李成玉，胡艳平，王军洁，贺东兵，陈焰周
（1.武汉科技大学城市建设学院，湖北武汉 430065；
2.武汉科技大学高性能工程结构研究院，湖北武汉 430065；
3.中南建筑设计院股份有限公司，湖北武汉 430071）
为了在地震作用时形成整体失效模式，传统钢框架结构通常以“强柱弱梁”作为损伤控制机制［1］。然而由于众多因素的影响，框架结构更多的是形成柱铰与梁铰同时存在的“混合铰机制”［2］。美国钢结构建筑抗震规范认为［3］：应从系统角度看待“强柱弱梁”机制，允许混合铰机制的存在。日本的桑村仁等建议应从结构整体出发考虑是否能形成整体型屈服机制，若设置“特别强大的柱”，可形成整体性失效机制。徐培蓁等［4］验证了桑村仁的设想，即设置了“特别强大的柱”的框架结构在地震作用下出现部分柱铰，但其安全性不低于只允许出现梁铰的框架结构；
MACRAE［5］提出了连续柱的概念，即连续柱沿结构高度方向上提供竖向连续刚度，可有效防止结构产生薄弱层破坏；
QU等［6］研究表明：当在框架结构中设置的连续柱具有足够的刚度时，无论是柱铰机制还是梁铰机制，均能有效提高框架结构在地震作用下的抗倒塌性能。
柱端塑性铰的形成，导致柱承载力损失和轴向缩短，对结构的抗震稳定性能产生严重的影响，从而引起结构发生薄弱层破坏。ELKADY等［7］讨论了循环加载下的10个全尺寸钢柱试验结果，钢柱在循环荷载作用下的塑性变形和屈曲所致的轴向缩短是结构抗震中不得不考虑的一种失效模式；
SUZUKI等［8］对宽翼缘钢柱进行研究，钢柱的破坏主要是柱的轴向缩短引起。在结构中采用摩擦连接是降低结构构件塑性损伤的有效方式之一；
POPOV等［9］开发了一种称之为旋转槽孔螺栓连接，并将其应用于框架梁端，用以改善框架梁的受损情况；
王萌等［10］提出了一种采用低屈服点钢材的连接组件，利用组件之间的摩擦来避免主体结构过早进入塑性阶段；
LATOUR等［11］提出了一种新型的带摩擦阻尼器和复位螺纹杆的盖板柱脚节点，适当施加预应力，螺纹杆能够作为弹性弹簧工作，将连接恢复到初始配置；
袁一凡等［12］提出了一种可以抬起的柱脚节点，在柱脚处设置摩擦耗能阻尼器，通过高强螺栓施加预紧力，使钢板件产生摩擦力，在罕遇地震作用下，柱脚处摩擦阻尼器产生滑移摩擦，降低了结构的损伤；
王志宇等［13］通过理论分析研究了在荷载作用下加载和反力装置之间产生的摩擦力对抗震试验的影响，并发展了去除摩擦力的方法。
我国《建筑抗震设计规范》（GB 50011-2010）［14］和美国钢结构建筑抗震规范均有明确条款表示［3］，如果钢框架结构的柱轴压比小于0.4，则可不遵守“强柱弱梁”规则。对于中低层轻型钢结构，柱轴压比一般不超过0.3［15］，结合已有研究，为实现结构的低损伤整体型失效模式，课题组融合连续柱概念、柱铰耗能机制和滑移摩擦耗能节点等抗震新技术，从系统层次上构建内置连续柱的柱端滑移摩擦节点钢框架结构体系，如图1所示。盖板式滑移摩擦节点在地震作用下通过滑移摩擦来耗散地震能量，将结构的塑性损伤转移到节点处的盖板和摩擦板上，以达到主体构件无损或低损的目的。同时该节点构造简单，装拆方便，震后仅需更换节点处的盖板和摩擦板，即可使结构快速修复。本文研究了柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的抗震稳定性能。
图1 试件模型示意图Fig.1 Specimen model
