裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

陳云 陳超 徐子凡 禹文華

摘要：為了減輕傳統(tǒng)鋼框架的梁柱節(jié)點(diǎn)在強(qiáng)震作用下的損傷與破壞，提出了一種裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)，闡述了該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式與工作機(jī)理，對其進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，系統(tǒng)研究了該節(jié)點(diǎn)的抗震性能，建立了其恢復(fù)力模型，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比分析。研究結(jié)果表明，裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)利用連接鋼板與黃銅板之問的轉(zhuǎn)動摩擦耗能，其滯回曲線近似為飽滿的平行四邊形，具有良好的耗能性能;耗能節(jié)點(diǎn)在循環(huán)加載下強(qiáng)度退化較小，力學(xué)性能很穩(wěn)定;節(jié)點(diǎn)通過梁端的轉(zhuǎn)動摩擦耗能有效控制梁柱節(jié)點(diǎn)的損傷，試驗(yàn)后梁柱節(jié)點(diǎn)保持為彈性，能量耗散集中在轉(zhuǎn)動摩擦鉸處;耗能節(jié)點(diǎn)的變形模式在設(shè)定的加載過程中可分為兩個階段：第一階段為節(jié)點(diǎn)的彈性變形階段;第二階段為節(jié)點(diǎn)的剛體轉(zhuǎn)動變形階段?；诨謴?fù)力模型的計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，表明提出的恢復(fù)力模型能夠較好地反映轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)在循環(huán)往復(fù)荷載作用下的滯回性能。

關(guān)鍵詞：抗震性能;鋼框架;摩擦耗能;裝配式結(jié)構(gòu);梁柱節(jié)點(diǎn);恢復(fù)力模型

中圖分類號：TU317+.2;TU352.11

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：10044523（2022）01-0045-10

DOI： 10.1638 5/j .cnki.issn.10044523.2022.01.005

引 言

傳統(tǒng)鋼框架設(shè)計一般遵循“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計思想，但仍可能無法避免節(jié)點(diǎn)在強(qiáng)震作用時產(chǎn)生應(yīng)力集中和發(fā)生脆性破壞等問題[1-2]，在二十世紀(jì)90年代的Northridge地震和Kobe地震中，大量鋼結(jié)構(gòu)的梁柱焊接節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)了脆性破壞，促使廣大學(xué)者研發(fā)抗震性能更優(yōu)的梁柱連接節(jié)點(diǎn)。近年來隨著消能減震技術(shù)的發(fā)展，部分研究人員通過在梁柱節(jié)點(diǎn)直接安裝阻尼器或者將梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)計成耗能一承載一體化的節(jié)點(diǎn)，有效控制與減輕了梁柱節(jié)點(diǎn)在強(qiáng)震作用下的損傷與破壞[3-6]。

MUALLA等[7-8]提出了一種可以安裝在梁柱節(jié)點(diǎn)或者柱腳的轉(zhuǎn)動摩擦阻尼器，對其進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究，研究結(jié)果表明該種阻尼器耗能性能較好，有效減輕了節(jié)點(diǎn)的損傷。MORGEN等[9-10]針對無黏結(jié)后張拉預(yù)應(yīng)力混凝土框架結(jié)構(gòu)研發(fā)了一種安裝于梁柱節(jié)點(diǎn)的三明治形摩擦阻尼器，并對其進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明該阻尼器力學(xué)性能穩(wěn)定，抗震性能較好。為了減輕連梁在強(qiáng)震作用下的損傷，CHUNG等[11]提出了一種安裝在連梁上的長網(wǎng)孔摩擦阻尼器，LEUNG等[12]研發(fā)了一種應(yīng)用于偏心支撐框架的轉(zhuǎn)動摩擦阻尼器并對其進(jìn)行了有限元分析。為了進(jìn)一步簡化節(jié)點(diǎn)構(gòu)造，CLIFTON13設(shè)計了一種低損傷的滑動摩擦鉸接摩擦梁柱節(jié)點(diǎn)，對其進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究工作。鮑華峰[14]提出了一種適用于T字形截面梁與箱形截面柱的轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)，對其進(jìn)行了動力時程分析。師驍?shù)萚15]針對高層建筑的鋼連梁研發(fā)了一種摩擦轉(zhuǎn)動阻尼器，并通過低周反復(fù)加載試驗(yàn)對其抗震性能進(jìn)行驗(yàn)證。馬人樂等[16]提出了一種應(yīng)用于鋼結(jié)構(gòu)的高強(qiáng)度螺栓連接摩擦阻尼器。張艷霞等[17]對一種設(shè)置于鋼框架一中間柱結(jié)構(gòu)的長孔螺栓摩擦阻尼器進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，分析了摩擦面處理方式和初始預(yù)緊力對其耗能性能的影響。韓建強(qiáng)等[18]對一種滑動摩擦阻尼器進(jìn)行了力學(xué)性能測試。

