裝配式耗能減震節(jié)點(diǎn)連接中削弱型約束鋼板阻尼器滯回性能試驗(yàn)

顏桂云，黃冠驊，滕 軍，鄭蓮瓊，薛潘榮

(1.福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建工程學(xué)院土木工程學(xué)院，福州 350118；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)(深圳)土木與環(huán)境工程學(xué)院，廣東 深圳 518055)

裝配式結(jié)構(gòu)是綠色建筑及建筑產(chǎn)業(yè)化的重點(diǎn)發(fā)展方向，其生產(chǎn)效率高、施工進(jìn)度快、建筑垃圾少、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)得到了國(guó)內(nèi)外的關(guān)注，裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)與連接是抗震的薄弱環(huán)節(jié)，成為國(guó)內(nèi)外裝配式結(jié)構(gòu)的研究熱點(diǎn)，為此國(guó)內(nèi)外學(xué)者展開(kāi)大量裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)與連接形式的研究。吳剛等[1]從試驗(yàn)研究、數(shù)值模擬與設(shè)計(jì)方法等三個(gè)方面系闡述了國(guó)內(nèi)外關(guān)于裝配式混凝土框架節(jié)點(diǎn)的研究進(jìn)展，指出裝配式混凝土框架結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位為梁柱連接節(jié)點(diǎn)。周德恒等[2]闡述裝配式鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)連接性能研究的重要性，指出全裝配式鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)采用耗能節(jié)點(diǎn)對(duì)提高結(jié)構(gòu)的抗震性能具有重要意義?？垫玫萚3]提出一種兼具承載-耗能的新型梁柱節(jié)點(diǎn)，利用薄板小撓度理論推導(dǎo)了此新型節(jié)點(diǎn)的屈服彎矩和轉(zhuǎn)角以及極限彎矩和轉(zhuǎn)角，分析得出此新型節(jié)點(diǎn)具有更好的延性和耗能能力。李祚華等[4]提出裝配式混凝土梁柱塑性可控鋼質(zhì)節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行了該裝配式節(jié)點(diǎn)的足尺加載試驗(yàn)，試驗(yàn)表明裝配式混凝土梁柱塑性可控鋼質(zhì)節(jié)點(diǎn)具有較好的抗震性能。韓春等[5]提出一種新型全裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土梁與高強(qiáng)鋼筋約束混凝土柱端板螺栓連接節(jié)點(diǎn)形式，進(jìn)行了6個(gè)裝配式預(yù)應(yīng)力中間節(jié)點(diǎn)試件和1個(gè)現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件的對(duì)比試驗(yàn)，試驗(yàn)表明新型試件的滯回曲線飽滿，抗震性能良好。楊松森等[6]對(duì)裝配式外套筒-加強(qiáng)式外伸端板組件梁與柱連接節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行加載試驗(yàn)，結(jié)果表明控制梁柱對(duì)拉螺栓連接產(chǎn)生的“對(duì)拉效應(yīng)”，可以提高節(jié)點(diǎn)的剛度以及耗能能力。吳從曉等[7]提出一種基于扇形鉛黏彈性阻尼器的新型預(yù)制裝配式消能減震混凝土框架節(jié)點(diǎn)，并對(duì)該節(jié)點(diǎn)進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明該節(jié)點(diǎn)實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件、強(qiáng)剪弱彎”的性能要求。楊曌等[8]研究基于螺栓連接的新型鋼筋混凝土框架裝配式節(jié)點(diǎn)的抗震性能，并與裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明新型節(jié)點(diǎn)相對(duì)于裝配整體式節(jié)點(diǎn)，承載力、延性等降低，但具有更好的耗能能力。Hossein等[9]提出一種新的延性抗彎梁-柱連接，為裝配式結(jié)構(gòu)提供良好的結(jié)構(gòu)完整性。Marco等[10]通過(guò)環(huán)形接頭和鋼纖維現(xiàn)澆混凝土來(lái)實(shí)現(xiàn)裝配式結(jié)構(gòu)梁與柱的連續(xù)性，試驗(yàn)表明其在強(qiáng)度和延展性方面優(yōu)于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)。Nzabonimpa等[11]采用鋼和混凝土填充板進(jìn)行機(jī)械連接，研究表明該連接方式可以取代傳統(tǒng)的整體式現(xiàn)澆混凝土框架。Fathi等[12]提出在預(yù)制混凝土梁和柱之間通過(guò)鋼連接元件相互連接，達(dá)到可延展與可更換的目的。Aninthaneni等[13]研究帶有端板連接的框架子組件的滯后行為，研究表明該端板梁柱連接可用作剛性彎矩連接，且使用端板梁柱連接的預(yù)制混凝土框架系統(tǒng)是可拆卸的。Ghayeb等[14]在往復(fù)荷載作用下測(cè)試兩個(gè)用于外部梁到柱連接的預(yù)制混凝土接頭和兩個(gè)整體混凝土接頭。上述研究表明，國(guó)內(nèi)外學(xué)者嘗試通過(guò)不同材料、不同構(gòu)造形式優(yōu)化節(jié)點(diǎn)與連接的抗震性能，解決裝配式框架節(jié)點(diǎn)與連接抗震能力不足的問(wèn)題。然而，裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)及連接仍存在構(gòu)造復(fù)雜、結(jié)構(gòu)整體性較差、震損后難修復(fù)等問(wèn)題，有必要發(fā)展一種易裝配、可更換與耗能減震的高性能新型裝配式框架節(jié)點(diǎn)及連接來(lái)滿足更高抗震性能目標(biāo)需求。

