隋偉寧 馬 勇 楊海濤 吳金國

(沈陽建筑大學(xué)土木工程學(xué)院, 沈陽 110168)

國家“十四五”規(guī)劃對 “積極推廣裝配式建筑和綠色建筑”已經(jīng)形成普遍共識,裝配式建筑和綠色建筑是建筑產(chǎn)業(yè)轉(zhuǎn)型升級的重要抓手[1],相比我國裝配式建筑結(jié)構(gòu)的發(fā)展,裝配式建筑外圍護體系發(fā)展較緩慢,這主要受制于外掛墻板連接節(jié)點的安全性、適用性和耐久性需求[2]。雖然混凝土預(yù)制外掛墻板作為非承重構(gòu)件使用,但是外掛墻板自身具有一定的強度與剛度儲備。如果可以設(shè)計出一種裝配式外掛墻板連接節(jié)點,該節(jié)點既可以避免地震作用下因節(jié)點的破壞導(dǎo)致的墻板脫落、倒塌以及由此造成的嚴重的次生災(zāi)害[3-4],又可以保證部分利用墻板的側(cè)向剛度,將進一步提高結(jié)構(gòu)的安全性和經(jīng)濟性能。

1 耗能型連接節(jié)點設(shè)計

傳統(tǒng)的連接節(jié)點形式有剛性連接節(jié)點和柔性連接節(jié)點。剛性連接節(jié)點是指以灌漿或焊接等形式將外墻板與主體結(jié)構(gòu)連接成為整體并一同受力變形。柔性連接節(jié)點的限位孔為長圓孔,螺栓可在孔中移動,即外掛墻板和主體結(jié)構(gòu)可存在相對位移[5]。

在地震作用下,剛性連接節(jié)點雖然能為主體結(jié)構(gòu)提供較大的側(cè)向剛度與承載力,但外掛混凝土墻板易開裂,柔性連接節(jié)點可以保證外掛墻板不隨主體結(jié)構(gòu)變形而變形,有效避免因墻體的破壞而導(dǎo)致的二次災(zāi)害的發(fā)生,但浪費了外掛墻板的強度與剛度,經(jīng)濟性較差,因此,有必要對現(xiàn)有連接節(jié)點進行改進,以提高建筑結(jié)構(gòu)的綜合性能。因此,本文基于耗能減震[6]的基本原理,設(shè)計了一種新型的預(yù)制混凝土外掛墻板摩擦耗能型連接節(jié)點,該節(jié)點綜合了傳統(tǒng)連接節(jié)點的優(yōu)勢,同時彌補了不足之處。

1.1 節(jié)點設(shè)計的基本原理

在多遇地震和風(fēng)荷載作用下,摩擦耗能節(jié)點連接件可以為主體結(jié)構(gòu)提供足夠的剛度和阻尼,使耗能減震結(jié)構(gòu)滿足正常使用的要求,在設(shè)防地震、罕遇地震作用下,耗能阻尼裝置元件首先進入耗能工作狀態(tài),產(chǎn)生較大的阻尼,耗散輸入結(jié)構(gòu)中的能量,迅速衰減結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng),推遲主體結(jié)構(gòu)非彈性變形發(fā)生時間。

基于以上基本原理,本文提出了可以限制外荷載傳遞大小的裝配式外掛墻板摩擦耗能型連接節(jié)點。該節(jié)點彌補了傳統(tǒng)連接節(jié)點的不足,通過改變螺栓預(yù)緊力、摩擦片屬性、摩擦片開孔形式等,控制臨界摩擦力大小,以避免預(yù)制混凝土外掛墻板在地震作用下發(fā)生嚴重破壞。該摩擦耗能新型連接節(jié)點工作機理為:在外荷載未克服臨界摩擦力前,節(jié)點表現(xiàn)為“剛性連接節(jié)點”,外掛墻板為主體結(jié)構(gòu)提供較大的側(cè)向剛度;當(dāng)外荷載克服臨界摩擦力后,摩擦節(jié)點發(fā)生相對滑動,消耗部分地震能量,同時限制傳遞到墻板上的外荷載的大小,避免墻板的脫落與開裂,此時節(jié)點表現(xiàn)為“柔性連接節(jié)點”[7]。

