位移放大型轉動摩擦阻尼器增強榫卯節點抗震性能試驗研究

張錫成，韓乙楠，邱智豪，吳晨偉，胡成明，齊振東

(1. 西安建筑科技大學土木工程學院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055)

古建木構是我國古代建筑的主體，約占全部古建筑的70%以上[1]。榫卯連接是古建木構中基本連接形式之一，地震作用下通過榫頭與卯口相互摩擦擠壓抵抗轉動彎矩，同時耗散部分地震能量。由于側向力作用下榫卯節點常常早于梁柱等構件產生損壞[2]，因此節點性能是影響結構性能的關鍵因素。隨著結構服役時間的增加，木材力學性能發生退化，榫頭累積塑性變形致使節點內部產生間隙，進而降低節點的轉動性能[3]。因此，提出合適的榫卯節點加固措施具有重要的現實意義。

近年來，國內外研究學者對木質榫卯連接的受力機理及其加固措施開展了系統研究。西安建筑科技大學謝啟芳等[4]通過試驗研究揭示了榫卯節點轉動大、變形大和耗能小的半剛性特性以及碳纖維布和扁鋼對榫卯節點的剛度、強度和延性的提升作用。張富文等[5]通過對采用三種不同支撐榫卯連接木框架的試驗研究，得到了各支撐方法下木框架的抗震性能指標。ZHOU 等[6]采用扒釘、鋼構件和CFRP 分別加固古建筑木構架榫卯節點，研究結果表明：三種材料雖能提高節點承載力和剛度，改善剛度退化，但節點耗能能力卻未有明顯改善。陸偉東等[7]提出弧形耗能器及角鋼加固榫卯節點木構架的方法，試驗表明：角鋼可有效提高榫卯節點的剛度，但耗能效果不明顯；弧形耗能器具有較好的耗能性能，但僅單向耗能。SONG 等[8]通過自攻螺絲加固震損榫卯節點，發現自攻螺絲可以大幅度提高其變形能力，并有效防止拔榫破壞，但不能顯著提高節點的強度、剛度和耗能能力。歐美國家的木結構梁柱連接形式則以螺栓和銷釘為主，通過對不同連接形式下節點的力學性能的研究[9]也可表明這些加固措施均對木結構節點的力學性能起到增強的作用。

綜上所述，常規加固方法雖能提高榫卯節點的剛度和強度，但不能顯著改善榫卯節點的耗能性能?，F代結構中，常采用附加阻尼器來提高整體結構或單個構件的耗能能力[10]。近年來，阻尼器在世界范圍內都有了廣泛的研究[11-13]并建立了相應的恢復力模型和設計方法，同時已經開始在新建工程和即有建筑的抗震加固改造中應用了摩擦阻尼器[14-15]。

本文在已有研究基礎上，基于古建木構榫卯節點轉動大、變形大的變形特征，設計并制作了一種以摩擦片為核心的位移放大型摩擦阻尼器，以提高其耗能效果。設計制作了4 組單向直榫節點足尺模型，對1 組未設置阻尼器和3 組設置阻尼器的試件進行了擬靜力試驗，得到并對比分析了節點加固前后的抗震性能，為古建木構的修繕保護提供技術依據。

1 試驗概況

1.1 試件的設計與制作

根據宋代《營造法式》[16]中的做法及尺寸規定，制作了4 組八等材足尺單向直榫節點模型，每組模型各1 個試件，構件尺寸見圖1。4 組模型中其中1 組模型為未安裝摩擦阻尼器的參照組，其余3 組模型均安裝了摩擦阻尼器，并分別設置了不同的螺桿預拉應變作為其控制參數。

