自復位支撐鋼框架摩擦裝配式節點性能研究

摘要： 自復位支撐在激活后具有較大的剛度和承載力，支撐連接節點及梁柱受力復雜，損傷風險高。提出了一種基于摩擦連接的自復位支撐鋼框架裝配式節點，利用摩擦滑移連接實現自復位支撐極限軸力可控，并為整體結構提供附加耗能。闡述了該摩擦裝配式節點的構造、組裝和工作原理，通過數值模擬對其抗震性能進行研究，并分析了該節點設計參數對其性能的影響。結果表明：采用該節點的自復位支撐鋼框架滯回響應更為飽滿，整體結構耗能能力提升了20.81%，節點對總水平剪力的實際限制作用達17.56%，有效減緩了節點區塑性發展。通過改變支撐連接節點的摩擦片摩擦系數和高強螺栓預緊力，能夠實現起滑位移與起滑力可調。

關鍵詞： 抗震性能； 自復位支撐連接節點； 預制裝配； 摩擦耗能； 滯回響應

中圖分類號： TU352.11""" 文獻標志碼： A""" 文章編號： 1004-4523（2024）07-1239-11

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.07.016

收稿日期： 2022-08-29； 修訂日期： 2022-11-14

基金項目："北京建筑大學大型多功能振動臺陣實驗室開放研究專項基金項目（2021MFSTL08）；國家自然科學基金面上項目（52078036）；中國博士后科學基金面上項目（2022M710340）。

引 言

近年來，自復位支撐因具有良好的耗能能力和復位能力，在罕遇地震下能充分發揮其優越的抗震性能，成為可恢復功能結構［1］的研究熱點。學者們提出了多種不同類型的自復位支撐，Erochko等［2?3］提出一種由摩擦裝置耗能、預應力筋提供復位能力的自復位摩擦耗能支撐；Zhu等［4?5］設計了由形狀記憶合金提供復位能力的自復位支撐；Miller等［6?7］提出了一種設有超彈性形狀記憶合金桿的自復位防屈曲支撐；徐龍河等［8?10］研制了通過預壓碟形彈簧提供復位能力的自復位支撐，還提出了一種采用磁流體消耗地震輸入能量的自復位變阻尼耗能支撐［11］。自復位支撐獨特的旗形滯回響應能夠在充分消耗地震輸入能量的基礎上提供較大的抗側與承載能力，有效減小甚至消除震后殘余變形。

在自復位支撐結構體系中，節點往往是連接構件最多的區域。一旦節點先于其他結構構件發生破壞，結構超靜定次數隨之降低，結構中其他構件受力將迅速增大甚至超過其極限承載能力，導致結構損傷程度大大加深。因此，支撐連接節點的性能對整體結構抗震性能的正常發揮至關重要。大量研究表明［12?14］，支撐連接節點域和附近梁柱受力復雜，節點性能受諸多因素影響，因此部分學者開始研制適用于新型支撐的節點構造形式。陳云等［15］提出了一種通過梁端轉動摩擦耗能來控制節點損傷的裝配式梁柱轉動摩擦節點，該節點具有較好的耗能能力和穩定的承載力。侯和濤等［16］提出了由混凝土柱內預埋鋼梁、混凝土梁端預埋鋼板和連接板組成的干式柔性節點，該節點在柱側伸出一段外伸鋼梁與防屈曲支撐連接。分析結果表明，這種干式柔性節點具有很強的變形能力，可避免框架柱在除底層柱腳之外的部位出現塑性鉸。趙俊賢等［17］提出了基于滑移連接的防屈曲支撐鋼框架節點，即利用低摩擦材料釋放節點與梁柱翼緣之間的切向約束，可顯著削弱防屈曲支撐連接節點與子框架之間的切向相互作用，并提升防屈曲支撐鋼框架的延性。

相較于普通鋼支撐和防屈曲支撐，自復位支撐在激活后具有更大的剛度和承載力，這導致與其相連的節點板以及包含附近梁柱在內的節點域受力更大，損傷風險更高。在地震作用下若支撐連接節點先于自復位支撐發生破壞，將導致自復位支撐因失去與主體結構的可靠連接而提前退出工作，不能充分發揮其良好的抗震性能，從安全和經濟的角度來看極為不利。