1.2 連接節(jié)點示意

如圖1所示,裝配式混凝土預(yù)制外掛墻板通過2個摩擦耗能連接節(jié)點和2個承重連接節(jié)點與主體結(jié)構(gòu)相連,保證墻板在地震時能夠通過滑動變形的方式適應(yīng)主體結(jié)構(gòu)的變形[8]。上下兩個節(jié)點的形式不同,如圖2所示。

a—正視圖; b—剖面圖。圖1 外掛墻板與主體結(jié)構(gòu)連接節(jié)點設(shè)計 mmFig.1 Design of the joints connecting the external wall panel to the main structure

a—摩擦耗能連接節(jié)點; b—承重連接節(jié)點。圖2 連接節(jié)點三維圖Fig.2 3D diagram of the connection joints

上節(jié)點的摩擦耗能型連接節(jié)點,主要作用為通過相對摩擦消耗地震能量,該節(jié)點由2塊夾緊角鋼與中心鋼板通過單根螺栓副組合連接,中心鋼板與鋼梁下翼緣焊接連接,夾緊角鋼的一側(cè)與預(yù)制混凝土預(yù)埋螺栓桿螺栓連接,另一側(cè)與中心鋼板螺栓連接。

下節(jié)點為承重連接節(jié)點,主要作用是承擔(dān)預(yù)制混凝土墻板的自重,下節(jié)點一側(cè)與預(yù)制混凝土板的預(yù)埋螺栓桿連接,另一側(cè)與鋼梁上翼緣焊接連接。

圖3和圖4分別為本研究中使用的上、下節(jié)點的詳細尺寸圖,根據(jù)GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[9],對節(jié)點進行了設(shè)計,節(jié)點的尺寸充分滿足在外荷載作用下連接節(jié)點板材不屈服的要求。

a—單角鋼三視圖; b—節(jié)點側(cè)視圖; c—中心鋼板三視圖。圖3 摩擦耗能連接節(jié)點 mmFig.3 Detail of the upper connection joint

a—節(jié)點俯視圖; b—節(jié)點側(cè)視圖; c—節(jié)點正視圖。圖4 承重連接節(jié)點 mmFig.4 Detail drawing of the lower connection joint

2 試驗設(shè)計

2.1 試件設(shè)計

本研究共設(shè)計了4個連接試件,各試件具體參數(shù)見表1。通過4個連接節(jié)點間參數(shù)的交叉對比,研究分析了螺栓預(yù)緊力、鋁摩擦板的開孔形式對摩擦耗能新型連接節(jié)點力學(xué)性能的影響。為了減少中心鋼板與夾緊角鋼發(fā)生相對滑移時鋁摩擦板磨損削弱導(dǎo)致螺栓松動而造成的螺栓預(yù)緊力的損失問題,試驗中,在摩擦耗能連接節(jié)點連接件處加入碟形彈簧[10],如圖2所示。

表1 各試件的主要參數(shù)及試驗結(jié)果Table 1 Main parameters of the specimen and experimental results

2.2 試驗加載裝置與加載制度

摩擦耗能型連接節(jié)點通過1個10.9級M20高強螺栓對上下夾緊單角鋼、中心鋼板、鋁摩擦板施加預(yù)緊力,使得各接觸面產(chǎn)生正壓力。

在對鋼框架施加往復(fù)荷載前,首先利用如圖5所示的扭矩扳手在連接節(jié)點處施加預(yù)緊力。為了定量控制螺栓預(yù)緊力以及方便在實際工程中應(yīng)用,對扭矩扳手定值與螺栓預(yù)緊力關(guān)系進行標(biāo)定,采用如圖5所示的裝置進行,采用扭矩扳手控制螺栓預(yù)緊力值,通過單個壓力傳感器與連接件相同規(guī)格材質(zhì)的螺栓副進行校核試驗,獲得扭矩扳手的扭矩值與實際施加的螺栓預(yù)緊力校核曲線如圖6所示。扭矩扳手的擬合公式為:

圖5 扭矩扳手校核裝置Fig.5 Torque wrench calibration device

圖6 扭矩扳手的校核曲線Fig.6 Torque wrench calibration curve

F=0.35|T|

(1)

