擦力方向相反，因此滯回曲線呈三角形，如圖2所示。

圖1 高強(qiáng)鋼環(huán)簧構(gòu)造示意圖Fig.1 Details and geometry of high-strength ring springs

圖2 高強(qiáng)鋼環(huán)簧受壓滯回曲線Fig.2 High-strength steel ring spring hysteresis curve under pressure

假設(shè)環(huán)形彈簧在軸向荷載作用下環(huán)向應(yīng)變均勻變化，經(jīng)計算可得環(huán)形彈簧在加載和卸載階段的剛度公式。

環(huán)簧加載剛度KAB按式(1)計算：

其中：

式中：ρ為由接觸面摩擦系數(shù)換算的摩擦角；A2為外環(huán)單邊橫截面面積；A1為內(nèi)環(huán)單邊橫截面面積；n為內(nèi)外環(huán)接觸面對數(shù)。

環(huán)簧卸載剛度KCD按式(3)計算：

其中：

1.2 高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器概念及構(gòu)造設(shè)計

由于高強(qiáng)鋼環(huán)簧滯回曲線為三角形，若對環(huán)簧組提前施加預(yù)壓力，則其三角形加卸載曲線將轉(zhuǎn)變?yōu)樗倪呅渭有遁d曲線，通過構(gòu)造可保證拉壓同性的旗幟形滯回行為。

如圖3所示，采用活塞式的構(gòu)造可保證自復(fù)位阻尼器形成旗幟形的滯回曲線。相較普通自復(fù)位支撐，采用高強(qiáng)鋼環(huán)簧的自復(fù)位阻尼器變形能力只需根據(jù)設(shè)計要求調(diào)整內(nèi)外環(huán)的個數(shù)或直徑；環(huán)簧的內(nèi)外環(huán)間隙完全閉合后也不會產(chǎn)生斷裂，因此阻尼器無失效風(fēng)險；另外，由于環(huán)簧兼具耗能能力和自復(fù)位能力，可有效簡化自復(fù)位阻尼器的構(gòu)造。但由于環(huán)簧壁厚較薄，直徑較大，內(nèi)部空間利用不充分，因此可在外部環(huán)簧內(nèi)繼續(xù)并聯(lián)一組直徑較小的環(huán)簧。如圖4所示，相同尺寸下，在阻尼器內(nèi)部并聯(lián)一組環(huán)簧可有效提高自復(fù)位阻尼器的預(yù)緊力。

圖3 自復(fù)位阻尼器概念設(shè)計Fig. 3 Concept design of self-centering damper

圖4 并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器概念設(shè)計Fig. 4 Concept design of self-centering damper with parallel high-strength steel ring spring groups

1.3 并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器構(gòu)造設(shè)計

在概念設(shè)計的基礎(chǔ)上，為保證并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器拉壓同性，特采用如圖5所示的構(gòu)造。并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器由內(nèi)桿、上外筒、下外筒、墊片、螺母以及導(dǎo)向套筒組成。內(nèi)部的導(dǎo)向套筒分為上、下兩個部分，且分別與兩個墊片相連，以保證阻尼器能夠自由伸縮。

圖5 并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器構(gòu)造設(shè)計Fig. 5 Detailing design of self-centering damper with parallel high-strength steel ring spring groups

并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組作為阻尼器的核心元件，通過內(nèi)桿和墊片來約束經(jīng)過預(yù)緊后的高強(qiáng)鋼環(huán)簧并且外包套筒的設(shè)計，通過設(shè)置導(dǎo)向套筒，保證環(huán)簧組在安裝及工作過程中不產(chǎn)生屈曲。消壓之前內(nèi)、外套筒之間無相對位移，消壓之后，環(huán)簧被進(jìn)一步壓縮，內(nèi)、外套筒之間產(chǎn)生相對位移。

1.4 并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器工作機(jī)理

如圖6所示為并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器的不同工作狀態(tài)。

圖6 并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器工作狀態(tài)圖示Fig.6 Working condition of self-centering damper with parallel high-strength steel ring spring groups

