L形連接件滑移摩擦柱腳節點抗震性能研究

李成玉，王義龍，吳東平

（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）

引言

傳統框架結構的柱端連接區域在地震作用下可能會出現塑性鉸［1］。歷次地震表明：柱端出現塑性損傷和變形可能導致建筑修復困難或無法修復［2］。為減少結構損傷，降低地震帶來的次生影響，眾多學者提出損傷控制的抗震設計。其中在結構關鍵部位設置摩擦機制消耗地震能量，是減輕主體結構破壞的有效方式之一［3］。

在柱腳節點中設置摩擦機制耗能已受到國內外學者的關注。BORZOUIE等［4］設計了一種滑移摩擦柱腳節點，試驗證明該滑移摩擦節點具有與傳統連接節點相似的成本，但損傷控制性能、抗震性能更突出；ELETTORE等［5］在柱腳翼緣連接處配備滑移摩擦裝置，摩擦連接板在柱端翼緣滑移時實現了能量耗散，減少了柱腳損傷；CHUNG等［6］將非對稱摩擦阻尼器應用于搖擺柱腳節點，提高了柱腳節點的耗能能力；LIU等［7］研究了一種新型彈性搖擺柱的受力性能，搖擺柱底部通過可更換摩擦阻尼器與基礎連接，鋼柱搖擺時摩擦阻尼器耗散能量，損壞部位控制在阻尼器連接處，地震后損壞構件可被快速更換；FREDDI等［8］在柱腳節點周圍設置與基礎底板連接的摩擦板，柱腳搖擺時摩擦板滑動耗散能量，實現了無損或低損的目的；ZHANG等［9］在柱腳腹板與基礎連接區域設置AFC（Asymmetric Friction Connection，AFC），柱端滑移時，柱腹板與摩擦板產生相對滑移實現了摩擦耗能。

基于現有研究，在結構中設置摩擦機制能有效保護柱腳主體結構，降低柱腳損傷。但在節點域外設置阻尼器會增加裝配難度，不利于地震后的拆卸和修復。為簡化柱腳節點構造，方便結構制作和安裝，在保證結構承載力的同時，實現對結構的保護和震后的快速修復，提出一種L形連接件滑移摩擦柱腳節點。本文采用有限元軟件ABAQUS建立10個L形連接件滑移摩擦節點模型，分析結構中設置填充板、連接件豎肢厚度、連接件水平肢厚度、軸壓比及在外連接件上設置加勁肋等因素對節點抗震性能的影響。

1 節點構造與工作機制

L形連接件滑移摩擦柱腳節點由H型鋼柱、L形連接件、填充板、腹板摩擦板和摩擦型高強螺栓組成，圖1為設置填充板的典型柱腳節點。柱直接放置在基礎底板上，根據節點轉動軌跡，在柱翼緣開設長槽孔，腹板開設大圓孔，確保柱滑移時主要承受摩擦荷載，螺桿與孔壁不會發生擠壓；L形連接件和填充板均有內和外兩種構造形式，開設標準孔，分別放置于柱翼緣內和外兩側，填充板嵌在柱翼緣與連接件之間，與柱翼緣和連接件豎肢緊密貼合，并將填充板底端削減10 mm，使填充板與基礎底板之間預留空隙，消除柱滑移時受拉側柱端翼緣與連接件的撬動作用，減輕柱端翼緣局部損傷；連接件通過高強螺栓分別與柱和基礎底板連接固定；腹板摩擦板開設標準孔，放置在柱腹板兩側，通過高強螺栓與之緊密貼合，摩擦板底端與基礎底板焊接固定。

圖1 L形連接件滑移摩擦節點Fig.1 Sliding friction column base with L-shaped connectors

該柱腳節點通過鋼柱與連接構件及高強螺栓之間產生的摩擦力傳遞荷載，當柱端受到從左到右順時針轉動的外力作用時，柱會發生繞其右側柱底翼緣的轉動中心轉動，左側連接件表現為受拉，右側連接件受彎，柱端傳遞的彎矩小于摩擦彎矩閾值時，節點表現為無相對位移，鋼柱傳遞的彎矩大于摩擦彎矩閾值時，柱端與左側連接件出現相對滑移。如果節點轉動方向相反，柱會發生繞左側柱底翼緣轉動中心轉動，右側連接件表現為受拉，左側連接件受彎。

