裝配式鋼質耗能鉸連接中開孔削弱鋼板阻尼器滯回性能研究

摘要：提出一種裝配式節點鋼質耗能鉸連接，對其關鍵部件開孔削弱鋼板阻尼器，進行3種開孔削弱形式的試件軸向往復加載試驗，考察開孔削弱鋼板阻尼器的破壞模態，研究其滯回性能、骨架曲線、承載能力與延性性能等。探討開孔削弱長度、開孔削弱寬度、寬厚比、厚度方向間隙等參數對鋼板阻尼器滯回性能的影響。建立開孔削弱鋼板阻尼器的簡化力學模型，提出阻尼器滯回本構模型并對本構模型準確性進行驗證。結果表明，阻尼器的開孔削弱鋼板在開孔削弱處開裂或斷裂，避免了面外屈曲的發生，實現塑性耗能與破壞模式可控；阻尼器滯回曲線飽滿，承載力均高于297.31 kN，位移延性系數Δ/Δy 均大于4.5，表現出良好的耗能能力、承載能力與延性性能；相比菱形開孔，豎縫開孔削弱阻尼器綜合力學性能更優，建議開孔削弱長度 a/L 為0.25～0.55，開孔削弱寬度 b/B 為0.2～0.5，寬厚比為12.50～15.63，厚度方向間隙不超過2 mm；提出的開孔削弱鋼板阻尼器滯回本構模型能準確地模擬阻尼器滯回性能。

關鍵詞：裝配式鋼質耗能鉸連接；鋼板阻尼器；滯回性能；軸向往復加載試驗；開孔削弱；滯回本構模型

中圖分類號：U448.213文獻標志碼：A文章編號：1000-582X（2023）06-024-16

Hysteretic performance of hole-opened weakened steel-plate damper in prefabricated energy-dissipating steel-hingeconnection

YANGuiyun1 ， WANGDi1 ， YEJianfeng1 ， XUEPanrong1，2 ， XIAOXiaofei1，3

（1. Fujian Provincial Key Laboratory of Advanced Technology and Information in Civil Engineering，Fujian University of Technology， Fuzhou 350118，P. R . China;2. Fujian Provincial ErjianConstructionGroup Co.， Ltd .， Fuzhou 350001， P. R . China;3. College of Civil Engineering， Fuzhou University，Fuzhou 350116， P. R . China）

Abstract： Inthispaper，anenergy-dissipatingsteel-hingeconnectioninaprefabricated joint wasproposed，inwhich hole-opened weakenedsteel-plate dampers were its key parts . The axial reciprocating loading tests were conductedonthreedifferenthole-openedweakeneddamperstoinvestigatethefailuremode，thehysteretic performance， skeleton curve， bearing capacity as well as the ductility. Then the effects of the weakened length and width of the hole， the width-thickness ratio， and the thickness direction gap on the hysteretic performance of the steel-plate damper were discussed . In addition， a simplified mechanical model of the weakened steel-plate damper was established to derive the hysteretic constitutive model which was verified by the experimental results . The results show that the weakened steel plate of the damper cracks or breaks at the hole-opened part， avoiding out-of- plane bucklingandachievingthecontrollabilityof plasticenergydissipationandfailuremode . Thehysteresis curveof thedampersisfull，thebearingcapacityishigherthan 297.31 kN ，andthedisplacementductility coefficientisgreaterthan 4.5，showinggoodenergydissipationcapacity，bearingcapacityandductility performance . Comparedwithdiamond-shapedopenings，theverticalslot-openingdamperhasbetteroverall mechanical properties . It is also recommended that the weakened length a/L of the hole is from 0.25 to 0.55， the weakened width b/Bis from 0.2 to 0.5， the width-to-thickness ratio is from 12.50 to 15.63， and the gap in the thickness direction cannot exceed 2 mm . The proposed hysteretic constitutive model can accurately simulate the hysteresis performance of the hole-opened weakened steel-plate damper.