當(dāng)阻尼器處于平衡態(tài)時或荷載未達(dá)到環(huán)簧中所加的預(yù)緊力時，兩邊的墊片與內(nèi)桿和外筒均接觸，當(dāng)阻尼器受到的荷載大于環(huán)簧中的預(yù)緊力時，環(huán)簧產(chǎn)生壓縮變形。

當(dāng)阻尼器處于受壓狀態(tài)時，荷載通過上外筒傳給與上外筒相連的墊片，然后傳給高強(qiáng)鋼環(huán)簧組，由高強(qiáng)鋼環(huán)簧組再傳遞給與內(nèi)桿耳板側(cè)相連的墊片進(jìn)而將荷載傳遞給內(nèi)桿，然后傳至支座。

當(dāng)阻尼器處于受拉狀態(tài)時，荷載通過下外筒傳給與下外筒相連的墊片，然后傳給高強(qiáng)鋼環(huán)簧組，由高強(qiáng)鋼環(huán)簧組再傳遞給與內(nèi)桿螺母側(cè)相連的墊片進(jìn)而將荷載傳遞給內(nèi)桿，然后傳至支座。

由阻尼器工作狀態(tài)受力可知其在各階段的剛度，如圖 3。當(dāng)阻尼器處于未消壓狀態(tài)時其初始剛度由內(nèi)桿和外筒共同提供，理想初始剛度KOA可按式(5)計算：

式中：KW為外套筒軸向剛度；KN為內(nèi)桿軸向剛度?？紤]到阻尼器在實(shí)際加工及安裝過程中可能存在間隙，實(shí)際初始剛度的取值按式(6)計算：

式中：KR為實(shí)際初始剛度；Fy為阻尼器預(yù)緊力；Lg為加工安裝間隙，一般取0.5 mm～1 mm。

當(dāng)荷載大于消壓荷載時，環(huán)簧開始工作，即圖3中AB段和EF段，此時阻尼器的屈服后剛度為并聯(lián)環(huán)簧組加載剛度；開始卸載時即BC段和FG段，摩擦力方向相反，剛度趨近于無窮；阻尼器復(fù)位過程中，其自復(fù)位剛度為并聯(lián)環(huán)簧組卸載剛度。

自復(fù)位阻尼器的屈服后剛度為：

式中：KAB,I為內(nèi)部環(huán)簧組加載剛度；KAB,O為外部環(huán)簧組加載剛度，二者均按照式(1)計算。

自復(fù)位阻尼器的自復(fù)位剛度為：

式中：KCD,I為內(nèi)部環(huán)簧組加載剛度；KCD,O為外部環(huán)簧組加載剛度，二者均按照式(3)計算。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計

設(shè)計了3個高強(qiáng)鋼環(huán)簧錐形接觸面處理?xiàng)l件不同的并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器試件，并增加了一組無內(nèi)部環(huán)簧組的自復(fù)位阻尼器對比。由表1，以接觸面經(jīng)歷1次約15 min噴丸且未加潤滑的阻尼器 PSP1為基準(zhǔn)試件。阻尼器的外套筒采用 Q235鋼，內(nèi)桿采用屈服強(qiáng)度為800 MPa的38CrMoAl鋼，墊片采用 Q345鋼，高強(qiáng)鋼環(huán)簧采用屈服強(qiáng)度為1350 MPa的60Si2MnA。單個環(huán)簧尺寸見圖7，內(nèi)桿、外筒、墊片和螺母的尺寸見圖8。

表1 自復(fù)位阻尼器試件一覽表Table 1 Overview of self-centering damper specimens

圖7 摩擦環(huán)簧試件尺寸Fig.7 Specimen size of friction spring

標(biāo)準(zhǔn)件PSP1試件的設(shè)計預(yù)緊力為150 kN，設(shè)計最大承載力為 300 kN，設(shè)計最大軸向位移為42.5 mm。其余試件的預(yù)緊位移和PSP1試件保持一致。每個并聯(lián)環(huán)簧組阻尼器中外部環(huán)簧組含外環(huán)16個、內(nèi)環(huán)15個、半內(nèi)環(huán)2個，內(nèi)部環(huán)簧組含外環(huán)24個、內(nèi)環(huán)23個、半內(nèi)環(huán)2個。

