裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點抗震性能試驗研究

陳云 陳超 徐子凡 禹文華

摘要：為了減輕傳統鋼框架的梁柱節點在強震作用下的損傷與破壞，提出了一種裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點，闡述了該節點的構造形式與工作機理，對其進行了低周反復加載試驗，系統研究了該節點的抗震性能，建立了其恢復力模型，并與試驗結果進行了對比分析。研究結果表明，裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點利用連接鋼板與黃銅板之問的轉動摩擦耗能，其滯回曲線近似為飽滿的平行四邊形，具有良好的耗能性能;耗能節點在循環加載下強度退化較小，力學性能很穩定;節點通過梁端的轉動摩擦耗能有效控制梁柱節點的損傷，試驗后梁柱節點保持為彈性，能量耗散集中在轉動摩擦鉸處;耗能節點的變形模式在設定的加載過程中可分為兩個階段：第一階段為節點的彈性變形階段;第二階段為節點的剛體轉動變形階段。基于恢復力模型的計算結果與試驗結果吻合較好，表明提出的恢復力模型能夠較好地反映轉動摩擦耗能節點在循環往復荷載作用下的滯回性能。

關鍵詞：抗震性能;鋼框架;摩擦耗能;裝配式結構;梁柱節點;恢復力模型

中圖分類號：TU317+.2;TU352.11

文獻標志碼：A

文章編號：10044523（2022）01-0045-10

DOI： 10.1638 5/j .cnki.issn.10044523.2022.01.005

引 言

傳統鋼框架設計一般遵循“強節點弱構件”的抗震設計思想，但仍可能無法避免節點在強震作用時產生應力集中和發生脆性破壞等問題[1-2]，在二十世紀90年代的Northridge地震和Kobe地震中，大量鋼結構的梁柱焊接節點出現了脆性破壞，促使廣大學者研發抗震性能更優的梁柱連接節點。近年來隨著消能減震技術的發展，部分研究人員通過在梁柱節點直接安裝阻尼器或者將梁柱節點設計成耗能一承載一體化的節點，有效控制與減輕了梁柱節點在強震作用下的損傷與破壞[3-6]。

MUALLA等[7-8]提出了一種可以安裝在梁柱節點或者柱腳的轉動摩擦阻尼器，對其進行了擬靜力試驗與數值模擬研究，研究結果表明該種阻尼器耗能性能較好，有效減輕了節點的損傷。MORGEN等[9-10]針對無黏結后張拉預應力混凝土框架結構研發了一種安裝于梁柱節點的三明治形摩擦阻尼器，并對其進行了低周反復加載試驗研究，試驗結果表明該阻尼器力學性能穩定，抗震性能較好。為了減輕連梁在強震作用下的損傷，CHUNG等[11]提出了一種安裝在連梁上的長網孔摩擦阻尼器，LEUNG等[12]研發了一種應用于偏心支撐框架的轉動摩擦阻尼器并對其進行了有限元分析。為了進一步簡化節點構造，CLIFTON13設計了一種低損傷的滑動摩擦鉸接摩擦梁柱節點，對其進行了大量的試驗研究工作。鮑華峰[14]提出了一種適用于T字形截面梁與箱形截面柱的轉動摩擦耗能節點，對其進行了動力時程分析。師驍等[15]針對高層建筑的鋼連梁研發了一種摩擦轉動阻尼器，并通過低周反復加載試驗對其抗震性能進行驗證。馬人樂等[16]提出了一種應用于鋼結構的高強度螺栓連接摩擦阻尼器。張艷霞等[17]對一種設置于鋼框架一中間柱結構的長孔螺栓摩擦阻尼器進行了擬靜力試驗研究，分析了摩擦面處理方式和初始預緊力對其耗能性能的影響。韓建強等[18]對一種滑動摩擦阻尼器進行了力學性能測試。

