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        正交膠合木環(huán)型耗能節(jié)點設(shè)計與抗剪試驗研究

        2023-02-19 13:06:26薛素鐸趙艷陽沈銀瀾武旺琪郭漢楨
        工程科學(xué)與技術(shù) 2023年1期
        關(guān)鍵詞:阻尼器抗剪承載力

        薛素鐸,趙艷陽,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,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。由于這種交錯層壓的設(shè)計,正交膠合木產(chǎn)品平面內(nèi)與平面外均具有較高的強度與剛度,且具有穩(wěn)定的形狀尺寸。連接節(jié)點對正交膠合木墻體抗側(cè)力機制的發(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)者對不同錨固連接的CLT剪力墻進行了擬靜力試驗,發(fā)現(xiàn)加載過程中CLT墻板表現(xiàn)出剛體旋轉(zhuǎn),連接節(jié)點產(chǎn)生變形與耗散能量。大量學(xué)者開展了正交膠合木常規(guī)標(biāo)準(zhǔn)連接節(jié)點的研究。Schneider[4]、Shen[5]、沈銀瀾[6]等開展了標(biāo)準(zhǔn)角鋼節(jié)點試驗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,準(zhǔn)確量化其滯回曲線的強度、剛度退化及捏攏效應(yīng),將節(jié)點等效成兩個正交彈簧模擬正交膠合木墻體的抗側(cè)力性能。Rey[8]、Sun[9]等對標(biāo)準(zhǔn)連接件連接進行改進,開展相關(guān)研究工作,并對多高層CLT結(jié)構(gòu)進行數(shù)值模擬研究。Gavric[10–11]等對傳統(tǒng)標(biāo)準(zhǔn)角鋼連接節(jié)點進行了試驗研究及理論計算,發(fā)現(xiàn)理論公式過高或過低估測其抗側(cè)剛度及承載能力,強調(diào)開展試驗校正的必要性。常規(guī)的標(biāo)準(zhǔn)角鋼連接節(jié)點需通過開展試驗評估其承載力,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)點區(qū)木材的劈裂或損壞,從而導(dǎo)致其剪力墻優(yōu)勢不能充分發(fā)揮,且不可更換修復(fù),成本也較高。為此,近年來的研究方向開始注重于正交膠合木新型耗能節(jié)點的研發(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[17]、UFP連接[18–19]、O連接[20]與滑動摩擦連接[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)點的抗震性能。

        U型阻尼器取材方便、構(gòu)造簡單、易于設(shè)計、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,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,通過合理設(shè)計使得鋼木連接實現(xiàn)可更換。本文設(shè)計不同厚度、不同平直段寬度的試件共計7個,開展低周往復(fù)的抗剪性能試驗,分析其破壞機理、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)理論計算正交膠合木錨固端抗剪承載力,推導(dǎo)耗能節(jié)點的主要抗剪力學(xué)性能指標(biāo)的計算公式,并基于有限元軟件Abaqus開展數(shù)值模擬,以期為正交膠合木結(jié)構(gòu)耗能節(jié)點的設(shè)計及應(yīng)用提供依據(jù)。

        1 耗能節(jié)點設(shè)計

        耗能鋼木連接節(jié)點由正交膠合木(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)點示意圖Fig. 1 Schematic diagram of dissipative connector for CLT structure

        圖1中:由兩個U型阻尼器拼接成1個環(huán)形連接節(jié)點,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、下平直段均開設(shè)4個螺栓孔,一端與鋼梁進行螺栓連接,另一端與固定在正交膠合木試塊端面的鋼板進行螺栓連接;鋼板與正交膠合木橫截面通過足量的螺釘連接,以保證較強的連接端,從而將節(jié)點這個薄弱構(gòu)件轉(zhuǎn)換為可更換的雙U型鋼板,通過有效平直段與環(huán)形耗能段提供節(jié)點的變形與耗能。

        2 試件設(shè)計及材性測試

        2.1 試件設(shè)計

        試驗共設(shè)計7對U型阻尼器試件,其編號分別為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,幾何尺寸見表1。阻尼器一端與鋼框架(型號為H200×200×10×10)通過開設(shè)的4個M14的螺栓孔連接,另外一端與通過自攻螺釘錨固在正交膠合木10 mm厚的Q355鋼板連接;該鋼板上開設(shè)4個M14螺栓孔,并開設(shè)18個直徑為5 mm的自攻螺釘孔,螺釘型號為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)《金屬材料拉伸試驗第1部分:室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010),在北京工業(yè)大學(xué)工程力學(xué)國家重點實驗室,使用最大負(fù)荷為100 kN的微機控制電子萬能試驗機(Z100),對3種鋼板厚度的試件開展抗拉材性測試,試驗結(jié)果見表2。105 mm 3層SPF正交膠合木(CLT)滿足E1級,其材料性能見表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 試驗加載裝置設(shè)計及加載方案