2.2 環(huán)簧預(yù)壓縮試驗(yàn)

在進(jìn)行自復(fù)位阻尼器滯回試驗(yàn)前，對高強(qiáng)鋼環(huán)簧的性能進(jìn)行了預(yù)壓縮試驗(yàn)。圖9(a)為試驗(yàn)裝置，通過上、下加載頭與 MTS試驗(yàn)機(jī)相連，加載頭之間放置2個外環(huán)、2個半內(nèi)環(huán)和1個完整內(nèi)環(huán)。本試驗(yàn)試件對應(yīng)環(huán)簧接觸面經(jīng)噴丸不加潤滑對應(yīng)阻尼器試件PSP1。為與并聯(lián)環(huán)簧組形式對比，用一組只有外部環(huán)簧組的壓縮試驗(yàn)作對照。

如圖9(b)和圖9(c)所示，從并聯(lián)環(huán)簧組和非并聯(lián)環(huán)簧組壓縮試驗(yàn)的荷載-位移曲線來看，并聯(lián)環(huán)簧組的承載力約為 253.65 kN，與預(yù)期相比較低，主要原因是加工精度未達(dá)預(yù)期，內(nèi)部環(huán)簧組和外部環(huán)簧組未同時開始工作，環(huán)簧組加載過程中明顯可見兩段剛度。并聯(lián)環(huán)簧組較未采用并聯(lián)形式的環(huán)簧組承載力有約58 kN的提高。

圖8 自復(fù)位阻尼器主要構(gòu)件尺寸Fig.8 Main components size of self-centering damper

圖9 摩擦環(huán)簧壓縮試驗(yàn)Fig.9 Friction spring compression experiment

2.3 自復(fù)位阻尼器試驗(yàn)裝置及加載方案

自復(fù)位阻尼器的試驗(yàn)裝置如圖 10所示。阻尼器垂直放置，其上、下耳板分別連接伺服作動器和基底梁。通過作動器施加循環(huán)拉壓荷載。將一對位移計(LVDT)連接至上、下耳板以測量相對位移，其平均值即為阻尼器的軸向變形。同時還在外管表面設(shè)置應(yīng)變計以監(jiān)控其應(yīng)力狀況。加載制度如圖 11所示。對每個阻尼器試件進(jìn)行基于上述加載制度的3次連續(xù)擬靜力循環(huán)拉壓試驗(yàn)，以模擬多次連續(xù)地震作用，考察經(jīng)歷序列地震工況后阻尼器的響應(yīng)和性能穩(wěn)定性。

圖10 自復(fù)位阻尼器試驗(yàn)裝置Fig.10 Self-centering damper test device

圖11 自復(fù)位阻尼器加載制度Fig.11 Loading protocol of self-centering damper

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 滯回性能

圖12給出了每個自復(fù)位阻尼器試件在3次連續(xù)滯回試驗(yàn)中的荷載-位移曲線，其中橫坐標(biāo)為阻尼器軸向位移，T1、T2、T3分別表示第一次、第二次和第三次滯回加載。從圖 12可以看出，所有阻尼器均能夠完全自復(fù)位；每個試件3次試驗(yàn)的滯回曲線重合度很高，這表明高強(qiáng)鋼環(huán)簧自復(fù)位阻尼器能夠抵御多次地震而不出現(xiàn)性能退化，具有極好的穩(wěn)定性。從試件滯回曲線的相互對比可以看出，PNP試件較PSP1和PSP2試件荷載水平和耗能能力均較低，但曲線重合性最高。PSP1試件各加載級的荷載水平較SP1試件明顯提高。

圖12 自復(fù)位阻尼器試驗(yàn)荷載-位移滯回曲線Fig.12 Self-centering damper load-displacement hysteretic curve

