“软钢+橡胶”耗能角支架力学性能试验研究和参数分析

Experimental Study and Parameter Analysis on Mechanical Properties of “Soft-steel + Rubber” Dissipative Angle Bracket

摘要

本文提出了一种适用于正交胶合木结构的新型耗能角支架，综合了“软钢屈服”与“橡胶剪切变形”双重耗能优势. 为研究新型耗能角支架的力学性能，对12个试件进行了单调加载和低周往复加载试验，总结了其典型的破坏模式，获得了其初始刚度、延性系数、等效黏滞阻尼比等力学性能；采用Abaqus软件建立了新型耗能角支架的弹塑性有限元模型，并基于验证后的数值模型开展了参数化分析. 结果表明：新型耗能角支架的破坏模式主要包含钢桥屈服断裂、底座局部承压破坏和橡胶脱胶破坏三种，其中钢桥屈服断裂是主要破坏模式；各试件延性系数均大于9.6，等效黏滞阻尼比在9%~26%之间，表现出高延性和良好耗能能力；此外，参数化分析结果表明，耗能角支架的承载力与钢骨架厚度、软钢屈服强度、橡胶剪切模量及是否采用垫板呈正相关，而橡胶高度对耗能角支架承载力的影响较小.

Abstract

This paper introduces an innovative dissipative angle bracket for cross-laminated timber（CLT） structures， which takes advantage of the soft-steel bracket and high-damping rubber to provide superior ductility and energy-dissipating capacity. To investigate the mechanical performance of the innovative dissipative angle bracket， monotonic loading and low-cycle reciprocating loading tests were carried out on twelve specimens. The typical failure modes were summarized， and mechanical properties such as initial stiffness， ductility coefficient， and equivalent viscous damping ratio were obtained. An elastoplastic finite element model of the innovative dissipative angle bracket was established using Abaqus software， and a parametric analysis was conducted based on the validated numerical model. The results indicate that the main failure modes of the innovative dissipative angle bracket include steel bridge yielding fracture， local compressive failure of the base， and rubber deboning， with steel bridge yielding fracture being the primary failure modes. All specimens exhibit ductility coefficients greater than 9.6， and the equivalent viscous damping ratio ranges from 9% to 26%， demonstrating high ductility and good energy dissipation capacity. Furthermore， the parametric analysis results show that the load-bearing capacity of the innovative dissipative angle bracket is positively correlated with the thickness of the steel skeleton， the yield strength of the soft-steel， the shear modulus of the rubber and the adoption of the washer， while the height of the rubber has a negligible effect on the load-bearing capacity of the innovative dissipative angle bracket.

Graphical abstract

关键词

木材 / 连接件（结构） / 破坏模式 / 力学性能 / 有限元分析

Key words

timber / connectors （structural） / failure modes / mechanical properties / finite element analysis

“双碳”背景下，低碳节能、绿色环保已成为建筑行业的主流设计思想. 正交胶合木（cross-laminated timber， CLT）结构因具有固碳环保^［1-2］，耐火性好^［3-4］、装配化程度高^［5］、材料比强度高^［1］等优势，目前已在欧洲、北美洲和亚洲等地区得到了广泛应用.

CLT剪力墙结构是通过自攻螺钉、抗拔锚固件、抗剪角支架等金属连接件连接CLT墙板和楼板形成的结构体系. 由于CLT板材具有较高的强度与刚度，在地震作用下基本处于弹性状态，因此连接件成为控制CLT结构刚度、承载能力、延性与耗能能力的关键因素^{［3，6-7］}. 目前通常采用金属抗剪角支架和抗拔锚固件阻止CLT墙板产生平动和转动位移^［8-9］. 这些普通金属连接件主要由薄钢板制成，通过钉子或自攻螺钉与CLT墙板或楼板连接. 多项研究表明，CLT结构中的普通金属连接件的力学性能存在提升空间，易出现如金属板断裂、木材劈裂、螺钉拔出或剪断等不利失效模式^［10-11］. 另外，在多个采用普通金属连接的CLT结构振动台试验中均有显著的楼层加速度放大现象^［12-14］，如文献［14］报道在地面0.6g峰值加速度激励下，楼面加速度峰值可达3.8g，表明在CLT结构中采用高阻尼耗能连接件以减小地震灾害具有重要意义.

