正交膠合木環(huán)型耗能節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)與抗剪試驗(yàn)研究

薛素鐸，趙艷陽(yáng)，沈銀瀾，武旺琪，郭漢楨

(北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124)

正交膠合木（cross-laminated timber，CLT）是通過(guò)3層以上的鋸材正交組坯膠合擠壓成的現(xiàn)代工程木產(chǎn)品，具有裝配化程度高、保溫隔熱性能好、綠色環(huán)保、木材利用率高與抗震性能好等優(yōu)點(diǎn)，適合作為裝配式與多高層的木結(jié)構(gòu)建筑用材，是打造綠色生態(tài)、宜居美麗的鄉(xiāng)村裝配式多高層建筑的重要綠色建材。由于這種交錯(cuò)層壓的設(shè)計(jì)，正交膠合木產(chǎn)品平面內(nèi)與平面外均具有較高的強(qiáng)度與剛度，且具有穩(wěn)定的形狀尺寸。連接節(jié)點(diǎn)對(duì)正交膠合木墻體抗側(cè)力機(jī)制的發(fā)揮及延性和耗能起著至關(guān)重要的作用。

早期，Ceccotti[1]、Duji?[2]及Popovski[3]等學(xué)者對(duì)不同錨固連接的CLT剪力墻進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)加載過(guò)程中CLT墻板表現(xiàn)出剛體旋轉(zhuǎn)，連接節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生變形與耗散能量。大量學(xué)者開(kāi)展了正交膠合木常規(guī)標(biāo)準(zhǔn)連接節(jié)點(diǎn)的研究。Schneider[4]、Shen[5]、沈銀瀾[6]等開(kāi)展了標(biāo)準(zhǔn)角鋼節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)工作及損傷分析研究，Shen等[7]也第一次將OpenSees軟件中的Pinching4自定義本構(gòu)模型引到正交膠合木節(jié)點(diǎn)，準(zhǔn)確量化其滯回曲線的強(qiáng)度、剛度退化及捏攏效應(yīng)，將節(jié)點(diǎn)等效成兩個(gè)正交彈簧模擬正交膠合木墻體的抗側(cè)力性能。Rey[8]、Sun[9]等對(duì)標(biāo)準(zhǔn)連接件連接進(jìn)行改進(jìn)，開(kāi)展相關(guān)研究工作，并對(duì)多高層CLT結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。Gavric[10–11]等對(duì)傳統(tǒng)標(biāo)準(zhǔn)角鋼連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究及理論計(jì)算，發(fā)現(xiàn)理論公式過(guò)高或過(guò)低估測(cè)其抗側(cè)剛度及承載能力，強(qiáng)調(diào)開(kāi)展試驗(yàn)校正的必要性。常規(guī)的標(biāo)準(zhǔn)角鋼連接節(jié)點(diǎn)需通過(guò)開(kāi)展試驗(yàn)評(píng)估其承載力，且耗能能力有限，往往發(fā)生不可控的脆性或延性破壞，并伴隨節(jié)點(diǎn)區(qū)木材的劈裂或損壞，從而導(dǎo)致其剪力墻優(yōu)勢(shì)不能充分發(fā)揮，且不可更換修復(fù)，成本也較高。為此，近年來(lái)的研究方向開(kāi)始注重于正交膠合木新型耗能節(jié)點(diǎn)的研發(fā)。Polastri等[12–13]提出X-rad連接方式，以連接地震地區(qū)的大型CLT板。Hossain等[14]研究了雙角全螺紋螺釘?shù)拿姘濞C面板接頭。Latour等[15]采用一種錨固翼緣為沙漏形狀的連接角鋼保證緊固件不先于連接件破壞。Schneider等[16]引入薄壁鋼管連接提供較高的承載力，還能有效防止木材的破壞。另有學(xué)者們提出了用于CLT墻板之間拼接的X-bracket耗能節(jié)點(diǎn)[17]、UFP連接[18–19]、O連接[20]與滑動(dòng)摩擦連接[21–22]。Ding等[23–24]提出DfD連接用于改善再生混凝土剪力墻的裂縫和破壞形式及混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