為了進一步提高鋼框架梁柱節點的抗震性能，本文研發了一種耗能一承載一體化的裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點，闡述了該節點的構造形式與T作機理，對轉動摩擦耗能節點進行了低周反復加載試驗，全面分析了節點的受力變形特點、滯回曲線、骨架曲線、強度退化、剛度退化和耗能性能，并提出了其恢復力模型，以期為該消能節點早日實現工程應用提供初步的技術支撐。

1 構造形式與工作機理

裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點構造形式如圖1所示，整根鋼梁由兩端的短梁段和中間的長梁段構成。其連接方式為：短梁段焊接在鋼柱翼緣上，兩塊摩擦板和兩塊連接板對稱設置在長梁段和短梁段腹板的兩側，長梁段、摩擦板和連接板通過高強螺栓進行連接;短梁段、摩擦板、連接板預留有相同大小的螺孔，通過銷軸和螺母進行連接并形成轉動摩擦鉸;長梁段和鋼柱均設置加勁肋保證其局部穩定性。節點安裝完成后通過扭矩扳手調節銷軸處的摩擦板與短梁段腹板之間的法向接觸力，進而改變轉動摩擦力大小。轉動摩擦耗能節點的工作機理為：在較小的地震作用時，節點不發生轉動，此時節點的變形模式為節點的彈性變形機制;在較強的地震作用時摩擦耗能節點發生轉動，摩擦界面間形成轉動摩擦力，耗散地震能量，而主體梁柱構件基本保持彈性。轉動摩擦力的力學本質為均勻環形分布在摩擦界面的剪力流，相對于轉動點會產生轉動摩擦力矩，能夠為節點提供一定的抗彎性能，故該轉動摩擦節點為耗能一承載一體化的節點。

2 試驗設計

2.1 試件設計與安裝

本次試驗采用懸臂式的梁柱節點試驗加載方式，如圖2所示。將鋼梁豎直放置并與水平作動器通過箱型構件連接，鋼柱水平放置并與兩端剛性構件鉸接連接，兩端剛性構件通過高強螺栓與鋼地梁連接，四根地錨桿穿過鋼地梁和實驗室地面的螺孔以固定整個加載裝置。

綜合考慮試驗場地要求與作動器出力等因素，本次試驗采用1/4的縮尺模型，鋼梁總長1000 mm，長梁段的尺寸為HM180 mm×180 mm×10 mm×12 mm，長度為850 mm;短梁段的尺寸為HM200mm×200 mm×10 mm×12 mm，長度為150mm;長梁段與短梁段之間的預留間隙為30 mm;作動器的加載中心至摩擦鉸的銷軸距離為620 mm;鋼柱的尺寸為HM240 mm×240 mm×12 mm×14 mm，長度為590 mm;所有鉸接孔直徑均為30 mm，轉動摩擦鉸的摩擦片采用3 mm厚的黃銅板，在安裝前表面已經過噴砂處理。

2.2 材料性能試驗

鋼柱、鋼梁和加勁肋采用Q345B鋼制作，鋼地梁采用Q235鋼制作，所有鋼材的力學性能均通過萬能試驗機進行單調拉伸材性試驗確定。根據中國GB/T 228.1-2010《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》[19]規定，對每種厚度的鋼構件均制作加工了3個標準拉伸試件，得到材性試驗結果平均值如表1所示。

2.3 加載制度與量測內容

本次試驗根據轉動摩擦耗能節點的摩擦墊片初始預壓力的不同可分為4個工況，分別為50，100，150和200 kN。初始預壓力不能施加過大，防止由于初始摩擦力過大而導致節點在發生轉動前就產生非彈性變形。每個工況采用位移控制加載，在加載位移為1--8 mm時，幅值增量為1 mm，每級位移幅值加載1圈。在加載位移為8～16 mm時，幅值增量為2 mm，每級位移幅值加載3圈。在加載位移為16～40 mm時，幅值增量為4 mm，每級位移幅值加載3圈。試驗加載裝置如圖3所示，加載制度如圖4所示。