Keywords： prefabricatedenergy-dissipatingsteel-hingeconnection; steel-platedamper; hystereticperformance; axial reciprocating loading test; weakening by opened hole; hysteretic constitutive model

裝配式結構整體性較弱，梁柱連接節點成為抗震的薄弱點。為此，國內外學者針對裝配式結構的抗震性能展開了大量研究。吳剛等[1]梳理了針對裝配式混凝土框架節點基本性能的研究進展，指出梁柱連接節點為裝配式混凝土框架結構的關鍵部位。楊勇等[2]設計的由高強螺栓拼接而成的自復位裝配式鋼-混凝土混合節點，抗震性能良好。李祚華等[3]提出的裝配式 RC梁柱塑性可控鋼質節點，其滯回曲線更飽滿，耗能能力突出。周云等[4]對一種基于扇形鉛黏彈性阻尼器組成的裝配式節點的試驗表明，阻尼器對節點的滯回耗能增強了梁柱節點的抗側力和抗側剛度。歐進萍等[5]對基于承載-耗能的新型梁柱節點的彈塑性分析，發現其更易實現“強柱弱梁”失效機制。呂西林等[6]認為預制裝配式柱節點在耗能能力和延性接近現澆節點時，剛度退化和強度退化情況較為明顯。顏桂云等[7]提出一種可更換部件的鋼質鉸連接節點，試驗表明具有良好的抗震性能，實現了塑性發展、失效模式可控。吳京等[8]在1榀60%縮尺的2層2跨框架中布置的可更換耗能連接件為節點提供了充分的轉動能力，提高了結構體系在較大層間變形下的承載-耗能能力。Wang 等[9]在連接節點附加全鋼竹型耗能器，探究耗能器的參數變化對其抗震性能的影響。上述研究通過材料、構造連接形式的不同來解決裝配式框架節點與連接抗震薄弱的問題，然而，這些裝配式結構連接件仍有構造復雜、失效模式不明確、震損后難修復等問題。

文中提出一種塑性發展與失效模式可控、易裝配、可更換的裝配式節點鋼質耗能鉸連接，對其關鍵部件開孔削弱鋼板阻尼器，進行擬靜力往復軸向加載試驗，考察開孔削弱鋼板阻尼器的失效模態與滯回性能等，并對力學性能最優的開孔阻尼器開展參數分析，建立其滯回本構模型并進行驗證，為裝配式新型節點連接的工程應用奠定理論基礎。

1 裝配式節點鋼質耗能鉸連接

裝配式節點鋼質耗能鉸連接，如圖1所示。鋼質耗能鉸由開孔削弱鋼板阻尼器、銷軸、高強鋼腹板等連接件組成，如圖1（a）所示，鋼質耗能鉸屈服后可繞銷軸轉動。開孔削弱鋼板阻尼器包括開孔削弱內核心板、約束套筒組成，如圖1（b）所示。將鋼質耗能鉸布置于裝配式框架的預制梁與節點核心區的外伸梁段，將薄弱環節從節點核心區外移至預制梁鋼質耗能鉸連接處，強震后結構的損傷、破壞集中在開孔削弱鋼板阻尼器上，避免節點失效，實現易裝配、可更換、耗能減震等功能。

開孔削弱鋼板阻尼器，是鋼質耗能鉸的重要傳力部件。裝配式節點鋼質耗能鉸連接中的銷軸承擔剪力，上下開孔削弱鋼板阻尼器承擔由彎矩轉換后的軸向作用力。因此，阻尼器的力學特性是鋼質耗能鉸及其裝配式新型節點傳力與塑性耗能的關鍵所在，有必要對不同開孔形式的削弱鋼板阻尼器進行擬靜力往復軸向加載試驗，考察開孔削弱鋼板阻尼器的滯回性能、失效破壞模式，進行影響阻尼器滯回性能的參數分析，建立其滯回本構模型。