為了進(jìn)一步提高鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能，本文研發(fā)了一種耗能一承載一體化的裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)，闡述了該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式與T作機(jī)理，對轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗(yàn)，全面分析了節(jié)點(diǎn)的受力變形特點(diǎn)、滯回曲線、骨架曲線、強(qiáng)度退化、剛度退化和耗能性能，并提出了其恢復(fù)力模型，以期為該消能節(jié)點(diǎn)早日實(shí)現(xiàn)工程應(yīng)用提供初步的技術(shù)支撐。

1 構(gòu)造形式與工作機(jī)理

裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式如圖1所示，整根鋼梁由兩端的短梁段和中間的長梁段構(gòu)成。其連接方式為：短梁段焊接在鋼柱翼緣上，兩塊摩擦板和兩塊連接板對稱設(shè)置在長梁段和短梁段腹板的兩側(cè)，長梁段、摩擦板和連接板通過高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接;短梁段、摩擦板、連接板預(yù)留有相同大小的螺孔，通過銷軸和螺母進(jìn)行連接并形成轉(zhuǎn)動摩擦鉸;長梁段和鋼柱均設(shè)置加勁肋保證其局部穩(wěn)定性。節(jié)點(diǎn)安裝完成后通過扭矩扳手調(diào)節(jié)銷軸處的摩擦板與短梁段腹板之間的法向接觸力，進(jìn)而改變轉(zhuǎn)動摩擦力大小。轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)的工作機(jī)理為：在較小的地震作用時，節(jié)點(diǎn)不發(fā)生轉(zhuǎn)動，此時節(jié)點(diǎn)的變形模式為節(jié)點(diǎn)的彈性變形機(jī)制;在較強(qiáng)的地震作用時摩擦耗能節(jié)點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動，摩擦界面間形成轉(zhuǎn)動摩擦力，耗散地震能量，而主體梁柱構(gòu)件基本保持彈性。轉(zhuǎn)動摩擦力的力學(xué)本質(zhì)為均勻環(huán)形分布在摩擦界面的剪力流，相對于轉(zhuǎn)動點(diǎn)會產(chǎn)生轉(zhuǎn)動摩擦力矩，能夠?yàn)楣?jié)點(diǎn)提供一定的抗彎性能，故該轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)為耗能一承載一體化的節(jié)點(diǎn)。

2 試驗(yàn)設(shè)計

2.1 試件設(shè)計與安裝

本次試驗(yàn)采用懸臂式的梁柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)加載方式，如圖2所示。將鋼梁豎直放置并與水平作動器通過箱型構(gòu)件連接，鋼柱水平放置并與兩端剛性構(gòu)件鉸接連接，兩端剛性構(gòu)件通過高強(qiáng)螺栓與鋼地梁連接，四根地錨桿穿過鋼地梁和實(shí)驗(yàn)室地面的螺孔以固定整個加載裝置。

綜合考慮試驗(yàn)場地要求與作動器出力等因素，本次試驗(yàn)采用1/4的縮尺模型，鋼梁總長1000 mm，長梁段的尺寸為HM180 mm×180 mm×10 mm×12 mm，長度為850 mm;短梁段的尺寸為HM200mm×200 mm×10 mm×12 mm，長度為150mm;長梁段與短梁段之間的預(yù)留間隙為30 mm;作動器的加載中心至摩擦鉸的銷軸距離為620 mm;鋼柱的尺寸為HM240 mm×240 mm×12 mm×14 mm，長度為590 mm;所有鉸接孔直徑均為30 mm，轉(zhuǎn)動摩擦鉸的摩擦片采用3 mm厚的黃銅板，在安裝前表面已經(jīng)過噴砂處理。