提出一種易裝配、可更換的裝配式耗能減震節(jié)點(diǎn)連接，該節(jié)點(diǎn)連接為可更換的耗能減震鉸。對(duì)耗能減震鉸中關(guān)鍵部件削弱型約束鋼板阻尼器，進(jìn)行4個(gè)不同類型開(kāi)孔削弱試件的低周往復(fù)加載試驗(yàn)，考察其承載能力、耗能能力、剛度退化與延性等滯回性能，揭示阻尼器的失效破壞機(jī)制等。

1 裝配式耗能減震節(jié)點(diǎn)連接

提出裝配式耗能減震節(jié)點(diǎn)連接，如圖1所示。該節(jié)點(diǎn)連接由削弱型約束鋼板阻尼器、高強(qiáng)鋼腹板、銷軸等部件組成的耗能減震鉸，典型模塊如圖1(b)所示。削弱型約束鋼板阻尼器包括削弱型鋼板、約束套筒，如圖1(c)所示。裝配式框架的預(yù)制梁與節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的外伸梁段通過(guò)耗能減震鉸相連接，控制強(qiáng)震中節(jié)點(diǎn)的塑性耗能、損傷與破壞集中在削弱型約束鋼板阻尼器上，避免節(jié)點(diǎn)失效，實(shí)現(xiàn)易裝配、耗能減震、可修復(fù)等功能。

(a)裝配式耗能減震節(jié)點(diǎn)連接 (b)典型模塊 (c)削弱型約束鋼板阻尼器

削弱型約束鋼板阻尼器作為耗能減震鉸的翼緣連接部件，承擔(dān)由彎矩分解后產(chǎn)生的拉(壓)軸向力作用，其力學(xué)特性是裝配耗能減震節(jié)點(diǎn)傳力與塑性耗能的關(guān)鍵。為此，有必要對(duì)削弱型約束鋼板阻尼器進(jìn)行擬靜力往復(fù)軸向加載試驗(yàn)，考察其承載能力、滯回性能、失效機(jī)制及能量耗散能力等性能指標(biāo)，并通過(guò)不同的開(kāi)孔削弱形式優(yōu)化阻尼器構(gòu)造。

2 可更換削弱型約束鋼板阻尼器試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)

削弱型約束鋼板阻尼器構(gòu)造如圖2所示，分別在鋼板中間部位進(jìn)行了豎縫開(kāi)孔連續(xù)削弱、豎縫開(kāi)孔不連續(xù)削弱與狗骨削弱。約束套筒的設(shè)計(jì)參考文獻(xiàn)[15]關(guān)于防屈曲支撐的相關(guān)要求，其抗彎剛度滿足阻尼器整體不發(fā)生失穩(wěn)，約束套筒構(gòu)造如圖2(b)、(c)所示。削弱型鋼板與約束套筒法向接觸存在1 mm或3 mm的微小間隙，用機(jī)油填充間隙，減小阻尼器工作中削弱型鋼板與約束套筒的接觸摩擦力，且工作中約束套筒能夠有效地約束削弱型鋼板的受壓屈曲；削弱型鋼板與約束套筒寬度方向兩側(cè)間隙各10 mm。豎縫開(kāi)孔連續(xù)削弱形式用V1(vertical seam)表示，豎縫開(kāi)孔不連續(xù)削弱形式用V2表示，狗骨削弱形式用D1(dog bone)表示。以試件V2-10-200為例對(duì)編號(hào)進(jìn)行說(shuō)明：V2(vertical seam)表示豎縫開(kāi)孔不連續(xù)削弱形式，10表示削弱型鋼板的厚度為10 mm，200表示兩排豎縫開(kāi)孔長(zhǎng)度相加的削弱長(zhǎng)度為200 mm。