2 開孔削弱鋼板阻尼器試驗

試驗對象為4個開孔削弱鋼板阻尼器，分別采用連續豎縫開孔（V1）、不連續豎縫開孔（V2）、菱形開孔（ R ）等3種削弱形式，用“V1”、“V2”和“R”表示。開孔削弱鋼板為 Q235級鋼板，其余部位均為 Q345級鋼板。試件總長650 mm ，內核心板寬度125 mm ，約束套筒總長350 mm；約束套筒與內核心板之間厚度方向間隙1 mm，寬度方向間隙左右各10 mm，用潤滑油填充間隙以減小內核心板與約束套筒之間的摩擦，約束套筒由約束鋼板和加勁肋保護焊拼接而成。試件詳細尺寸與構造如表1和圖2所示。以試件 V1-10-100為例，V1表示連續豎縫開孔削弱形式；10表示削弱鋼板厚度為10 mm，100表示豎縫開孔削弱長度為100 mm 。內核心板實測屈服強度為269 MPa，極限強度為349.5 MPa；約束鋼套筒材料屈服強度為345 MPa 。開孔削弱鋼板阻尼器的滯回性能試驗在100 t SANS 微機控制電液伺服拉壓試驗機上完成。試驗機的平推夾具為直徑140 mm 的圓盤型夾具，試件端部通過夾具與試驗裝置連接，開孔削弱內核心板實際工作長度為370 mm 。用荷載-位移雙控制加載，試件屈服前，采用荷載控制；試件屈服后，采用位移控制，以該屈服位移的倍數控制加載直至試件破壞。

3 試驗結果分析

3.1 滯回曲線與失效模態

圖3為各開孔削弱鋼板阻尼器的最終失效模態。圖 4為開孔削弱鋼板阻尼器的荷載-位移滯回曲線（P-Δ滯回曲線）。由圖可知，試件 V1-10-100加載至位移幅值3.3 mm 之前，滯回曲線飽滿，未出現捏縮現象，承載力無下降；加載至位移幅值3.3 mm 時，內核心板中間部分斷裂，承載力明顯下降，試件失效。試件 V2-10-200在加載至位移幅值5.7 mm 之前，滯回曲線飽滿，未出現捏縮現象；內核心板由于開孔長度較長導致發生平面內側向屈曲，受壓過程中承載力逐漸下降，受拉過程中承載力未出現下降。加載至位移幅值6.9 mm 時，第3圈加載過程中內核心板削弱截面部分斷裂，承載力大幅下降。試件 R-10-100加載至位移幅值2.7 mm 時，第2圈受拉過程中承載力下降，主要由內核心板截面出現開裂所致；隨后受拉加載中，內核心板中部斷裂，承載力迅速下降，試件失效。試件 R-10-200加載至位移幅值3.3 mm 時，第3圈受拉過程中內核心板承載力略微下降，主要由截面削弱處內核心板產生裂縫所致；在位移幅值3.9 mm 的受拉加載過程中，內核心板斷裂，導致承載力迅速下降。對比滯回曲線可知，豎縫開孔削弱阻尼器的滯回曲線包圍面積大于相同參數的菱形開孔阻尼器，豎縫開孔的試件滯回曲線較菱形開孔削弱形式更為飽滿。

試驗結束后，沿側向切開約束套筒，觀察開孔削弱內核心鋼板的失效模態如圖4所示。試件 V1-10-100在開孔削弱最大截面的中間部分斷裂；試件 V2-10-200由于開孔削弱區域較長導致明顯的平面內側向受壓屈曲，同時，開孔削弱底部發生局部斷裂；試件 R-10-100在開孔削弱最大截面處，外側部分開裂而中間部分斷裂；試件 R-10-200在開孔削弱最大截面處，外側部分開裂而中間部分斷裂，同時呈現略微的平面內受壓側向屈曲。

