附设粘滞阻尼器的传统风格建筑钢结构双梁-柱节点动力试验研究_吴占景.pdf

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2． School of Civil Engineering，Xi＇an University of Architecture and Technology，Xi’ an 710055，China Abstract The technology of seismic energy dissipation was applied to steel traditional style buildings，and the carved angle brace was replaced by viscous damper． Three steel double- beam column joints in traditional style buildings were designed，which include two specimens with viscous dampers and one specimen without viscous damper，the scale model was 1 ∶ 2． 6． Mechanical behaviors such as the load- displacement hysteretic loops，skeleton curve，ductility， energy dissipation capacity and rigidity degeneration of joints were analyzed by a dynamic cyclic loading test． The results indicate that the steel beam- column joints in antique buildings with installed viscous dampers have more plump hysteresis curves，and its energy dissipation capacity is obviously better than that of the comparing specimen． The ultimate load increase value is between 34 and 46． The displacement ductility factor is between 1． 79 and 1． 96，showing that the viscous dampers have less effect on the ductility of specimens． The equivalent viscous damping coefficient of specimens with viscous damper is 1． 11． 5 times specimens without viscous damper，indicating that the viscous damper installed at the beam column joints has a good seismic perance． Key wordsantique style buildings;steel structure;double beams- column joint;dynamic cyclic loading test; viscous damper 钢结构由于具有自重轻、 强度高、 工业化程度高等 优点特别适用于大跨度、 大悬挑和高耸结构， 因此在西 安天人长安塔、 甘肃泾川舍利塔等传统风格建筑当中 得到了大量的应用。受古建筑形制要求， 其梁 － 柱节 点连接通常采用的是圆钢管柱 － 箱形截面梁或者圆钢 管柱 － 工字形截面梁全焊接连接 刚性连接 。国内外 钢结构刚性节点的研究成果表明 钢结构梁 － 柱节点 梁翼缘焊缝处， 尤其是梁下翼缘和柱连接处焊缝容易 断裂， 从而造成脆性破坏。 近年来， 一些学者提出了将结构减震技术应用到 到梁 － 柱节点当中， 即在梁 － 柱节点处设置阻尼器来 增加节点的耗能能力［1 ］。Koetaka 等 ［2 ］、 Mander 等［3 ］及 周云等 ［4 －6 ］分别进行了附设金属阻尼器、 预应力铅挤 压阻尼器及扇形铅黏弹性阻尼器的新型梁 － 柱阻尼节 点试验。试验结果表明此类节点的刚度、 极限承载力 ChaoXing 和位移延性均得到一定程度提高， 其滞回曲线饱满平 滑， 耗能性能更加良好。