        設(shè)計一套正交膠合木–基礎(chǔ)鋼梁的耗能連接節(jié)點抗剪試驗加載裝置,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長螺栓桿,上部蓋板開設(shè)直徑為30 mm的圓孔,與試驗機加載頭連接;加載過程中,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長螺栓桿把H型鋼梁壓在試驗機地梁上(通過螺栓與滑槽內(nèi)的滑動塊進行連接);為防止H鋼梁的側(cè)向滑動,采用三角鋼架頂緊外側(cè)翼緣;在對側(cè),為防止加載過程中正交膠合木試件連帶上下蓋板對加載頭造成彎扭,在正交膠合木試件的下蓋板豎直滑動范圍內(nèi)頂緊另一三角鋼架。

        圖3 加載裝置圖Fig. 3 Loading device diagram

        試驗在北京工業(yè)大學(xué)工程力學(xué)國家重點實驗室進行,使用QBD–100測試設(shè)備對試件進行低周往復(fù)加載試驗。根據(jù)電子萬能壓縮試驗程序100 kN(V601)對上部橫梁施加拉壓荷載,進行位移控制的低周往復(fù)試驗。通過加載頭上的傳感器獲得力,通過拉線位移計測得節(jié)點的變形。其加載制度如圖4所示。第1級與第2級加載位移分別為2、5 mm,每級加載循環(huán)3次;當(dāng)位移加載至10 mm時,每級加載等級的幅值增加5 mm,每個等級下位移循環(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環(huán)形阻尼器變形限位或試件出現(xiàn)裂紋)。

        圖4 試驗加載制度Fig. 4 Loading protocol

        3 試驗結(jié)果與分析

        3.1 試驗現(xiàn)象與破壞形態(tài)

        在試驗過程中,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,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,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)致收腰開始位置的裂紋。因此,在后期阻尼器的設(shè)計中建議采用圓弧倒角過度。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,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)計參數(shù)對試件抗剪性能的影響,圖6給出所有節(jié)點的骨架曲線,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)見表4,本文重點討論收腰寬度及厚度對節(jié)點各參數(shù)的影響。

        圖6 骨架曲線Fig. 6 Skeleton curves

        表4 環(huán)形耗能節(jié)點試驗結(jié)果Tab. 4 Experimental results of annular dissipative connectors

        3.2.1 平直段收腰寬度對滯回性能影響

        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不同收腰對節(jié)點滯回性能的影響。

        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)點的松動和滑移,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)點實現(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比Fig. 7 Comparison of hysteretic curves with different waist widths of steel plates

        3.2.2 厚度對滯回性能影響

        不同厚度對節(jié)點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的阻尼器強度過大,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,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;厚度由6 mm降低至4 mm時,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比Fig. 8 Comparison of hysteretic curves with different thickness of steel plates

        結(jié)合試驗現(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,保證錨固端的強連接。因此,下面將對除D8–S86以外的試件耗能連接節(jié)點的力學(xué)性能進行討論。

        3.3 承載力退化行為

        抗剪試驗中,每級加載循環(huán)均為3次,用每級加載的第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: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的變化來評估耗能節(jié)點的剛度退化行為,各節(jié)點的剛度退化曲線如圖10所示。由圖10可見:各試件的剛度退化過程都較為相似,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?。蛔枘崞麂摪搴穸葘偠韧嘶绊戄^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,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 耗能性能評價

        采用等效黏滯阻尼系數(shù)和累計耗能量評估試件的耗能能力。通過積分計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:D6–S86的等效黏滯阻尼系數(shù)明顯低于其他耗能節(jié)點,這可能是由于其他節(jié)點收腰導(dǎo)致黏滯阻尼系數(shù)的提高;其他節(jié)點等效黏滯阻尼系數(shù)曲線接近。當(dāng)加載位移小于25 mm時,所有試件的等效黏滯阻尼系數(shù)增長較快,等效黏滯阻尼系數(shù)達(dá)到0.3以上;當(dāng)加載位移超過25 mm時,所有試件的等效黏滯阻尼系數(shù)增長速度變緩;當(dāng)加載位移到40 mm時,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

        采用積分方法計算各試件的累計耗散能量曲線如圖12所示。圖12可以看出:當(dāng)位移達(dá)到40 mm時,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?。ú桓哂? kJ)。D8–S55對比D4系列,耗能從3.62增加至14.99 kJ,提高了314.09%。由此可見,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)點力學(xué)指標(biāo)計算