3.2 荷載-位移骨架曲線

圖5為各阻尼器的荷載-位移骨架曲線（P-Δ骨架曲線）。根據《建筑抗震試驗方法規程》[10]規定方法，獲得各阻尼器承載能力與延性系數，如表2所示。由圖5及表2可知，各阻尼器的屈服承載能力基本一致，豎縫開孔削弱的阻尼器 V1-10-100、V2-10-200極限變形能力與延性性能優于相應開孔削弱長度的菱形開孔阻尼器 R-10-100、R-10-200的極限變形能力與延性性能；同時還表明，開孔削弱長度 a 為200 mm 的開孔阻尼器極限變形能力與延性性能優于開孔削弱長度 a 為100 mm 的開孔阻尼器極限變形能力與延性性能。

對于豎縫開孔削弱阻尼器，阻尼器 V1-10-100與 V2-10-200的受拉極限承載力一致，阻尼器 V1-10-200豎縫開孔長度較大，受壓加載過程中產生了平面內側向屈曲，導致阻尼器 V1-10-100的受壓極限承載力大于阻尼器 V1-10-200的受壓極限承載力。開孔削弱長度 a 為200mm 的菱形開孔削弱阻尼器 R-10-200在受壓加載過程中也略微發生了平面內側向屈曲，導致受壓極限承載能力略低于開孔削弱長度 a 為100 mm 的阻尼器 R-10-100。開孔削弱長度的增加，能提高阻尼器的延性表現，但易導致受壓側向屈曲的現象。結果表明，開孔削弱鋼板阻尼器的削弱長度、削弱形式是影響阻尼器承載力與變形能力的重要參數，連續豎縫開孔削弱 V1-10-100的綜合力學性能更優。因此，裝配式節點鋼質耗能鉸連接中宜采用連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器。

4 連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器參數分析

4.1 有限元模型建立與驗證

在阻尼器的有限元模型中，開孔削弱鋼板采用 S4R 單元，約束套筒采用 C3D8R 單元模擬，單元網格劃分如圖6所示。邊界條件按照試驗的實際情況設置，加載端釋放軸向位移并限制其他位移，固定端固接，限制所有方向的位移和轉角。考慮試件在加工中存在誤差，對其按照前五階屈曲模態施加初始缺陷。

開孔削弱鋼板、套筒等部位鋼材本構中采用實測的屈服強度、極限強度，采用二折線模型對鋼材本構關系進行定義。參考周天華等[11]建立的應力三軸度損傷準則，對鋼材在往復荷載作用下的本構關系考慮損傷退化，內核心板材性中加入Ducticle Damage（延性損傷）屬性，在其子項中添加 Damage Evolution （損傷演化路徑），并設定單元格在累積塑性損傷達到0.95時，退出工作狀態。開孔削弱內核心板與約束套筒之間的相互作用，采用面-面“硬接觸”來模擬，接觸面切向摩擦系數為0.1。

圖7為數值模擬與試驗的破壞模態；圖7（a）為開孔削弱鋼板阻尼器的試驗破壞模態；圖7（b）為開孔削弱鋼板阻尼器數值模擬破壞模態下的損傷因子，其中，紅色區域表示損傷因子達到0.95以上，試件在削弱截面處發生破壞，且開孔削弱長度 a 為200 mm 時，內核心板發生了平面內側向屈曲；圖7（c）表明，由于最終失效模態下，開孔削弱的中間部分斷裂，應力釋放后，試件 V1-10-100的最大應力集中在削弱處兩側；試件 V2-10-200開裂處，即圖7（b）中紅色區域損傷因子處應力釋放，開裂處應力釋放，裂縫末端出現應力集中。圖 8為數值模擬滯回曲線與試驗滯回曲線。表明2種試件數值模擬的荷載-位移滯回曲線均與試驗曲線吻合良好。