针对CLT结构中普通金属抗剪角支架存在的问题，多国学者相继研发了多种新型抗剪连接件. Scotta等^［15］研发了“X-bracket”连接件，利用金属屈服耗散能量以避免木材或自攻螺钉局部破坏；D’arenzo等^［16］通过在角支架底座加入全螺纹螺钉，改善了连接件的脆性破坏问题，并提高了其抗拉性能；李征等^［17-18］研发了滑动摩擦耗能连接件以代替金属抗剪角支架，并验证了其有效性. 上述研究为CLT结构抗剪角支架的改进提供了参考，但其耗能方式多为单一来源，针对多重耗能机制，如金属软钢与高阻尼橡胶高效组合的新型耗能抗剪连接件的研究鲜有报道.

除试验研究外，数值模拟对于连接件的研究和设计同样重要. D’Arenzo 等^［19］基于试验结果，建立了Abaqus有限元模型，探究了拉-剪耦合作用对金属抗剪角支架力学性能的影响；Rezvani等^［20］采用通过试验结果验证的Abaqus模型，研究了抗剪角支架的面内-面外强度耦合效应. Xing等^［21］通过试验研究和有限元模拟评估了角支架火灾后的残余承载力；Marchi等^［22］采用Ansys软件建立了“X-bracket”数值模型，并探究了加载角度对连接件强度和变形能力的影响. 为在更广范围内探究各项参数对新型连接件力学性能的影响，进而促进其在CLT结构中的推广应用，建立新型连接件的数值模型并进行参数分析至关重要.

因此，本文提出一种适用于CLT结构的新型耗能抗剪角（简称“耗能角”）支架，金属软钢与高阻尼橡胶的协同作用，赋予其良好的延性与耗能能力. 通过单调加载和低周往复加载试验，探究其主要破坏模式，获取力学性能；基于试验结果对非线性数值模型进行验证，同时进行参数化分析.研究结果可为新型耗能抗剪角支架的设计与推广提供参考.

1 “软钢+橡胶”耗能角支架

“软钢+橡胶”耗能角支架主要由钢骨架和橡胶两部分组成，见图1. 钢骨架由软钢制成，在完成冲孔后弯折形成，主要包括钢前板、钢背板、连接前后背板的钢桥、钢底板和加劲肋. 新型耗能连接件的钢骨架设计，是在CLT结构传统抗剪连接件的基础上进行创新，通过增设钢桥和加劲肋，以提高该连接件的初始刚度和耗能能力. 橡胶通过特制胶粘剂的硫化作用紧密粘合在钢骨架上，其中外部橡胶用于防止钢材锈蚀，内部橡胶用于提供耗能能力和阻尼. 最后，通过螺栓或自攻螺钉将耗能抗剪角支架固定在混凝土基础或CLT板材上.

“软钢+橡胶”耗能角支架因其独特的构造，可通过软钢肋和橡胶进行耗能. 荷载作用下，钢前板和钢背板之间将产生相对位移，进而使钢桥首先发生屈服，通过软钢的塑性变形耗散大量能量；此外，内部橡胶亦会产生相对剪切变形，进一步提升连接件的耗能能力.

得益于软钢与橡胶的有效组合，该新型耗能抗剪角支架具有以下优点：1）工作机理明确，可通过不同钢桥尺寸和橡胶性能的组合实现不同的预期力学性能；2）由于连接件中钢桥的屈服，新型耗能抗剪角支架的力学性能通常表现为明显的两阶段，因而可适用于对屈服力或位移有明确需求的设计方法（如基于性能的设计方法）；3）得益于高阻尼与高延性，新型耗能抗剪角支架预期可有效降低CLT结构的地震响应，对于高层CLT结构的发展与推广具有重要意义.

2 试验概况

2.1 试件设计及材料性能

新型耗能抗剪角支架的尺寸见图2，其外部橡胶层已隐去以便更好展示连接件的构造细节. 其中，钢骨架的宽度为240 mm，垂直向与水平向钢板长度分别为140 mm和120 mm，厚度为3.5 mm. 钢前板和钢背板上分别设置直径为10 mm和5.5 mm的自攻螺钉孔，底板上设置直径分别为5.5 mm和16 mm的自攻螺钉孔的螺栓孔. 在连接件的每一侧设置4个长度为l的钢桥. 钢骨架采用20#级软钢，其抗拉屈服强度和极限强度分别为245 MPa和317 MPa，弹性模量和极限伸长率分别为206 GPa和52.5%. 内部橡胶厚7 mm，外部橡胶厚0.3 mm. 试验采用3种不同配置的橡胶剪切模量G和等效阻尼比D_eq，分别为：G=0.4 MPa与D_eq=5%；G=0.4 MPa与D_eq=20%；G=0.6 MPa与D_eq=20%.