        4.1 鋼板–CLT連接端抗剪承載力

        目前,國內(nèi)還沒有相應(yīng)的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)計算正交膠合木–鋼板連接端抗剪能力。本文參照Eurocode 5計算鋼板–木連接節(jié)點抗剪承載力,F(xiàn)γ,RK為單個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,計算公式為:

        經(jīng)式(1)計算得出單個螺釘連接的鋼–木節(jié)點抗剪承載力為2 050.07 N,本文提出的耗能連接節(jié)點共有18根LBS5x70螺釘進行錨固,不考慮節(jié)點群整體折減效應(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)點錨固端抗剪承載力36.90 kN,故可判斷該連接節(jié)點由錨固端與環(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度,E為鋼材的彈性模量。

        假定U型阻尼器上下耗能段同時各有一個截面進入全截面塑性屈服,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 阻尼器計算簡圖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計算公式(5),將式(4)代入式(5)整理得最終的Uy計算公式(6),由初始剛度K0=Fy/Uy得到K0的計算公式(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,可分別計算出環(huán)形耗能節(jié)點的屈服荷載Fy、等效屈服位移Uy、 初始剛度K0。與計算值進行對比,見表5。

        表5 阻尼器力學(xué)指標(biāo)試驗值與計算值對比Tab. 5 Comparison of experimental and calculated values of mechanical indexes of dampers

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

        5 環(huán)形耗能阻尼器的有限元分析

        采用有限元軟件ABAQUS隨動硬化模型[31]和C3D8R單元建立實體模型,模擬耗能節(jié)點的試驗結(jié)果。因為試驗正交膠合木錨固端與鋼梁的錨固端均為強連接,故簡化錨固端為剛接,對雙U型彎板進行數(shù)值模擬。由于篇幅所限,圖14僅展示D4–S60和D6–S50的數(shù)值模擬與試驗的滯回曲線對比,圖15為其余耗能節(jié)點試驗與數(shù)值骨架曲線對比。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)點的力學(xué)行為,從而實現(xiàn)合理的節(jié)點設(shè)計和準(zhǔn)確的承載力預(yù)測。結(jié)合進一步的數(shù)值模擬分析研究可知,此類節(jié)點設(shè)計原則與性能期望是在保證錨固端為強連接的前提下,環(huán)形阻尼器集中耗能,設(shè)計的環(huán)形阻尼器抗側(cè)剛度越高、承載力越高,其耗能能力越強,該節(jié)點設(shè)計越理想。環(huán)形阻尼器承載機理是通過平直段的彎曲進行耗能,為彎曲型阻尼器,故節(jié)點設(shè)計可以通過改變板厚、寬度及圓弧段半徑等參數(shù)設(shè)計出不同屈服荷載及位移水平。

        圖14 試驗與模擬滯回曲線對比Fig. 14 Comparison of experimental hysteresis curves and simulated hysteresis curves

        圖15 試驗與模擬骨架曲線對比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,連接正交膠合木墻體與基礎(chǔ)鋼梁,設(shè)計并制作了7個不同尺寸的連接節(jié)點,通過開展低周往復(fù)抗剪試驗,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節(jié)點力學(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)計算公式及進行有限元數(shù)值模擬,三者結(jié)合為正交膠合木耗能連接設(shè)計提供依據(jù)。

        1)除節(jié)點D8–S86以外,其他節(jié)點滯回環(huán)飽滿穩(wěn)定,保證與正交膠合木墻體錨固端為強連接,將對墻體的損傷集中到耗能試件上,在保護正交膠合木剪力墻同時可以實現(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)計標(biāo)準(zhǔn)》、Eurocode 5及《木結(jié)構(gòu)用自攻螺釘》等標(biāo)準(zhǔn),對螺釘連接的鋼板–正交膠合木釘連接的錨固端抗剪承載力進行初步估算,為耗能節(jié)點承載力設(shè)計提供依據(jù)。

        3)耗能節(jié)點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)點的主要力學(xué)性能指標(biāo)計算公式,可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測節(jié)點的屈服承載力、初始剛度與屈服位移。

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

        5)在保證錨固端為強連接的前提下,環(huán)形阻尼器集中耗能,設(shè)計的環(huán)形阻尼器抗側(cè)剛度及承載力越高,其耗能能力越強,該節(jié)點設(shè)計越理想。結(jié)合試驗現(xiàn)象與試驗結(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,未來可用于正交膠合木結(jié)構(gòu)的耗能節(jié)點連接。

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