Chung 等 ［7 －8 ］通过在粘滞阻尼 器上接液压缸作为位移放大器， 证明了在梁 － 柱节点 上安装粘滞阻尼器可以提高构件的抗震能力， 并通过 振动台试验证明了安装在梁 － 柱节点处的粘滞阻尼器 具有良好的耗能能力。 目前， 将粘滞阻尼器应用于传统风格建筑的应用 研究鲜有报道， 仅有课题组进行了一批附设粘滞阻尼 器的传统风格建筑混凝土梁 － 柱节点动力循环加载试 验 ［9 －10 ］。因此， 基于课题组研究成果的基础上， 本次试 验设计了三个传统风格建筑钢结构节点试件 包括两 个附设粘滞阻尼器的有控节点试件和一个无阻尼器的 无控节点对比试件 。通过动力循环加载试验， 对其破 坏模式和抗震性能进行试验研究， 为传统风格建筑钢 结构的工程应用提供理论基础。 1试验概况 1． 1试件设计及制作 传统风格建筑中的双梁 － 柱节点是建造过程按照 中国古建筑的形制构造要求， 由阑额、 由额与柱子形成 的一种独特的节点形式， 如图 1 所示。 课题组在 2014 年对 8 个缩尺比例为 1∶ 2 的钢结 构传统风格建筑双梁 － 柱节点和进行了低周反复加载 试验 ［11 －12 ］。试验结果表明箱形梁节点的抗震性能优 于工字梁节点， 因此本次试验采用箱型截面梁试件。 试件模型尺寸参考西安某景区钢结构殿堂式传统风格 建筑实例， 并选用水平荷载作用下梁 － 柱反弯点之间 的部分， 按照宋 营造法式 “材份等级” 制进行换算并 最终确定 ［13 ］， 试件模型比例为 1 ∶ 2． 6。试件总高 2 650 mm， 总宽 3 000 mm。 图 1传统风格建筑双梁 － 柱节点核心区示意图 Fig． 1 Schematic of the joint core area 所有试件均采用 Q235B 钢， 试件上柱和梁均为方 钢管， 下柱为无缝圆钢管。上下柱之间通过竖向加劲 肋板连接， 下柱内在梁对应的高度处焊接水平内隔板。 粘滞阻尼器通过两端的销栓与焊接在节点梁、 柱上的 双耳支座进行连接， 与柱夹角为 60。 试件设计参数详见表 1。实测钢材的物理力学性 能指标见表 2。试件尺寸如图 2 所示。 本次试验选用了两种不同参数的非线性粘滞阻尼 器， 设计参数见表 3。其中试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 分别设 置阻尼系数为 60 kNs/m 和 88 kNs/m 的粘滞阻尼 器， 阻尼指数均为 0． 38。 表 1试件设计参数 Tab． 1 Design parameters of specimensmm 试件 编号 阻尼器 编号 阑额 上梁 翼缘腹板 由额 下梁 翼缘腹板 钢 管柱 方钢 管柱 DBJ- 1128 4 197 4117 4 174 4Φ274 16150 16 DBJ- 2VD1128 4 197 4117 4 174 4Φ274 16150 16 DBJ- 3VD2128 4 197 4117 4 174 4Φ274 16150 16 表 2材料力学性能指标 Tab． 2 Mechanic perance inds 材料 厚度/mmfy/MPafu/MPaE/MPa δ/εy/10 －6 板材 4275． 9402． 11． 98 10535． 11 393 16277． 2412． 62． 01 10537． 21 379 管材16283． 4415． 32． 05 10534． 51 417 注 fy为屈服强度; fu 为极限强度; E 为弹性模量; δ 为伸长 率; εy为屈服应变。 表 3粘滞阻尼器设计参数 Tab． 3 Design parameters of viscous dampers 阻尼器 编号 设计阻 尼力 F/kN 阻尼系数 C/ kNsm －1 阻尼指数 α 设计位移/ mm VD150600． 3850 VD280880． 3850 图 2试件尺寸及构造 mm Fig． 2 Sketch of specimens mm 002振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 1． 2加载方案 试验采用柱顶加载方式， 通过油压千斤顶对柱顶 施加竖向荷载至设计值并在整个试验过程中保持不 变。由 500 kN 电液伺服作动器 量程为 250 mm 在 柱顶施加水平荷载。柱底约束为固定铰支座。在双梁 之间设置滚轴以保证阑额和由额的端部在动力加载下 能保持良好的水平错动， 图 3 为试验加载装置示意图 和现场装置图。双梁之间的连接见图 4。 1 － 反力架; 2 － 反力墙; 3 － 反力梁; 4 － 试件; 5 － 铰支座; 6 － 拉杆; 7 － 双梁连接器; 8 － MTS 电液伺服作动器; 9 － 液压千斤顶; 10 － 地梁; 11 － 粘滞阻尼器 图 3加载装置 Fig． 