为研究新型耗能角支架的力学性能，对12个试件（其中2个试件不含橡胶）进行拟静力试验，并采用钢桥长度l、橡胶剪切模量G及等效阻尼比D_eq三个变量来评估其对试件力学性能的影响，如表1所示.

试件编号反映了钢桥长度l、橡胶剪切模量G、等效阻尼比D_eq和试件加载方式，其中M代表加载方式为单调加载，C代表加载方式为循环加载. 如编号9-0.4-20%-M表示钢桥长度为9 mm，橡胶剪切模量为0.4 MPa，橡胶等效阻尼比为20%的试件，试件加载方式为单调加载；9-N-N-M/C为无橡胶耗能角支架试件.所有试件均通过螺栓固定在试验装置上.

2.2 试验装置和加载制度

为聚焦连接件本身的性能，本文试验的预设条件为紧固件强度高于连接件，且在承受外力作用的过程中始终处于弹性阶段，以形成固定边界条件. 在该条件下，连接件连接的板件不会在荷载作用过程中发生破坏，同时板件也不会对连接件力学性能造成影响. 因此，本次试验选用厚度为20 mm的钢板作为刚性墙板，厚度为30 mm的钢板作为刚性楼板，采用特制的试验装置对试件进行单调加载和低周往复加载试验，见图3. 试验装置主要由用于安装试件的加载框和固定框、确保加载框只在垂直方向移动的限位框、用于安装试验装置的钢底板、用于获取位移数据的位移计组成. 采用2台拉线式位移计测量试件的垂直位移，分别采用2台和1台顶针式位移计测量加载框的面外位移和固定框的垂直位移. 采用作动器通过加载框对试件施加相对位移，并在加载框和限位框之间放置薄聚四氟乙烯板以最小化摩擦力对试验的影响.

单调加载试验和低周往复加载试验分别采用标准EN 26891^［23］和ASTM E2126^［24］推荐的加载方案. 其中单调加载分为两个阶段.1）预加载阶段：目的为测试试验装置、作动器、位移计等工作是否正常，并消除因安装或加工误差造成的空隙或接触不良，其加载值为试件预估承载力的10%左右，加载速率为1.5 mm/min，力达到预加载值后持荷2 min，之后卸载；2）正式加载阶段：连续加载至试件破坏或荷载降至峰值荷载80%以下，或位移达到60 mm，加载速率与预加载阶段一致，为1.5 mm/min.

低周往复加载分为两个阶段.1）预加载阶段：以预设位移Δu的1.25%、2.5%、5%、7.5%和10%作为5级幅值依次进行1个循环加载，加载速率为1.5 mm/min，无须持荷；2）正式加载阶段：以预设位移Δu的20%、40%、60%、80%、100%和120%作为6级幅值依次进行3个循环加载，如图4所示，直到试件破坏.

3 单调加载试验结果及分析

3.1 单调加载试验现象

单调加载试验中观察到钢桥断裂、底座局部承压破坏、内部橡胶脱胶破坏、钢前板撕裂破坏4种破坏模式，如图5和表2所示. 值得注意的是，橡胶的脱胶破坏仅在试件6-0.4-20%-M中出现，而钢前板撕裂破坏仅在试件9-N-N-M中出现. 大多数试件中出现了多于一处的钢桥断裂，而在试件6-0.4-20%-M中，所有钢桥均发生了断裂. 与此同时，除试件9-N-N-M外，所有试件均在底座螺栓孔附近发生了局部承压破坏.