圖1 榫卯節點模型尺寸 /mmFig. 1 Sketch of mortise-tenon joints model

1.2 轉動摩擦阻尼器的設計與制作

阻尼器主體由鋼部件拼裝而成，包括柱端連接件、摩擦片、枋端連接件和預應力螺桿。連接件的鋼材采用Q235B 級鋼；螺桿采用4.4 級M20螺栓，為摩擦片提供正壓力；摩擦片采用鐵基復合材料預制成型。所有部件通過螺栓相互連接成整體，其組件和安裝如圖2 所示。

圖2 摩擦阻尼器的組件及安裝示意圖Fig. 2 Schematic diagram of components and installation of friction damper

阻尼器安裝到榫卯節點后，與L 形榫卯節點形成一個封閉的矩形。為保護古建筑本體，應盡量避免在木構件開孔，因此采用柱端抱箍及枋端抱箍的方式將阻尼器固定于柱和枋之間。在柱端抱箍的C 形槽中并排放置了三片柱端連接件，并用螺栓固定；取兩片中間連接件與柱端連接件交錯放置；在中間連接件及柱端連接件處開葫蘆型孔洞并放入摩擦片，葫蘆形的摩擦片交錯放置，其不規則的形狀使得摩擦阻尼器在工作過程中連接件與摩擦片之間不會發生相對轉動；最后，通過摩擦片上的螺孔用預應力螺桿將所有摩擦片串聯起來，同時在摩擦片端部分別安置與其直徑一致的墊片。摩擦阻尼器詳圖見圖3，圖3 中未標注的圓形孔洞直徑均為20 mm。

圖3 摩擦阻尼器詳圖 /mmFig. 3 The geometric details of friction damper

1.3 位移放大摩擦阻尼器的工作機理分析

木柱和木梁的夾角采用θ1來表示，柱端連接件和中間連接件之間的夾角采用θ2來表示，當木結構受到一個橫向力順時針激發時，木梁傾向于繞木柱順時針旋轉，摩擦阻尼器處產生的阻力彎矩M可以抵抗水平激勵，此時夾角θ1＜θ2；同理，當木結構受到一個橫向力逆時針激發時，木梁傾向于繞木柱逆時針旋轉，此時夾角θ1＜θ2。摩擦阻尼器的工作原理如圖4 所示，這種激勵會不斷重復，并且在正向和負向加載過程中，地震能量會被大量耗散。

圖4 摩擦阻尼器的工作機理Fig. 4 Principle of action of the friction damper

1.4 木材力學性能及摩擦阻尼器的參數設置

1.4.1 木材力學性能

榫卯節點原材料選用樟子松，木材密度為0.497 g/cm3，含水率為14.6%，木材力學性能試驗按照我國國家標準《木結構試驗方法標準》(GB/T 50329-2012)[17]進行測定，結果如表1 所示。

表1 木材力學性能Table 1 Mechanical properties of wood

1.4.2 摩擦阻尼器的參數設置

摩擦阻尼器中摩擦片的摩擦系數及其預應力是影響摩擦阻尼器工作效果的首要因素。摩擦系數由摩擦片用料比例來控制，預應力通過螺桿預拉應變控制。3 組加固節點采用相同的摩擦系數，不同的螺桿預拉應變以控制摩擦片之間預壓力的大小。摩擦阻尼器具體參數見表2。

表2 摩擦阻尼器參數設置Table 2 The parameter settings of friction damper

通過在螺桿上黏貼應變片的方式來測量螺桿的預拉應變。摩擦阻尼器在工作過程中，摩擦片厚度的改變會影響螺桿預應力的施加，因此在摩擦片單側裝有碟形彈簧，從而保證螺桿全程處于受拉狀態，如圖5 所示。

圖5 預緊力螺桿應變測量裝置Fig. 5 Strain measuring device of pre-tightening bolt

2 加載方案及測量方案

2.1 加載方案

試驗時將榫卯節點中的柱水平放置，為防止在加載過程中柱發生位移，采用壓梁和地腳螺栓將柱固定在地面。枋豎直放置，榫頭朝下插入柱的卯口，另一端與作動器相連。水平荷載通過MTS水平電液伺服器控制加載，作動器加載點距離柱上表面1100 mm。試驗加載裝置如圖6 所示。