(a)試件等效尺寸參數(shù)

試件V1-10-100與試件D1-10-100可對(duì)比鋼板不同削弱形式對(duì)阻尼器的影響；試件D1-10-100與試件D1-6-100可對(duì)比受拉時(shí)不同削弱鋼板厚度對(duì)阻尼器的影響，受壓時(shí)厚度方向不同間隙對(duì)阻尼器的影響；試件V1-10-100與試件V2-10-200可對(duì)比不同削弱長(zhǎng)度對(duì)阻尼器的影響，其中V2-10-200兩排開(kāi)孔中間的間隔距離50 mm，可等效到兩端，則等效約束非屈服段為75 mm。

削弱型鋼板的總長(zhǎng)度為650 mm，有效長(zhǎng)度為370 mm(因試驗(yàn)機(jī)圓盤型平推夾具的直徑為140 mm，夾持鋼板兩端)，寬度為125 mm。其他主要尺寸如圖2與表1所示。

表1 可更換削弱型約束鋼板阻尼器尺寸參數(shù)

2.2 材料性能

削弱型約束鋼板阻尼器的削弱鋼板采用的鋼材為Q235級(jí)鋼材，約束套筒的鋼材均為Q345級(jí)鋼材。鋼材拉伸試驗(yàn)參考《金屬材料拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T228.1—2010)，鋼材的材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 鋼材力學(xué)性能

2.3 試驗(yàn)裝置及加載方案

采用100 t SANS微機(jī)控制電液伺服拉壓試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行軸向拉(壓)滯回性能試驗(yàn)。該試驗(yàn)裝置與加載方案如圖3所示，主要包括底座、平推夾具、作動(dòng)器，其中平推夾具為直徑140 mm的圓盤型夾具。試驗(yàn)加載過(guò)程中，可更換削弱型約束鋼板阻尼器始終保持下端固定，上端進(jìn)行軸向加載。

(a)試驗(yàn)裝置

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》(JGJ101—2015)的要求，加載程序采用荷載-位移雙控制的方法，即試件屈服前采用荷載控制。試件屈服后采用位移控制，以該位移值的倍數(shù)(1.0Δy、2.0Δy、3.0Δy、4.0Δy、5.0Δy、6.0Δy…)為級(jí)差進(jìn)行控制加載直至試件破壞，其中Δy為試件的屈服位移。另外，每級(jí)荷載循環(huán)的圈數(shù)也不同，屈服前，采用荷載控制加載時(shí)，每級(jí)荷載分別循環(huán)1圈，加載速率控制在1 kN/s；屈服后采用位移控制加載時(shí)，循環(huán)3圈，加載速率為1 mm/s。

2.4 量測(cè)內(nèi)容

試驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)加載系統(tǒng)及采集箱記錄軸向荷載的大小以及削弱型鋼板的軸向位移。由于約束套筒的存在，無(wú)法在削弱型鋼板上布置應(yīng)變片，為了監(jiān)測(cè)約束套筒是否協(xié)同削弱型鋼板參與軸向受力，故在約束套筒上布置應(yīng)變片，以監(jiān)測(cè)約束套筒的受力情況，具體應(yīng)變片布置如圖4所示。

(a)套筒正面

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與滯回曲線

試驗(yàn)過(guò)程中，由于約束套筒覆蓋了削弱型鋼板的約束屈服段(即削弱總長(zhǎng)度)，無(wú)法觀察到削弱型鋼板中的實(shí)時(shí)變形情況，只能借由加載系統(tǒng)采集的荷載P-位移Δ實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)(圖5)判斷削弱型鋼板的工作情況。