3.2 剛度和承載力

自復(fù)位阻尼器試件的典型承載力和剛度特性總結(jié)在表2中。屈服荷載Fy由沿未消壓段荷載-位移曲線的切線與屈服后荷載-位移曲線的交點(diǎn)確定，對應(yīng)圖3中阻尼器滯回曲線的A點(diǎn)或E點(diǎn)荷載。試件的屈服后剛度 KAB為消壓后加載段荷載-位移曲線的斜率值，對應(yīng)圖3中阻尼器滯回曲線的AB段或EF段剛度。如圖12所示，從阻尼器的荷載-位移曲線可以明顯看出，高強(qiáng)鋼環(huán)簧在施加相同的預(yù)壓縮變形時，較高的摩擦系數(shù)導(dǎo)致較大的屈服荷載。此外，當(dāng)阻尼器進(jìn)行后續(xù)2次加載時，屈服荷載趨于減小。但是，對于試件PSP1和試件PSP2，一次和兩次噴丸對二者的影響較小。3個并聯(lián)環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器試件軸向位移為±42.5 mm時的最大荷載Fmax從252.1 kN增大到308.9 kN，對應(yīng)的屈強(qiáng)比Fmax/Fy最高達(dá)2.28。在保證梁柱構(gòu)件不發(fā)生屈服的條件下，較大的屈強(qiáng)比可防止薄弱層的產(chǎn)生[18]。

在表2中，初始剛度 KR是基于從原點(diǎn)到屈服點(diǎn)的正割線的等效剛度，對應(yīng)圖3中OA段或OE段剛度。本實(shí)驗(yàn)中，并聯(lián)環(huán)簧自復(fù)位阻尼器試件初始剛度范圍為149.8 kN/mm～196.8 kN/mm。初始剛度值經(jīng)歷多次加載后略有降低，最大降幅為21%，但仍可表明阻尼器在經(jīng)歷序列地震后對側(cè)向荷載作用(例如風(fēng))可提供較穩(wěn)定的剛度。

3.3 自復(fù)位能力

試驗(yàn)表明，所有阻尼器試件均能夠承受多次重復(fù)循環(huán)加載，而且?guī)缀鯖]有殘余變形。自復(fù)位能力可以通過恢復(fù)力 Frst進(jìn)行評估，試件的恢復(fù)力為荷載-位移曲線卸載段與未消壓段的交點(diǎn)，對應(yīng)圖 3中阻尼器滯回曲線的D點(diǎn)或H點(diǎn)荷載。如圖12所示并結(jié)合表2，PNP試件旗幟形滯回曲線中較大的恢復(fù)力表明其自復(fù)位能力較高，但代價是滯回曲線變窄繼而減少了耗能。從表2可以看出，試件PNP的Frst值明顯大于試件PSP1和PSP2的值。當(dāng)試件PNP經(jīng)歷重復(fù)循環(huán)加載時，F(xiàn)rst略微減小，可能是由于潤滑劑的消耗，錐面上的摩擦有所增加。對于試件PSP1和PSP2，F(xiàn)rst在重復(fù)循環(huán)加載循環(huán)期間幾乎無變化。

表2 阻尼器試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test result of damper specimens

當(dāng)采用具有恢復(fù)力較高的阻尼器時，會導(dǎo)致建筑物上部的高階模態(tài)響應(yīng)更明顯[19]。當(dāng)Frst/Fy大于0.5時會導(dǎo)致顯著的高階模態(tài)響應(yīng)。本試驗(yàn)除 PNP試件的Frst/Fy大于0.5外，其余試件Frst/Fy均小于0.5。從峰值響應(yīng)控制的角度看，宜采用Frst值相對較低的阻尼器，因此不建議采用環(huán)簧接觸表面潤滑程度較高的阻尼器。

3.4 耗能能力

在一個完整的加載循環(huán)期間自復(fù)位阻尼器試件的能量耗散可以通過每個循環(huán)的絕對耗能WD和等效粘滯阻尼比(EVD)來量化。WD是由滯回環(huán)包圍的區(qū)域面積，EVD按照式(9)來進(jìn)行計算：

式中，WE是由線彈性系統(tǒng)吸收的能量，該系統(tǒng)經(jīng)受相同的最大位移，具有與阻尼器試件相同的最大荷載。無論響應(yīng)幅度如何，EVD僅取決于滯回的形狀。