基于各试件破坏过程，不同破坏模式的产生原因可归纳为：1）钢桥基本出现了不同程度的损伤，其原因在于钢桥横截面较小，应力较大，在外荷载作用下首先屈服破坏. 该破坏模式是符合预设理念的理想破坏模式，通过钢桥屈服可消耗大量能量. 2）钢底座通过4个螺栓与固定框连接，螺栓孔周围钢板承受的力矩较大，因此易发生弯曲变形，造成局部承压破坏，使连接件失去抵抗外荷载能力. 3）对于试件6-0.4-20%-M，由于钢桥长度较小，在荷载作用下容易发生断裂. 随后，荷载传递至内部橡胶，导致橡胶脱胶失效. 4）试件9-N-N-M因缺少橡胶的共同承载和变形协调作用，在外荷载作用下，钢前板和钢背板易发生面外弯曲变形，导致钢前板撕裂. 值得注意的是，这种破坏模式并未在其他试件中出现，因此可认为该破坏模式为钢骨架特有的破坏模式.

3.2 单调加载试验结果分析

3.2.1 单调加载荷载-位移曲线

单调加载试验的荷载-位移曲线见图6，可知各荷载-位移曲线表现为相似的“两阶段”特性，即有明确屈服点的线性阶段和屈服后的近线性阶段，此过程中由于钢桥的屈服断裂，荷载可能会突然下降，但得益于橡胶与钢骨架的紧密配合，耗能角支架仍能作为一个整体工作，因此可继续承受更大荷载.

3.2.2 单调加载力学性能分析

表3总结了各试件在单调加载作用下的力学性能，各性能按标准EN 12512^［25］条例计算确定：屈服力F_y为弹性刚度线与屈服后刚度线交点处对应的值. 最大承载力F_m和极限承载力F_u分别取试验过程中所达到的最大荷载和试件破坏时所对应的荷载或最大荷载的80%. F_y、F_m、F_u对应的位移分别定义为Δ_y、Δ_m、Δ_u. 延性系数D为极限位移Δ_u与屈服位移Δ_y之比.

由表3可以看出，耗能角支架的弹性刚度k范围为5.39~10.40 kN/mm，其刚度随橡胶剪切模量和钢桥长度的增大而增大.耗能角支架的屈服荷载变化范围为14.93~24.76 kN，且随橡胶剪切模量和钢桥长度的增大而增大；最大承载力范围为85.11~121.71 kN，其中试件6-0.4-20%-M因橡胶脱胶，承载力最小. 然而，值得注意的是，所有试件的延性系数均大于10，表明根据欧洲规范Eurocode 8^［26］的延性分类（D>6时为高延性），耗能角支架具有较高的延性.

另外，通过对比试件9-N-N-M和试件9-0.4-20%-M的结果，可以看出钢骨架的弹性刚度、屈服荷载和最大承载力分别是耗能角支架的86.8%、73.1%和15.8%，可知，钢骨架为新型耗能角支架提供了大部分的弹性刚度和屈服力，而橡胶在屈服后刚度、耗能能力和承载能力方面贡献显著. 试验结果验证了钢骨架与橡胶结合的有效性.

4 低周往复加载试验结果及分析

4.1 低周往复试验现象

与单调加载试验类似，低周往复荷载作用下试件的破坏模式也包含钢桥屈服断裂、底座局部承压破坏、内部橡胶脱胶破坏等，如图7和表4所示.与单调加载试验不同的是，低周往复加载试验中钢桥损伤更严重，且几乎全部发生断裂破坏. 同时，除试件9-N-N-C外，其余试件在低周往复荷载作用下均出现了内部橡胶的脱胶剥离现象. 对于钢骨架（即试件9-N-N-C），仅观察到钢桥屈服断裂，未发生钢板撕裂破坏.

分析各试件破坏过程可知，单调加载与低周往复加载破坏模式存在差异的主要原因是：1）在低周往复荷载作用下，钢桥由于反复的加卸载过程，塑性发展更加充分，因而更容易屈服断裂. 2）由于几乎所有钢桥均出现了断裂，外加荷载会转移到内部橡胶上，因此试件更易发生脱胶破坏. 3）对于试件9-N-N-C，钢桥的塑性发展消耗了大部分能量，降低了钢板发生撕裂破坏的可能性. 然而，由于缺少橡胶，一旦所有的钢桥屈服断裂，钢前板和钢后板就会分离，这也充分说明了连接件中橡胶存在的必要性和重要性.