2 有限元模型

2.1 模型幾何尺寸

為研究結構中設置填充板、連接件豎肢厚度、連接件水平肢厚度、軸壓比和在外連接件上設置加勁肋對節點性能的影響，設計了12個柱腳節點模型，柱選用截面尺寸為HW200×200×8×12的H型鋼柱，柱高1 400 mm，其中HW200-2為截面尺寸為HW200×200×8×12的純鋼柱柱腳節點，HR-20-S為HOU等［10］設計的柱腳節點，旨在通過對比分析L形連接件滑移摩擦節點的優勢及其影響因素，柱腳節點的主要參數見表1。典型柱腳節點的詳細尺寸如圖2所示。

表1 模型基本參數Table 1 Basic parameters of models

圖2 節點幾何尺寸Fig.2 Dimensions of column base

2.2 建模概況

采用ABAQUS建立有限元模型，各構件均采用實體單元（C3D8R）建模，模型網格選用結構化劃分法，并對關鍵部位加密。柱、連接構件和高強螺栓參考HOU等［10］測定的數值，螺栓采用10.9級M20高強螺栓，填充板采用A6061鋁板，參考賈斌等［11］測定的數值，材料本構參數見表2。構件連接區域均設置接觸關系，接觸采用“面-面”接觸，法向為“硬”接觸（Hard），切向為“罰函數”，鋼-鋼之間摩擦系數設為0.35，鋼-鋁之間摩擦系數設為0.37［3］，螺桿與螺栓孔壁的摩擦系數設為0；焊接部位簡化為綁定約束；將基礎底板設置成剛性體，消除受力過程中底板變形對節點性能的影響。

表2 材料本構參數Table 2 Material Properties

節點的模型如圖3所示，將模型基礎底板設置為固定約束，連接件與柱連接區域的螺栓預緊力約90 kN，約為10.9級M20高強螺栓的標準預緊力的60%［12］；連接件與基礎底板相連的螺栓，其預緊力為155 kN；考慮受力過程中螺栓預緊力的損失，預緊力施加完畢后，將螺栓設定修改為固定在當前長度。在柱頂施加軸向荷載并保持恒定，水平荷載采用美國規范AISC（358-16）［13］規定的加載制度，采用控制層間位移角的方式，在柱頂反彎點處施加低周往復荷載，加載制度如圖4所示。

圖3 節點模型Fig.3 Column base model

圖4 加載制度Fig.4 Loading protocol

2.3 模型驗證

為驗證本文有限元建模方法的有效性，選取HOU等［10］已完成的寬翼緣螺栓連接柱腳節點進行驗證，有限元模型建模參照2.2節所述的方式，材料屬性、邊界條件及加載方式均與試驗一致。圖5為有限元與試驗對比結果，如圖5（a）-圖5（b）所示，左側角鋼轉角區域出現變形，水平肢與基礎底板存在明顯縫隙，右側角鋼轉角區域應力較高，已進入塑性階段；如圖5（c）所示，有限元與試驗的滯回曲線基本吻合，屈服荷載與峰值荷載的最大誤差在8%以內，其中有限元的曲線更加飽滿和順滑。總體來看：有限元計算結果與試驗計算結果的吻合度較高。

圖5 試驗與有限元模型對比Fig.5 Comparison of test and numerical simulation results

本文設計的柱腳節點在HOU等［10］的基礎上增加連接件水平肢厚度，增加連接件豎肢區域的螺栓個數，在柱腹板兩側均設置摩擦板，柱翼緣開設長槽孔，增設內連接件，以減少連接件的塑性變形，提高節點的承載力，通過柱與連接件的相對滑移實現摩擦耗能。

3 方案對比分析

為分析L形連接件滑移摩擦柱腳節點的性能及優勢，選取HW200-2、HR-20-S與JD6進行對比，節點模型的具體參數見2.1節。

3.1 靜力性能

模型HW200-2、HR-20-S及JD6在0.2的軸壓比工況下，水平位移加載至84 mm（6%rad），其應力云圖如圖6所示。如圖6（a）所示，模型HW200-2最大應力區分布在受壓側翼緣和腹板處；如圖6（b）-圖6（e）所示，模型HR-20-S的鋼柱處于彈性階段，最大應力區域分布在角鋼轉角處；如圖6（f）-圖6（i）所示，模型JD6的鋼柱基本處于彈性階段，最大應力區分布在連接件轉角處。