3 Test set- up 图 4双梁连接器 Fig． 4 Connector of dual- lintel 试验加载制度参考刘伟庆等［14 ］试验方法及 JG/T 2092012建筑消能阻尼器 ［15 ］并结合实验室设备性 能， 选用以位移和频率进行控制的正弦波加载， 相邻的 两个工况采用相同的位移幅值， 但是使用不同频率; 最 大工况对应的位移幅值为77 mm， 每工况循环5 次。本 次试验的周期性动力加载制度的具体参数， 如图 5 和 表 4 所示。 图 5加载制度 Fig． 5 Loading protocol 表 4周期性动力加载工况表 Tab． 4 Cyclic dynamic loading mode 工况 峰值加速度/ cms －2 位移幅值/ mm 频率/ Hz 工况 150 51． 59 工况 280 52． 01 工况 3100 81． 78 工况 4125 81． 99 工况 5150 111． 86 工况 6200 112． 15 工况 7250 152． 05 工况 8300 152． 25 工况 9350 271． 81 工况 10425 272． 00 工况 11460 401． 71 工况 12480 401． 75 工况 13500 531． 55 工况 14550 531． 62 工况 15570 651． 50 工况 16578 651． 55 工况 17585 771． 39 1． 3量测方案 柱顶位移和荷载由 MTS793 加载系统采集; 梁端塑 性铰区以及柱核心区应变由 8 通道 DC- 104R 动态应变 数据采集仪采集， 应变片布置如图 6 所示。 粘滞阻尼器的活塞运动位移和出力分别由安置在 下支座和油缸上的位移传感器和阻尼器自带的荷载传 感器进行采集 见图 3 b 。 102第 4 期吴占景等附设粘滞阻尼器的传统风格建筑钢结构双梁 － 柱节点动力试验研究 ChaoXing 图 6应变片布置图 Fig． 6 Layout of strain gauges 2试验结果及分析 2． 1试件破坏过程 未设置粘滞阻尼器的对比节点试件 DBJ- 1 在工况 1 ～ 工况 8 加载阶段， 各应变片的应变值都低于钢材的 屈服应变， 表明试件处于弹性工作阶段， 试件未发现明 显变形。试件加载至工况 9 时， 梁端上、 下翼缘塑性铰 区的各应变片的应变值依次超过梁钢材的屈服应变。 在随后的加载过程中， 各梁端塑性铰区分别出现凹陷 或者外鼓。当加载至工况 17 时， 各梁翼缘凹陷处母材 撕裂并向腹板发展， 最终各梁的上翼缘母材撕裂几乎 完全贯通 见图 7 a ， 试件承载力急剧下降， 但所有 梁 － 柱连接处焊缝未开裂。此时阻尼器最大出力 21． 06 kN， 位移 19． 25 mm。试验过程中梁端的双梁连 接器的上、 下端板之间的滚轴滑动十分明显， 表明双梁 连接器工作性能良好。 设置粘滞阻尼器的试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 的破坏过 程较为相似 在工况 1 ～ 工况 12 加载阶段， 试件未发生 明显变形。当加载至工况 13 时， 各梁上、 下翼缘塑性 铰区均出现轻微凹陷。西侧上、 下梁南侧腹板上部距 离焊缝 3 cm 处轻微外鼓。东侧上梁南侧腹板下部距 离焊缝3 cm 处轻微外鼓。当加载至工况17 时， 梁端塑 性铰区变形加大， 并伴随着母材撕裂贯通， 但所有 梁 － 柱连接处焊缝均未开裂。试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 中 阻尼器最大出力分别为 21． 06 kN 和 34． 92 kN， 位移分 别为 19． 25 mm 和 15． 90 mm。试件最终的破坏形态如 图 7 所示。 2． 2破坏模式及应变分析 本次试验各节点试件的破坏模式为典型的“强柱 弱梁” 破坏， 首先在梁塑性铰区的翼缘或腹板出不同程 度的屈曲变形， 最终导致母材撕裂。 图 8 为试件梁端塑性铰区应变片在不同工况下的 应变值， 其应变值取各工况加载第一圈时应变片应变 值的最大绝对值。由图 8 可知， 加载初期阶段各试件 的塑性铰区的应变值相差不大，这是因为加载前期试 图 7试件的破坏形态 Fig． 7 Failure pattern of specimens 图 8试件应变 Fig． 8 Strain of specimens 件的变形较小， 阻尼器发挥的作用也较小， 因此设置粘 滞阻尼器的节点试件和对比节点试件的应变差异较 小。