2.2 材料性能試驗(yàn)

鋼柱、鋼梁和加勁肋采用Q345B鋼制作，鋼地梁采用Q235鋼制作，所有鋼材的力學(xué)性能均通過萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單調(diào)拉伸材性試驗(yàn)確定。根據(jù)中國GB/T 228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[19]規(guī)定，對每種厚度的鋼構(gòu)件均制作加工了3個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件，得到材性試驗(yàn)結(jié)果平均值如表1所示。

2.3 加載制度與量測內(nèi)容

本次試驗(yàn)根據(jù)轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)的摩擦墊片初始預(yù)壓力的不同可分為4個工況，分別為50，100，150和200 kN。初始預(yù)壓力不能施加過大，防止由于初始摩擦力過大而導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)在發(fā)生轉(zhuǎn)動前就產(chǎn)生非彈性變形。每個工況采用位移控制加載，在加載位移為1--8 mm時，幅值增量為1 mm，每級位移幅值加載1圈。在加載位移為8～16 mm時，幅值增量為2 mm，每級位移幅值加載3圈。在加載位移為16～40 mm時，幅值增量為4 mm，每級位移幅值加載3圈。試驗(yàn)加載裝置如圖3所示，加載制度如圖4所示。

試驗(yàn)中采集和量測了加載裝置處的水平荷載、水平位移和關(guān)鍵部位的應(yīng)變等。沿鋼梁方向布置的水平位移計用以量測鋼梁不同高度處的水平位移。在鋼地梁沿水平推力的方向布置了水平位移計，用于量測鋼地梁可能產(chǎn)生的滑移。試件的應(yīng)變片主要布置在梁柱節(jié)點(diǎn)、加載裝置連接處對應(yīng)的梁腹板以及短梁段的翼緣和腹板等關(guān)鍵受力部位。

3 試驗(yàn)研究與結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

由圖5（a）可知加載至最大位移時鋼梁主要為剛體轉(zhuǎn)動變形機(jī)制;由圖5（b）可知轉(zhuǎn)動摩擦鉸呈現(xiàn)為繞銷軸的定軸轉(zhuǎn)動變形模式，符合預(yù)期設(shè)計。圖中黃色部分為經(jīng)過噴砂處理的黃銅板，螺母與連接鋼板之間設(shè)置有碟簧墊片，減少其預(yù)壓力損失。圖6為試件的3個關(guān)鍵受力部位的應(yīng)變與時間的關(guān)系曲線，由圖可知3個受力部位的應(yīng)變均遠(yuǎn)小于鋼材的屈服應(yīng)變，證明梁柱節(jié)點(diǎn)在加載過程中保持彈性，沒有發(fā)生屈服。

3.2 滯回曲線

梁柱節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的滯回曲線能夠全面反映節(jié)點(diǎn)的抗震性能，同時也能為建立節(jié)點(diǎn)的本構(gòu)模型提供試驗(yàn)支撐。在不同初始預(yù)壓力的作用下，裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的滯回曲線如圖7所示。由圖可知當(dāng)初始預(yù)壓力一定時，隨加載位移的增加，摩擦節(jié)點(diǎn)的耗能增加。當(dāng)節(jié)點(diǎn)參數(shù)和構(gòu)造確定后，耗能能力基本確定。當(dāng)加載位移一定時，隨著初始預(yù)壓力的增大，轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的承載力逐漸增大，摩擦節(jié)點(diǎn)的耗能增加。在節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動后，其承載力基本保持不變，表明其力學(xué)性能較為穩(wěn)定。在每一級加載位移下，節(jié)點(diǎn)的卸載剛度與初始剛度很接近。由圖7還可知其滯回曲線邊緣存在較大的波動，可能是由于銷軸與短梁段螺孔之間存在一定的間隙導(dǎo)致的。

傳統(tǒng)的金屬阻尼器加載后由于塑性屈服產(chǎn)生的殘余變形是不可恢復(fù)的，不具備可恢復(fù)性。該轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)在循環(huán)加載后存在殘余變形，但是該殘余變形是由于加載結(jié)束時摩擦節(jié)點(diǎn)相對于初始位置的轉(zhuǎn)動而產(chǎn)生的，在釋放銷軸的預(yù)壓力后可通過矯正而恢復(fù)，具有可恢復(fù)性。