圖6 HW200-2、HR-20-S和JD6應力云圖Fig.6 Stress cloud chart of HW200-2、HR-20-S and JD6

模型HW200-2受壓側翼緣嚴重屈曲；模型HR-20-S的左側角鋼隨鋼柱出現明顯抬起，鋼柱未發生變形，角鋼出現較大塑性變形；模型JD6的鋼柱與連接件出現相對滑移，鋼柱未發生變形，連接件轉角出現彎折變形。

模型HW200-2、HR-20-S及JD6的荷載-位移曲線如圖7所示。HW200-2的初始剛度和極限承載最大，承載力升至峰值后快速下降；JD6的初始剛度和極限承載力比HW200-2低，承載力升至峰值后，未出現明顯退化；HR-20-S的初始剛度和極限承載力最低，承載力升至峰值后緩慢下降。

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves

3.2 滯回性能

對比模型HW200-2、HR-20-S及JD6的滯回性能，對其進行在0.2軸壓比工況下的低周往復加載，加載制度如圖4所示。

各模型的滯回曲線如圖8所示。模型JD6的滯回曲線與

圖8 荷載-位移滯回曲線Fig.8 Load-displacement hysterstic curves

HW200-2和HR-20-S的滯回曲線相比，其承載力未出現明顯退化，滯回性能最好。HW200-2的滯回曲線顯示節點承載力退化嚴重，耗能能力較弱。HR-20-S的承載力較低，隨著位移的增加，承載力退化明顯，曲線所圍的面積比JD6小，滯回性能比JD6差。

各模型的骨架曲線如圖9所示。模型HW200-2的極限承載力最高，在加載至第6級時，承載力出現明顯退化。模型HR-20-S的極限承載力最低，加載至第5級后，承載力出現退化，退化速率比模型HW200-2低。模型JD6的極限承載力位于模型HW200-2與HR20-S之間，在第5級到達峰值點后，未出現明顯退化。

圖9 骨架曲線Fig.9 Skeleton curves

對比HW200-2、HR-20-S、JD6的靜力性能和滯回性能，模型JD6的承載力未出現明顯退化，在受力過程中，損傷主要集中在連接構件上，主體構件基本保持彈性。

4 節點受力性能

4.1 柱腳節點滑移

各模型在受力過程中出現相似的滑移現象，本文給出了模型JD6在不同轉角下的滑移現象，如圖10所示，來說明節點的滑移性能。當水平位移加載至14 mm（1%rad）時，模型未出現明顯的相對滑移現象，受拉側的柱端與連接件表現為整體向上抬起，豎向滑移量約為1.2 mm；水平位移加載至42 mm（3%rad）時，受拉側柱端與連接件出現明顯的相對滑移，相對滑移量約為2.2 mm；水平位移加載至84 mm（6%rad）時，柱端豎向最大滑移量接近11 mm；水平位移復位至0 mm（0 rad）時，柱未完全復位，柱端殘余位移約為1 mm。當水平位移加載反向后，節點轉動中心移至原受拉側柱底翼緣，柱出現相似的滑移現象。

圖10 柱腳節點不同位移下的滑動狀態Fig.10 Sliding state of column base at different displacement

4.2 滯回曲線

模型JD1～JD10的滯回曲線如圖11所示。各模型的滯回曲線呈正、負向對稱的弓形，承載力首先迅速上升，增至峰值，隨后維持穩定；模型在0至Δimax階段的承載力大于Δimax至0階段的承載力，原因是柱承受節點的摩擦力和軸壓荷載的聯合作用，水平位移在0至Δimax階段，當柱端承受的荷載達到起滑荷載后，柱底出現滑移現象；柱復位時，柱僅需克服摩擦力的約束作用即可出現滑移。