式中:F為螺栓預(yù)緊力;T為扭矩扳手定值。

在沈陽建筑大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室采用臥式液壓伺服加載系統(tǒng)加載試驗,試驗加載裝置如圖7所示,鉸支鋼框架加載端與MTS液壓伺服作動器連接施加位移。參考JGJ 297—2013《建筑消能減震技術(shù)規(guī)程》[11]、JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗規(guī)程》[12]中對摩擦消能器性能要求,采用位移控制加載,按照位移幅值大小依次循環(huán)加載,加載制度如圖8所示。具體加載方案為:對鋼框架施加水平強制位移,每級最大位移分別為5,10,15,20 mm,每級循環(huán)10圈,共計進行了40圈的位移循環(huán)加載。由于梁端強制位移達到20 mm后,相當(dāng)于鋼框架的層間位移角達到1/60,依據(jù)GB 50011—2010《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(2016版)[13]中附表M的表9的要求,結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件的彈塑性變形已經(jīng)接近嚴重破壞的最大層間位移角的控制目標(biāo)值,因此停止試驗加載。

圖7 試驗加載裝置Fig.7 Experimental set-up

圖8 加載制度Fig.8 Loading system

2.3 量測內(nèi)容

本研究主要測量內(nèi)容為摩擦耗能新型連接節(jié)點鋼框架反力、節(jié)點中心鋼板與夾緊角鋼間相對位移。鋼框架反力由MTS作動器的力傳感器測得,夾緊角鋼與中心連接鋼板的位移主要由量程為600 mm拉線位移計測定。圖9為位移計布置,為了盡可能減小裝置誤差,以位移計D7的位移值作為位移加載時的控制位移,位移計D5作為位移計D7的位移校核,位移計D6為MTS自帶位移傳感器的校核,摩擦耗能連接件中心鋼板與單角鋼相對位移由位移計D1(左節(jié)點單角鋼位移值)與D2(左節(jié)點中心鋼板位移值)的差值及位移計D3(右節(jié)點單角鋼位移值)與位移計D4(右節(jié)點中心鋼板位移值)的差值求得。

圖9 位移計布置Fig.9 Displacement meter arrangement

表2 鋼框架試驗驗證計算結(jié)果Table 2 Calculation results of experimental verification of steel frame

2.4 鋼框架的驗證

為了檢驗加載鋼框架裝置是否可以提供鉸接邊界條件,對鋼框架的力學(xué)性能進行了試驗驗證,即在無外掛墻板時,考察了鉸支鋼框架在水平荷載作用下的力學(xué)性能。表2為在梁端施加單調(diào)位移加載時,獲得的梁端反力(P)與位移(δ)值,表中δ為位移計D7的讀數(shù),P為MTS內(nèi)置力傳感器讀數(shù),側(cè)向剛度E=P/δ。由表2可知,鉸支鋼框架的反力P和側(cè)向剛度較小,而且側(cè)向剛度隨著位移加載幅值的增大而逐漸減小,因此,本研究忽略鉸支鋼框架的側(cè)向剛度對外掛墻板摩擦耗能型節(jié)點力學(xué)性能的影響。

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

試件S-C1～S-C4在如圖8所示的加載制度下,反力P和位移δD7關(guān)系曲線如圖10所示。試驗加載過程中,位移計D5的讀數(shù)與位移計D7的讀數(shù)相近,說明鉸接鋼框架裝置誤差較小,因此本研究忽略了裝置的影響?？芍?除S-C1試件外,滯回曲線的對稱性較好,捏縮現(xiàn)象明顯,滯回曲線特征相近,這是由于在加載過程中,隨著梁端強制位移的增加,摩擦耗能型節(jié)點的承載力呈現(xiàn)明顯的增長趨勢,節(jié)點處中心鋼板和夾緊角鋼間的相對滑移量增加?？梢娫撔滦湍Σ列瓦B接節(jié)點的滯回性能受螺栓預(yù)緊力的影響較小,受摩擦板開孔形式的影響較大。

a—S-C1試件; b—S-C2試件; c—S-C3試件; d—S-C4試件。圖10 試件反力P與加載位移δD7曲線Fig.10 Specimen force P and loading displacement δD7 curve