U型阻尼器取材方便、構(gòu)造簡(jiǎn)單、易于設(shè)計(jì)、成本較低，是第一代金屬阻尼器的典型代表[25]。本文提出一種通過(guò)成本較低的Q235鋼板加工而成的U型阻尼器拼裝成環(huán)形連接節(jié)點(diǎn)，將正交膠合木連接于基礎(chǔ)鋼梁，將正交膠合木墻體損傷集中于耗能構(gòu)件，通過(guò)合理設(shè)計(jì)使得鋼木連接實(shí)現(xiàn)可更換。本文設(shè)計(jì)不同厚度、不同平直段寬度的試件共計(jì)7個(gè)，開(kāi)展低周往復(fù)的抗剪性能試驗(yàn)，分析其破壞機(jī)理、滯回性能、承載力退化、剛度退化性能及耗能能力等性能，結(jié)合Eurocode 5[26]等標(biāo)準(zhǔn)理論計(jì)算正交膠合木錨固端抗剪承載力，推導(dǎo)耗能節(jié)點(diǎn)的主要抗剪力學(xué)性能指標(biāo)的計(jì)算公式，并基于有限元軟件Abaqus開(kāi)展數(shù)值模擬，以期為正交膠合木結(jié)構(gòu)耗能節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)及應(yīng)用提供依據(jù)。

1 耗能節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

耗能鋼木連接節(jié)點(diǎn)由正交膠合木（CLT）試塊、鋼板、環(huán)型阻尼器及H型鋼框架4部分組成，如圖1所示。

圖1 耗能鋼木連接節(jié)點(diǎn)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of dissipative connector for CLT structure

圖1中：由兩個(gè)U型阻尼器拼接成1個(gè)環(huán)形連接節(jié)點(diǎn)，U型阻尼器由Q235鋼板切割彎曲制作成型，其構(gòu)造包括圓弧段、平直段及收腰平直段3部分，上、下平直段均開(kāi)設(shè)4個(gè)螺栓孔，一端與鋼梁進(jìn)行螺栓連接，另一端與固定在正交膠合木試塊端面的鋼板進(jìn)行螺栓連接；鋼板與正交膠合木橫截面通過(guò)足量的螺釘連接，以保證較強(qiáng)的連接端，從而將節(jié)點(diǎn)這個(gè)薄弱構(gòu)件轉(zhuǎn)換為可更換的雙U型鋼板，通過(guò)有效平直段與環(huán)形耗能段提供節(jié)點(diǎn)的變形與耗能。

2 試件設(shè)計(jì)及材性測(cè)試

2.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)7對(duì)U型阻尼器試件，其編號(hào)分別為D4–S50、D4–S60、D6–S86、D6–S50、D6–S60、D8–S86、D8–S55。其中，D后的數(shù)字表示厚度，分別為4、6、8 mm 3種，S后的數(shù)字表示平直段有效寬度，分為全尺寸與收腰2種類型。所有試件圓弧處外徑均相同，收腰處倒5 mm的直角，幾何尺寸見(jiàn)表1。阻尼器一端與鋼框架（型號(hào)為H200×200×10×10）通過(guò)開(kāi)設(shè)的4個(gè)M14的螺栓孔連接，另外一端與通過(guò)自攻螺釘錨固在正交膠合木10 mm厚的Q355鋼板連接；該鋼板上開(kāi)設(shè)4個(gè)M14螺栓孔，并開(kāi)設(shè)18個(gè)直徑為5 mm的自攻螺釘孔，螺釘型號(hào)為rothoblaas的LBS5x70 mm；耗能連接幾何尺寸構(gòu)造如圖2所示。

圖2 耗能連接幾何尺寸構(gòu)造Fig. 2 Geometrical dimension construction of dissipative connections

表1 試件相關(guān)尺寸Tab. 1 Dimensional parameters of specimens

2.2 材性測(cè)試

環(huán)形阻尼器試件是由Q235鋼板切割彎曲制作而成，其鋼板厚度分別為4、6、8 mm。根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010），在北京工業(yè)大學(xué)工程力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，使用最大負(fù)荷為100 kN的微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)（Z100），對(duì)3種鋼板厚度的試件開(kāi)展抗拉材性測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。105 mm 3層SPF正交膠合木（CLT）滿足E1級(jí)，其材料性能見(jiàn)表3。

