柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱抗震穩定性研究

李成玉，胡艷平，王軍潔，賀東兵，陳焰周

（1.武漢科技大學城市建設學院，湖北武漢 430065；2.武漢科技大學高性能工程結構研究院，湖北武漢 430065；3.中南建筑設計院股份有限公司，湖北武漢 430071）

引言

為了在地震作用時形成整體失效模式，傳統鋼框架結構通常以“強柱弱梁”作為損傷控制機制［1］。然而由于眾多因素的影響，框架結構更多的是形成柱鉸與梁鉸同時存在的“混合鉸機制”［2］。美國鋼結構建筑抗震規范認為［3］：應從系統角度看待“強柱弱梁”機制，允許混合鉸機制的存在。日本的桑村仁等建議應從結構整體出發考慮是否能形成整體型屈服機制，若設置“特別強大的柱”，可形成整體性失效機制。徐培蓁等［4］驗證了桑村仁的設想，即設置了“特別強大的柱”的框架結構在地震作用下出現部分柱鉸，但其安全性不低于只允許出現梁鉸的框架結構；MACRAE［5］提出了連續柱的概念，即連續柱沿結構高度方向上提供豎向連續剛度，可有效防止結構產生薄弱層破壞；QU等［6］研究表明：當在框架結構中設置的連續柱具有足夠的剛度時，無論是柱鉸機制還是梁鉸機制，均能有效提高框架結構在地震作用下的抗倒塌性能。

柱端塑性鉸的形成，導致柱承載力損失和軸向縮短，對結構的抗震穩定性能產生嚴重的影響，從而引起結構發生薄弱層破壞。ELKADY等［7］討論了循環加載下的10個全尺寸鋼柱試驗結果，鋼柱在循環荷載作用下的塑性變形和屈曲所致的軸向縮短是結構抗震中不得不考慮的一種失效模式；SUZUKI等［8］對寬翼緣鋼柱進行研究，鋼柱的破壞主要是柱的軸向縮短引起。在結構中采用摩擦連接是降低結構構件塑性損傷的有效方式之一；POPOV等［9］開發了一種稱之為旋轉槽孔螺栓連接，并將其應用于框架梁端，用以改善框架梁的受損情況；王萌等［10］提出了一種采用低屈服點鋼材的連接組件，利用組件之間的摩擦來避免主體結構過早進入塑性階段；LATOUR等［11］提出了一種新型的帶摩擦阻尼器和復位螺紋桿的蓋板柱腳節點，適當施加預應力，螺紋桿能夠作為彈性彈簧工作，將連接恢復到初始配置；袁一凡等［12］提出了一種可以抬起的柱腳節點，在柱腳處設置摩擦耗能阻尼器，通過高強螺栓施加預緊力，使鋼板件產生摩擦力，在罕遇地震作用下，柱腳處摩擦阻尼器產生滑移摩擦，降低了結構的損傷；王志宇等［13］通過理論分析研究了在荷載作用下加載和反力裝置之間產生的摩擦力對抗震試驗的影響，并發展了去除摩擦力的方法。

我國《建筑抗震設計規范》（GB 50011-2010）［14］和美國鋼結構建筑抗震規范均有明確條款表示［3］，如果鋼框架結構的柱軸壓比小于0.4，則可不遵守“強柱弱梁”規則。對于中低層輕型鋼結構，柱軸壓比一般不超過0.3［15］，結合已有研究，為實現結構的低損傷整體型失效模式，課題組融合連續柱概念、柱鉸耗能機制和滑移摩擦耗能節點等抗震新技術，從系統層次上構建內置連續柱的柱端滑移摩擦節點鋼框架結構體系，如圖1所示。蓋板式滑移摩擦節點在地震作用下通過滑移摩擦來耗散地震能量，將結構的塑性損傷轉移到節點處的蓋板和摩擦板上，以達到主體構件無損或低損的目的。同時該節點構造簡單，裝拆方便，震后僅需更換節點處的蓋板和摩擦板，即可使結構快速修復。本文研究了柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的抗震穩定性能。

圖1 試件模型示意圖Fig.1 Specimen model

1 柱腳節點的工作原理

蓋板式滑移摩擦節點構造形式如圖2所示。長鋼柱與短鋼柱通過蓋板和高強螺栓進行連接。長鋼柱翼緣與腹板處分別開有滿足于節點轉動的長槽孔和大圓孔，短鋼柱的翼緣與腹板均開有標準圓孔，蓋板開孔與短鋼柱相同。為了使節點擁有更穩定的摩擦耗能，在蓋板與鋼柱之間放置有黃銅摩擦板［16］，在小震作用下，節點不發生轉動；在較大震作用下，長鋼柱會繞著另一側翼緣拼接處發生轉動，長鋼柱與黃銅摩擦板之間形成滑動摩擦力，從而實現滑移摩擦來消散地震能量。