為此，提出一種基于摩擦連接的自復位支撐裝配式節點（簡稱摩擦裝配式節點），建立自復位支撐?連接節點?框架系統數值模型，對其滯回響應、耗能能力、復位能力、節點區受力特性及設計參數對性能的影響規律進行分析。

1 摩擦裝配式節點

1.1 節點構造及組裝方式

摩擦裝配式節點包含節點板、連接耳板、連接法蘭、高強螺栓和摩擦片等組件。節點板數目根據實際結構需求靈活選取。以帶有3個節點板的摩擦裝配式節點為例，其構造如圖1所示。節點板中心區域開有數道長槽孔；連接耳板呈“T型”，長邊方向開高強螺栓孔，并在其與節點板的接觸面上嵌入摩擦片；連接法蘭通過螺栓與連接耳板和自復位支撐相連。摩擦裝配式節點通過摩擦滑移連接，為結構附加耗能能力，在自復位支撐因屈服破壞而退出工作前實現支撐最大軸力可控，避免結構變形較大時自復位支撐向連接節點和主體結構傳遞過大的荷載，滿足結構“大震可修、巨震不倒”的高性能需求。

摩擦裝配式節點的具體組裝方式為：在外連接耳板和內連接耳板的方形槽內嵌入摩擦片，將節點板夾在一對內外連接耳板的長邊之間，使內外連接耳板的開孔位置和節點板的長槽孔位置形心對齊；利用高強螺栓依次連接“外連接耳板?節點板?內連接耳板?節點板?內連接耳板?節點板?外連接耳板”，采用扭矩扳手對高強螺栓施加預緊力；內外連接耳板的短邊與連接法蘭螺栓連接。至此，整個摩擦裝配式節點組裝完畢。

在建筑結構的現場施工過程中，摩擦裝配式節點的節點板通過焊縫或螺栓的方式與框架梁和框架柱相連，自復位支撐通過銷栓與連接法蘭相連。摩擦裝配式節點構造簡單，裝配化程度高，其本身由多個裝配體組裝而成，各裝配體可同時加工，并運輸至施工現場進行整體組裝，可提高生產和建造效率。

1.2 工作原理

自復位支撐由提供耗能能力的耗能裝置和提供復位能力的復位裝置并聯組成。耗能裝置通過摩擦或金屬屈服實現耗能，復位裝置則采用預應力筋、形狀記憶合金或碟形彈簧提供復位力。本文采用由預壓碟簧提供復位能力的自復位支撐［18］，其構造如圖2所示。

自復位支撐的耗能裝置和復位裝置的并聯工作使自復位支撐的滯回響應曲線呈現旗形，如圖3所示，圖中μ0為自復位支撐的激活位移。當受力較小時，自復位支撐的剛度由傳力系統、復位裝置和耗能裝置共同提供，稱為第一剛度k1。當自復位支撐軸力達到復位裝置預壓力P0與耗能裝置阻尼力T0之和（即自復位支撐激活力F0）時，傳力系統開始產生相對位移并激活復位裝置與耗能裝置，支撐剛度減小為第二剛度k2。卸載時，復位裝置提供復位力帶動自復位支撐回到初始位置，殘余變形為零。

摩擦裝配式節點在受拉和受壓時具有相同的工作狀態，為便于說明，以對摩擦裝配式節點施加正向（受拉）位移荷載為例進行描述。在正常使用階段，高強螺栓為摩擦片提供法向預壓力，進而產生靜摩擦力。自復位支撐在激活后，軸力逐漸增大，但此時仍未超過摩擦片的最大靜摩擦力，摩擦裝配式節點作為一整體受力。當自復位支撐軸力超過摩擦片的最大靜摩擦力后，摩擦片起滑，即節點板和內外連接耳板發生相對滑移，高強螺栓沿節點板的長槽孔滑動，摩擦片開始耗能，此時自復位支撐軸力及其傳遞到梁柱節點域的荷載保持不變。當自復位支撐軸力開始卸載至小于摩擦片的最大靜摩擦力時，摩擦片間不再發生相對運動，節點板和內外連接耳板恢復相對靜止，摩擦裝配式節點再次維持整體受力狀態。

因此，摩擦裝配式節點與自復位支撐組成系統的拉壓對稱協同工作可分為5個階段，其理論滯回響應曲線如圖4所示。圖4中，μac為摩擦裝配式節點的起滑位移；μmax為摩擦裝配式節點的極限位移，根據建筑結構抗震需求確定；Fac為摩擦裝配式節點的起滑力。