圖6 試驗加載裝置Fig. 6 Loading setup

試驗根據《建筑抗震試驗規程》(JGJ/T 101-2015)[18]的規定，加載制度采取位移控制，同時以節點轉角作為控制參數。首先根據單根木柱實際所受的軸壓力，結合縮尺比例，確定柱端千斤頂施加軸向荷載為30 kN，然后在枋端施加水平低周往復荷載，加載速率為5 mm/min。預計榫卯節點的轉角限值為0.1 rad，則加載位移限值為110 mm。先施加位移值為±11 mm、±22 mm、±33 mm、±44 mm、±55 mm 循環加載1 圈，再施加位移值為±66 mm、±88 mm、±110 mm、±132 mm 循環加載3 圈，加載完成后終止試驗，如圖7 所示。

圖7 試驗加載制度Fig. 7 Loading procedure

2.2 量測方案

在木枋榫頭南北兩側共設置4 個位移計W1～W4，用于測量榫頭相對拔榫量，如圖8(a)所示。

在枋的南側距柱上表面250 mm 處布置傾角儀1，用于實時測量枋在水平反復荷載作用下的轉角位移；在摩擦阻尼器的柱端連接件處布置傾角儀2，中間連接件處布置傾角儀3，用于測量摩擦片間的相對轉動量，如圖8(b)所示。

圖8 位移計和傾角儀布置示意圖Fig. 8 Sketch of displacement meter layout and inclinometer layout

3 試驗過程及現象

3.1 未加固節點試驗現象

在加載的開始階段，由于節點的轉角非常小，榫頭和卯口間的相互作用力較弱，此時，節點區的應力小于木材抗壓屈服強度，因此節點處木材保持在彈性狀態。加載位移逐漸增加以后，由于榫頭與卯口的摩擦和擠壓，節點處發出很輕的“吱吱”聲；加載位移增至66 mm 時，枋上連接處出現了豎向裂縫(圖9(a))；加載位移繼續增加，節點處的“吱吱”聲明顯加重，變為“啪啪”聲，當加載至峰值位移時榫頭抱肩處出現壓痕，且隨加載位移的增加而加重(圖9(b))；加載位移增至110 mm 時，節點處發出連續的“咔咔”聲，聲音很大并有非常明顯的木纖維劈裂聲，此時榫頭已經被嚴重的擠壓變形(圖9(c))；MTJ-2 節點在正向加載下轉角達到0.1 rad 時榫頭發生斷裂，同時伴隨巨大的木纖維斷裂聲；隨著加載的繼續進行，榫頭的斷裂并沒有對摩擦阻尼器的工作造成影響，如圖9(d)所示。加載結束后，為觀察破壞現象，將榫頭從卯口拔出，可以看到榫頭四角存在一定程度的殘余變形，表面卷起大量木屑，卯口南北兩側存在明顯壓痕，并有少量木屑卷起。

圖9 試件破壞形態Fig. 9 Failure modes of specimens

3.2 加固節點試驗現象

加固節點的榫頭及卯口的變形、破壞情況與未加固節點表現相同。

在加載過程中，摩擦阻尼器中的摩擦片隨著枋的轉動而產生相對轉動，枋通過枋端連接桿帶動中間連接件產生同相位轉動。柱端連接件因其與柱固結，所以在整個加載過程中保持靜止，如圖10 所示。從圖10 中可以看出，摩擦阻尼器中間連接件與柱端連接件的相對轉角大于枋與柱的相對轉角(圖10 中方形虛框部位)，這說明摩擦阻尼器能夠放大節點的相對轉角。