圖11為圖10的滯回曲線中取每級加載最大值的平均值后的骨架曲線?？芍?當(dāng)梁端強制位移較小時,試件的反力與位移曲線呈線性增長趨勢,說明整個結(jié)構(gòu)處于彈性狀態(tài);當(dāng)梁端強制位移較大時,試件S-C1的剛度明顯增大,整個結(jié)構(gòu)處于彈塑性狀態(tài),當(dāng)梁端強制位移大于15 mm后,試件反力繼續(xù)增加,但是剛度呈下降趨勢;在剛度突變前,試件S-C2～S-C4正向和反向反力P的對稱性較好,隨著摩擦型節(jié)點的相對滑動位移的增加,對稱性略有劣化。這主要是由于摩擦板在相對滑動過程中,表面出現(xiàn)的不均勻劃痕的影響,但是正向和負向加載時反力的平均值受到螺栓預(yù)緊力的影響較小。另外,由試件S-C1和S-C2骨架曲線對比結(jié)果可知,螺栓預(yù)緊力相同時,摩擦板的開孔形式對試件的反力影響較大,圓形開孔摩擦板的試件的反力明顯大于長圓孔試件,且對稱性優(yōu)于長圓孔試件。

圖11 4個試件的骨架曲線Fig.11 Skeleton curves of 4 specimens

3.2 試驗現(xiàn)象

圖12～圖15是4個試驗試件加載前后的對比?？梢?與試件S-C1相比,S-C2試件鋁摩擦板的磨損更嚴重;試件S-C1鋁摩擦板在加載結(jié)束后觀察到4.5 mm的擠出現(xiàn)象,而試件S-C2鋁摩擦板相對中心鋼板位置不變。這是由于在加載過程中,長圓孔鋁摩擦板隨著中心鋼板與夾緊角鋼相對位移的增加,發(fā)生了相對滑移而向外擠出,但反向加載時,由于摩擦板滑動變形的影響,無法復(fù)位,而S-C2試件由于中心圓孔的限制,鋁摩擦板不隨中心鋼板的滑動而滑動,性能更穩(wěn)定。

a—試驗前; b—試驗后。圖12 S-C1試件試驗前后Fig.12 The photoes of specimen S-C1

a—試驗前; b—試驗后。圖13 S-C2試件試驗前后Fig.13 The photoes of specimen S-C2

a—試驗前; b—試驗后。圖14 S-C3試件試驗前后Fig.14 The photoes of specimen S-C3

a—試驗前; b—試驗后。圖15 S-C4試件試驗前后Fig.15 The photoes of specimen S-C4

試件S-C2～S-C4的鋁摩擦板均為開圓孔板材,試驗結(jié)束后,3個試件均未觀察到明顯的破壞特征。3個試件的鋁摩擦板磨損程度對比分析結(jié)果表明,隨著螺栓預(yù)緊力的增加,磨損面積不斷增大,并且,伴隨著中心鋼板與鋁摩擦板間的相對滑移,產(chǎn)生了更多的金屬碎屑。由Bowden和Tabor的現(xiàn)代摩擦理論[14]及文獻[15]可知,兩個潔凈的金屬界面間由若干個微凸體組成,受預(yù)緊力影響,微凸體間會產(chǎn)生很大的接觸應(yīng)力,導(dǎo)致微凸體間出現(xiàn)冷焊連接,克服摩擦即剪斷微凸體間產(chǎn)生的冷焊連接節(jié)點。另外,當(dāng)兩個金屬界面間硬度不同時,在相對滑移過程中,較硬金屬將穿入較軟的金屬表面,形成犁溝。因此,相比于經(jīng)典摩擦學(xué)理論,現(xiàn)代摩擦理論更好地解釋了加載過程中觀察到的試驗現(xiàn)象。

3.3 摩擦耗能連接節(jié)點荷載和相對位移關(guān)系滯回曲線

外荷載通過焊接在鉸支鋼框架鋼梁下翼緣上的中心鋼板間接作用在節(jié)點及預(yù)制混凝土外掛墻板上。當(dāng)外荷載較小時,受到中心鋼板與鋁摩擦片間的摩阻力影響,節(jié)點不發(fā)生相對滑動,混凝土墻板隨著鉸支鋼框架發(fā)生水平位移,節(jié)點將作用在鉸支鋼框架上的荷載全部傳遞給混凝土墻板,混凝土墻板為整體結(jié)構(gòu)提供側(cè)向剛度;當(dāng)外荷載較大時,節(jié)點處將克服摩擦力發(fā)生相對滑動。因此,可以用中心鋼板與夾緊角鋼間是否發(fā)生相對變形作為判定是否克服了節(jié)點處的摩擦力的標(biāo)準(zhǔn)。圖16為加載過程中4個試驗試件節(jié)點處相對位移Δ及梁端反力P關(guān)系曲線,其中,節(jié)點處相對位移Δ由式(2)計算求得,即加載過程中,左右兩個滑動摩擦阻尼器中心鋼板與單角鋼相對位移的平均值。