以該系統受拉工作為例，當摩擦裝配式節點中摩擦片間未出現相對位移時，系統滯回響應與自復位支撐本身的滯回響應相同，即在自復位支撐激活前，系統整體剛度近似為支撐第一剛度k1，隨著荷載的增加，自復位支撐激活，系統整體剛度轉變為支撐第二剛度k2。當自復位支撐軸力達到摩擦片的最大靜摩擦力后，摩擦片間出現滑移，自復位支撐軸向力不再增大，而摩擦裝配式節點本身的位移持續增加，此時系統整體剛度為0。當系統位移達到最大值并開始減小時，自復位支撐開始卸載，摩擦裝配式節點中的摩擦力反向，但摩擦片間未出現相對位移，此時系統整體剛度近似為支撐第一剛度k1。在自復位支撐內外管間相對位移逐漸減小至0的過程中，摩擦裝配式節點中的摩擦片始終未起滑，系統整體剛度為支撐第二剛度k2。當水平力減小至0并開始反向增大后，系統進入受壓工作階段。

2 支撐?節點?框架系統數值模型

2.1 原型結構及本構關系

為研究摩擦裝配式節點的抗震性能，基于通用有限元軟件ABAQUS分別建立自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統和自復位支撐?普通節點?框架系統的數值模型，如圖5所示。原型結構為一單層單跨自復位支撐鋼框架，層高4 m，柱間距6 m；梁截面為HW250 mm×200 mm×6 mm×12 mm，柱截面為HM400 mm×300 mm×10 mm×16 mm；單斜桿式自復位支撐第一剛度k1=260 kN/mm，第二剛度k2=16 kN/mm；激活位移μ0=3.7 mm；預壓力P0與阻尼力T0相等，為481 kN，構件具體尺寸見文獻［18］。

模型中，采用桁架單元T3D2與設置在其兩端的軸向連接器疊加模擬自復位支撐。其中，桁架單元呈理想彈塑性響應，其拐點力等于自復位支撐阻尼力；軸向連接器呈雙線性響應，其拐點力等于自復位支撐預壓力。二者疊加后即可在數值模型中表現出與自復位支撐一致的旗形滯回響應。

其余結構構件選用Q355B鋼，采用實體單元C3D8R和雙線性隨動強化本構模型模擬。鋼材初始彈性模量E0=206 GPa，屈服后切線模量Et=0.03E0，泊松比ν=0.30。摩擦裝配式節點中僅設置一個節點板，初始高強螺栓預緊力為450 kN，選用12.9級M30高強螺栓，極限滑移行程對應3%的層間位移角。

2.2 加載方式與接觸關系

自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統基于四水準抗震設防目標設計，即“小震及中震不壞，大震可更換、可修復，巨震不倒塌”，具有比傳統結構更好的抗震性能［1］。根據《建筑抗震設計規范》（GB 50011—2010）［19］和可恢復功能結構的相關研究［20］，在四水準抗震設防目標下，大震作用下的結構層間位移角限值取1/75，巨震作用下的結構層間位移角限值取2%。設計合理的摩擦裝配式節點起滑位移對應1.4%的結構層間位移角。在大震作用下，自復位支撐充分發揮其復位能力和耗能能力，而摩擦裝配式節點不起滑，實現“大震可更換、可修復”的抗震設防目標；在巨震作用下，摩擦裝配式節點起滑，耗散地震能量，實現“巨震不倒塌”的抗震設防目標。

為對比自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統和自復位支撐?普通節點?框架系統的滯回性能，分別對其施加低周往復荷載，采用多級位移控制加載，各級加載幅值分別對應層間位移角1/1000，1/750，1/500，1/250，1/200，1/100，3/200，1/50，每級加載循環2次，加載制度如圖6所示。在研究設計參數對摩擦裝配式節點的影響時，施加對應±4%層間位移角的單調荷載，以研究摩擦裝配式節點達到極限滑移行程后整體結構的力學特性。

框架梁柱間與框架柱底均為固接，自復位支撐兩端均為鉸接。摩擦裝配式節點中的節點板固結于框架梁和框架柱，并與連接耳板之間設置摩擦接觸，摩擦系數取為0.2；連接耳板的“短邊”部分固結于連接法蘭；高強螺栓的螺桿側面與摩擦裝配式節點中的節點板的長槽孔、連接耳板的開孔處設置硬接觸。普通節點板直接固結于框架梁柱上。