在工况 9 时， 各试件的应变开始明显变大并逐步 202振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 达到钢材的屈服应变， 但由于试件变形较小， 此时阻尼 器尚未发挥明显作用。从工况 11 开始， 设置粘滞阻尼 器的节点试件的应变值开始明显小于对比节点试件， 表明随着试件变形的增大， 阻尼器开始发挥作用 附设 粘滞阻尼器减小了试件梁端塑性铰区的屈曲变形， 并 且减缓了母材撕裂， 表明附设粘滞阻尼器对试件有良 好的减震效果。 2． 3试件滞回曲线 图 9 为试件的柱顶荷载 － 位移滞回曲线， 图中 P， Δ 分别为试件柱顶的水平荷载、 水平位移。由图 9 可知 1 附设粘滞阻尼器的传统风格建筑钢结构双 梁 － 柱节点周期性动力加载下的滞回曲线与常规节点 在拟静力加载下的滞回曲线相比， 曲线呈现轻微的波 浪形， 但整体形状相似， 大致呈梭形。 2 在试验加载初期， 试件处于弹性阶段， 柱顶的 荷载 － 位移变化基本呈线性关系， 滞回环包围的面积 很小， 残余变形较小。随工况的增加， 试件梁端塑性铰 区发生屈曲。滞回环逐渐变得饱满， 表现出了良好的 耗能特性; 在水平荷载完全卸载时， 柱顶位移不为零， 开始出现较大的残余变形; 滞回环的初始斜率逐渐减 小， 这表明随着梁端塑性铰区的变形以及裂缝的出现 和持续开展， 节点刚度在不断退化。 3 对滞回环的饱满程度分析可以发现， DBJ- 1、 DBJ- 2、 DBJ- 3 的滞回环依次更加饱满， 表明附设粘滞阻 尼器的节点试件具有更强的耗能能力。阻尼器的阻尼 系数越大， 节点试件的滞回环越饱满， 耗能能力越强。 4 在加载后期， 同一工况下的每一圈的滞回环并 不重合， 在位移保持不变的情况下， 荷载逐步降低。 这是因为试件进入了塑性变形阶段， 每圈的加载都会 产生残余变形和累积损伤， 从而导致试件的强度 退化。 图 9试件滞回曲线 Fig． 9 Hysteretic loops of specimens 2． 4阻尼器滞回曲线 图 10 为为试验中测得的阻尼器阻尼力 － 位移滞 回曲线。图中 P 为阻尼器的阻尼力， 即阻尼器的对外 出力， 由传感器测得; Δ 为阻尼器位移， 指阻尼器两端 的相对位移， 即伸长量或者缩短量， 由设置在阻尼器上 的位移传感器测得。由图可见 附设粘滞阻尼器的传 统风格建筑钢结构双梁 － 柱节点在周期性动力加载下 的阻尼器的阻尼力 － 位移滞回曲线有以下几个特点 1 阻尼器阻尼力 － 位移滞回曲线存在一定的倾 斜现象。原因是阻尼介质 油液 具有一定的压缩性， 当活塞开始运动时阻尼介质不能迅速的从高压区通过 阻尼孔道流向低压区， 于是阻尼介质被压缩， 粘滞阻尼 器表现出一种瞬时刚度。 2 在位移零点附近都存在“凹陷” 现象， 这是由 于试验当中加载一圈后会稍微停顿一下， 然后再进行 下一圈加载， 因此每一圈加载起始时阻尼器活塞都是 从中间位置起步， 而且也是在中间位置结束， 阻尼器活 塞的运动速度会下降至零， 因此阻尼器的出力也将降 至零， 导致阻尼器滞回曲线在零点附近存在 “凹陷” 。 3 滞回曲线沿位移轴 水平轴 有平移错动， 即 阻尼器产生一定的位移， 但不产生阻尼力。发生这种 情况的原因是阻尼器两端耳环连接存在一定的间隙和 阻尼器在注油的过程中可能存在一定的气泡。 图 10粘滞阻尼器滞回曲线 Fig． 10 Hysteretic loops of viscous dampers 302第 4 期吴占景等附设粘滞阻尼器的传统风格建筑钢结构双梁 － 柱节点动力试验研究 ChaoXing 4 在位移较小时， 滞回曲线依然较为饱满， 说明 粘滞阻尼器在小位移时也有较好的耗能能力。随着工 况的增加， 即加载位移和频率的增大， 滞回环面积不断 增大， 这说明粘滞阻尼器的阻尼力在相似激振频率下， 耗能能力随着位移幅值的的增大而增大。 2． 5骨架曲线 本次动力加载试验的各试件的骨架曲线见图 11。 由图 11 可知其骨架曲线具有以下特点 图 11试件骨架曲线 Fig． 11 Skeleton curves of specimens 1 在加载初期， 骨架曲线基本呈直线， 试件处于 弹性阶段。由于梁 － 柱变形较小， 因此粘滞阻尼器尚 未发挥有效作用。试件进入塑性阶段后，梁 － 柱变形 逐步增大， 粘滞阻尼器开始发挥作用， 设置粘滞阻尼器 的节点试件的承载力与对比节点试件相比有较大的提 高。而有控试件中采用较高阻尼系数阻尼器的试件 DBJ- 3 比 DBJ- 2 的峰值荷载略高。 2 当试件进入屈服阶段后， 骨架曲线的斜率不断 变小， 变形发展快于荷载增长， 试件刚度不断下降。试 件在达到峰值荷载之后， 由于母材撕裂和焊缝开裂， 骨 架曲线出现明显的下降段。 2． 