試驗中采集和量測了加載裝置處的水平荷載、水平位移和關鍵部位的應變等。沿鋼梁方向布置的水平位移計用以量測鋼梁不同高度處的水平位移。在鋼地梁沿水平推力的方向布置了水平位移計，用于量測鋼地梁可能產生的滑移。試件的應變片主要布置在梁柱節點、加載裝置連接處對應的梁腹板以及短梁段的翼緣和腹板等關鍵受力部位。

3 試驗研究與結果分析

3.1 試驗現象及分析

由圖5（a）可知加載至最大位移時鋼梁主要為剛體轉動變形機制;由圖5（b）可知轉動摩擦鉸呈現為繞銷軸的定軸轉動變形模式，符合預期設計。圖中黃色部分為經過噴砂處理的黃銅板，螺母與連接鋼板之間設置有碟簧墊片，減少其預壓力損失。圖6為試件的3個關鍵受力部位的應變與時間的關系曲線，由圖可知3個受力部位的應變均遠小于鋼材的屈服應變，證明梁柱節點在加載過程中保持彈性，沒有發生屈服。

3.2 滯回曲線

梁柱節點在低周反復荷載作用下的滯回曲線能夠全面反映節點的抗震性能，同時也能為建立節點的本構模型提供試驗支撐。在不同初始預壓力的作用下，裝配式梁柱轉動摩擦節點的滯回曲線如圖7所示。由圖可知當初始預壓力一定時，隨加載位移的增加，摩擦節點的耗能增加。當節點參數和構造確定后，耗能能力基本確定。當加載位移一定時，隨著初始預壓力的增大，轉動摩擦節點的承載力逐漸增大，摩擦節點的耗能增加。在節點轉動后，其承載力基本保持不變，表明其力學性能較為穩定。在每一級加載位移下，節點的卸載剛度與初始剛度很接近。由圖7還可知其滯回曲線邊緣存在較大的波動，可能是由于銷軸與短梁段螺孔之間存在一定的間隙導致的。

傳統的金屬阻尼器加載后由于塑性屈服產生的殘余變形是不可恢復的，不具備可恢復性。該轉動摩擦耗能節點在循環加載后存在殘余變形，但是該殘余變形是由于加載結束時摩擦節點相對于初始位置的轉動而產生的，在釋放銷軸的預壓力后可通過矯正而恢復，具有可恢復性。

3.3 骨架曲線

節點的骨架曲線能夠直觀反映節點在低周反復荷載作用下初始剛度與承載力等力學性能指標的變化規律，是節點抗震性能的重要表征。在不同初始預壓力作用下，裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點的骨架曲線如圖8所示，其關鍵的力學性能指標如表2所示。

由圖8和表2可知，隨著初始預壓力的成倍增大，轉動摩擦節點的初始剛度數值相差不大，轉動臨界位移和轉動臨界承載力基本上成倍數增大。其原因是摩擦鉸未發生轉動前，節點變形模式為節點的彈性變形機制，在梁柱尺寸確定的前提下其初始剛度是一致的。而隨著初始預壓力的增加，摩擦鉸處的初始摩擦力矩增大，故轉動臨界位移和轉動臨界承載力不斷增大。

3.4 強度退化

節點在同一加載幅值下循環多次后承載力會有所下降，抗震設計中將這一現象稱為節點的強度退化，反映了節點在低周反復荷載作用下的累積損傷，是衡量節點抗震性能的重要指標。本文采用強度退化率^來定義節點的強度退化程度，其值越接近1，表明其強度退化越小。具體表達式如下：

λ=p3/ p1

（1）

式中p3和 p1分別為節點在同一加載幅值下循環第三圈和第一圈的最大承載力。鑒于本次試驗是從10 mm以后每級位移下開始循環3圈，故強度退化率從10 mm開始計算，如圖9所示。由圖可知在10--40 mm的加載過程中轉動摩擦節點的強度退化率變化不大，都接近于1，表明裝配式梁柱轉動摩擦節點的強度退化小，力學性能較為穩定。