4.2 试验结果分析

4.2.1 荷载-位移曲线

低周往复加载试验的荷载-位移曲线见图8. 相同位移幅值下，正滞回曲线与负滞回曲线相似. 滞回曲线的骨架曲线在前期与单调加载试验曲线接近，但在后期由于橡胶脱胶和钢桥屈服断裂，骨架曲线明显低于单调试验曲线. 通过对比试件9-N-N-C与其他试件可知，钢骨架为连接件提供了较大的初始刚度和明显的屈服点，但由于其变形能力较差，钢桥易发生屈服断裂，同时由于橡胶的有效协同工作性能，其他试件的承载与变形能力均显著优于试件9-N-N-C. 从单调加载和低周往复加载试验曲线可以看出，耗能角支架的力学性能可分为三个发展阶段：1）弹性阶段，即连接件处于弹性阶段，荷载-位移曲线为线性；2）能量耗散阶段，即钢桥的屈服和橡胶的剪切变形将消耗大量能量；3）高延性阶段，即可能出现钢桥的破坏，部分区域可能出现橡胶脱胶，但橡胶与钢骨架间有效的黏结性能为连接进一步提供了耗能能力和延性，使其具有更大的安全保障，连接仍然可以作为整体工作.

4.2.2 力学性能分析

根据滞回曲线的骨架曲线确定试件的力学性能，如表5所示，其中各值的定义与单调加载试验相同. 新型耗能角支架在低周往复荷载作用下的屈服荷载范围为15.39~26.24 kN，弹性刚度范围为5.39~9.14 kN/mm，与单调荷载作用下试件的力学性能相似. 往复荷载作用下试件的延性系数为9.65~17.90，略低于单调试验. 尽管如此，所有试件的延性仍大于6，表明其仍可归类为高延性试件.

根据规范EN 12512^［25］，确定各试件在往复荷载作用下的等效黏滞阻尼比以探究新型耗能角支架的耗能能力. 该值（ν_eq，i 为第i个周期下的值）由耗能量E_d，i 和有效势能E_p，i 决定，即ν_eq，i =E_d，i /（2πE_p，i ）. 耗能量E_d，i 为每个滞回环的总面积，有效势能E_p，i 由第i个周期的峰值力P_i 和相应的位移Δ_i 决定，即E_p，i=1/2P_iΔ_i . 各试件的等效黏滞阻尼比如图9所示，可见各试件的等效黏滞阻尼比具有相似的发展趋势，即从20%~26%开始，逐渐减小，并最终保持在13%左右，表明耗能角支架可提供稳定的耗能能力.

另外，通过比较等效黏滞阻尼比，可以评估不同参数对连接件耗能能力的影响.其中，橡胶等效阻尼比的影响最为显著，如试件9-0.4-5%-C的等效黏滞阻尼比明显较低.由试件9-0.4-20%-C和9-0.6-20%-C的试验结果可知，橡胶剪切模量对耗能能力起有利作用.然而，钢桥的长度对试件的耗能能力影响较小.

5 有限元分析

由于试验影响因素较多，因此采用有限元软件Abaqus对主要控制因素展开数值模拟研究，基于参数分析结果评估关键参数对连接件力学性能的影响，以便后续研究对连接进行改进.

5.1 模型说明

用Abaqus软件对试件进行数值仿真，建立了考虑钢骨架、内部橡胶和部分加载固定框架的三维精细化模型. 由试验结果可知，用于固定耗能角支架与加载框架的螺栓仅提供固定边界，螺栓与螺母之间基本不发生相对位移，因而可采用绑定约束进行模拟. 此外，考虑到胶粘剂良好的胶结性能，采用绑定约束模拟橡胶与钢骨架之间的粘结作用. 有限元模型根据材料试验结果确定软钢和橡胶的材料性能，采用Abaqus库中的三折线延性损伤模型对钢骨架进行建模，屈服强度设为245 MPa，极限强度设为347 MPa. 采用简化多项式模型对橡胶进行模拟，结合单轴拉伸试验数据进行校正，将应变能势阶取值设为3.0，并利用试验数据对橡胶材性进行定义，如表6所示.

采用接触对模拟试件中各部件的相互作用，钢骨架与加载框和固定框之间的法向作用采用硬接触模型，切向作用采用库仑摩擦模型，摩擦系数取0.3. 钢骨架和加载固定框均采用Abaqus库中的八节点线性六面体单元模拟，橡胶采用混合八节点线性六面体单元模拟，并在影响连接力学性能的关键部位进行精细化网格划分. 此外，有限元模型中考虑了“Nlgeom”选项，同时为模拟钢桥的断裂，钢骨架的单元删除参数设为“Yes”. 随后对有限元模型进行非线性、静态、位移控制分析.