由圖5(a)表明，試件V1-10-100的荷載P-位移Δ滯回曲線飽滿，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象，在試件開(kāi)裂之前，試件的強(qiáng)度未出現(xiàn)退化，承載力沒(méi)有出現(xiàn)下降。在位移幅值3.3 mm的第二圈受拉過(guò)程承載力出現(xiàn)下降，無(wú)明顯聲響，判斷削弱型鋼板在其中部開(kāi)裂，此時(shí)受拉最大承載力為284.0 kN，受壓最大承載力為312.4 kN。在位移幅值3.3 mm的第三圈受拉過(guò)程承載力出現(xiàn)明顯下降，無(wú)明顯聲響，受拉最大承載力為198.0 kN，受壓最大承載力為308.4 kN，判斷削弱型鋼板在其中部局部斷裂，結(jié)束試驗(yàn)。

由圖5(b)表明，試件V2-10-200的荷載P-位移Δ滯回曲線飽滿，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象。在位移幅值5.7 mm的第三圈受壓過(guò)程承載力出現(xiàn)下降，且之后的加載，受壓過(guò)程中承載力逐漸緩慢下降，受拉過(guò)程中承載力沒(méi)有出現(xiàn)下降，判斷豎縫開(kāi)孔不連續(xù)削弱型鋼板發(fā)生側(cè)向屈曲；在位移幅值為5.7 mm的第三圈加載中削弱型鋼板的受拉最大承載力為291.3 kN，受壓最大承載力為270.7 kN。在位移幅值6.9 mm的第二圈受拉過(guò)程承載力出現(xiàn)下降，判斷鋼板削弱截面部分拉裂，受拉最大承載力為245.4 kN，受壓最大承載力為230.5 kN；在位移幅值6.9 mm的第三圈受拉過(guò)程中承載力明顯下降，有明顯聲響，受拉最大承載力為158.9 kN，受壓最大承載力為212.7 kN，判斷削弱型鋼板發(fā)生斷裂，結(jié)束試驗(yàn)。

由圖5(c)表明，試件D1-10-100的荷載P-位移Δ滯回曲線飽滿，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象，在試件開(kāi)裂之前，試件的強(qiáng)度未出現(xiàn)退化。在位移幅值4.5 mm的第一圈受拉過(guò)程中承載力出現(xiàn)下降，無(wú)明顯聲響，判斷為削弱截面處開(kāi)裂，此時(shí)受拉承載力為244.3 kN，受壓中最大承載力為372.7 kN；在位移幅值4.5 mm的第二圈受拉過(guò)程中承載力出現(xiàn)明顯下降，無(wú)明顯聲響，此時(shí)受拉承載力降為77.8 kN，判斷狗骨削弱型鋼板削弱截面在其中部斷裂，結(jié)束試驗(yàn)。

由圖5(d)表明，試件D1-6-100的荷載P-位移Δ滯回曲線在位移幅值2.7 mm之前較飽滿，未出現(xiàn)捏縮現(xiàn)象；在位移幅值2.7 mm的第一圈受壓過(guò)程中承載力出現(xiàn)下降，且之后的加載，受壓過(guò)程中承載力逐漸下降，由于該試件約束套筒與削弱型鋼板間隙較大，判斷為削弱型鋼板發(fā)生受壓屈曲，在位移幅值為2.7 mm的第三圈加載中削弱型鋼板的受拉最大承載力為169.9 kN，受壓最大承載力為146.8 kN；在位移幅值3.3 mm的第三圈受拉過(guò)程承載力出現(xiàn)下降，判斷為削弱截面處開(kāi)裂；在位移幅值為3.9 mm的第一圈受拉過(guò)程中，有“彭”一聲明顯聲響，判斷削弱型鋼板在其中部斷裂，結(jié)束試驗(yàn)。

(a)V1-10-100

3.2 破壞模態(tài)