3.3 骨架曲線

節(jié)點(diǎn)的骨架曲線能夠直觀反映節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下初始剛度與承載力等力學(xué)性能指標(biāo)的變化規(guī)律，是節(jié)點(diǎn)抗震性能的重要表征。在不同初始預(yù)壓力作用下，裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)的骨架曲線如圖8所示，其關(guān)鍵的力學(xué)性能指標(biāo)如表2所示。

由圖8和表2可知，隨著初始預(yù)壓力的成倍增大，轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的初始剛度數(shù)值相差不大，轉(zhuǎn)動臨界位移和轉(zhuǎn)動臨界承載力基本上成倍數(shù)增大。其原因是摩擦鉸未發(fā)生轉(zhuǎn)動前，節(jié)點(diǎn)變形模式為節(jié)點(diǎn)的彈性變形機(jī)制，在梁柱尺寸確定的前提下其初始剛度是一致的。而隨著初始預(yù)壓力的增加，摩擦鉸處的初始摩擦力矩增大，故轉(zhuǎn)動臨界位移和轉(zhuǎn)動臨界承載力不斷增大。

3.4 強(qiáng)度退化

節(jié)點(diǎn)在同一加載幅值下循環(huán)多次后承載力會有所下降，抗震設(shè)計中將這一現(xiàn)象稱為節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化，反映了節(jié)點(diǎn)在低周反復(fù)荷載作用下的累積損傷，是衡量節(jié)點(diǎn)抗震性能的重要指標(biāo)。本文采用強(qiáng)度退化率^來定義節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化程度，其值越接近1，表明其強(qiáng)度退化越小。具體表達(dá)式如下：

λ=p3/ p1

（1）

式中p3和 p1分別為節(jié)點(diǎn)在同一加載幅值下循環(huán)第三圈和第一圈的最大承載力。鑒于本次試驗(yàn)是從10 mm以后每級位移下開始循環(huán)3圈，故強(qiáng)度退化率從10 mm開始計算，如圖9所示。由圖可知在10--40 mm的加載過程中轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化率變化不大，都接近于1，表明裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化小，力學(xué)性能較為穩(wěn)定。

3.5 剛度退化

結(jié)構(gòu)抗震性能分析中常通過結(jié)構(gòu)在每一級加載幅值下割線剛度Ki的變化情況來評價結(jié)構(gòu)在整個加載過程中的剛度退化規(guī)律。割線剛度Ki的定義如下：

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計算得到的轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的剛度退化曲線如圖10所示。由圖可知在不同工況下試件的剛度退化規(guī)律較為一致，總體來說對于同一加載位移，隨著初始預(yù)壓力的增大，割線剛度也隨著增大;在初始加載位移較小時，摩擦鉸未發(fā)生轉(zhuǎn)動，節(jié)點(diǎn)以彈性變形機(jī)制為主，其割線剛度基本相同;在加載位移約為2～10 mm的過程中摩擦鉸發(fā)生了轉(zhuǎn)動，節(jié)點(diǎn)的變形模式由節(jié)點(diǎn)的彈性變形機(jī)制變?yōu)閯傮w轉(zhuǎn)動變形機(jī)制，其受力變形機(jī)理發(fā)生了變化，故割線剛度迅速減小;在加載位移為10～40 mm時，隨著加載位移的增大，試件的割線剛度減小速率變緩，趨于穩(wěn)定。

3.6 耗能性能

耗能能力也是評價節(jié)點(diǎn)抗震性能的一個重要力學(xué)性能指標(biāo)，抗震設(shè)計中一般采用總耗能Ed和等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq。來表征節(jié)點(diǎn)的耗能性能?？偤哪蹺d數(shù)值上等于節(jié)點(diǎn)滯回曲線所包圍的面積，表征了整體節(jié)點(diǎn)的絕對耗能性能。等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq為節(jié)點(diǎn)在一個循環(huán)加載周期內(nèi)能量耗散量與振幅最大處所具有的彈性勢能的比值。ζeq綜合反映了節(jié)點(diǎn)的相對耗能性能，其數(shù)值越大，節(jié)點(diǎn)耗散能量的效率就越高，同時也表征在這一加載位移下耗散的能