圖 13為各次加載過程中試件每圈的耗能以及等效阻尼比的曲線圖。表2中耗能WD以及EVD為加載至最大荷載時的對應(yīng)值。每級加載的能量損失隨著加載位移的增加而增加。由于環(huán)簧接觸面摩擦的增加會使滯回環(huán)變寬，環(huán)簧接觸面的處理方式對WD有明顯的影響。PSP1試件和 PSP2試件通過對環(huán)簧接觸面噴丸和未添加潤滑劑提高了摩擦系數(shù)，PSP2的WD約為PNP的1.8倍。PSP1試件和PSP2試件在同一次試驗(yàn)加載的相同加載級下，隨加載圈數(shù)增加，WD略微降低，但是對于接觸面經(jīng)過潤滑處理的試件 PNP，這種趨勢不明顯。PSP1試件的耗能面積較SP1試件明顯提高。

由圖12(b)可知，所有試件中，SP1試件的等效阻尼比最大，主要原因是SP1試件滯回圈形狀更趨近于扁平。對于3個采用并聯(lián)環(huán)簧組的自復(fù)位阻尼器，EVD同樣受到接觸面摩擦條件的影響，試件的最大EVD接近20%，而且EVD在整個加載過程中較為穩(wěn)定。EVD峰值不一定在最大加載幅度處產(chǎn)生，因?yàn)?EVD僅取決于滯回曲線的形狀。并且，在每次測試開始時 EVD值均較大，這意味著即使在非常小的層間位移中，自復(fù)位阻尼器也能提供耗能。小變形時的能量耗散歸因于試驗(yàn)前對高強(qiáng)鋼環(huán)簧組施加的預(yù)緊力，一旦阻尼器變形，高強(qiáng)鋼環(huán)簧就會產(chǎn)生顯著的摩擦耗能。

3.5 理論預(yù)測與試驗(yàn)結(jié)果的對比分析

選取標(biāo)準(zhǔn)件PSP1的試驗(yàn)結(jié)果和前文的理論公式預(yù)測進(jìn)行對比，其中初始剛度按式(6)計算并引入實(shí)測的0.3 mm間隙值，“屈服”后剛度和自復(fù)位剛度計算所用的摩擦系數(shù)由環(huán)簧預(yù)壓縮試驗(yàn)得出。理論預(yù)測曲線和試驗(yàn)曲線的對比，如圖14所示。

圖13 試件加載過程中耗能能力對比Fig.13 Comparison of energy dissipation capacity of the test

整體來看，PSP1試驗(yàn)曲線和理論預(yù)測總體吻合較為理想，恢復(fù)力和理論預(yù)測的微小差別是由于外筒內(nèi)壁和高強(qiáng)鋼環(huán)簧外壁之間存在一定的摩擦。由于阻尼器試件加工和安裝精度問題，“屈服”后剛度較理論計算得到的剛度大，因此試驗(yàn)加載至42.5 mm時最大荷載較理論預(yù)測略大。

圖14 PSP1試件試驗(yàn)和理論預(yù)測Fig.14 Specimen PSP1 comparison of test and theoretical prediction

4 結(jié)論

(1) 采用并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組的自復(fù)位抗震阻尼器可有效利用阻尼器內(nèi)部空間，同等外包尺寸下可提高阻尼器預(yù)緊力，可用于建筑空間受限的條件。

(2) 相同阻尼器外包尺寸下，采用并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組的自復(fù)位阻尼器相對采用一組高強(qiáng)鋼環(huán)簧的自復(fù)位阻尼器的等效阻尼比略低，但是耗能面積更大。

(3) 模擬多次序列地震作用的低周往復(fù)加載試驗(yàn)表明，并聯(lián)高強(qiáng)鋼環(huán)簧組自復(fù)位阻尼器滯回性能穩(wěn)定，可實(shí)現(xiàn)經(jīng)歷多次地震后無須更換，具有良好的抗震可恢復(fù)性。

(4) 環(huán)簧錐形摩擦面處理工藝對阻尼器自復(fù)位性能與耗能能力會產(chǎn)生影響，當(dāng)摩擦系數(shù)增大時，自復(fù)位性能有所降低，但耗能能力增大，本試驗(yàn)中噴丸時長對阻尼器性能影響不大。

(5) 本文提出的阻尼器理論剛度預(yù)測公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，可為工程設(shè)計提供參考。