綜上所述，數值模擬的開孔削弱鋼板破壞模態與試驗破壞模態相近，數值模擬的滯回性能與試驗滯回曲線相吻合，驗證了數值模擬能較準確地模擬開孔削弱鋼板阻尼器的力學性能。

4.2 連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器參數分析

試驗表明，連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器的綜合力學性能更優，開孔削弱鋼板阻尼器的削弱長度、削弱形式等是影響阻尼器承載力與變形能力的重要參數。為此，選取連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器進行參數分析，為建立其滯回本構模型奠定基礎。

4.2.1 開孔削弱尺寸分析

圖9表示開孔削弱尺寸對阻尼器力學性能影響，表3為開孔削弱尺寸參數分析算例表。試件 V1-10-100的開孔削弱參數對應算例編號為 V1-X -3-2，因此，選取 V1-X -3-n 和 V1-X -n-3兩組骨架曲線結果分析，如圖9（a）（b）所示。由圖9（a）表明，b/B 不變，隨著 a/L 增長，阻尼器極限位移增大，極限承載力略微下降。由圖9（b）表明，a/L 不變，隨著 b/B 的增大，阻尼器的極限承載力呈明顯下降，而極限位移相差不大。為使阻尼器同時具備良好的承載力能力與變形能力，需要合理地選擇 a/L、b/B 參數。由圖9（c）（d）可知，開孔削弱寬度 b 及開孔削弱長度 a 越小，初始剛度 K0及其承載力越大。當 b/B 一定時，初始剛度 K0及承載力均隨著 a/L 增長而減小。圖 9（e）表明，當 b/B 一定時，Ep 隨著 a/L 增長而增大；除編號 V1-X -n-5系列外（a=200 mm），當 a/L 一定時，Ep 隨著 b/B 增長而減?。欢旈_孔削弱長度較大后（a=200 mm），累積滯回耗能 Ep 基本保持不變。

表4為開孔削弱尺寸對延性影響。當開孔削弱寬度 b/B 一定時，延性系數μ隨著削弱長度 a/L 增大而增大，其中，a=50 mm（V1-X -n-1系列）時的延性系數μ是 a=250 mm（V1-X -n-5系列）的48.6%～60.8%，開孔削弱長度對阻尼器的延性系數μ影響明顯。當開孔削弱長度 a/L 一定時，延性系數μ隨著開孔削弱寬度 b/B 增大而略微增大，削弱寬度 b/B 對延性系數μ的影響相比削弱長度 a/L 的影響要小。

開孔削弱尺寸對阻尼器的承載能力、變形能力、剛度、耗能及延性都有明顯影響，因此，宜控制合理的開孔削弱尺寸。當 a/L、b/B 較大時，承載能力下降較大，但延性與耗能較優；相應地，a/L、b/B 過小時，能獲得較好的承載能力，但延性與耗能能力變差。基于參數分析結果，建議 b/B 取0.2～0.5，a/L 取0.25～0.55，使阻尼器獲得良好綜合力學性能。

4.2.2 寬厚比分析

對參數分析算例進行編號：“V1”表示連續豎縫開孔削弱；K 表示系列號，第3列數字表示算例號。鋼板阻尼器的寬厚比將影響阻尼器的承載能力、耗能能力及延性等。表5為2個系列寬厚比的尺寸參數。第1系列保持鋼板的截面厚度 t=10 mm，改變鋼板截面寬度 B；第2系列保持鋼板截面寬度 B=125 mm，改變鋼板截面厚度 t 。圖10為不同寬厚比對骨架曲線的影響，表6為不同寬厚比對阻尼器力學性能的影響。結果表明，在 t=10 mm 不變的情況下，截面寬厚比越大，阻尼器的承載力越高，K0越大，且延性越好，但耗能能力增加到一定程度后開始下降；當寬厚比為7.5（t=10 mm，B=75 mm）時，阻尼器在往復加載的受拉、受壓中承載力較低，均小于100 kN。