加載過(guò)程中，4個(gè)試件的約束套筒均無(wú)明顯鼓脹變形。將4個(gè)試件的約束套筒沿兩邊側(cè)向切開(kāi)，觀察削弱型鋼板的破壞模態(tài)，如圖6所示。由正視圖表明，試件V1-10-100在豎縫開(kāi)孔中間出現(xiàn)斷裂；試件V2-10-200削弱型鋼板發(fā)生明顯的平面內(nèi)側(cè)向屈曲，主要由于中間削弱區(qū)間較長(zhǎng)影響，加載時(shí)一側(cè)的豎縫底部發(fā)生局部斷裂，削弱型鋼板中心軸處沒(méi)有出現(xiàn)裂縫；試件D1-10-100在狗骨削弱中間出現(xiàn)較明顯斷裂；試件D1-6-100在削弱截面中部出現(xiàn)斷裂。從厚度方向觀察內(nèi)核心板，試件V1-10-100、V2-10-200沒(méi)有明顯頸縮現(xiàn)象；試件D1-10-100、D1-6-100在斷口處頸縮較明顯，且D1-6-100削弱長(zhǎng)度區(qū)域出現(xiàn)較明顯的面外屈曲。

(a)正視圖

試件V1-10-100與D1-10-100為合理的失效模式。根據(jù)試件V2-10-200產(chǎn)生平面內(nèi)屈曲，主要因?yàn)殚_(kāi)孔削弱的長(zhǎng)度較長(zhǎng)，試件D1-6-100產(chǎn)生平面外屈曲，主要因?yàn)榧s束套筒與削弱鋼板的間隙為3 mm，套筒約束作用減弱。因此，應(yīng)控制開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度及約束套筒與削弱鋼板的間隙，防止屈曲變形，得到合理失效模式。

3.3 荷載P-位移Δ骨架曲線

圖7為各試件荷載P-位移Δ骨架曲線。由圖表明，各試件的骨架曲線均呈S型，阻尼器的受力過(guò)程均可分為三個(gè)階段，即彈性階段、塑性強(qiáng)化階段和斷裂破壞階段。在位移加載前的各級(jí)往復(fù)加載的峰值點(diǎn)連線基本為一條直線，說(shuō)明各試件在往復(fù)荷載作用初期處于彈性階段；隨著加載位移的增加，各試件的割線剛度降低，削弱鋼板削弱截面處屈服，試件進(jìn)入塑性強(qiáng)化階段；達(dá)到各試件的極限荷載或極限位移后，試件在削弱鋼板削弱截面處開(kāi)裂或斷裂，試將失效。

根據(jù)各試件的骨架曲線獲得承載能力與特征位移如表3所示。由表3可得，試件V1-10-100與試件V2-10-200的屈服位移、屈曲荷載與受拉極限荷載基本一致，但試件V1-10-100的受壓極限荷載為-314.4 kN，大于試件V1-10-200的受壓極限荷載-302.18 kN，主要由于試件V1-10-200豎縫開(kāi)孔長(zhǎng)度較大，受壓產(chǎn)生了平面內(nèi)側(cè)向屈曲所致。結(jié)合表3與圖7(a)，表明試件V2-10-200的極限位移明顯大于試件V1-10-100，極限位移平均值為試件V1-10-100的2.07倍，因此，豎縫開(kāi)孔削弱型鋼板阻尼器的削弱長(zhǎng)度、削弱形式與不連續(xù)間隔距離(a2=50 mm)，是影響削弱型鋼板阻尼器承載力與變形能力的重要參數(shù)。

(a)豎縫開(kāi)孔削弱

結(jié)合表3與圖7(b)說(shuō)明，厚度(t=10 mm)、削弱長(zhǎng)度相同(a=100 mm)的情況下，試件D1-10-100的屈服承載力、極限承載力與極限位移均大于試件V1-10-100，表明不同削弱形式是削弱型鋼板阻尼器工作性能的重要參數(shù)，狗骨削弱型鋼板阻尼器的工作性能優(yōu)于豎縫開(kāi)孔削弱約束鋼板阻尼器。試件D1-6-100(t=6 mm)的屈服承載力、極限承載力與極限變形分別為試件D1-10-100(t=10 mm)的60.9%、49.8%與80.2%，表明削弱型鋼板的厚度t是影響阻尼器承載能力與變形能力的重要參數(shù)。