6变形能力 表 5 给出了试件各特征点处实测的承载力、 位移 以及延性系数。其中 Py为屈服荷载， 由通用屈服弯矩 法确定; Pu为峰值荷载; Pm为破坏荷载 取峰值荷载下 降至 85时对应的荷载值 ; Δy ， Δ u ， Δ m分别为上述荷 载对应的位移值; μ 为位移延性系数， μ Δm /Δ y。 由表 5 可知 与对比节点试件 DBJ- 1 相比， 附设粘 滞阻尼器的节点试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 的峰值荷载增幅 分别为 34 和 46。各试件的正向位移延性系数为 1． 91 ～1． 96， 负向延性系数为 1． 79 ～1． 96， 各试件的位 移延性系数相似。由此可见， 粘滞阻尼器对节点延性 的影响较小， 这主要是因为加载后期试件受焊缝和母 材开裂的影响较大。 表 5实测试件各特征点的承载力、 位移和延性系数 Tab． 5 Measured bearing capacity，displacement and ductility coefficient 试件加载方向 屈服点 Py/kNΔy/mm 峰值点 Pm/kNΔm/mm 破坏点 Pu/kNΔu/mm 延性系数 μ DBJ －1 正向55． 3928． 8471． 4539． 5160． 7354． 461． 89 负向－55． 48－27． 40－69． 67－38． 95－59． 22－53． 221． 94 DBJ －2 正向71． 4032． 9795． 1749． 1680． 8958． 991． 79 负向－68． 96－30． 08－93． 06－49． 61－79． 10－58． 991． 96 DBJ －3 正向76． 6631． 41104． 5547． 8988． 8761． 501． 96 负向－75． 15－30． 67－101． 29－49． 49－86． 10－58． 451． 91 2． 7耗能分析 本文选用等效粘滞阻尼系数 he来衡量节点试件的 耗能能力 ［16 ］， 试件的等效粘滞阻尼系数见表 6。 表 6等效粘滞阻尼系数 Tab． 6 Equivalent viscous damping coefficient of specimens 试件 编号 等效粘滞阻尼系数 工况 9 工况 11 工况 13 DBJ- 10． 0450． 1690． 253 DBJ- 20． 0710． 1800． 326 DBJ- 30． 0930． 2160． 355 由表 6 可知 在试件达到屈服荷载时， 附设粘滞阻 尼器的节点试件的耗能能力是对比节点试件的 1． 57 ～ 2．06 倍; 在试件达到峰值荷载时， 附设粘滞阻尼器的节 点试件的耗能能力是对比节点试件的 1． 06 ～1． 27 倍， 在试件达到破坏时， 附设粘滞阻尼器的节点试件的耗 能能力是对比节点试件的 1． 28 ～1． 40 倍， 表明粘滞阻 尼器的设置有效提高了节点的耗能能力， 且试件未出 现焊缝或母材开裂时提高最大。 为进一步量化粘滞阻尼器对节点耗能能力的提 高， 根据各试件的柱端荷载 － 位移滞回曲线计算试件 各工况下的总耗能， 如图 12 所示。图 12 a 为试件总 耗能， 取各工况第3 圈滞回环的面积。图12 b 为各试 件阻尼器耗能， 取东、 西两粘滞阻尼器各工况第 3 圈滞 回环面积之和。 由图 12 可知， 在加载前期各试件总耗能区别不 大， 这是因为工况 1 ～ 工况 8 时， 试件处于弹性阶段， 变 形较小。在工况 9 以后， 各试件进入塑性阶段， 总耗能 402振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 有明显提高， 同时粘滞阻尼器的滞回耗能也迅速增长， 因此附设粘滞阻尼器的节点试件的滞回耗能高于无阻 尼器的对比节点试件。 图 12耗能曲线 Fig． 12 Energy dissipation curves 图 13 为附设粘滞阻尼器的节点试件相对于对比 节点试件的总耗能提高百分比， 其中试件总耗能提高 百分比 附设粘滞阻尼器的节点试件总耗能 － 对比 节点试件总耗能 / 对比节点试件总耗能 100。图 14 为阻尼器耗能占试件总耗能的百分比， 其中阻尼器 耗能比例 东、 西两阻尼器耗能之和/节点试件总耗能 100。 由图 13 和图 14 可知， 加载初期试件总耗能百分 比提高较低， 在工况 7 之前均低于 50。在工况 7 时 有控节点试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 的阻尼器耗能占试件总 耗能的百分比分别达到了 20 和 32， 但试件总耗能 提高百分比仍低于 50， 说明此时试件整体耗能较小， 虽然阻尼器耗能占试件总耗能的百分比在所有工况中 最大， 但阻尼器实际耗能并不大。