為保證阻尼器良好的承載性能，在 t=10 mm 的情況下，建議 B 不小于125 mm，即削弱型鋼板的寬厚比不小于12.5。在 B=125 mm 不變的情況下，開孔削弱鋼板截面寬厚比越小，阻尼器承載力越高，初始剛度越大，延性與耗能能力越強。對于 Q235級開孔削弱鋼板，當 t=6 mm 時，V1-K-2-1的承載力偏低，建議 t取值不小于8 mm，即寬厚比不超過15.6。

4.2.3 開孔削弱鋼板與約束套筒厚度方向的間隙影響

算例編號中“G”表示間隙參數，第3列數字表示例號。開孔削弱鋼板與約束套筒厚度方向存在的間隙致使兩者之間能發生相對滑動，但其間隙預留過大易導致開孔削弱鋼板發生屈曲，影響阻尼器的滯回性能。厚度方向上間隙的選取如表7所示。

圖11為間隙對算例骨架曲線的影響。由圖可知，6個開孔削弱鋼板阻尼器在受拉過程中，骨架曲線基本重合，承載力增長趨勢相同；在受壓過程中，隨著間隙的增大，套筒的約束作用減弱，受壓承載能力逐漸降低，主要由于開孔削弱內核心板屈曲所致。間隙為0.5 mm 時，阻尼器的拉壓承載力對稱，工作性能最好；間隙在2 mm 以內時，受壓屈曲引起的承載力降低不明顯；間隙為3～5 mm 時，受壓屈曲引起較大的受壓承載力降低，出現明顯的拉壓承載力不對稱現象。綜上所述，開孔削弱鋼板與約束套筒厚度方向間隙宜控制在0.5～2 mm 之內，使得阻尼器發揮良好的承載-耗能效果。

5 連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器滯回本構模型

5.1 鋼板阻尼器滯回本構模型

連續開孔削弱鋼板阻尼器的滯回性能試驗及數值模擬結果表明，在開孔削弱鋼板斷裂前，阻尼器的滯回性能用雙折線型滯回模型進行較好地描述。采用串-并聯彈簧來表達開孔削弱鋼板不同部分的軸向拉（壓）剛度，建立其簡化力學模型，如圖12所示。

理論初始剛度 K0'可表達為

式中：K1 = K5 =，K2 + K3 + K4 =；A 為鋼板未削弱處截面面積；A0為鋼板削弱處截面面積。

將開孔削弱鋼板的各參數代入式（1），理論初始剛度 K0'可表達為

式中：L 為開孔削弱鋼板有效長度；B 為開孔削弱鋼板寬度；a 為開孔削弱長度；b 為開孔削弱寬度；E 為鋼板彈性模量；t為鋼板厚度。

由于在簡化力學模型中，開孔削弱鋼板阻尼器被簡化為理想的軸向拉（壓）受力，開孔削弱部分簡化為矩形孔，且未考慮初始缺陷、高階屈曲、邊界條件等影響，需考慮這些因素的影響，對理論初始剛度 K0'進行修正得到最終的初始剛度 K0為

通過大量模型的參數分析，得到 L/B=1.5、2、3，a/L=0.25～0.55、b/B=0.2～0.5情況下，開孔削弱鋼板阻尼器初始剛度系數α，如圖13所示。初始剛度系數α為關于 a/L、b/B 的函數，通過對參數分析結果進行統計擬合，獲得初始剛度修正系數α如式（4）、式（5），擬合所得曲面如圖14所示，其中，R2為方差。

開孔削弱鋼板阻尼器屈服位移Δy [10]計算為

式中：fy為開孔削弱鋼板的屈服強度設計值；A0為開孔削弱鋼板最大削弱截面凈截面積；γ1為材料實際屈服強度與名義屈服強度偏差系數，采用文獻[17]建議的取值為1.15。

阻尼器屈服之后進入塑性強化階段，承載力繼續增大，在開孔削弱截面出現開裂或斷裂時，達到極限承載力。通過大量參數分析，極限承載力[10]可表示為

設γ是1個與 a/L、b/B 相關的承載力強化系數。當 L/B=1.5、2、3；a/L=0.25～0.55、b/B=0.2～0.5時，對開孔削弱鋼板阻尼器進行參數分析獲得承載力強化系數γ，如圖15所示。對結果統計分析，獲得承載力強化系數γ，擬合所得曲面如圖16所示，其中，R2為方差。