5.2 数值模型验证

将试件的荷载-位移曲线数值模拟结果与单调加载试验结果进行对比，见图10，可见两者吻合良好，数值模型能较好地反映耗能角支架的承载能力和极限位移，但数值模型的初始刚度略低于试验结果. 进一步分析两者差异，原因如下：1）试验装置与试件之间存在安装间隙，当位移较小时，试验与数值模型的边界条件不同. 随着位移的增大，间隙趋于消失，边界条件趋于一致，安装间隙对荷载-位移曲线影响较小. 2）由于橡胶与钢骨架之间的粘结性能较为复杂，且易受工艺影响，数值模型难以模拟橡胶的脱胶过程. 采用绑定约束假设而非粘结约束模拟可能高估了耗能角支架的承载能力，如图10（d）所示在试件6-0.4-20%-M中观察到橡胶脱胶破坏，但数值模拟中难以模拟最终的脱胶破坏现象. 3）试件的材料特性和制造过程可能存在离散性，且试验过程中可能出现偶然性，导致试验与数值模型的曲线之间存在差异. 然而，综合对比各试件试验与数值仿真曲线可知，数值模型得到的荷载-位移曲线与试验结果基本一致.

此外，图11对比了试件在数值模型和试验中的破坏形态，可知试件在试验和数值模拟中的变形和破坏模式高度相似. 数值模型可有效模拟钢桥断裂和底座局部承压破坏，且形式与试验结果一致. 总体而言，数值模型的合理性得到验证，可用于参数化研究.

5.3 参数化分析

耗能角支架的性能取决于钢骨架和橡胶的尺寸及力学性能. 因此，在参数化分析中需考虑钢骨架的厚度t_s和屈服强度f_y，以及内部橡胶的剪切模量G和高度h_r对耗能角支架性能的影响. 同时，试验结果显示底座螺栓孔周围存在局部承压破坏，因此在参数化分析中也考虑了在底座加装垫板的情况，如图12所示.

图13为不同钢骨架厚度对耗能角支架荷载-位移曲线的影响，其中钢骨架厚度范围为2.0~5.0 mm. 当钢骨架厚度为2.0~4.5 mm时，耗能角支架的承载能力和相应位移随厚度的增加近似线性增加. 当厚度超过 4.5 mm时，承载能力的增加幅度减缓，相应位移减小，表明在一定范围内增加钢骨架厚度有利于提高耗能角支架的承载能力和变形能力.

图14为采用不同强度等级钢骨架对耗能角支架荷载-位移曲线的影响. 可见耗能角支架的承载能力与钢骨架的屈服强度呈正相关，随着软钢屈服强度的增大，连接件的承载能力也相应增大.

图15为橡胶剪切模量对耗能角支架荷载-位移曲线的影响. 可见耗能角支架的承载能力与橡胶的剪切模量呈正相关，耗能角支架的屈服位移与橡胶剪切模量呈负相关. 随着橡胶剪切模量的增加，承载能力逐渐增大，屈服位移逐渐减小，且曲线形状更加饱满.

图16为橡胶高度对耗能角支架荷载-位移曲线的影响. 可见橡胶高度对耗能角支架的承载能力影响不大，但对极限位移和荷载-位移曲线形状有明显影响. 随着橡胶高度的增加，极限位移逐渐减小，但曲线形状更加饱满.

图17为在底座上设置不同宽度垫板时耗能角支架的荷载-位移曲线对比图，其中“w_b=0”表示不安装垫板的连接；“w_b=70”表示垫板覆盖靠近钢前板的两个螺栓孔的范围；“w_b=120”表示垫板覆盖整个底座. 由图16可知，采用垫板后，连接件刚度和承载能力明显提高，其中承载能力可提高22%. 然而，增加垫板的宽度并不能提高连接件承载能力. 因此，建议在今后的研究和应用中设置适当宽度的垫板以进一步提升耗能角支架的力学性能.