3 不同連接節點性能對比分析

3.1 支撐?節點?框架整體性能

3.1.1 能力曲線

圖7為自復位支撐?普通節點?框架系統和自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的能力曲線。對于設計合理的自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統，隨著自復位支撐的激活，其耗能能力和復位能力被充分發揮；當荷載逐漸增加，自復位支撐軸力達到預設限值時，摩擦裝配式節點起滑開始工作，使自復位支撐軸力保持在這一限值，避免軸力持續增加，二者共同耗散地震能量；摩擦裝配式節點達到極限滑移行程后結束滑移，自復位支撐軸力再次增加，隨后自復位支撐破壞失效，最終以結構柱底形成塑性鉸宣告結構失效。

3.1.2 滯回特性

圖8為低周往復荷載下分別采用普通節點和摩擦裝配式節點的自復位支撐滯回響應曲線。對于自復位支撐本身，無論采用何種節點，相同變形量下的滯回環飽滿且相似，殘余位移都極小，均具有良好的耗能能力和復位能力。在摩擦裝配式節點滑移期間，自復位支撐變形、軸力不變，其滯回響應始終處于圖8中最左側頂點（支撐受拉時）或最右側頂點（支撐受壓時）。在層間位移角達到2%時，相比采用普通節點，采用摩擦裝配式節點的自復位支撐變形量由61.0 mm減小至33.8 mm，減少了44.59%；對應的支撐軸力由1881.7 kN減小至1442.4 kN，減少了23.35%；支撐的殘余變形均為3.7 mm。在結構承受相同的側向位移荷載時，摩擦裝配式節點不影響自復位支撐正常發揮自身優良的耗能能力和復位能力，通過節點滑移限制自復位支撐的變形量和最大軸力，與自復位支撐共同耗散地震能量，提高自復位支撐安全富余量或降低自復位支撐的設計需求。

圖9為低周往復荷載下自復位支撐?普通節點?框架系統和自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的滯回響應曲線。

自復位支撐?普通節點?框架系統的滯回響應曲線與自復位支撐自身的滯回響應曲線相似，呈旗形，受拉和受壓時均分為4個階段。在加載初期，結構處于彈性階段；當位移荷載逐漸增大時，自復位支撐激活，結構整體剛度發生顯著變化；當位移荷載開始減小后，結構剛度具有明顯的兩階段；當位移荷載完全卸載后殘余位移較小。自復位支撐鋼框架結構具有良好的復位能力和耗能能力。

自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的滯回響應在位移荷載較小時與前者基本相同。隨著位移荷載的繼續增加，當層間位移角達到1.4%時，摩擦裝配式節點起滑，自復位支撐軸力保持不變，結構耗能主要由節點中的摩擦片提供；位移荷載達到極限后開始減小時，摩擦裝配式節點停止滑移，節點板和連接耳板保持相對靜止，此時結構呈現明顯的兩階段卸載過程。由于摩擦裝配式節點此時并未處于其初始位置，自復位支撐在結構卸載途中會提前開始反向加載，滯回響應再次出現兩階段加載過程。在隨后的加載過程中，摩擦裝配式節點反向起滑，自復位支撐軸力再次保持不變。在施加低周往復荷載過程中，摩擦裝配式節點始終處于正常工作階段，未達到極限滑移行程。

3.1.3 耗能能力

圖10為各級位移荷載下自復位支撐?普通節點?框架系統和自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的滯回耗能均值。位移荷載較小時，由于摩擦裝配式節點未起滑，兩類系統的滯回響應基本相同，耗能能力由自復位支撐提供，耗能均值相等。當層間位移角超過1.4%后，摩擦裝配式節點起滑，耗散更多的能量。當層間位移角達到1.5%和2%時，自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統比自復位支撐?普通節點?框架系統分別多耗散7.71%和38.53%的能量。在整個施加低周往復荷載的過程中，摩擦裝配式節點使整體結構耗能能力提升了20.81%。摩擦裝配式節點在為自復位支撐與鋼框架之間提供可靠連接的同時，顯著增強了整體結構的耗能能力，進而提高其在遭遇強烈地震時的抗震性能。