阻尼器屈服之后進入塑性強化階段，剛度開始退化。通過參數分析，退化后剛度 K1和初始剛度 K0之間關系可表達為

式中，β為與 a/L、b/B 相關的剛度折減系數。

通過參數分析，得到 L/B=1.5、2、3；a/L=0.25～0.55；b/B=0.2～0.5情況下的剛度折減系數β，如圖17所示。

通過剛度折減系數β結果進行統計分析，獲得剛度折減系數β，擬合所得曲面如圖18所示，其中，R2為方差。

綜上所述，可建立連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器的滯回本構模型為

式中：K0 =α K0′ ， K1 =αβ K0′ ， Δ y =， Δ max = +Δ y。

5.2 滯回本構模型驗證

為驗證連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器滯回本構模型的準確性，編制1個本構模型模擬程序，對2個開孔削弱鋼板阻尼器進行了數值分析。根據本構模型式（14）計算阻尼器的各參數如表8所示，結果如圖19～20所示。圖 19表明，開孔削弱鋼板阻尼器滯回本構模型結果與試驗及有限元結果基本吻合。圖 20中 Kc 1為有限元計算結果，Kc2為本構計算結果，Pc 1為有限元計算結果，Pc2為本構計算結果。

由上可知，連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器滯回本構模型計算的初始剛度與承載力與有限元分析結果誤差在10%內，驗證了恢復力模型的準確性。

6 結論

對開孔削弱鋼板阻尼器進行了滯回性能試驗與阻尼器力學性能影響參數的分析，得出如下結論：

1）開孔削弱鋼板阻尼器具有合理的破壞模式：開孔削弱鋼板在開孔削弱處開裂或斷裂，實現了阻尼器的塑性耗能與破壞模式可控。阻尼器可將裝配式節點薄弱環節外移至預制梁鋼質耗能鉸連接處，保護節點核心區。

2）開孔削弱鋼板阻尼器具有良好的承載-耗能雙重功能。各阻尼器試件的荷載-位移滯回曲線飽滿，承載力均在297.31 kN以上，具有良好的承載能力與耗能能力；位移延性系數Δ/Δy 均大于4.5，具有良好的延性性能。相同參數條件下豎縫開孔削弱鋼板阻尼器的變形能力、耗能能力與延性性能優于菱形開孔削弱鋼板阻尼器。因此，裝配式節點鋼質耗能鉸連接中宜采用連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器。

3）開孔削弱尺寸、削弱鋼板寬厚比、削弱鋼板與約束套筒厚度方向的間隙是影響連續豎縫開孔阻尼器工作性能的重要參數。對連續豎縫開孔削弱 Q235級鋼板阻尼器，建議 b/B 取值范圍為0.2～0.5，a/L 為0.25～0.55，開孔削弱鋼板的寬厚比為12.50～15.63，開孔削弱鋼板與約束套筒厚度方向的間隙不超過2 mm 。

4）提出的連續豎縫開孔削弱鋼板阻尼器滯回本構模型能準確地模擬阻尼器滯回曲線、初始剛度、承載力等，驗證了滯回本構模型的準確性。

參考文獻

[1]吳剛 ， 馮德成.裝配式混凝土框架節點基本性能研究進展[J].建筑結構學報 ， 2018， 39（2）：1-16.

Wu G ， Feng D C . Research progress on fundamental performance of precast concrete frame beam -to-column connections[J]. Journal of Building Structures， 2018， 39（2）：1-16.（in Chinese）

[2] 馮世強 ， 楊勇 ， 薛亦聰 ， 等.自復位裝配式鋼-混凝土混合框架節點抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報 ， 2022， 43（5）：89-97.