6 结 论

本文提出了一种适用于CLT结构的新型耗能角支架，并对其进行了试验研究和数值分析，通过单调加载和低周往复加载试验分析并明确了耗能角支架破坏机理和力学性能；基于试验结果建立并验证了精细化非线性三维有限元模型，并以此基础进行了参数化分析. 研究结果表明：

1）新型耗能角支架的破坏模式主要包括钢桥屈服断裂、底座局部承压破坏和橡胶脱胶破坏，其中，钢桥屈服断裂是主要的破坏模式，尤其是在往复荷载作用下. 然而值得注意的是，得益于橡胶与钢骨架间有效的粘结作用，连接件即使在钢桥屈服断裂后仍可以作为整体继续承载.

2）新型耗能角支架的荷载-位移曲线呈双折线，拐点由钢桥屈服引起，且其具有较高的延性和较优的耗能能力，试验结果表明各试件的延性均大于9.6，等效黏滞阻尼比在9%~26%之间.

3）基于经验证的精细化有限元模型进行参数化分析，结果表明新型耗能角支架的承载能力与钢骨架的厚度、软钢屈服强度、橡胶的剪切模量以及是否采用垫板呈正相关，橡胶高度对其影响则较小. 试验数据和数值仿真结果为新型耗能角支架的提升改进及工程应用提供了支撑.

参考文献

[1] 王明谦，宋晓滨， 顾祥林， 等 ．胶合木梁柱螺栓节点变异性分析［J］．土木工程学报，2019，52（7）：13-21．

[2] WANG M Q， SONG X B， GU X L，et al ．Variability analysis of bolted glulam beam-to-column connections［J］．China Civil Engineering Journal，2019，52（7）：13-21．（in Chinese）

[3] 熊海贝，欧阳禄，吴颖 ．国外高层木结构研究综述［J］．同济大学学报（自然科学版），2016，44（9）：1297-1306．

[4] XIONG H B， OUYANG L， WU Y ．State-of-the-art research of tall wood buildings［J］．Journal of Tongji University （Natural Science），2016，44（9）：1297-1306．（in Chinese）

[5] 沈银澜，牟在根， SCHNEIDER J，等 ．新型木建筑材料：交叉层积木介绍及其连接的试验研究［J］．工程科学学报，2015，37（11）： 1504-1512．

[6] SHEN Y L， MU Z G， SCHNEIDER J，et al ．Introduction to a new engineered wood-based product：cross laminated timber and experimental study on cross laminated timber bracket connection［J］．Chinese Journal of Engineering，2015，37（11）：1504-1512．（in Chinese）

[7] 何敏娟， 陶铎，李征 ．多高层木及木混合结构研究进展［J］．建筑结构学报， 2016， 37（10）：1-9．

[8] HE M J， TAO D， LI Z ．State-of-the-art of research advances on multi-story timber and timber-hybrid structures［J］．Journal of Building Structures，2016，37（10）：1-9．（in Chinese）

[9] 李征，周睿蕊，何敏娟，等 ．震后可恢复功能木结构研究进展［J］．建筑结构学报，2018，39（9）：10-21．

[10] LI Z， ZHOU R R， HE M J，et al ．A state-of-the-art review on earthquake resilient timber structures［J］．Journal of Building Structures，2018，39（9）： 10-21．（in Chinese）

[11] IZZI M， CASAGRANDE D， BEZZI S， et al ．Seismic behaviour of cross-laminated timber structures：a state-of-the-art review［J］．Engineering Structures，2018，170： 42-52．

[12] 何敏娟，刘学郑，王艺静，等 ．胶合木梁柱钢填板节点标准化设计与承载力试验研究［J］．建筑结构学报，2023，44（）：304-314．

[13] HE M J， LIU X Z， WANG Y J，et al ． ［J］．Journal of Building Structures， 2023， 44（Sup.2）：304-314．（in Chinese）

[14] 贾国成 ．轻木-混凝土混合结构模拟地震振动台试验研究［D］．上海：同济大学，2007．

[15] JIA G C ．Experimental study on seismic behavior of wood-concrete hybrid structure ［D］. Shanghai：Tongji University，2007．（in Chinese）

[16] 熊海贝， 倪春， 吕西林， 等 ．三层轻木-混凝土混合结构足尺模型模拟地震振动台试验研究［J］．地震工程与工程振动，2008，28（1）： 91-98．

[17] XIONG H B， NI C， LÜ X L，et al ．Shaking table tests on 3-storey wood-concrete hybrid structure［J］. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration， 2008， 28（1）： 91-98．（in Chinese）