表2 Q235 鋼板材料力學(xué)性能Tab. 2 Mechanical properties of steel plate materials

表3 105 mm 3層SPF正交膠合木（CLT）材料力學(xué)性能Tab. 3 Mechanical properties of 105 mm thick three-layer SPF cross-laminated timber (CLT) material

2.3 試驗(yàn)加載裝置設(shè)計(jì)及加載方案

設(shè)計(jì)一套正交膠合木–基礎(chǔ)鋼梁的耗能連接節(jié)點(diǎn)抗剪試驗(yàn)加載裝置，如圖3所示。圖3中：正交膠合木試塊尺寸為350 mm ×180 mm×105 mm，在一側(cè)開(kāi)設(shè)220 mm×80 mm×105 mm的凹槽，用于連接放置環(huán)形阻尼器與連接鋼板，凹槽也起到阻尼器變形限位作用；正交膠合木試塊采用上下30 mm厚度的鋼板，壓緊固定4根M12長(zhǎng)螺栓桿，上部蓋板開(kāi)設(shè)直徑為30 mm的圓孔，與試驗(yàn)機(jī)加載頭連接；加載過(guò)程中，為防止正交膠合木試塊在上下鋼蓋板之間滑移，采用螺釘固定正交膠合木上下端與相應(yīng)的上下蓋板。采用頂部覆蓋30 mm厚的鋼板與M12長(zhǎng)螺栓桿把H型鋼梁壓在試驗(yàn)機(jī)地梁上（通過(guò)螺栓與滑槽內(nèi)的滑動(dòng)塊進(jìn)行連接）；為防止H鋼梁的側(cè)向滑動(dòng)，采用三角鋼架頂緊外側(cè)翼緣；在對(duì)側(cè)，為防止加載過(guò)程中正交膠合木試件連帶上下蓋板對(duì)加載頭造成彎扭，在正交膠合木試件的下蓋板豎直滑動(dòng)范圍內(nèi)頂緊另一三角鋼架。

圖3 加載裝置圖Fig. 3 Loading device diagram

試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)工程力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，使用QBD–100測(cè)試設(shè)備對(duì)試件進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)。根據(jù)電子萬(wàn)能壓縮試驗(yàn)程序100 kN（V601）對(duì)上部橫梁施加拉壓荷載，進(jìn)行位移控制的低周往復(fù)試驗(yàn)。通過(guò)加載頭上的傳感器獲得力，通過(guò)拉線位移計(jì)測(cè)得節(jié)點(diǎn)的變形。其加載制度如圖4所示。第1級(jí)與第2級(jí)加載位移分別為2、5 mm，每級(jí)加載循環(huán)3次；當(dāng)位移加載至10 mm時(shí)，每級(jí)加載等級(jí)的幅值增加5 mm，每個(gè)等級(jí)下位移循環(huán)加載3次，最大加載位移控制在60 mm范圍內(nèi)（考慮正交膠合木凹槽對(duì)環(huán)形阻尼器變形限位或試件出現(xiàn)裂紋）。

圖4 試驗(yàn)加載制度Fig. 4 Loading protocol

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

在試驗(yàn)過(guò)程中，共發(fā)生3種破壞模式：1）螺栓螺紋破壞及錨固端鋼板彎曲。試件D8–S86在位移幅值加載至40 mm時(shí)，連接錨固端螺栓螺紋發(fā)生破壞，連接正交膠合木端面的鋼板中間部分有所彎曲，如圖5（a）所示。2）阻尼器收腰處出現(xiàn)裂縫。試件D8–S55加載至40 mm，D6–S50、D6–S60加載至50 mm時(shí)，阻尼器圓弧與平直段連接處出現(xiàn)3～4 mm裂痕，如圖5（b）所示。這是由于收腰采用直角倒角過(guò)度，且平直段產(chǎn)生主要耗能作用，引起偏厚的鋼板該處的應(yīng)力集中，導(dǎo)致收腰開(kāi)始位置的裂紋。因此，在后期阻尼器的設(shè)計(jì)中建議采用圓弧倒角過(guò)度。3）阻尼器出現(xiàn)較大變形，被正交膠合木凹槽限位頂住。試件D6–S86、D4–S50、D4–S60均在位移幅值加載至50～60 mm時(shí)，阻尼器的平直段除錨固段外已經(jīng)全部變形，試件圓弧處與正交膠合木凹槽接觸，如圖5（c）所示。從試驗(yàn)現(xiàn)象可以看出，鋼板厚度越薄，平直段收腰越少，阻尼器越不容易被破壞，同時(shí)變形能力越好。