圖2 蓋板式滑移摩擦節點Fig.2 Cover plate slip friction joint

2 試驗概況

2.1 試件尺寸

H型鋼柱試件按照實際結構的1/2進行縮尺，試件C-1為普通H型鋼柱試件，試件C-2為在柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱試件，如圖3所示。鋼柱截面尺寸為HT172 mm×175 mm×6.5 mm×9.5 mm，柱總高為2 000 mm。試件C-2分3段，由短鋼柱和長鋼柱構成，由于框架柱一般在柱底1.25～1.85倍柱截面高度范圍內形成塑性鉸［17］，結合螺栓群數量及構造要求，短鋼柱的設計高度為230 mm，約為柱截面高度1.31倍，蓋板厚度均為8 mm，蓋板式滑移摩擦節點詳圖如圖4所示，摩擦接觸表面采用噴砂處理。H型鋼柱選用Q235B鋼，蓋板選用Q355B鋼，為了避免蓋板過早損傷。蓋板與鋼柱之間放置有3 mm厚黃銅摩擦板，節點處采用10.9級M16高強度螺栓，螺栓兩端采用碟形墊圈防止螺栓松動。

圖3 試驗試件Fig.3 Test specimens

圖4 節點詳圖Fig.4 Joint details

2.2 材性試驗

根據《金屬材料拉伸試驗》（GB/T228-2021）［18］的有關規定對型鋼的翼緣、腹板及蓋板進行材性試驗，結果見表1。

表1 試件材性參數表Table 1 Parameters of specimens

2.3 試驗裝置

試驗現場裝置如圖5所示。該試驗加載裝置主要由四連桿和L型梁組成，豎向荷載由200 t液壓千斤頂通過水平梁對應傳遞到柱頂，鋼柱水平荷載通過與反力墻相連的作動器施加，作動器的最大行程為±150 mm，最大荷載為500 kN。作動器通過4根直徑為36 mm的桿與L型梁相連。

圖5 試驗裝置Fig.5 Test setup

2.4 加載方案

此次試驗采用弦轉角控制加載，水平加載根據美國AISC抗震規范的規定［3］，加載制度如圖6所示。前三級加載均循環6個周期，第四級加載循環4個周期，第四級加載之后每級加載循環2個周期，加載至5%rad時停止加載。正式試驗前，對試件進行預加載，檢查各儀器儀表是否正常。

圖6 加載制度Fig.6 Loading apparatus

3 試驗結果與分析

3.1 試驗現象

3.1.1 試件C-1

試件C-1加載至第三級（0.75%rad），鋼柱未發生明顯變化；加載到第四級（1%rad），柱頂左側翼緣處發生輕微屈曲；隨著加載的繼續，柱頂處的屈曲逐漸嚴重；加載到第五級（1.5% rad），柱腳翼緣處發生輕微屈曲；加載至第七級（3%rad），柱頂翼緣屈曲嚴重，腹板鼓曲嚴重；試驗加載結束時的形態如圖7所示，柱端變形嚴重，鋼柱發生扭轉，試驗停止。

圖7 試件C-1Fig.7 Specimen C-1

3.1.2 試件C-2

試件C-2加載至第四級（1%rad），鋼柱沒有發生明顯變化；水平位移加載到第五級（1.5%rad）正向30 mm，柱腳節點開始發生滑移轉動；加載到第六級（2%rad）負向40 mm柱頂處節點開始正?；妻D動；試件水平位移加載到第九級（5%rad）負向100 mm，停止加載，如圖8所示。加載過程中未觀察到鋼柱發生損傷變形。

圖8 試件C-2Fig.8 Specimen C-2

加載結束后，對柱腳處的蓋板式滑移摩擦節點進行拆卸，如圖9所示。鋼柱未發現損傷，翼緣蓋板有明顯的彎曲塑性變形，節點區域的柱翼緣和腹板表面附著有大量黃銅粉末。長鋼柱一側的黃銅摩擦板表面有著明顯劃痕，這是由于鋼柱經過噴砂處理，表面存在微小的凸起，且鋼柱材質較硬，黃銅材質的摩擦板較軟，在螺栓預緊力的作用下，這些微小的凸起會嵌入到黃銅摩擦板中，在滑移摩擦過程中，硬度較高的微凸體在較軟的黃銅摩擦板上犁出凹槽，最終表現為磨料磨損［19］。