對數值模型施加對應層間位移角為4%的單調荷載，以分析摩擦裝配式節點超過極限滑移行程后的耗能能力與普通節點的差異。表1為自復位支撐?普通節點?框架系統和自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的節點摩擦耗能、自復位支撐耗能和鋼框架中鋼材塑性耗能。在正常工作階段，摩擦裝配式節點使結構在相同的位移荷載下的塑性耗能明顯減少，總耗能由于摩擦片的貢獻顯著增加。當層間位移角未達到3%時，摩擦裝配式節點正常工作，依靠摩擦滑移耗散大部分外界輸入的能量，節點板與附近梁柱基本保持彈性，整體結構的塑性發展受到限制。當位移荷載超過3%后，高強螺栓抵住節點板的長槽孔，摩擦裝配式節點達到極限滑移行程，停止摩擦耗能。隨著位移荷載繼續增加，整體結構的塑性損傷持續增加，塑性耗能逐漸增大并超過先前累積的摩擦耗能。

3.1.4 總水平剪力

圖11為各級位移荷載下自復位支撐?普通節點?框架系統和自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的總水平剪力峰值。當層間位移角小于1.4%時，摩擦裝配式節點未起滑，二者的總水平剪力峰值基本相同；當層間位移角達到1.4%后，摩擦裝配式節點起滑，節點板和連接耳板發生相對位移，限制自復位支撐軸力進一步增加。當層間位移角達到1.5%時，摩擦裝配式節點使整個結構在受拉和受壓時的總水平剪力峰值分別減少2.72%和1.32%；當層間位移角達到2%時，摩擦裝配式節點使整個結構在受拉和受壓時的總水平剪力峰值分別減少10.59%和9.89%。

在自復位支撐激活前，摩擦裝配式節點未起滑，尚未限制整體結構總水平剪力的發展。由于自復位支撐第二剛度顯著小于第一剛度，且摩擦裝配式節點在自復位支撐激活后才會起滑，因此摩擦裝配式節點起滑時自復位支撐軸力較自復位支撐激活力并未顯著增大，此時整體結構的總水平剪力無明顯增加。僅根據總水平剪力峰值的減小程度，不能全面反映摩擦裝配式節點對結構水平剪力的限制作用，故定義系數δ以更加準確地反映自復位支撐激活后摩擦裝配式節點對整體結構總水平剪力的實際限制作用。系數δ表示為：

（1）

式中 Fn為采用普通節點的整體結構總水平剪力；Fm為采用摩擦裝配式節點的整體結構總水平剪力；F1為自復位支撐達到激活力F0時整體結構總水平剪力。δ越大，表明摩擦裝配式節點對整體結構總水平剪力的實際限制作用越強。

當層間位移角達到1.5%時，系數δ在受拉和受壓時分別為4.89%和2.44%；當層間位移角達到2%時，系數δ在受拉和受壓時分別為17.56%和16.75%。隨著位移荷載的增加，系數δ逐漸增大，表明在保持正常工作的前提下，摩擦裝配式節點對整體結構的總水平剪力的限制作用愈加明顯，可為結構主體構件提供更強的保護。

3.1.5 復位能力

摩擦裝配式節點和自復位支撐協同工作，在不同情況下充分發揮各自的優良性能。在較小的位移荷載下，摩擦裝配式節點未起滑，整個結構依靠自復位支撐具有極好的復位能力；在較大的位移荷載下，摩擦裝配式節點起滑后，由于節點自身不具有復位能力且在滑移后有一定的滑移位移，即使自復位支撐自身仍具有極好的復位能力，但整體結構的復位能力會出現一定程度的削弱。

由圖9可知，當層間位移角小于1.4%時，摩擦裝配式節點未起滑，自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的復位能力與自復位支撐?普通節點?框架系統的一致。當施加對應1.5%和2%層間位移角的位移荷載時，自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的殘余位移分別為12 mm和30.4 mm，較自復位支撐?普通節點?框架系統的殘余位移僅分別增加2.4 mm和9.6 mm；殘余變形角分別為0.3%和0.76%。摩擦裝配式節點在小、中、大震下并未削弱結構的復位性能，而在巨震下，結構不追求完全復位，耗能能力顯著提高，總水平剪力減小，塑性損傷大幅減少，有效確保了結構安全不倒塌。