圖5 破壞模式Fig. 5 Failure mode

3.2 滯回性能

為調(diào)查和量化不同設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)試件抗剪性能的影響，圖6給出所有節(jié)點(diǎn)的骨架曲線，本文規(guī)定拉方向位移與力均為正向。各試件的初始剛度、屈服力、屈服位移等參數(shù)見(jiàn)表4，本文重點(diǎn)討論收腰寬度及厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)各參數(shù)的影響。

圖6 骨架曲線Fig. 6 Skeleton curves

表4 環(huán)形耗能節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果Tab. 4 Experimental results of annular dissipative connectors

3.2.1 平直段收腰寬度對(duì)滯回性能影響

圖7給出厚度為8 mm的試件D8–S55和D8–S86及厚度為6 mm的試件D6–S86、D6–S60與D6–S50不同收腰對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響。

由圖7（a）可知：試件D8–S86滯回曲線呈現(xiàn)嚴(yán)重捏攏，表明存在節(jié)點(diǎn)的松動(dòng)和滑移，是錨固端與阻尼器共同作用結(jié)果；D8–S55試件滯回曲線呈飽滿的梭形，且承載力退化小，表明耗能節(jié)點(diǎn)實(shí)現(xiàn)了將損傷集中于阻尼器上。8 mm厚的環(huán)形阻尼器由86 mm收腰到55 mm，屈服荷載下降了60.50%（20.03 kN下降到12.48 kN），最大抗剪承載力下降45.30%（28.13 kN 下降到19.36 kN）。由圖7（b）發(fā)現(xiàn)6 mm厚的環(huán)形阻尼器系列滯回曲線飽滿穩(wěn)定，將耗能集中于阻尼器上，由86 mm收腰到60 mm，屈服荷載下降了52.45%（10.87 kN下降到7.13 kN），最終承載力下降幅度接近42.01%（16.53 kN下降到11.64 kN），抗側(cè)剛度減少43.11%（2.39 kN/mm下降到1.67 kN/mm），由60 mm收腰到50 mm，承載力與屈服荷載略有所下降。

圖7 不同收腰寬度下滯回曲線對(duì)比Fig. 7 Comparison of hysteretic curves with different waist widths of steel plates

3.2.2 厚度對(duì)滯回性能影響

不同厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)滯回性能的影響如圖8所示。

由圖8（a）可知：由于厚度為8 mm的阻尼器強(qiáng)度過(guò)大，滯回環(huán)出現(xiàn)“捏攏”現(xiàn)象，阻尼器未展現(xiàn)良好耗能效果；在厚度減為6 mm時(shí)，其滯回曲線成飽滿的梭形，抗側(cè)剛度從3.67 kN/mm降至2.39 kN/mm，下降了53.56%；承載力從28.13 kN降至16.53 kN，下降了70.18%。由圖8（b）可知：兩個(gè)阻尼器滯回環(huán)均穩(wěn)定飽滿，厚度為6 mm的阻尼器由于具有更大的抗側(cè)剛度，比4 mm厚度的試件承載力能力較強(qiáng)；厚度由6 mm降低至4 mm時(shí)，抗側(cè)剛度從1.67 kN/mm降至0.51 kN/mm，下降了227.45%，其承載力從11.64 kN降至5.95 kN，降低了約95.63%。

圖8 不同鋼板厚度情況下滯回曲線對(duì)比Fig. 8 Comparison of hysteretic curves with different thickness of steel plates

結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象及滯回曲線分析發(fā)現(xiàn)，除D8–S86以外，大部分試件環(huán)形阻尼器集中耗能，損傷發(fā)生于耗能連接件上，保證錨固端的強(qiáng)連接。因此，下面將對(duì)除D8–S86以外的試件耗能連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能進(jìn)行討論。