圖9 蓋板式滑移摩擦節點拆解圖Fig.9 Deformation modes of covered plate slip friction joint

3.2 試驗結果分析

3.2.1 滯回曲線

試件C-1與試件C-2的滯回曲線如圖10所示。可以看到：試件C-1的滯回曲線呈現為梭形，由于柱腳與柱頂處屈曲變形不對稱，使得試件C-1的滯回曲線出現正負向不對稱的情況。試件C-1正向加載到第五級（1.5%rad），水平承載力達到最大值；負向加載到第六級（2%rad），水平承載力達到最大值。試件C-1加載至第五級（1.5% rad）后，水平承載力出現退化現象。試件C-2滯回曲線呈現弓形，正負向對稱性良好。加載至第五級（1.5%rad）之前，試件的水平承載力呈上升趨勢，繼續加載至結束，水平承載力逐漸趨于穩定。同級加載下，水平承載力無明顯退化，表現出良好的滯回性能。

圖10 試驗滯回曲線Fig.10 Test hysteresis curves

3.2.2骨架曲線

圖11給出了試件C-1與試件C-2的骨架曲線。由圖可知：試件C-1的骨架曲線呈S形，說明試件C-1在循環往復加載下，經歷了彈性、彈塑性和塑形破壞3個階段，試件C-1峰值荷載過后，水平承載力衰減迅速。試件C-2的骨架曲線呈反Z形，水平承載力在節點發生轉動之前呈直線上升趨勢，在節點發生轉動后，水平承載力逐漸趨于穩定。試件C-2的極限承載力為93.4 kN，約為試件C-1極限承載力的90%。

圖11 骨架曲線Fig.11 Skeleton curves

3.2.3 剛度退化

圖12給出了試件C-1與試件C-2的剛度退化曲線。兩個試件的剛度退化趨勢相似。加載至第三級（0.75%rad），試件C-1與試件C-2剛度變化較小；加載至第四級（1%rad），試件C-1發生屈曲，試件C-2發生滑移，兩個的試件的剛度退化明顯；加載至后期，試件C-2的滑移趨于穩定，剛度退化程度減慢。

圖12 剛度退化曲線Fig.12 Stiffness degeneration curves

3.2.4 耗能能力

試件C-1與試件C-2的能量耗散如圖13所示。由圖可知：兩個試件的滯回耗能隨著加載級的增加而提高。加載至第四級（1% rad），試件C-2開始滑移，主要通過摩擦耗散能量；加載至第七級（3%rad）結束，試件C-1的滯回耗能高于試件C-2。試件C-1加載至第七級（3%rad）結束，鋼柱變形過大，停止試驗。

圖13 滯回耗能Fig.13 Hysteretic dissipated energy

4 有限元模擬分析

采用有限元軟件ABAQUS對兩個試件進行有限元分析。模型采用C3D8I實體單元進行模擬，對螺栓孔以及節點處等應力較大部位的網格進行加密。鋼材為雙線性隨動強化模型，材料的本構關系取自材性試驗，見表1。蓋板與鋼柱之間的接觸關系為切向摩擦接觸，摩擦系數為0.45，由摩擦試驗得到。有限元模擬的邊界條件和加載制度與試驗保持一致，荷載的施加順序與試驗相同，依次對模型施加預緊力、集中荷載和低周往復荷載。

4.1 失效模式和滯回曲線

圖14為試件C-1、試件C-2的試驗結果和有限元模擬結果損傷形態對比。由圖可知：有限元模擬所得的結果與試驗結果一致。

圖14 試件試驗與模擬結果對比Fig.14 Comparison of test and numerial simulation result of specimens

試驗與有限元模擬的滯回曲線對比結果如圖15所示。由圖可知：二者的滯回曲線基本吻合，峰值荷載的最大誤差在5%以內。試件C-1的有限元模擬曲線更加飽滿，加載至后期水平承載力退化程度與試驗一致。試件C-2有限元模擬的極限承載力略高于試驗值，加載至后期，水平承載力趨于平穩，與試驗趨勢一致。說明有限元建模方法可用于柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的抗震穩定性能研究。

圖15 試件滯回曲線對比Fig.15 Comparison of hysteretic curves of specimens

4.2 柱的軸向縮短

對試件C-1和試件C-2進行有限元模擬所得柱的軸向縮短曲線如圖16所示，提取點為鋼柱頂端中心點。由圖可知：模型C-1隨著加載級數的增加，柱的軸向縮短量快速增加，加載至結束時鋼柱的軸向縮短量為32 mm；模型C-2加載至5%rad時鋼柱的軸向縮短量僅為0.31 mm，柱端未出現屈曲行為。普通鋼柱柱腳局部屈曲引起的軸向縮短對鋼柱的抗震穩定性造成的影響極為不利，而柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱基本未發生軸向縮短，可以有效保證鋼柱的的抗震穩定性能。