圖10 阻尼器雙向變形情況Fig. 10 Biaxial deformation of friction damper

4 試驗結果及分析

4.1 M-θ 滯回曲線

在水平低周往復荷載作用下的M-θ 滯回曲線可以描述榫卯節點的抗震性能，滯回環圍成的面積越大，說明節點耗能能力越強，抗震性能越好。

圖11 為本次試驗中四個節點實測的M-θ 滯回曲線，其中M和θ 由式(1)和式(2)計算所得。

圖11 節點彎矩-轉角滯回曲線Fig. 11 The moment-rotation hysteretic curves

式中：F/kN 為加載作用點處的水平荷載；h/m 為加載作用點到柱上表面的距離；Δ/m 為加載作用點處的水平位移。

從M-θ 滯回曲線中可發現如下特點：

1)未加固節點的M-θ 滯回曲線有明顯的“捏縮”滑移效應，總體上表現為反“Z”形，表明在加載過程中，榫頭與卯口之間發生了相對滑移，并且此滑移量隨加載位移幅值的增長而變大。這是因為榫頭與卯口間的摩擦力是榫卯節點處彎矩的主要來源，但榫頭與卯口之間的縫隙導致摩擦力明顯下降，所以產生了相對滑移，這也符合榫卯節點的構造特點。

2)相比未加固節點，加固節點的滯回曲線有了很大的改善。首先，各階段的承載力有了顯著提高；尤其在摩擦滑移階段，摩擦阻尼器所提供的承載力效果顯著；其次，滯回曲線形狀發生改變，曲線包圍面積增大，這表明摩擦阻尼器可有效增強榫卯節點的耗能能力。

3) MTJ-2 節點在榫頭斷裂后，榫卯節點的滯回曲線有所突變，見圖11(b)。雖然榫頭斷裂，但榫卯節點處的承載力基本與摩擦滑移階段的承載能力保持一致，這表明摩擦阻尼器在榫頭斷裂及摩擦滑移過程中為榫卯節點提供了主要的承載力。

4.2 骨架曲線

試驗所得到的各節點骨架曲線見圖12，從圖12 中可以得到以下結論：

圖12 骨架曲線對比圖Fig. 12 Comparison of skeleton curves

1)各個節點的骨架曲線基本都表現為反“Z”形，骨架曲線的斜率隨著加載位移的增大而減小。

2)相比未加固節點，加固節點的承載力與剛度都有明顯的提高，加固節點的骨架曲線形狀在±0.02 rad 范圍內基本為直線，且斜率均大于未加固節點，這說明榫卯節點在初始轉動的過程中，安裝了摩擦阻尼器節點的初始承載力均顯著增大；當轉角為0.06 rad 時，隨著轉角的增加，彎矩增速放緩，骨架曲線逐漸趨于平緩，此時節點變形以塑性變形為主。這說明加固節點在大變形時，其承載力伴隨加載位移的增大而穩定提高并且不會下降。

3)在正向加載范圍內，MTJ-2 的最大承載力是MTJ-1 的1.42 倍，MTJ-3 的最大承載力是MTJ-1的1.71 倍，MTJ-4 的最大承載力是MTJ-1 的2.3 倍，這表明伴隨螺桿預拉應變的逐漸增大，節點的承載力也逐漸提高。

4) MTJ-2 節點在轉角達到0.12 rad 時榫頭斷裂，這時其骨架曲線有明顯的下降，但隨著加載的繼續，曲線不降反升，這說明摩擦阻尼器能夠為殘損節點提供一定的承載力。

4.3 剛度退化曲線

結構的剛度退化指在循環荷載作用下，隨加載位移幅值及循環次數的增加而剛度逐漸減小的現象。在循環荷載作用下，采用滯回曲線的割線剛度來反應剛度退化，即取正、反兩個方向峰值點彎矩的絕對值之和與位移絕對值之和的比值，其表達式見式(3)。