a—S-C1試件; b—S-C2試件; c—S-C3試件; d—S-C4試件。圖16 各試件連接件力與相對位移Δ的滯回曲線Fig.16 Hysteresis curve of force and relative displacement of each specimen

(2)

由圖16可知,加載初期,節(jié)點處無相對位移,摩擦耗能連接節(jié)點從開始加載到加載結(jié)束的整體過程可以分為2個階段:彈性工作階段、彈塑性工作階段。

1)彈性工作階段。從開始加載至摩擦耗能連接節(jié)點起滑前,摩擦耗能連接節(jié)點均處于彈性工作階段。此時摩擦耗能連接節(jié)點未發(fā)生相對滑動,摩擦耗能連接節(jié)點與外掛墻板共同為主體結(jié)構(gòu)提供側(cè)向剛度,故初始剛度較大、變形較小、相對位移較小,荷載-位移曲線基本呈線性關(guān)系,連接節(jié)點表現(xiàn)為“剛性連接節(jié)點”。

2)彈塑性工作階段。彈塑性工作階段為摩擦耗能連接節(jié)點中心連接鋼板與夾緊角鋼發(fā)生相對滑移,摩擦耗能連接節(jié)點起滑后,剛度退化明顯,此時摩擦耗能連接節(jié)點表現(xiàn)為“柔性連接節(jié)點”。

從彈性工作階段向彈塑性工作階段變化過程中,即滑動摩擦阻尼器的中心鋼板和單角鋼發(fā)生相對滑動的瞬間對應(yīng)的梁端的反力值定義為臨界摩擦力Pr,由文獻[16-18]可知,滑動摩擦系數(shù)μ計算式為:

(3)

式中:n為摩擦面?zhèn)€數(shù),依據(jù)文獻[19-20]確定摩擦面數(shù)為2個面;F為螺栓預(yù)緊力;Pr為單個阻尼器的臨界滑動摩擦力,按照式(4)計算:

(4)

表3 臨界滑動摩擦力與摩擦系數(shù)Table 3 Critical sliding friction and friction coefficient

(5)

(6)

滑動摩擦力不均勻系數(shù)α越接近于1,說明滑動摩擦狀態(tài)越平衡,阻尼器滯回曲線越對稱。

由表1可知,預(yù)緊力相同時,圓形開孔鋁摩擦板的反力更大、剛度更大、相對滑移最大值更大,滑動摩擦力不均勻系數(shù)越接近1;當(dāng)同為單圓孔鋁摩擦板時,隨著螺栓預(yù)緊力的增加,節(jié)點處的相對位移減少,滑動摩擦力不均勻系數(shù)α越發(fā)偏離1。

參考文獻[16]可知,滑動摩擦力出現(xiàn)不均勻的原因與鋁摩擦板表面出現(xiàn)嚴重的摩擦損傷和鋁摩擦板表面保護層的破壞直接相關(guān)。當(dāng)螺栓預(yù)緊力為32.9 kN時,試件S-C1、S-C2的滑動摩擦力不均勻系數(shù)分別介于0.54～0.79、0.93～1.04;當(dāng)螺栓預(yù)緊力為52.8 kN時,S-C3試件的滑動摩擦力不均勻系數(shù)介于0.64～0.97;當(dāng)螺栓預(yù)緊力為71.8 kN時,S-C4試件的滑動摩擦力不均勻系數(shù)介于0.65～1.06之間。

觀察圖10c可知,同一加載級別且正向加載時,絕對位移隨加載圈數(shù)的增加逐漸降低;反向加載時,絕對位移略有下降,這主要是由于動摩擦試驗中,摩擦系數(shù)不恒定[23]。對比圖16b和圖16c在20 mm加載級別最后一圈的試驗結(jié)果可知,S-C3試件與S-C2試件的相對滑移量較接近。另外,根據(jù)庫倫摩擦理論可知,預(yù)緊力的增加會直接影響滑動摩擦力,即圖16中的P值。由圖16可知,預(yù)緊力的增加可以增大平均滑動摩擦力(P)值,這與理論相符。