这主要是因为加载 初期试件变形较小， 阻尼器尚未发挥较大的作用。 图 13节点试件总耗能提高百分比 Fig． 13 Energy dissipation increased proportion of specimens 图 14粘滞阻尼器耗能百分比 Fig． 14 Energy dissipation proportion of viscous dampers 在工况9 时， 有控节点试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 的阻尼 器耗能占试件总耗能的百分比分别达到了 96 和 181， 但试件总耗能百分比提高突降为 10 和 8。 工况 9 时的数据存在突变， 这是因为工况 9 时各试件 梁端塑性铰区开始出现明显变形， 虽然阻尼器耗能增 大， 但试件自身耗能突然增大， 导致阻尼器在总耗能中 所占比例明显下降。 在工况 11 时， 有控节点试件 DBJ- 2 和 DBJ- 3 的总 耗能相比无控节点试件 DBJ- 1 分别降为 38 和 86， 阻尼器耗能占试件总耗能百分比分别达到了 17 和 27。 在之后的加载过程中各耗能比例趋于稳定并逐步 增长。附设粘滞阻尼器的节点试件的耗能能力得到了 显著改善， 并且随着阻尼系数的提高而提高。 2． 8强度衰减 各试件在不同加载工况时的强度衰减曲线如图 15 所示。其中 λi为同一工况加载下最后一次循环的峰值 荷载与第一次循环的峰值荷载之比。 1 试件强度退化的总体趋势基本相同， 强度退化 系数约为1．0， 试件达到极限承载力之前的强度退化并 不明显， 甚至强度有略微提高。这主要是因为钢材是一 种材质均匀各向同性的材料， 并且试验中试件达到极限 承载力之前几乎没有发生焊缝破坏及母材开裂等现象。 2 在试件达到极限承载力之后， 试件的强度出现 明显的退化现象， 而且总体上呈加快的趋势。这主要 是因为各试件达到极限承载力之后， 梁端塑性铰区的 变形过大， 梁端塑性铰区翼缘和腹板的母材开裂以及 梁 － 柱连接处的焊缝破坏等现象， 而且在动力循环荷 载的反复作用下， 试件的累积损伤效应越来越明显， 从 而导致各节点试件的承载力迅速下降， 强度衰减加快。 图 15强度衰减曲线 Fig． 15 Strength degradation curves 2． 9刚度退化 试件的割线刚度取同一工况 5 个循环割线刚度的 平均值 ［17 ］。图 16 为各试件的动力循环加载试验下刚 度退化曲线。由图 16 可知 1 随着工况的增加， 各试件的刚度退化都呈先慢 后快的趋势。这主要是因为在加载初期， 梁端塑性铰 502第 4 期吴占景等附设粘滞阻尼器的传统风格建筑钢结构双梁 － 柱节点动力试验研究 ChaoXing 区变形较小， 阻尼器出力也较小， 试件的累积损伤比较 小。当试件达到极限承载力之后， 在动力荷载反复作 用下， 梁端塑性铰区出现严重的变形并且开裂， 从而使 试件刚度退化相应加快。 2 在整个试验加载过程中， 有控节点试件的割线 刚度高于无控节点试件的割线刚度， 这是由于设置粘 滞阻尼器之后， 在相同工况下试件的承载能力有所增 强， 因此割线刚度相应提高。 图 16刚度退化曲线 Fig． 16 Stiffness degradation curves 3结论 通过两个附设粘滞阻尼器的传统风格建筑钢结构 双梁 － 柱节点及一个对比节点试件在周期性动力循环 荷载下的试验研究， 主要得到以下结论 1 将粘滞阻尼器安装于结构的梁 － 柱节点位置， 通过配套的双耳连接支座一端与梁连接， 另一端与柱 连接， 在保证传统风格建筑外形的前提下可以改善其 节点的抗震性能。 2 传统风格建筑钢结构双梁 － 柱节点的主要破 坏特点是首先在梁端塑性铰区产生屈曲变形， 然后梁 端塑性铰区梁翼缘及腹板母材开裂破坏。附设粘滞阻 尼器改善了试件的受力性能， 延缓了梁端塑性铰的开 展， 且避免了梁 － 柱连接处焊缝开裂。 3 传统风格建筑钢结构新型阻尼节点周期性动力 加载下的滞回曲线与常规节点在拟静力加载下的滞回曲 线相比， 曲线呈现轻微的波浪形， 但整体形状一样， 大致 呈梭形。附设粘滞阻尼器的有控节点试件的滞回曲线比 无控节点试件的滞回曲线更加饱满。进入塑性阶段后， 试件总耗能和粘滞阻尼器的粘滞回耗能也迅速增长， 加 载后期， 试件梁端塑性铰区明显变形后， 试件总耗能和粘 滞阻尼器的粘滞回耗能逐渐降低并趋于稳定。 4 附设粘滞阻尼器后， 传统风格建筑钢结构节点 的峰值荷载与无阻尼节点试件相比有较大提高， 且阻 尼器的阻尼系数越大， 节点峰值荷载提高越多。 