3.2 節點區受力特性

支撐連接節點在自復位支撐與鋼框架之間傳遞荷載，節點區塑性發展情況對整體結構抗震性能至關重要。等效塑性應變是構件在承受荷載發生變形直至破壞的過程中持續累積的塑性應變，反映構件材料損傷情況。當等效塑性應變達到0.02時，認為該區域累積了足夠的塑性應變從而進入屈服破壞狀態。圖12為低周往復荷載下自復位支撐?普通節點?框架系統和自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的節點區等效塑性應變分布。

與普通節點相比，應用摩擦裝配式節點后，加載端梁柱交界面未出現嚴重的塑性損傷，框架塑性鉸轉移至節點板端部；框架梁的塑性損傷區域有所減小，且框架梁上翼緣的塑性損傷明顯大于下翼緣；框架柱未出現明顯的塑性損傷。在非加載端的節點區，各部位塑性損傷程度和范圍均減小。可見，摩擦裝配式節點能有效減小節點區的塑性損傷程度，較好地保護節點板與梁連接、節點板與柱連接以及梁柱連接處。

4 摩擦裝配式節點設計參數影響

摩擦裝配式節點的主要設計參數包括摩擦片摩擦系數和高強螺栓預緊力。本節對數值模型施加對應層間位移角為4%的單調荷載，利用控制變量法就上述參數對節點性能的影響進行分析，分析工況如表2所示。

4.1 摩擦片摩擦系數的影響

圖13為不同摩擦片摩擦系數（工況1～5）下自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的骨架曲線。隨著摩擦系數的增大，摩擦裝配式節點起滑時對應的層間位移角逐漸增大。當摩擦系數為0.10時，摩擦裝配式節點在自復位支撐激活前起滑，在滑移過程中自復位支撐軸力保持不變，在摩擦裝配式節點達到極限滑移行程后自復位支撐才激活，連接節點并未按照預期正常工作。當摩擦系數為0.15～0.25時，摩擦裝配式節點在自復位支撐激活后起滑，起滑時對應的層間位移角依次為1.1%，1.4%和2.2%，在摩擦裝配式節點達到最大滑移行程后，自復位支撐軸力繼續增大，此時整體結構的剛度與摩擦裝配式節點起滑前相似。當摩擦系數為0.30時，摩擦裝配式節點起滑時刻對應的層間位移角為3.2%，即使加載完畢，摩擦裝配式節點仍未達到最大滑移行程。

圖14為不同摩擦片摩擦系數下自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統各構件耗能。在摩擦系數為0.15的情況下，摩擦裝配式節點由于在自復位支撐激活后較早起滑，當層間位移角達到2%時可耗散更多的能量，減少整體結構的塑性發展。隨著位移荷載的增大，摩擦裝配式節點達到極限滑移行程，層間位移角達到4%時摩擦耗能占比下降。當摩擦系數為0.25時，在2%層間位移角對應的位移荷載下，摩擦裝配式節點未起滑，框架塑性耗能增加明顯，但當層間位移角達到4%時，摩擦裝配式節點充分利用滑移行程，摩擦耗能占比最多達47.46%。當摩擦系數為0.3時，由于摩擦裝配式節點在層間位移角達到3.2%時才起滑，摩擦裝配式節點耗能較少，受壓時尤為明顯，占比僅為12.04%，整體結構主要通過自復位支撐和框架塑性變形耗散地震能量。

4.2 高強螺栓預緊力的影響

圖15為不同高強螺栓預緊力（工況1，6～9）下自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統的骨架曲線，可見預緊力僅對摩擦裝配式節點滑移時的曲線平臺段有影響。受拉和受壓時，系統骨架曲線幾乎一致。隨著高強螺栓預緊力的逐漸增大，摩擦裝配式節點起滑時對應的層間位移角依次為0.7%，1.1%，1.4%，1.8%和2.1%，起滑力增幅依次為22.47%，38.02%，47.74%和57.72%。