圖16 模型軸向縮短對比Fig.16 Comparison of axialshortening of models

4.3 塑性應變累積分析

為進一步分析試件的損傷情況，圖17-18分別為模型C-1和模型C-2加載至結束時的等效塑性應變云圖，為與試驗保持一致，模型C-1加載至第七級（3% rad），模型C-2加載至第九級（5% rad）。由圖17可知：模型C-1的塑性損傷集中在柱腳和柱頂處，損傷最大的位置出現在柱頂翼緣；由圖18可知：鋼柱保持彈性狀態，翼緣外和內蓋板的塑性損傷集中在中心區域，腹板蓋板的損傷較小。試件C-2的損傷僅出現在蓋板上，說明設置滑移摩擦節點可以實現結構的損傷控制。

圖17 模型C-1 PEEQ云圖Fig.17 PEEQ contour plots of model C-1

圖18 模型C-2 PEEQ云圖Fig.18 PEEQ contour plots of model C-2

4.4 參數分析

為了研究蓋板厚度對柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的抗震性能的影響，以模型C-2為基礎，共設計了4個模型，模型的具體參數見表2。模擬的材料屬性與試驗保持一致。

表2 模型基本參數Table 2 Basic parameters of models

4.4.1 滯回性能和耗能分析

圖19給出了模型的滯回曲線。由圖可知：模型的滯回曲線均比較飽滿，正負向呈對稱分布。隨著蓋板厚度的增加，模型的極限承載力提高。模型C-2加載至后期的水平承載力未觀察到有退化現象，相比于模型C-2，模型C-3和C-4加載至后期的水平承載力退化現象明顯，模型C-5加載至后期的水平承載力退化現象較小。表明蓋板厚度的改變對柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的滯回曲線有影響。

模型的骨架曲線如圖20所示，主要性能指標見表3。由圖20可知：模型C-2和模型C-5的骨架曲線呈反Z型；模型C-3和模型C-4的骨架曲線呈S型，在循環往復加載下，模型C-3和模型C-4經歷了彈性階段、彈塑性階段和塑形下降3個階段。由表3可知：模型的極限承載力隨著蓋板厚度的增加而提高。模型C-2的極限承載力為96.47 kN，相較于模型C-2，模型C-3和模型C-4的極限承載力分別降低了2.25%和0.78%，模型C-5的極限承載力增加了7.86%。表明蓋板厚度在鋼柱翼緣厚度的1～2倍之間變化，對柱端設蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的極限承載力影響較小。

圖20 模型骨架曲線Fig.20 Skeleton curves of models

表3 主要性能指標和能量耗散指標Table 3 Primary performance indicators and energy dissipation indices during cyclic tests

圖21為模型的剛度退化曲線。由圖可知：隨著蓋板厚度的增加，模型的剛度增加。模型C-2的初始剛度為6.22 kN·mm-1。相較于模型C-2，模型C-3和模型C-4的初始剛度分別降低了14.15%和3.54%，模型C-5的初始剛度增加了8.52%。所有模型的剛度退化趨勢基本一致，加載至后期，剛度退化趨勢隨著蓋板厚度的增加而減緩。表明蓋板厚度的改變對柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的剛度有較大影響。

圖21 模型剛度退化曲線Fig.21 Stiffness degradation curves of models

圖22和表3為模型在每加載級下的累積摩擦耗能和總耗能。結合圖22和表3可知：加載至第三級（0.75%rad），摩擦耗能在總耗能中的占比非常小；加載至第四級（1%rad），各模型節點處產生滑移，主要通過摩擦為結構提供耗能。隨蓋板厚度的增加，各模型的累積摩擦耗能和總耗能呈現先增加后減小的趨勢，當蓋板厚度從5 mm增加到6 mm時，總耗能增加7.14%，當蓋板厚度從6 mm增加到8 mm，時，總耗能增加12.86%，當蓋板厚度從8 mm增加到10 mm時，總耗能降低4.81%。各模型的累積摩擦耗能在總耗能中的占比達到了80%～90%，可見設置該節點的構件主要通過摩擦耗散能量。