3.3 承載力退化行為

抗剪試驗(yàn)中，每級(jí)加載循環(huán)均為3次，用每級(jí)加載的第3次循環(huán)的最大荷載與第1次循環(huán)的最大荷載的比值評(píng)估試件的承載力退化率，承載力退化曲線如圖9所示。

圖9 承載力退化曲線Fig. 9 Bearing capacity degradation curves

由圖9可見(jiàn)：各試件的承載退化率在0.8～1.1之間；在各試件破壞之前，各試件承載力退化很小，證明此新型阻尼器具有較好的承載能力。其中部分承載力退化率大于1，是由于鋼板在低周往復(fù)加載作用下產(chǎn)生強(qiáng)化作用，導(dǎo)致在部分位移下第3次循環(huán)的最大荷載大于第1次循環(huán)的最大荷載。

3.4 剛度退化行為

在循環(huán)往復(fù)荷載作用下，采用等效割線剛度[27]K的變化來(lái)評(píng)估耗能節(jié)點(diǎn)的剛度退化行為，各節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線如圖10所示。由圖10可見(jiàn)：各試件的剛度退化過(guò)程都較為相似，剛度由陡到緩，逐漸下降，初始剛度退化較快。試件D8–S55明顯高于D6系列（D6–S60和D6–S50）的剛度退化，D4系列（D4–S50和D4–S60）剛度退化最小；阻尼器鋼板厚度對(duì)剛度退化影響較大，厚度越大，試件的抗側(cè)剛度越大，但剛度退化也快。當(dāng)加載位移在20 mm之內(nèi)，D8–S55抗側(cè)剛度在3.53～0.89 kN/mm內(nèi)急劇下降，但在相同位移下，D8–S55與D6–S86相比，其抗側(cè)剛度下降不低于1.26倍。當(dāng)位移大于20 mm時(shí)，剛度退化程度明顯變緩，D8–S55抗側(cè)剛度由0.86 退化至0.48 kN/mm；D6–S86抗側(cè)剛度由0.70 降至0.33 kN/mm；D6–S60、D6–S50、D4–S60和D4–S50的變化更為平緩。

圖10 剛度退化曲線Fig. 10 Stiffness degradation curves

3.5 耗能性能評(píng)價(jià)

采用等效黏滯阻尼系數(shù)和累計(jì)耗能量評(píng)估試件的耗能能力。通過(guò)積分計(jì)算各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)，其結(jié)果如圖11所示。由圖11可見(jiàn)：D6–S86的等效黏滯阻尼系數(shù)明顯低于其他耗能節(jié)點(diǎn)，這可能是由于其他節(jié)點(diǎn)收腰導(dǎo)致黏滯阻尼系數(shù)的提高；其他節(jié)點(diǎn)等效黏滯阻尼系數(shù)曲線接近。當(dāng)加載位移小于25 mm時(shí)，所有試件的等效黏滯阻尼系數(shù)增長(zhǎng)較快，等效黏滯阻尼系數(shù)達(dá)到0.3以上；當(dāng)加載位移超過(guò)25 mm時(shí)，所有試件的等效黏滯阻尼系數(shù)增長(zhǎng)速度變緩；當(dāng)加載位移到40 mm時(shí)，達(dá)到0.4以上。

圖11 等效黏滯阻尼系數(shù)曲線Fig. 11 Equivalent viscous damping coefficient curves

采用積分方法計(jì)算各試件的累計(jì)耗散能量曲線如圖12所示。圖12可以看出：當(dāng)位移達(dá)到40 mm時(shí)，D8–S55耗散能量最大（14.99 kJ），其次為D6–S86耗散能量（12.56 kJ），D6–S60和D6–S50耗散能量接近（約為8.5 kJ），D4–S60和D4–S50耗散能量最小（不高于4 kJ）。D8–S55對(duì)比D4系列，耗能從3.62增加至14.99 kJ，提高了314.09%。由此可見(jiàn)，D8–S55耗能能力最優(yōu)。