圖16為不同高強螺栓預緊力下自復位支撐?摩擦裝配式節點?框架系統各構件耗能。當層間位移角達到2%時，隨著預緊力逐漸增大至500 kN，摩擦裝配式節點耗能逐漸減少，自復位支撐耗能顯著增加，而框架部分的塑性耗能幾乎一致。產生這一現象的原因是，高強螺栓預緊力越大，起滑越晚，摩擦耗能越少。當層間位移角達到4%時，隨著預緊力逐漸增大至500 kN，摩擦裝配式節點的摩擦耗能逐漸增加，增幅可達41.18%，而自復位支撐耗能和框架塑性耗能幾乎不變。當預緊力達到550 kN時，摩擦裝配式節點起滑時對應的層間位移角為2.1%，在對應2%層間位移角的位移荷載下，摩擦裝配式節點未起滑耗能，而當層間位移角達到4%時，摩擦裝配式節點的摩擦耗能最大，但相比預壓力為500 kN的工況，增幅僅為9.21%。

綜上，當摩擦片摩擦系數為0.20左右，高強螺栓預緊力處于400～500 kN時，摩擦裝配式節點使結構在小震、中震、大震和巨震下均有較好的抗震性能。在實際工程中，應根據建筑結構的設計參數，在保證傳力可靠的前提下，選擇合適的摩擦裝配式節點的摩擦片摩擦系數和高強螺栓預緊力，調整起滑位移和起滑力，以適應不同的抗震性能需求。

5 結 論

本文提出了一種應用于自復位支撐鋼框架結構的摩擦裝配式支撐連接節點，闡述了自復位支撐?摩擦裝配式節點系統的工作原理，通過數值模擬將其與普通支撐連接節點進行對比，分析了摩擦片摩擦系數和高強螺栓預緊力對節點性能的影響規律，得到以下結論：

（1）摩擦裝配式節點中，高強螺栓和摩擦片組成可靠的連接界面，當自復位支撐軸力達到其最大靜摩擦力時，摩擦片間發生相對滑動，使傳遞到節點區和梁柱的荷載不再增大，防止自復位支撐因節點過早破壞而提前退出工作，從而保證主體結構抗震性能充分發揮。此外，摩擦片起滑后輔助自復位支撐耗散更多的地震能量，起到多種耗能方式協同工作的作用。

（2）在施加低周往復荷載的過程中，摩擦裝配式節點使整體結構耗能能力提升了20.81%，隨著位移荷載的增加，總水平剪力減少10.59%，對其實際限制作用可達17.56%，有效減小了節點區的塑性損傷程度。

（3）隨著摩擦片摩擦系數的逐漸增大，摩擦裝配式節點起滑時對應的層間位移角由1.1%逐漸增大至3.2%，而其提供的摩擦耗能先逐漸增大，占比高達47.46%，隨后迅速減小，占比僅為12.04%，自復位支撐耗能和框架塑性耗能逐漸增加。

（4）隨著高強螺栓預緊力的逐漸增大，當層間位移角達到2%時，摩擦裝配式節點提供的摩擦耗能逐漸減少，自復位支撐耗能增加。當層間位移角達到4%時，摩擦裝配式節點的摩擦耗能逐漸增加，增幅可達41.18%，而自復位支撐耗能和框架塑性耗能幾乎不變。

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Performance study of frictional prefabricated connection nodes in self-centering braced steel frame

XU Long-he， HUANG Chu-cheng， XIE Xing-si

（School of Civil Engineering， Beijing Jiaotong University， Beijing 100044， China）

Abstract： Self-centering brace has greater stiffness and bearing capacity after being activated. The brace connection， beam and column are subjected to more complex forces and higher risk of damage. A novel frictional prefabricated connection node in self-centering braced steel frame is proposed to control ultimate axial force of the self-centering brace by frictional slipping. It provides additional energy dissipation for the whole structure. Configuration， assembly and working principles of the connection nodes are described. By numerical simulation， its seismic performance is studied. The effects of design parameters of the connection node on performance are analyzed. The results show that the hysteretic response of the self-centering braced steel frame with the novel connection node is fuller. The energy dissipation capacity of the overall structure is increased by 20.81%. The actual limiting effect of the connection node on total shear force reaches 17.56%， effectively regarding the plastic development of connection node region. By changing the friction coefficient of the friction plate and the preload force of the high-strength bolts of the connection node， the slipping displacement and force can be adjusted.

Key words： seismic performance； self-centering braced connection nodes； prefabricated assembly； frictional energy dissipation； hysteretic response

作者簡介： 徐龍河（1976―），男，博士，教授。電話：（010）51683956；E-mail：lhxu@bjtu.edu.cn。

通訊作者： 謝行思（1992―），男，博士，講師。電話：（010）51687237；E-mail：98930237@bjtu.edu.cn。