式中：Ki/(kN·m/rad)為第i級循環荷載作用下的割線剛度；Mi/(kN·m)為第i級循環荷載作下的峰值點彎矩；θi/rad 為Mi對應的節點轉角。

榫卯節點的轉動剛度退化曲線見圖13，從圖13 中可發現以下特點：

圖13 剛度退化曲線對比圖Fig. 13 Comparison of stiffness degradation curves

1)在加載初始階段，未加固節點的初始剛度與加固節點的初始剛度相差較大，且加固節點的剛度始終大于未加固節點；榫卯節點的轉動剛度會伴隨節點轉角的變大而減??；相比未加固節點，加固節點的剛度隨著加載位移的增加而衰減的更快。

2)當轉角為0.05 rad 時，未加固節點與加固節點的剛度差值基本相同，在后續加載中，加固節點的剛度一直高于未加固節點，但兩者的剛度退化曲線變化趨勢保持一致。

3)在初始剛度范圍內，MTJ-2 的剛度是MTJ-1的1.21 倍，MTJ-3 的剛度是MTJ-1 的1.41 倍，MTJ-4 的剛度是MTJ-1 的2.01 倍；當轉角達到0.16 rad 時，MTJ-2 的剛度是MTJ-1 的1.29 倍，MTJ-3 的剛度是MTJ-1 的1.91 倍，MTJ-4 的剛度是MTJ-1 的2.55 倍。這說明隨著加載位移的增大，節點加固后剛度與加固前剛度的比值就越大，加固效果越明顯，且與螺桿的預拉應變成正比。

4) MTJ-2 節點的榫頭斷裂后，其節點剛度退化曲線依然高于未加固節點，這表明摩擦阻尼器對殘損狀態下的榫卯節點依然可以提升其節點剛度。

為了對比采用不同加固方法對節點初始剛度的影響，得到各加固方法對節點初始剛度的提升倍數，如表3 所示。相較其他加固方式，摩擦阻尼器不會對榫卯節點的初始剛度產生過大影響，同時也沒有明顯改變木結構的整體性能，顯著降低了剛度增加對結構動力響應的影響。

表3 不同加固方法對節點初始剛度的影響Table 3 Initial stiffness improvement by different joint enhancing methods

4.4 強度退化曲線

在循環荷載作用下，隨著循環次數的增加，作用在節點上的水平荷載逐漸減小的現象稱為強度退化。一般用各級加載位移的第3 次循環荷載與第1 次循環荷載之比來表示其強度退化規律，用強度退化系數λi表示，見式(4)。

式中：λi為第i級加載位移的強度退化系數；Pi,1為第i級加載位移中第1 次循環的峰值荷載；Pi,3為第i級加載位移中第3 次循環的峰值荷載。

如圖14 所示，加固節點與未加固節點的強度退化曲線沒有顯著的不同，這表明加固節點雖經過各級循環加載，但摩擦阻尼器提供給節點的承載力始終沒有降低，而榫頭與卯口間的塑性變形才是其強度退化的主要因素。MTJ-2 節點在榫頭斷裂后，其強度沒有下降反而得到了提高，這表明摩擦阻尼器能顯著提高殘損節點的承載力。

圖14 強度退化曲線對比圖Fig. 14 Comparison of strength degradation curves

4.5 變形能力

為限制木結構在正常使用條件下的水平位移，確保結構應具備的剛度，避免產生過大的位移而影響結構的承載力、穩定性和使用要求。本文參照《古建筑木結構維護與加固技術標準》(GB 50165-2020)[23]中對層間位移角的相關規定，層間位移角限值取1/30。因為木結構的變形主要由榫卯節點的轉動引起，所以可取1/30 作為直榫節點轉角的限值。

根據試驗結果可知，各加固試件均發生了較大的轉動變形，所有節點轉角均達到0.17 rad(約1/7)，大于GB 50165-2020 規范[23]中的限值要求，但節點彎矩沒有出現下降，這表明加固節點具有良好的轉動變形能力。

4.6 耗能性能

節點的耗能能力一般采用等效黏滯阻尼系數he來反應，圖15 為he的計算方法示意圖，he的計算公式為式(5)。

圖15 等效黏滯阻尼系數計算圖Fig. 15 Schematic diagram of equivalent viscous damping coefficient