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果計算得到的試件總耗能與等效黏滯阻尼系數(shù)分別如圖12和13所示，由圖12可知在加載初期，摩擦節(jié)點(diǎn)幾乎不耗散能量，因?yàn)檫@一階段摩擦鉸未發(fā)生轉(zhuǎn)動。當(dāng)初始預(yù)壓力一定時，隨著加載位移的增大，轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的耗能性能不斷增大。對于不同的工況，在相同的加載位移時，隨著初始預(yù)壓力的增大，轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的耗能性能也不斷增大。在整個加載過程中，隨著初始預(yù)壓力增大，耗能的增加速率也隨著增大。由圖13可知不同工況下轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)的變化規(guī)律較為一致。初期由于摩擦鉸未發(fā)生轉(zhuǎn)動，所以等效黏滯阻尼系數(shù)接近于0，在加載位移為4--12 mm時，隨著加載位移的增大，等效黏滯阻尼系數(shù)迅速增大;在加載位移為12--40 mm時，隨著加載位移的增大，其等效黏滯阻尼系數(shù)增加速率變緩。隨著初始預(yù)壓力的增大，等效黏滯阻尼系數(shù)也隨著增大，最大值為0.43，表明轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的耗能性能較好。

4 恢復(fù)力模型

裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)通過連接鋼板與黃銅板之間的轉(zhuǎn)動摩擦耗能，其節(jié)點(diǎn)的受力特性可歸結(jié)為節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動摩擦力矩與節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的關(guān)系。根據(jù)節(jié)點(diǎn)的滯回曲線形狀，提出基于節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動摩擦力矩與節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的恢復(fù)力模型，如圖14所示。轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)在節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角未超過θ1時，外力相對于轉(zhuǎn)動點(diǎn)產(chǎn)生的外力矩沒有超過節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動摩擦力矩，摩擦鉸未發(fā)生轉(zhuǎn)動，可按節(jié)點(diǎn)的彈性變形機(jī)制計算節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角θ1。在節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角超過θ1后摩擦節(jié)點(diǎn)發(fā)生了轉(zhuǎn)動，并且梁端在轉(zhuǎn)動過程中會受到摩擦界面的轉(zhuǎn)動摩擦力作用。每個摩擦界面的轉(zhuǎn)動摩擦力為環(huán)形均勻分布在摩擦界面的剪力流，其相對于轉(zhuǎn)動點(diǎn)O會產(chǎn)生轉(zhuǎn)動摩擦力矩Mfr，恢復(fù)力模型中的M，為兩個摩擦界面的Mfr之和。θ2為設(shè)計的最大節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角，摩擦節(jié)點(diǎn)加載至θ2。后開始卸載，卸載剛度等于初始轉(zhuǎn)動剛度kf1。綜上所述，裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的變形模式在整個加載過程中根據(jù)受力特點(diǎn)可以分為兩個階段，第一階段為梁柱連接節(jié)點(diǎn)的彈性變形機(jī)制，第二階段為節(jié)點(diǎn)的剛體轉(zhuǎn)動變形機(jī)制，受力分析如圖15所示。

轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)在第一加載階段的受力簡圖如圖15（a）所示，當(dāng)外力相對于節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生的外力矩超過節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動摩擦力矩時，摩擦鉸發(fā)生轉(zhuǎn)動，據(jù)此可計算臨界推力Fe：

求臨界轉(zhuǎn)動水平側(cè)移可簡化為求解一個一次超靜定問題的位移計算，做出外荷載作用下的彎矩圖，與其對應(yīng)的任意一個靜定結(jié)構(gòu)在單位荷載作用下的彎矩圖進(jìn)行圖乘，可得Fe產(chǎn)生的水平彈性側(cè)移為：