圖11（a）-圖11（f）分別是模型JD1和JD6的滯回曲線，JD6在JD1的基礎上在柱翼緣與連接件之間設置了填充板。模型JD6的滯回曲線比模型JD1更飽滿，承載力更平穩。說明設置填充板能有效改善節點的滯回性能，后面的所有模型均設置填充板。圖11（e）、圖11（f）和圖11（g）分別是JD5、JD6和JD7的滯回曲線，其軸壓比分別為0.1、0.2和0.3。對比滯回曲線，發現隨著軸壓比的增加，模型的承載力增加，曲線所圍面積增大，復位性能提高。

圖11（b）、圖11（c）、圖11（d）、圖11（f）、圖11（h）和圖11（i）分別為模型JD2、JD3、JD4、JD6、JD8和JD9的滯回曲線，模型JD2、JD6和JD9的連接件水平肢厚度均為20 mm，豎肢厚度分別為6 mm、8 mm和10 mm；JD4和JD8的連接件水平肢厚度均為18 mm，豎肢厚度分別為8 mm和10 mm；JD3的連接件水平肢厚度為16 mm，豎肢厚度為8 mm。對比JD2、JD6和JD9以及對比JD4和JD8的滯回曲線，發現隨著連接件豎肢厚度增加，模型的承載力增加，滯回曲線更飽滿，但模型JD2滯回曲線所圍的面積大于JD6，這是由于模型JD2的連接件豎肢厚度較薄，在受力過程中出現較大塑性變形。對比JD3、JD4和JD6以及對比JD8和JD9的滯回曲線，發現隨著連接件水平肢厚度增加，模型的承載力增加，滯回曲線圍成的面積更大，復位性能更好。圖11（f）、圖11（j）分別為模型JD6和JD10的滯回曲線，JD10在JD6的基礎上設置了加勁肋。模型JD10的承載力比JD6更高，滯回曲線圍成的面積更大。

圖11 荷載-位移滯回曲線Fig.11 Load-displacement hysterstic curves

4.3 骨架曲線

模型的骨架曲線如圖12所示，主要特征參數：屈服荷載Py、屈服位移Δy、峰值荷載Pmax、模型破壞時的所對應的極限位移Δu、延性系數u和塑性轉角θp，見表3。各模型的骨架曲線呈反“Z”形，在第4加載級之前各模型的骨架曲線基本重合，等效正向和負向屈服位移均在13 mm左右，承載力到達屈服荷載后，緩慢增至峰值，隨后維持穩定。

表3 主要性能指標Table 3 Primary performance indicators during cyclic tests

如圖12（a）所示，JD6在JD1的基礎上設置了填充板，其承載力更穩定，未出現明顯退化。設置了填充板的模型，其延性系數均在6以上，塑性轉角在0.05 rad以上；如圖12（b）所示，隨著軸壓荷載增加，模型的承載力增加；如圖12（c）所示，適當增加連接件水平肢和豎肢厚度，均能提高模型的承載力；如圖12（d）所示，在外連接件上設置加勁肋后，模型的承載力增加。設置加勁肋對模型承載力提高的影響最大，JD10比JD6的屈服荷載平均增加了10.6%，峰值荷載平均增加了7.0%。

圖12 骨架曲線Fig.12 Skeleton curves

4.4 耗能能力

模型的耗能性能可通過滯回曲線與耗能系數反映。各模型的摩擦耗能、總耗能及能量耗散系數如表4和圖13所示。各模型的摩擦耗能消耗了總耗能的60%～80%，說明模型的主要耗能由摩擦提供，其中模型JD7的摩擦耗能占比最低，為60.17%，模型JD8的摩擦耗能占比最高，為80.67%。JD10的總耗能最高為74.71 kN·m，JD3的總耗能最低為53.54 kN·m。

圖13 每一加載級累積耗能量Fig.13 Accumulated energy dissipation capacity for each story drift

表4 模型能量耗散指標Table 4 Energy dissipation indices of specimens

JD6在JD1基礎上設置了填充板，JD6的摩擦耗能、總耗能及摩擦耗能占比均高于JD1，說明設置填充板能有效改善節點的耗能能力。JD5、JD6和JD7的軸壓比分別為0.1、0.2和0.3，軸壓比較小時，隨著軸壓比增加，模型的摩擦耗能能力增強，但在較高軸壓比下，模型的摩擦耗能降低，塑性耗能增加。