3.5 剛度退化

結構抗震性能分析中常通過結構在每一級加載幅值下割線剛度Ki的變化情況來評價結構在整個加載過程中的剛度退化規律。割線剛度Ki的定義如下：

根據試驗結果計算得到的轉動摩擦節點的剛度退化曲線如圖10所示。由圖可知在不同工況下試件的剛度退化規律較為一致，總體來說對于同一加載位移，隨著初始預壓力的增大，割線剛度也隨著增大;在初始加載位移較小時，摩擦鉸未發生轉動，節點以彈性變形機制為主，其割線剛度基本相同;在加載位移約為2～10 mm的過程中摩擦鉸發生了轉動，節點的變形模式由節點的彈性變形機制變為剛體轉動變形機制，其受力變形機理發生了變化，故割線剛度迅速減小;在加載位移為10～40 mm時，隨著加載位移的增大，試件的割線剛度減小速率變緩，趨于穩定。

3.6 耗能性能

耗能能力也是評價節點抗震性能的一個重要力學性能指標，抗震設計中一般采用總耗能Ed和等效黏滯阻尼系數ζeq。來表征節點的耗能性能。總耗能Ed數值上等于節點滯回曲線所包圍的面積，表征了整體節點的絕對耗能性能。等效黏滯阻尼系數ζeq為節點在一個循環加載周期內能量耗散量與振幅最大處所具有的彈性勢能的比值。ζeq綜合反映了節點的相對耗能性能，其數值越大，節點耗散能量的效率就越高，同時也表征在這一加載位移下耗散的能

根據試驗結果計算得到的試件總耗能與等效黏滯阻尼系數分別如圖12和13所示，由圖12可知在加載初期，摩擦節點幾乎不耗散能量，因為這一階段摩擦鉸未發生轉動。當初始預壓力一定時，隨著加載位移的增大，轉動摩擦節點的耗能性能不斷增大。對于不同的工況，在相同的加載位移時，隨著初始預壓力的增大，轉動摩擦節點的耗能性能也不斷增大。在整個加載過程中，隨著初始預壓力增大，耗能的增加速率也隨著增大。由圖13可知不同工況下轉動摩擦節點的等效黏滯阻尼系數的變化規律較為一致。初期由于摩擦鉸未發生轉動，所以等效黏滯阻尼系數接近于0，在加載位移為4--12 mm時，隨著加載位移的增大，等效黏滯阻尼系數迅速增大;在加載位移為12--40 mm時，隨著加載位移的增大，其等效黏滯阻尼系數增加速率變緩。隨著初始預壓力的增大，等效黏滯阻尼系數也隨著增大，最大值為0.43，表明轉動摩擦節點的耗能性能較好。

4 恢復力模型

裝配式梁柱轉動摩擦節點通過連接鋼板與黃銅板之間的轉動摩擦耗能，其節點的受力特性可歸結為節點轉動摩擦力矩與節點轉角的關系。根據節點的滯回曲線形狀，提出基于節點轉動摩擦力矩與節點轉角的恢復力模型，如圖14所示。轉動摩擦節點在節點轉角未超過θ1時，外力相對于轉動點產生的外力矩沒有超過節點的轉動摩擦力矩，摩擦鉸未發生轉動，可按節點的彈性變形機制計算節點轉角θ1。在節點轉角超過θ1后摩擦節點發生了轉動，并且梁端在轉動過程中會受到摩擦界面的轉動摩擦力作用。每個摩擦界面的轉動摩擦力為環形均勻分布在摩擦界面的剪力流，其相對于轉動點O會產生轉動摩擦力矩Mfr，恢復力模型中的M，為兩個摩擦界面的Mfr之和。θ2為設計的最大節點轉角，摩擦節點加載至θ2。后開始卸載，卸載剛度等于初始轉動剛度kf1。綜上所述，裝配式梁柱轉動摩擦節點的變形模式在整個加載過程中根據受力特點可以分為兩個階段，第一階段為梁柱連接節點的彈性變形機制，第二階段為節點的剛體轉動變形機制，受力分析如圖15所示。