表3 試件承載能力與特征位移

3.4 強(qiáng)度退化

圖8為各試件的強(qiáng)度退化曲線。由圖表明，當(dāng)Δ/Δy<6時(shí)，各試件強(qiáng)度退化系數(shù)λ2、λ3隨位移加載的增大變化不明顯，基本在1左右變化，故各試件基本無(wú)強(qiáng)度退化，具有良好的強(qiáng)度退化性能；當(dāng)Δ/Δy>6后，不同阻尼器試件的削弱型鋼板陸續(xù)出現(xiàn)開(kāi)裂或斷裂等破壞，強(qiáng)度退化系數(shù)λ2、λ3開(kāi)始降低，尤其λ3，表明削弱型鋼板開(kāi)裂后，存在明顯強(qiáng)度退化。對(duì)比各試件的λ2、λ3表明，狗骨型削弱的試件D1-10-100強(qiáng)度退化性能優(yōu)于豎縫開(kāi)孔削弱試件V1-10-100，而開(kāi)孔長(zhǎng)度為200 mm的試件V2-10-200強(qiáng)度退化性能優(yōu)于開(kāi)孔長(zhǎng)度為100 mm的試件D1-10-100與試件V1-10-100，說(shuō)明開(kāi)孔削弱形式與開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度是影響削弱型鋼板阻尼器的重要參數(shù)。

(a)

3.5 剛度退化

圖9為各試件的剛度退化曲線。由圖表明，厚度為10 mm的試件V1-10-100、V2-10-200、D1-10-100在Δ/Δy<1時(shí)，剛度基本沒(méi)有退化，或者退化很小，剛度退化系數(shù)的最小值為0.96；但厚度為6 mm的試件D1-6-100則出現(xiàn)較明顯的剛度退化。當(dāng)Δ/Δy>1后，削弱型鋼板的損傷累計(jì)越來(lái)越大，剛度退化系數(shù)隨著位移的增大而減小，各試件出現(xiàn)嚴(yán)重的剛度退化；試件V1-10-100、V2-10-200、D1-10-100的剛度退化系數(shù)曲線基本重合，說(shuō)明開(kāi)孔削弱形式、開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度對(duì)削弱型鋼板阻尼器試件的剛度退化性能影響不大。試件D1-6-100的剛度退化系數(shù)則比其他3個(gè)試件都小，剛度退化速度更加明顯，說(shuō)明鋼板厚度是影響試件剛度退化性能的重要參數(shù)。

圖9 剛度退化曲線

3.6 能量耗散能力

圖10為各試件的累積滯回耗能Ep。由圖表明，各試件的累積滯回耗能隨著無(wú)量綱化位移的增大而增長(zhǎng)，且增長(zhǎng)速率越來(lái)越快。厚度相同的試件V1-10-100、D1-10-100前期的累積滯回耗能曲線基本重合，但由于狗骨削弱的試件D1-10-100變形能力更好，導(dǎo)致了最終累積滯回耗能更強(qiáng)。開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度為200 mm的試件V2-10-200最終累積滯回耗能大于其他3個(gè)開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度為100 mm的試件，主要由于開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度影響試件的變形能力，進(jìn)一步導(dǎo)致影響試件的最終累積滯回耗能。厚度為6 mm的試件D1-6-100在同一位移條件下的累積滯回耗能小于其他3個(gè)厚度為10 mm的試件。綜上可得，開(kāi)孔削弱形式、開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度與鋼板厚度均為影響試件耗能能力的重要參數(shù)。

圖10 累積滯回耗能對(duì)比

圖11為各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)ζ。由圖表明，各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)前期隨無(wú)量綱位移的增加而增大，之后逐漸趨于穩(wěn)定，等效黏滯阻尼系數(shù)在0.4以上。試件V1-10-100與試件V2-10-200在各級(jí)無(wú)量綱位移下的等效黏滯阻尼系數(shù)基本相同，說(shuō)明開(kāi)孔削弱長(zhǎng)對(duì)黏滯阻尼系數(shù)的影響不大。而狗骨型削弱的試件D1-10-100、D1-6-100黏滯阻尼系數(shù)大于豎縫開(kāi)孔削弱的試件V1-10-100、V2-10-200，說(shuō)明開(kāi)孔削弱形式是影響?zhàn)枘嵯禂?shù)重要參數(shù)。

圖11 等效黏滯阻尼系數(shù)對(duì)比

3.7 延性系數(shù)