梁端在轉(zhuǎn)動過程中會受到摩擦界面的摩擦力相對于轉(zhuǎn)動點(diǎn)O產(chǎn)生的轉(zhuǎn)動摩擦力矩Mfr的作用，簡化分析方法如圖16所示。圖中R1和R2分別為摩擦面的內(nèi)徑和外徑，可用微元法計算Mfr的數(shù)值大小。，恢復(fù)力模型中的Mf為兩個摩擦界面的Mfr之和。取圖16中寬度為dr的計算微元，則微元的面積為：式中 θi為摩擦鉸轉(zhuǎn)動后每一級加載的位移幅值所對應(yīng)的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角。將試驗(yàn)中的水平推力與水平位移關(guān)系曲線轉(zhuǎn)化為節(jié)點(diǎn)彎矩與節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的關(guān)系曲線，并與基于恢復(fù)力模型的計算結(jié)果進(jìn)行對比（計算結(jié)果分為轉(zhuǎn)動后剛度為0和0.02kfl兩種情況），結(jié)果如圖17所示，限于篇幅所限，僅給出了預(yù)壓力為100kN的工況對比結(jié)果?；诠剑?6）和（17）計算的節(jié)點(diǎn)總耗能與試驗(yàn)結(jié)果的對比如圖18所示。

由圖17可知，轉(zhuǎn)動后剛度取0.02kfl的恢復(fù)力模型計算結(jié)果與轉(zhuǎn)動后剛度取0的恢復(fù)力模型計算結(jié)果相比，前者與試驗(yàn)結(jié)果的總體吻合度更好一些，轉(zhuǎn)動后剛度取0時恢復(fù)力模型計算結(jié)果在過渡段與試驗(yàn)結(jié)果稍有差異?？傮w而言，提出的恢復(fù)力模型能夠較好地反映裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)在循環(huán)往復(fù)荷載作用下的滯回性能，由圖18可知公式（16）和（17）能夠較好計算轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的耗能性能，但公式（16）的計算結(jié)果總體略微偏大。

根據(jù)以上分析，設(shè)計該節(jié)點(diǎn)時，初步的工程實(shí)用設(shè)計建議如下：

a.根據(jù)工程地質(zhì)條件、建筑功能要求和概念設(shè)計初步進(jìn)行傳統(tǒng)連接鋼框架結(jié)構(gòu)設(shè)計。

b.將傳統(tǒng)鋼框架結(jié)構(gòu)反應(yīng)譜分析得到的梁端彎矩和剪力等效為轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)提供的彎矩和剪力，同時結(jié)合公式（13）設(shè)計梁端的銷軸尺寸和初始預(yù)壓力大小。

c.根據(jù)提出的轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)的恢復(fù)力模型，結(jié)合文中公式（4）和設(shè)計轉(zhuǎn)動位移確定節(jié)點(diǎn)的理論附加阻尼比，將理論計算初步得到的附加阻尼比輸入到結(jié)構(gòu)分析軟件中進(jìn)行迭代設(shè)計并進(jìn)行大震下的彈塑性時程分析驗(yàn)算。

5 結(jié)論

本文提出了一種耗能一承載一體化的裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)，闡述了該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式與工作機(jī)理，設(shè)計加工了一縮尺比例為1/4的裝配式梁柱摩擦耗能節(jié)點(diǎn)試件。通過低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究分析了轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的受力變形特點(diǎn)、滯回曲線、骨架曲線、強(qiáng)度退化、剛度退化和耗能性能，提出了其恢復(fù)力模型并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比分析，初步得到以下結(jié)論：

（1）裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)通過梁端的轉(zhuǎn)動摩擦耗能有效控制了梁柱節(jié)點(diǎn)的累積損傷，在低周反復(fù)荷載作用下梁柱節(jié)點(diǎn)保持為彈性，能量耗散集中在轉(zhuǎn)動摩擦鉸處。

（2）裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)的變形模式在整個加載過程中根據(jù)其受力特點(diǎn)可以分為兩個階段，第一階段為節(jié)點(diǎn)的彈性變形機(jī)制，第二階段為節(jié)點(diǎn)的剛體轉(zhuǎn)動變形機(jī)制。

（3）裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)利用連接鋼板與黃銅板之間的轉(zhuǎn)動摩擦耗能，其滯回曲線近似為飽滿的平行四邊形，表明轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)具有較好的耗能性能和穩(wěn)定的承載力。

（4）基于恢復(fù)力模型的計算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，證明提出的恢復(fù)力模型能夠較好地預(yù)測裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦節(jié)點(diǎn)在循環(huán)往復(fù)荷載作用下的滯回性能，初步為裝配式梁柱轉(zhuǎn)動摩擦耗能節(jié)點(diǎn)的設(shè)計奠定基礎(chǔ)。

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