圖22 模型滯回耗能Fig.22 Hysteretic dissipated energy of models

通過分析有限元模型的滯回性能和耗能能力可知：相較于模型C-2（8 mm），模型C-3（5 mm）在極限承載力上與模型C-2相差較小，但加載至后期水平承載力退化嚴重，初始剛度和總耗能分別降低了14.15%和17.30%。模型C-4（6 mm）在極限承載力、初始剛度及累積摩擦耗能方面與模型C-2數值相差在5%以內，加載至后期的承載力退化不明顯。模型C-5（10 mm）在極限承載力和初始剛度方面有一定的提高，與模型C-2的差值均在10%以內，且模型C-5的累積摩擦耗能和總耗能均小于模型C-2。綜合考慮，蓋板厚度設置6 mm或8 mm。

4.4.2 應力分析

模型的應力發展趨勢較為相似，以模型C-2為例，模型C-2的柱受壓側翼緣和受拉側翼緣沿柱軸線方向的應力云圖如圖23-24。由圖可知：當節點處發生轉動時，柱受壓側翼緣在不同加載級下的應力分布規律基本一致，應力主要集中在柱截斷線以及最下排螺栓孔下側區域；柱受拉側翼緣隨著加載級的增加，短鋼柱處的應力集中區域逐漸增加，長鋼柱處的應力分布變化較小，加載至第九級（5% rad）第2循環最大位移時，應力主要分布在短鋼柱翼緣最下排螺栓孔外側。

圖23 模型C-2柱翼緣受壓側應力云圖Fig.23 Stress cloud diagram of compression side of model C-2 column flange

圖24 模型C-2柱翼緣受拉側應力云圖Fig.24 Stress cloud diagram of tension side of model C-2 column flange

模型C-2的受拉側翼緣外蓋板沿柱軸線方向的應力云圖如圖25所示。由圖可知：加載至第四級（1%rad）第4循環最大位移時，翼緣外蓋板保持彈性狀態，應力集中區域主要分布在柱截斷線處；當加載進入第五級（1.5%rad）第1循環，外蓋板的中心區域開始進入屈服狀態；加載至第九級（5%rad）第2循環最大位移時，外蓋板應力分布由中間向兩邊延展，其塑性區域向下發展更為明顯。由滑移摩擦柱腳節點的工作原理可知：當其力矩達到節點的起滑力矩后，此時長鋼柱段以翼緣受壓側的截斷線為軸發生滑動，長鋼柱翼緣受拉側與外蓋板緊密貼合，通過二者之間產生的摩擦進行耗能，受拉側外蓋板的上部隨著柱一同轉動，下部與固定在底座上的短鋼柱上端口發生鈑折作用。隨著加載的進行，柱抬起的高度不斷增加，鈑折作用的影響加劇，造成外蓋板發生彎曲塑性變形，并在柱截斷線與短鋼柱上的螺栓群之間發生抻拉作用。由于鈑折和抻拉作用的共同影響，造成受拉側翼緣外蓋板下部應力增加，塑性區域向下發展明顯。

圖25 模型C-2受拉側外蓋板應力云圖Fig.25 Stress cloud diagram of model C-2 outer cover plate

5 結論

本文對普通H型鋼柱和柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的抗震穩定性能進行研究，主要得到以下結論：

（1）普通H型鋼柱加載到1%rad所對應的水平位移時，柱頂處開始發生屈曲變形，僅加載到3%rad，柱端即發生嚴重屈曲，且鋼柱發生扭轉。

（2）蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱的滯回曲線飽滿，極限承載力達到普通鋼柱極限承載力的90%，水平承載力無退化現象，且逐漸趨于平穩，具有良好的滯回性能。試件通過黃銅板與鋼柱之間的滑移摩擦耗能，保護了試件主體。剛度退化以及滯回耗能與普通鋼柱相比相差不大，表明在柱端設置蓋板式滑移摩擦節點抗震性能良好。

（3）由試驗結果和有限元模擬可知：柱端設置蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱在低周往復循環加載作用下，試件達到了預期的滑移，鋼柱一直保持彈性狀態，損傷僅出現在翼緣蓋板，說明在柱端設置蓋板式滑移摩擦節點可以實現結構的低損傷控制和滑移摩擦耗能。

（4）以蓋板厚度為參數對蓋板式滑移摩擦節點H型鋼柱進行有限元分析。結果表明：蓋板厚度的取值與鋼柱翼緣厚度有關，根據等厚原則，取內和外翼緣蓋板厚度相加略大于鋼柱的翼緣厚度，既可以提高鋼柱的承載能力，保證節點的摩擦耗能，也使主體結構得到有效保護，達到了預期的損傷控制。模型的摩擦耗能在總耗能中占比達到了80%～90%，表明設置蓋板式滑移摩擦節點構件的耗能主要通過摩擦實現。