Feng S Q ， Yang Y， Xue Y C ， et al. Experimental study on seismic behavior of self-centering fabricated steel-concrete hybrid exterior joint[J]. Journal of Building Structures， 2022， 43（5）：89-97.（in Chinese）

[3] 李祚華 ， 彭志涵 ， 齊一鶴 ， 等.裝配式 RC梁柱塑性可控鋼質節點抗震性能足尺試驗研究[J].建筑結構學報 ， 2019， 40（10）：43-50.

Li Z H ， Peng Z H ， Qi Y H ， et al. Full-scale experimental study onseismic behaviors of plasticity controllable steel joint of prefabricated RC beam column[J]. Journal of Building Structures， 2019， 40（10）：43-50.（in Chinese）

[4] 吳從曉 ， 賴偉山 ， 周云 ， 等.新型預制裝配式消能減震混凝土框架節點抗震性能試驗研究[J].土木工程學報 ， 2015， 48（9）：23-30.

Wu C X ， Lai WS ， Zhou Y， et al. Experimental study on seismic behaviors of new energy-dissipative prefabricated concrete frame structure joints[J]. China Civil Engineering Journal， 2015， 48（9）：23-30.（in Chinese）

[5] 康婷 ， 許高媧 ， 歐進萍.承載-耗能鉸節點裝配式鋼框架結構抗震彈塑性分析[J].地震工程與工程振動 ， 2018， 38（6）：43-51.

KangT， XuGW，OuJP. Elasto-plasticanalysisof prefabricatedsteelframe with bearing-energydissipated jointsagainst earthquake[J]. Earthquake Engineering and Engineering Dynamics， 2018， 38（6）：43-51.（in Chinese）

[6] 余斯杰 ， 呂西林 ， 李檢保.預制裝配式框架柱典型拼裝節點精細分析[J].結構工程師 ， 2017， 33（4）：32-39.

YuS J， Lyu XL ， Li J B . Numerical analysis of typical assembled joints of prefabricatedstructure[J]. Structural Engineers， 2017， 33（4）：32-39.（in Chinese）

[7] 顏桂云 ， 袁宇琴 ， 鄭蓮瓊 ， 等.裝配式鋼質塑性可控鉸抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報 ， 2022， 43（1）：86-94.

Yan G Y， Yuan Y Q ， Zheng L Q ， et al. Experimental study on seismic performance of plastic controllable prefabricated steel hinges[J]. Journal of Building Structures， 2022， 43（1）：86-94.（in Chinese）

[8] 李春雨 ， 童超 ， 吳京 ， 等.可更換耗能連接件的裝配式混凝土框架結構抗震性能試驗研究[J].建筑結構學報 ， 2022， 43（1）：69-76.

Li C Y， Tong C ， Wu J， et al. Experimental study onseismic performance of precast concrete frame with replaceable energy dissipating connectors[J]. Journal of Building Structures， 2022， 43（1）：69-76.（in Chinese）

[9] WangC ， Liu Y， Zheng X . Experimental investigationof a precast concrete connection withall-steel bamboo-shapedenergydissipaters [J]. Engineering Structures， 2019， 178：298-308.（in Chinese）

[10]中華人民共和國建設部.建筑抗震試驗方法規程： JGJ 101—1996[S].北京：中國建筑工業出版社 ，2015.

Ministry of Construction of the People's Republic of China . Specification of test methods for earthquake resistant building： JGJ 101—1996[S]. Beijing： China Architecture and Building Press， 2015.（in Chinese）

[11]周天華 ， 李文超 ， 管宇 ， 等.基于應力三軸度的鋼框架循環加載損傷分析[J].工程力學 ， 2014， 31（7）：146-155.

Zhou T H ， Li W C ， Guan Y， et al. Damage analysis of steel frames under cyclic load based on stress triaxiality[J]. EngineeringMechanics， 2014， 31（7）：146-155.（in Chinese）

（編輯陳移峰）