5 各节点试件的位移延性系数介于1． 79 ～1． 96， 设置阻尼器后试件的延性略有提高， 但总体影响不大。 参 考 文 献 ［1］ 何小辉． 钢框架新型耗能梁柱节点滞回性能的研究［ D］ ． 哈尔滨 哈尔滨工业大学， 2012． ［2］ KOETAKA Y， CHUSILP P， ZHANG Z J． Mechanical property ofbeam- to- columnmomentconnectionwithhysteretic dampers for column weak axis ［J］ ． Engineering Structures， 2005， 27 1 109 －117． ［3］ MANDER T J，RODGERS G W，CHASE J G．Damage avoidance design steel beam- column moment connection using high- force- to- volume dissipators ［J］ ．Journal of Structural Engineering， 2009， 135 11 1390 －1397． ［4］ 周云， 徐昕， 邹征敏， 等． 扇形铅粘弹性阻尼器的设计及数 值仿真分析 ［J］ ． 土木工程与管理学报， 2011， 28 2 1 －6． ZHOU Yun，XU Xin，ZOU Zhengmin，et al． Design and numerical simulation analysis of sector lead viscoelastic damper［ J］ ． Journal of Civil Engineering and Management， 2011， 28 2 1 －6． ［5］ 吴从晓， 周云， 张超， 等． 布置阻尼器的现浇与预制装配式 框架梁柱组合体抗震性能试验研究 ［ J］ ． 建筑结构学报， 2015， 36 6 61 －68． WU Congxiao， ZOU Yun， ZHANG Chao，et al． Experimental study on seismic perance of beam- column subassembly between cast- in- situ and precast frame structure with dampers ［ J］ ． Journal of Building Structures， 2015， 36 6 61 －68． ［6］ 赖伟山． 新型预制装配式效能减震混凝土框架节点抗震 性能试验研究 ［ D］ ． 广州 广州大学， 2014． ［7］ CHUNG S T， LAM S E， WU B， et al． Retrofitting reinforced concretebeam- columnjointsbyhydraulicdisplacement amplification damping system ［C］ ∥ 2007Structures CongressNew Horizons and Better Practices． Long Beach ASCE， 2007． ［8］ CHUNG S T，LAM S E． Displacement amplification damping system ［J］ ． Structural Engineering and Mechanics， 2009， 33 1 1 －14． ［9］ 薛建阳， 董金爽， 隋龑， 等． 附设黏滞阻尼器的仿古建筑混 凝土枋 － 柱节点动力性能试验研究 ［J］ ． 振动与冲击， 2017， 36 17 211 －219． XUE Jianyang， DONG Jinshuang， SUI Yan， et al． Tests for dynamic perance of a concrete lintel- column joint with a viscous damper in archaized buildings ［J］ ．Journal of Vibration and Shock， 2017， 36 17 211 －219． ［ 10］ 隋龑， 薛建阳， 吴占景， 等． 钢结构仿古建筑阻尼节点动力 加载试验及有限元分析 ［J］ ． 建筑结构学报， 2018， 39 6 110 －118． SUI Yan，XUE Jianyang，WU Zhanjing，et al．Dynamic loading test and numerical analysis of steel beam- column joint ina