圖12 累積耗能曲線Fig. 12 Cumulative energy consumption curves

4 耗能節(jié)點(diǎn)力學(xué)指標(biāo)計(jì)算

4.1 鋼板–CLT連接端抗剪承載力

目前，國(guó)內(nèi)還沒(méi)有相應(yīng)的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算正交膠合木–鋼板連接端抗剪能力。本文參照Eurocode 5計(jì)算鋼板–木連接節(jié)點(diǎn)抗剪承載力，F(xiàn)γ,RK為單個(gè)螺釘連接鋼板與木構(gòu)件的抗剪承載力，考慮3方面的最小值，計(jì)算公式為：

經(jīng)式（1）計(jì)算得出單個(gè)螺釘連接的鋼–木節(jié)點(diǎn)抗剪承載力為2 050.07 N，本文提出的耗能連接節(jié)點(diǎn)共有18根LBS5x70螺釘進(jìn)行錨固，不考慮節(jié)點(diǎn)群整體折減效應(yīng)，故正交膠合木錨固端鋼板螺釘連接的抗剪承載力為36.90 kN。

由于試件D8–S86極限承載力達(dá)到近30 kN，接近估算得出的木節(jié)點(diǎn)錨固端抗剪承載力36.90 kN，故可判斷該連接節(jié)點(diǎn)由錨固端與環(huán)形阻尼器共同承擔(dān)抗剪承載力，因此試驗(yàn)結(jié)果為滯回環(huán)呈“捏攏”形態(tài)。其余試件最大承載力（均在20 kN以內(nèi)）均遠(yuǎn)小于木節(jié)點(diǎn)抗剪承載力。

4.2 環(huán)形耗能鋼板的力學(xué)指標(biāo)U型阻力器

設(shè)t為U型阻力器耗能段鋼板厚度，b為寬度，R為圓弧處半徑， σy為阻尼器鋼材的屈服強(qiáng)度，E為鋼材的彈性模量。

假定U型阻尼器上下耗能段同時(shí)各有一個(gè)截面進(jìn)入全截面塑性屈服，如圖13所示。將式（2）代入式（3）可得式（4），可求得屈服荷載Fy。

圖13 阻尼器計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig. 13 Damper calculation diagram

基于能量方法與繞圓弧段彎矩積分，得到屈服位移Uy計(jì)算公式（5），將式（4）代入式（5）整理得最終的Uy計(jì)算公式（6），由初始剛度K0=Fy/Uy得到K0的計(jì)算公式（7）。

將Q235鋼材的彈性模量E=210 GPa、σy=285 GPa及各試件的尺寸數(shù)值代入到理論公式（4）、（6）和（7）中，可分別計(jì)算出環(huán)形耗能節(jié)點(diǎn)的屈服荷載Fy、等效屈服位移Uy、 初始剛度K0。與計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)表5。

表5 阻尼器力學(xué)指標(biāo)試驗(yàn)值與計(jì)算值對(duì)比Tab. 5 Comparison of experimental and calculated values of mechanical indexes of dampers

從表5可以看出，計(jì)算值與試驗(yàn)值相比較，所有試件3項(xiàng)力學(xué)指標(biāo)誤差值均在15%以內(nèi)，并且計(jì)算值與試驗(yàn)值趨勢(shì)保持一致。結(jié)果表明，該理論計(jì)算合理可行，相比于標(biāo)準(zhǔn)角鋼連接件連接的節(jié)點(diǎn)，本文提出的耗能節(jié)點(diǎn)的承載力可以進(jìn)行準(zhǔn)確評(píng)估與可控設(shè)計(jì)。