式中：he為等效黏滯阻尼系數；S(ABC+CDA)為圖中陰影部分滯回曲線所包圍的面積；S(△OBF+△ODE)為△OBF 和△ODE 的面積之和。

節點模型按式(5)計算所得的等效黏滯阻尼系數he隨轉角的變化規律見圖16，從圖16 中可以看出：

圖16 等效黏滯阻尼系數Fig. 16 Coefficient of equivalent viscous damping

1)未加固節點的耗能能力在加載初期較高，隨著榫卯節點轉角的增大而減小，當轉角達到0.05 rad 時，耗能趨勢逐漸趨于平穩。這表明在轉角增加過程中，由于榫頭與卯口之間的相互擠壓而產生了塑性變形，當榫頭與卯口間的縫隙增大至一定程度后，曲線開始出現滑移特征。

2)節點加固前后的總體耗能基本一致。在加載初始階段，加固節點的耗能能力低于未加固節點；當轉角在0.03 rad～0.10 rad 區間時，加固節點的耗能能力不斷升高；當轉角超過0.10 rad 時，加固節點的耗能能力逐步下降并最終趨于水平。這表明在加載初期階段，節點的承載力主要由摩擦阻尼器來提供，因而其滯回環包圍面積偏小，節點的耗能性能也偏弱；摩擦片間的相對轉動隨著加載位移的增加而逐漸增大，這樣就使榫卯節點耗能能力得到大幅提升。

3) MTJ-2 節點在榫頭斷裂之后，耗能能力有顯著的提升。這一現象表明摩擦阻尼器可明顯提高殘損節點的耗能能力。為了更直觀的分析阻尼器的耗能效果，進一步采用M-θ 滯回曲線所圍成的面積來表示節點的累計耗能，各個模型的累計耗能隨節點轉動角度變化的規律如圖17 所示。

圖17 累計耗能對比圖Fig. 17 Comparison of cumulative energy consumption

圖17 表明，隨著節點轉動角度的不斷增加，各節點累計耗能均逐漸增大；相較于未加固的節點，設置了位移放大型轉動摩擦阻尼器節點的耗能能力都有了明顯的提升，并且隨著螺栓的預拉應變的增大而逐漸增大，其累計耗能分別提高至未加固節點的2.18 倍、2.96 倍及3.91 倍，表明位移放大型轉動摩擦阻尼器具有良好的耗能能力。

4.7 位移放大作用

傾角儀1 測得的枋轉角(其值等于節點轉角)與傾角儀3 測得的摩擦阻尼器中間連接件轉角(相當于摩擦塊相對轉角)對比見圖18 所示。

摩擦阻尼器中間連接件相對其柱端連接件的轉動角度為摩擦阻尼器的轉角。由圖18 可知，在水平低周反復荷載的作用下，摩擦型阻尼器的轉角明顯大于榫卯節點自身的轉角，具有顯著的位移放大作用。加載初期，在沒有達到阻尼器啟動摩擦力之前，阻尼器轉角接近于零；隨著節點轉動位移變大，阻尼器轉角也逐漸增大，且遠大于節點本身的轉角，放大倍數由初期的1.3 倍(最大值)逐漸增大到4.5 倍(最大值)。

圖18 轉角位移對比圖Fig. 18 Comparison of rotation angle

位移放大型轉動摩擦阻尼器所做的功等于摩擦片處的彎矩與摩擦片間相對轉角的乘積，見式(6)。

式中：Wm為位移放大型轉動摩擦阻尼器所做的功；Mm為摩擦片處的彎矩；θm為摩擦片間的相對轉角。

位移放大型轉動摩擦阻尼器的耗能機理是通過摩擦片間的相對轉動來耗散能量，相對轉角越大，摩擦阻尼器耗散的能量越多，安裝了摩擦阻尼器節點的耗能能力就越強。根據圖17 及式(6)可知，在加載后期階段，相對于其他加固方式，摩擦阻尼器為節點提供的耗能能力不降反升，這也與4.6 節關于耗能性能的分析結果是一致的。