[18] 贾苑，乔菁，张佳男，等 ．CLT墙体-楼板T型连接件节点力学性能研究［J］．北京林业大学学报，2018，40（10）：123-130．

[19] JIA Y， QIAO J， ZHANG J N，et al ．Mechanical performance of CLT wall-to-floor joints with T connector［J］．Journal of Beijing Forestry University，2018，40（10）：123-130．（in Chinese）

[20] 陆伟东，孙洪锋，刘伟庆 ．自攻螺钉增强胶合木梁柱螺栓节点受力性能试验研究［J］．建筑结构学报，2016，37（4）：80-86．

[21] LU W D， SUN H F， LIU W Q ．Experimental study on behavior of bolted glulam beam-to-column connections strengthened by self-tapping screws［J］．Journal of Building Structures，2016，37（4）：80-86．（in Chinese）

[22] CECCOTTI A， SANDHAAS C， OKABE M，et al ．SOFIE project-3D shaking table test on a seven-storey full-scale cross-laminated timber building［J］. Earthquake Engineering & Structural Dynamics，2013，42（13）： 2003-2021．

[23] HRISTOVSKI V， DUJIC B， STOJMANOVSKA M，et al ．Full-scale shaking-table tests of XLam panel systems and numerical verification：specimen 1［J］．Journal of Structural Engineering，2013，139（11）：2010-2018．

[24] RINALDIN G， FRAGIACOMO M ．Non-linear simulation of shaking-table tests on 3-and 7-storey X-Lam timber buildings［J］．Engineering Structures，2016，113：133-148．

[25] SCOTTA R， MARCHI L， TRUTALLI D，et al ．A dissipative connector for CLT buildings：concept，design and testing［J］．Materials，2016，9（3）： 139．

[26] D’ARENZO G， SEIM W， FOSSETTI M ．Experimental characterization of a biaxial behaviour connector for CLT wall-to-floor connections under different load directions［J］．Construction and Building Materials，2021，295：123666．

[27] 李征， 陈飞， 董翰林， 等 ．往复荷载作用下配置摩擦型阻尼器钢木混合剪力墙抗侧力性能研究［J］．建筑结构学报， 2020，41（10）：1-10．

[28] LI Z， CHEN F， DONG H L，et al ．Lateral performance of timber-steel hybrid shear wall with friction dampers under cyclic loading［J］．Journal of Building Structures，2020，41（10）：1-10．（in Chinese）

[29] LI Z， CHEN F， HE M J，et al ．Lateral performance of self-centering steel-timber hybrid shear walls with slip-friction dampers：experimental investigation and numerical simulation［J］．Journal of Structural Engineering， 2021， 147（1）： 4020291．

[30] D’ARENZO G， RINALDIN G， FOSSETTI M，et al ．An innovative shear-tension angle bracket for cross-laminated timber structures：experimental tests and numerical modelling［J］．Engineering Structures，2019，197：109434．

[31] REZVANI S， ZHOU L N， NI C ．Numerical analysis of in- and out-of-plane coupling effects on angle bracket connections in CLT structures［J］．Engineering Structures，2022，250：113494．

[32] XING Z Y， ZHANG J， ZHENG C Y，et al ．Experimental study and finite element analysis on residual carrying capacity of CLT wall-floor angle bracket connections after fire［J］．Construction and Building Materials，2022，328：127113．

[33] MARCHI L， TRUTALLI D， SCOTTA R，et al ．Macro-element modelling of a dissipative connection for CLT structures［J］．Structures，2020，26：582-600．

[34] Timber structures-joints made with mechanical fasteners-general principles for the determination of strength and deformation characteristics： EN 26891：1991 ［S］. Brussels： European Committee for Standardization， 1991.

[35] Standard test methods for cyclic （reversed） load test for shear resistance of vertical elements of the lateral force resisting system for buildings： ASTM E2126-11（2018） ［S］. West Conshohocken （PA， USA）： ASTM International， 2018.

[36] STimber structures test methods-cyclic testing of joints made with mechanical fasteners： EN 12512： 2001+A1： 2005 ［S］. Brussels： European Committee for Standardization， 2005.

[37] Design of structures for earthquake resistance-part 1： general rules， seismic actions and rules for buildings： EN 1998-1： Eurocode 8 ［S］. Brussels： European Committee for Standardization， 2004.

基金资助

国家自然科学基金资助项目(52308259)

国家自然科学基金资助项目(51978502)

National Natural Science