3.4 摩擦系數(shù)

圖17 摩擦系數(shù)與加載位移的關(guān)系Fig.17 Friction coefficient versus loading displacement

圖17中,S-C1試件各位移加載幅值下的平均摩擦系數(shù)均小于S-C2試件,這是由于滑動界面的摩擦抵抗機理變化所導(dǎo)致的,由于機械咬合的作用,S-C1試件的鋁摩擦板向外擠出,所以在15,20 mm加載位移幅值下S-C1試件平均摩擦系數(shù)呈下降趨勢;而S-C2試件在5,10 mm下摩擦系數(shù)增長速率基本相同,但是由于鋁摩擦板開孔形式為單圓孔,螺栓桿限制了鋁摩擦板試件的向外擠出,導(dǎo)致S-C2試件的摩擦系數(shù)在15,20 mm加載位移幅值下平均摩擦系數(shù)的增長速率上升。

由圖17及表1可知,S-C2～S-C4試件隨著螺栓預(yù)緊力增加,平均摩擦系數(shù)減小,這是因為平均摩擦力系數(shù)為由式(3)計算求得的計算值,而非測量值。另外,由文獻[14]可知,影響金屬材料間動摩擦系數(shù)的因素較多,動摩擦系數(shù)通常不是恒定值,文獻[24]的試驗結(jié)果也發(fā)現(xiàn)動摩擦系數(shù)非恒定值。

S-C3、S-C4試件的增長趨勢均與S-C2試件相同,均為線性增長趨勢,在15,20 mm加載位移幅值下增長速率上升。以20 mm位移加載幅值為例,考察試件S-C1～S-C4的平均摩擦系數(shù)隨著往復(fù)加載圈數(shù)的變化情況,如圖18所示,4個試件在20 mm加載位移幅值下各次往復(fù)加載對應(yīng)的平均摩擦系數(shù)趨近于某一定值,S-C1試件穩(wěn)定在0.6～0.7之間、S-C2試件穩(wěn)定在0.9～1.0之間、S-C3試件穩(wěn)定在0.55～0.65之間、S-C4穩(wěn)定在0.4～0.5之間,因此,各試件在20 mm加載位移幅值下各圈加載均呈現(xiàn)良好的穩(wěn)定性。

圖18 20 mm加載位移幅值的往復(fù)加載摩擦系數(shù)Fig.18 Friction coefficient for 20 mm loading displacement amplitude

4 結(jié) 論

通過試驗研究考察了4組不同參數(shù)條件下裝配式預(yù)制混凝土外掛墻板摩擦耗能新型連接節(jié)點的力學(xué)性能,試驗研究結(jié)果表明:

1)該摩擦耗能新型連接節(jié)點滯回曲線飽滿,表現(xiàn)出良好的耗能性能。

2)鋁摩擦板的開孔形式對于摩擦耗能連接節(jié)點的穩(wěn)定性影響較大,采用開長圓孔的鋁摩擦板時,加載過程中鋁板隨著中心鋼板的滑動而發(fā)生滑動,加載結(jié)束后,鋁板滑移不可恢復(fù),而開單圓孔的鋁摩擦板在加載結(jié)束后,沒有觀察到明顯的破壞特征,因此摩擦耗能新型連接節(jié)點的摩擦板開孔形式建議采用單圓孔形式。

3)螺栓預(yù)緊力的增加不影響節(jié)點的滯回性能,但是,臨界摩擦力隨著螺栓預(yù)緊力的增加而不斷增加,并且臨界摩擦系數(shù)逐漸減小,節(jié)點相對滑動距離也逐漸減小。

4)受滑動摩擦界面機械咬合作用影響,隨著位移加載級別的提高,相應(yīng)的平均摩擦系數(shù)增加,因此,在加載過程中,平均摩擦系數(shù)非恒定值,但是對于同一個加載級別下,每次位移往復(fù)循環(huán)加載對應(yīng)的平均摩擦系數(shù)基本恒定在某一限值內(nèi)。