4.8 拔榫抑制能力

木結構榫卯節點在低周反復荷載作用下容易出現拔榫破壞。本文通過在榫頭抱肩處布置位移計W1～W4 所測得的榫頭拔出量，可以反應出各試件在破壞前拔榫量隨轉角的變化情況，如圖19所示。

由圖19 可以看出，所有試件的榫頭拔榫量均隨轉角的增大而增大。未加固節點的拔榫量-轉角曲線斜率最大，當轉角達到0.06 rad 后，其圖形變為直線，MTJ-1 的最大拔榫量可達到40 mm。

圖19 拔榫量-轉角關系Fig. 19 Pull out-rotation relationships of tenon

加固節點的拔榫量-轉角曲線斜率均小于未加固節點，說明摩擦阻尼器可以限制榫頭拔榫量，且能夠明顯降低拔榫量的增速。MTJ-2～MTJ-4 最大拔榫量分別為38 mm、33 mm 和26 mm，比MTJ-1 分別下降了5%、17.5%和35%。以上表明，通過位移放大型轉動摩擦阻尼器加固的節點，隨著螺栓預拉應變逐漸變大，節點的拔榫量-轉角曲線斜率逐漸變小，其最大拔榫量也逐漸變小。這是由于阻尼器發生順時針或者逆時針轉動時，阻尼器的出力F(圖20 中所示實線箭頭)總會產生一個指向榫頭方向的分力F1(圖20 中所示虛線箭頭)，從而起到降低拔榫量的作用，且隨著螺栓預拉應變逐漸變大，阻尼器的出力也逐漸增大。因此，本文所研發的阻尼器可以有效抑制節點的拔榫破壞，阻尼器的構造符合榫卯節點受力特點。

圖20 不同轉動方向時阻尼器的出力Fig. 20 Output force of damper in different rotation directions

5 結論

通過對單向直榫節點位移放大型轉動摩擦阻尼器加固進行擬靜力試驗及對結果的分析，可得到以下主要結論：

(1)未使用阻尼器加固的節點滯回曲線表現為反“Z”型，且有明顯的“捏縮”。相較于未加固節點，使用阻尼器加固的節點滯回曲線相對飽滿，摩擦滑移階段的承載力有顯著的提升。

(2)所有節點骨架曲線的發展趨勢保持一致，隨加載位移的逐步增大，骨架曲線的斜率均逐步減小，且不存在下降段。在整個加載過程中，加固節點的承載力始終高于未加固節點的承載力，且對殘損節點的承載力依然有非常明顯的提升。

(3)所有節點的轉動剛度都跟隨轉角的增加而變小，隨著加載位移的增大，曲線變化趨勢趨于一致。在整個加載過程中，節點加固后的剛度均高于加固前，且摩擦阻尼器對節點的加固效果隨加載位移的增加而明顯增大。

(4)未加固節點的耗能性能跟隨節點轉角的逐漸增大而不斷減小，但加固節點的耗能性能卻先減小后增大，尤其在加載后期，摩擦阻尼器為節點提供耗能能力的效果顯著。

(5)通過對加固節點中具有不同螺桿預拉應變的比較分析，發現節點的承載力和剛度均會隨螺桿預拉應變的增加而增大。拔榫量隨預拉應變的增大而減小，增大螺栓預拉應變可有效防止拔榫破壞。

(6)摩擦型阻尼器對榫卯節點的轉角位移有一定的放大功能，從而在加載后期，摩擦阻尼器可為殘損節點提供很好的耗能性能。所研發的阻尼器可有效抑制節點拔榫量，且抑制作用隨螺栓預拉應變的增大而顯著提高。