5 環(huán)形耗能阻尼器的有限元分析

采用有限元軟件ABAQUS隨動(dòng)硬化模型[31]和C3D8R單元建立實(shí)體模型，模擬耗能節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果。因?yàn)樵囼?yàn)正交膠合木錨固端與鋼梁的錨固端均為強(qiáng)連接，故簡(jiǎn)化錨固端為剛接，對(duì)雙U型彎板進(jìn)行數(shù)值模擬。由于篇幅所限，圖14僅展示D4–S60和D6–S50的數(shù)值模擬與試驗(yàn)的滯回曲線對(duì)比，圖15為其余耗能節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)與數(shù)值骨架曲線對(duì)比。由圖14、15可知有限元模型可以較為準(zhǔn)確地模擬耗能節(jié)點(diǎn)的力學(xué)行為，從而實(shí)現(xiàn)合理的節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)和準(zhǔn)確的承載力預(yù)測(cè)。結(jié)合進(jìn)一步的數(shù)值模擬分析研究可知，此類節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)原則與性能期望是在保證錨固端為強(qiáng)連接的前提下，環(huán)形阻尼器集中耗能，設(shè)計(jì)的環(huán)形阻尼器抗側(cè)剛度越高、承載力越高，其耗能能力越強(qiáng)，該節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)越理想。環(huán)形阻尼器承載機(jī)理是通過(guò)平直段的彎曲進(jìn)行耗能，為彎曲型阻尼器，故節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)可以通過(guò)改變板厚、寬度及圓弧段半徑等參數(shù)設(shè)計(jì)出不同屈服荷載及位移水平。

圖14 試驗(yàn)與模擬滯回曲線對(duì)比Fig. 14 Comparison of experimental hysteresis curves and simulated hysteresis curves

圖15 試驗(yàn)與模擬骨架曲線對(duì)比Fig. 15 Comparison of experimental skeleton curves and simulated skeleton curves

6 結(jié) 論

本文提出了一種由U型阻尼器組成的環(huán)形耗能節(jié)點(diǎn)，連接正交膠合木墻體與基礎(chǔ)鋼梁，設(shè)計(jì)并制作了7個(gè)不同尺寸的連接節(jié)點(diǎn)，通過(guò)開(kāi)展低周往復(fù)抗剪試驗(yàn)，研究其滯回特征、承載力退化、剛度退化與耗能規(guī)律等，探討了收腰及厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響，給出了正交膠合木錨固端抗剪承載力公式、由雙U型拼接的環(huán)形Q235阻尼器力學(xué)指標(biāo)計(jì)算公式及進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，三者結(jié)合為正交膠合木耗能連接設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1）除節(jié)點(diǎn)D8–S86以外，其他節(jié)點(diǎn)滯回環(huán)飽滿穩(wěn)定，保證與正交膠合木墻體錨固端為強(qiáng)連接，將對(duì)墻體的損傷集中到耗能試件上，在保護(hù)正交膠合木剪力墻同時(shí)可以實(shí)現(xiàn)承載力及破壞模式可控，且連接損壞后可更換、修復(fù)。

2）結(jié)合《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》、Eurocode 5及《木結(jié)構(gòu)用自攻螺釘》等標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)螺釘連接的鋼板–正交膠合木釘連接的錨固端抗剪承載力進(jìn)行初步估算，為耗能節(jié)點(diǎn)承載力設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

3）耗能節(jié)點(diǎn)的平直段起主要的耗能作用，平直段收腰程度越大，滯回環(huán)越穩(wěn)定飽滿。通過(guò)推導(dǎo)力學(xué)指標(biāo)公式可知：阻尼器腰部寬度與初始抗側(cè)剛度及抗側(cè)屈服力成正比；鋼板厚度對(duì)初始抗剪剛度及抗剪屈服力影響明顯，厚度的立方與初始抗剪剛度呈正比，厚度的平方與抗剪屈服力成正比。該環(huán)形阻尼器節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)性能指標(biāo)計(jì)算公式，可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)節(jié)點(diǎn)的屈服承載力、初始剛度與屈服位移。

4）通過(guò)有限元軟件ABAQUS建立耗能節(jié)點(diǎn)有限元模型，較為準(zhǔn)確地模擬耗能節(jié)點(diǎn)的抗剪行為。

5）在保證錨固端為強(qiáng)連接的前提下，環(huán)形阻尼器集中耗能，設(shè)計(jì)的環(huán)形阻尼器抗側(cè)剛度及承載力越高，其耗能能力越強(qiáng)，該節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)越理想。結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象與試驗(yàn)結(jié)果可知，保證錨固端不破壞前提下，試件D8–S55抗剪抗側(cè)剛度及承載力最高，且耗能能力最佳，未來(lái)可用于正交膠合木結(jié)構(gòu)的耗能節(jié)點(diǎn)連接。