模型JD2、JD6和JD9的連接件水平肢厚度為20 mm，豎肢厚度分別為6 mm、8 mm和10 mm，模型JD4和JD8的水平肢厚度為18 mm，豎肢厚度分別8 mm和10 mm，對比模型JD2、JD6和JD9以及對比模型JD4和JD8，發現豎肢厚度改變對摩擦耗能影響較小，但豎肢過厚或過薄，其塑性耗能增加。模型JD3、JD4和JD6的連接件豎肢厚度為8 mm，水平肢厚度分別為16 mm、18 mm和20 mm，模型JD8和JD9的連接件豎肢厚度為10 mm，水平肢厚度分別18 mm和20 mm，對比模型JD3、JD4和JD6以及對比模型JD8和JD9，發現隨著水平肢厚度增加，模型的摩擦耗能增加。JD10在JD6的基礎上設置了加勁肋，發現JD10的塑性耗能明顯高于JD6。

4.5 剛度退化

模型的等效剛度可由割線剛度計算，剛度退化曲線如圖14所示。各模型的剛度退化曲線基本重合，正向和負向退化規律相似。加載初期，模型的剛度退化速率較慢，隨著加載的持續，剛度退化的速率加快，在加載后期，模型剛度退化的速率變緩。

如圖14（a）所示，JD6在JD1的基礎上設置了填充板，其初始剛度大于JD1，剛度退化速率較慢；如圖14（b）所示，JD5、JD6和JD7分別對應著0.1、0.2和0.3軸壓比，隨著軸壓比增加，模型的初始剛度增加；如圖14（c）所示，增加連接件水平肢和豎肢厚度均可提高模型的初始剛度，水平肢厚度為20 mm，豎肢厚度為10 mm的模型JD9，其初始剛度明顯高于其他模型；如圖14（d）所示，模型JD10在JD6的基礎上設置加勁肋后，其初始剛度增加。

圖14 剛度退化曲線Fig.14 Stiffness degradation curves

綜合對比模型的滯回性能和耗能能力，在設置填充板的基礎上，模型的水平肢厚度較厚時，可增強模型的承載力，摩擦耗能和復位性能，豎肢厚度過薄或過厚會增強模型的塑性耗能，使損傷加劇，故應合理設置連接件的兩肢厚度。

4.6 塑性應變累積

圖15為模型JD6的等效塑性應變（PEEQ）分布云圖，顏色越深、數值越大說明塑性應變累積越大。模型的塑性應變主要分布在連接件的轉角區域，其中外連接件的塑性應變高于內連接件，柱底翼緣區域也出現塑性應變，但其PEEQ最大值明顯低于連接件的PEEQ最大值。說明塑性損傷累積主要發生在連接件上，證明該節點能有效降低柱的損傷，保護了主體構件。

圖15 JD6 PEEQ分布Fig.15 Distribution of equivalent plastic（PEEQ）of JD6

5 結論

本文設計了一種L形連接件滑移摩擦柱腳節點，通過有限元分析了在結構中設置填充板、合理設置連接件豎肢和水平肢厚度、軸壓比和在外連接件上設置加勁肋對柱腳節點受力性能的影響，得到以下結論：

（1）該柱腳節點構造簡單，便于制作、安裝與震后修復，在柱腳節點中設置滑移摩擦機制能有效起到保護主體構件的作用，損傷主要集中于連接構件上。

（2）該柱腳節點的摩擦耗能消耗了總耗能的60%～80%，在連接件與柱翼緣之間設置填充板，可減輕節點承載力的退化，增強節點的轉動性能，提高節點的摩擦性能，減少構件的塑性損傷。

（3）柱腳節點的承載力和復位性能隨著軸壓比的增加而提高；軸壓比為0.3時，節點的摩擦耗能減少，塑性耗能增加。

（4）增加連接件水平肢和豎肢厚度均可提升柱腳節點的承載力。節點的摩擦耗能隨著水平肢厚度的增加而增加；連接件豎肢設置得過薄或過厚，會提高節點的塑性耗能，使構件損傷加劇。故要合理設置連接件尺寸。

（5）加勁肋的設置提高了柱腳節點的承載力，在未減弱摩擦耗能的情況下，增強了柱腳節點的塑性耗能能力。