表4為各試件的延性系數(shù)。由表可知，各削弱型鋼板阻尼器試件的平均延性系數(shù)均大于7，具有良好的延性性能。豎縫開(kāi)孔削弱時(shí)，削弱長(zhǎng)度為200 mm的試件V2-10-200平均延性系數(shù)大于削弱長(zhǎng)度為100 mm的試件V1-10-100，說(shuō)明試件開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度長(zhǎng)，延性性能好。相同開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度與鋼板厚度，狗骨形削弱試件D1-10-10的平均延性系數(shù)大于豎縫開(kāi)孔削弱的試件V1-10-100，說(shuō)明狗骨形開(kāi)孔削弱形式較優(yōu)。此外，通對(duì)比試件D1-10-10與試件D1-6-100的平均延性系數(shù)表明，兩試件的平均延性區(qū)別不大，削弱型鋼板厚度對(duì)阻尼器的延性影響較小。

表4 試件延性系數(shù)

3.8 應(yīng)變結(jié)果分析

由于約束套筒的存在，試驗(yàn)無(wú)法在內(nèi)核心板布置應(yīng)變片測(cè)試內(nèi)核心板的應(yīng)變，將應(yīng)變片布置在約束套筒上監(jiān)測(cè)約束套筒的受力情況，應(yīng)變片布置如圖4。分析采集箱所采集的應(yīng)變數(shù)據(jù)表明，4個(gè)削弱型鋼板阻尼器中約束套筒的應(yīng)變數(shù)值均很小。以試件V1-10-100、D1-10-100中的應(yīng)變片數(shù)據(jù)為例進(jìn)行說(shuō)明，試件V1-10-100、D1-10-100中應(yīng)變片采集數(shù)據(jù)如圖12與圖13所示。由圖表明，約束套筒在試件處于彈性狀態(tài)時(shí)，應(yīng)變數(shù)值很小，隨著加載繼續(xù)，應(yīng)變片所采集的數(shù)值增大，但增長(zhǎng)緩慢，數(shù)值依然較小。表明約束套筒在試件加載過(guò)程中，自身剛度足夠且起到了約束削弱型鋼板變形的作用，約束套筒基本不協(xié)同削弱型鋼板參與軸向受力。

(a)

(a)

4 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)裝配式節(jié)點(diǎn)可更換削弱型約束鋼板阻尼器進(jìn)行低周往復(fù)軸向加載試驗(yàn)與分析，得出如下結(jié)果：

(1)可更換削弱型約束鋼板阻尼器具有合理的失效模式：削弱型鋼板在削弱截面部位開(kāi)裂或斷裂，實(shí)現(xiàn)了阻尼器的塑性耗能與失效模式可控。約束套筒能有效地約束削弱型鋼板屈曲變形且無(wú)明顯鼓脹，實(shí)現(xiàn)了阻尼器具備承載-耗能雙重功能。

(2)可更換削弱型約束鋼板阻尼器具有良好的承載、耗能雙重性能。各試件在位移延性系數(shù)Δ/Δy<6時(shí)，承載能力穩(wěn)定，無(wú)強(qiáng)度退化，具有良好的強(qiáng)度退化性能；荷載P-位移Δ滯回曲線飽滿，等效黏滯阻尼系數(shù)約為0.4，具有良好的耗能能力；各試件的平均延性系數(shù)均大于7，具有良好的延性。削弱型約束鋼板阻尼器在裝配式節(jié)點(diǎn)中易裝配，實(shí)現(xiàn)震損后可更換、可恢復(fù)功能。

(3)相同參數(shù)條件下的狗骨削弱型約束鋼板阻尼器的承載能力、耗能能力與延性性能優(yōu)于豎縫開(kāi)孔削弱型約束鋼板阻尼器。削弱長(zhǎng)度為200 mm時(shí)阻尼器的耗能與延性大于削弱長(zhǎng)度為100 mm時(shí)阻尼器相應(yīng)性能，但削弱鋼板發(fā)生側(cè)向屈曲；削弱型鋼板厚度對(duì)阻尼器的承載能力與剛度退化性能影響較大，而對(duì)延性影響較?。患s束套筒與削弱型鋼板間隙較大時(shí)，約束套筒不能有效發(fā)揮作用，易導(dǎo)致削弱型鋼板發(fā)生受壓屈曲。綜上說(shuō)明，開(kāi)孔削弱形式、開(kāi)孔削弱長(zhǎng)度、削弱鋼板厚度以及約束套筒與削弱型鋼板間隙是影響阻尼器工作性能的重要參數(shù)。