轉動摩擦節點在第一加載階段的受力簡圖如圖15（a）所示，當外力相對于節點產生的外力矩超過節點的轉動摩擦力矩時，摩擦鉸發生轉動，據此可計算臨界推力Fe：

求臨界轉動水平側移可簡化為求解一個一次超靜定問題的位移計算，做出外荷載作用下的彎矩圖，與其對應的任意一個靜定結構在單位荷載作用下的彎矩圖進行圖乘，可得Fe產生的水平彈性側移為：

梁端在轉動過程中會受到摩擦界面的摩擦力相對于轉動點O產生的轉動摩擦力矩Mfr的作用，簡化分析方法如圖16所示。圖中R1和R2分別為摩擦面的內徑和外徑，可用微元法計算Mfr的數值大小。，恢復力模型中的Mf為兩個摩擦界面的Mfr之和。取圖16中寬度為dr的計算微元，則微元的面積為：式中 θi為摩擦鉸轉動后每一級加載的位移幅值所對應的節點轉角。將試驗中的水平推力與水平位移關系曲線轉化為節點彎矩與節點轉角的關系曲線，并與基于恢復力模型的計算結果進行對比（計算結果分為轉動后剛度為0和0.02kfl兩種情況），結果如圖17所示，限于篇幅所限，僅給出了預壓力為100kN的工況對比結果。基于公式（16）和（17）計算的節點總耗能與試驗結果的對比如圖18所示。

由圖17可知，轉動后剛度取0.02kfl的恢復力模型計算結果與轉動后剛度取0的恢復力模型計算結果相比，前者與試驗結果的總體吻合度更好一些，轉動后剛度取0時恢復力模型計算結果在過渡段與試驗結果稍有差異。總體而言，提出的恢復力模型能夠較好地反映裝配式梁柱轉動摩擦節點在循環往復荷載作用下的滯回性能，由圖18可知公式（16）和（17）能夠較好計算轉動摩擦節點的耗能性能，但公式（16）的計算結果總體略微偏大。

根據以上分析，設計該節點時，初步的工程實用設計建議如下：

a.根據工程地質條件、建筑功能要求和概念設計初步進行傳統連接鋼框架結構設計。

b.將傳統鋼框架結構反應譜分析得到的梁端彎矩和剪力等效為轉動摩擦節點提供的彎矩和剪力，同時結合公式（13）設計梁端的銷軸尺寸和初始預壓力大小。

c.根據提出的轉動摩擦耗能節點的恢復力模型，結合文中公式（4）和設計轉動位移確定節點的理論附加阻尼比，將理論計算初步得到的附加阻尼比輸入到結構分析軟件中進行迭代設計并進行大震下的彈塑性時程分析驗算。

5 結論

本文提出了一種耗能一承載一體化的裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點，闡述了該節點的構造形式與工作機理，設計加工了一縮尺比例為1/4的裝配式梁柱摩擦耗能節點試件。通過低周反復加載試驗研究分析了轉動摩擦節點的受力變形特點、滯回曲線、骨架曲線、強度退化、剛度退化和耗能性能，提出了其恢復力模型并與試驗結果進行了對比分析，初步得到以下結論：

（1）裝配式梁柱轉動摩擦節點通過梁端的轉動摩擦耗能有效控制了梁柱節點的累積損傷，在低周反復荷載作用下梁柱節點保持為彈性，能量耗散集中在轉動摩擦鉸處。

（2）裝配式梁柱轉動摩擦節點的變形模式在整個加載過程中根據其受力特點可以分為兩個階段，第一階段為節點的彈性變形機制，第二階段為節點的剛體轉動變形機制。

（3）裝配式梁柱轉動摩擦節點利用連接鋼板與黃銅板之間的轉動摩擦耗能，其滯回曲線近似為飽滿的平行四邊形，表明轉動摩擦節點具有較好的耗能性能和穩定的承載力。

（4）基于恢復力模型的計算結果與試驗結果吻合較好，證明提出的恢復力模型能夠較好地預測裝配式梁柱轉動摩擦節點在循環往復荷載作用下的滯回性能，初步為裝配式梁柱轉動摩擦耗能節點的設計奠定基礎。

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