盖板式滑移摩擦节点构造形式如图2所示。长钢柱与短钢柱通过盖板和高强螺栓进行连接。长钢柱翼缘与腹板处分别开有满足于节点转动的长槽孔和大圆孔，短钢柱的翼缘与腹板均开有标准圆孔，盖板开孔与短钢柱相同。为了使节点拥有更稳定的摩擦耗能，在盖板与钢柱之间放置有黄铜摩擦板［16］，在小震作用下，节点不发生转动；
在较大震作用下，长钢柱会绕着另一侧翼缘拼接处发生转动，长钢柱与黄铜摩擦板之间形成滑动摩擦力，从而实现滑移摩擦来消散地震能量。
图2 盖板式滑移摩擦节点Fig.2 Cover plate slip friction joint
2.1 试件尺寸
H型钢柱试件按照实际结构的1/2进行缩尺，试件C-1为普通H型钢柱试件，试件C-2为在柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱试件，如图3所示。钢柱截面尺寸为HT172 mm×175 mm×6.5 mm×9.5 mm，柱总高为2 000 mm。试件C-2分3段，由短钢柱和长钢柱构成，由于框架柱一般在柱底1.25～1.85倍柱截面高度范围内形成塑性铰［17］，结合螺栓群数量及构造要求，短钢柱的设计高度为230 mm，约为柱截面高度1.31倍，盖板厚度均为8 mm，盖板式滑移摩擦节点详图如图4所示，摩擦接触表面采用喷砂处理。H型钢柱选用Q235B钢，盖板选用Q355B钢，为了避免盖板过早损伤。盖板与钢柱之间放置有3 mm厚黄铜摩擦板，节点处采用10.9级M16高强度螺栓，螺栓两端采用碟形垫圈防止螺栓松动。
图3 试验试件Fig.3 Test specimens
图4 节点详图Fig.4 Joint details
2.2 材性试验
根据《金属材料拉伸试验》（GB/T228-2021）［18］的有关规定对型钢的翼缘、腹板及盖板进行材性试验，结果见表1。
表1 试件材性参数表Table 1 Parameters of specimens
2.3 试验装置
试验现场装置如图5所示。该试验加载装置主要由四连杆和L型梁组成，竖向荷载由200 t液压千斤顶通过水平梁对应传递到柱顶，钢柱水平荷载通过与反力墙相连的作动器施加，作动器的最大行程为±150 mm，最大荷载为500 kN。作动器通过4根直径为36 mm的杆与L型梁相连。
图5 试验装置Fig.5 Test setup
2.4 加载方案
此次试验采用弦转角控制加载，水平加载根据美国AISC抗震规范的规定［3］，加载制度如图6所示。前三级加载均循环6个周期，第四级加载循环4个周期，第四级加载之后每级加载循环2个周期，加载至5%rad时停止加载。正式试验前，对试件进行预加载，检查各仪器仪表是否正常。
图6 加载制度Fig.6 Loading apparatus
3.1 试验现象
3.1.1 试件C-1
试件C-1加载至第三级（0.75%rad），钢柱未发生明显变化；
加载到第四级（1%rad），柱顶左侧翼缘处发生轻微屈曲；
随着加载的继续，柱顶处的屈曲逐渐严重；
加载到第五级（1.5% rad），柱脚翼缘处发生轻微屈曲；
加载至第七级（3%rad），柱顶翼缘屈曲严重，腹板鼓曲严重；
试验加载结束时的形态如图7所示，柱端变形严重，钢柱发生扭转，试验停止。
图7 试件C-1Fig.7 Specimen C-1
3.1.2 试件C-2
试件C-2加载至第四级（1%rad），钢柱没有发生明显变化；
水平位移加载到第五级（1.5%rad）正向30 mm，柱脚节点开始发生滑移转动；
加载到第六级（2%rad）负向40 mm柱顶处节点开始正常滑移转动；
试件水平位移加载到第九级（5%rad）负向100 mm，停止加载，如图8所示。加载过程中未观察到钢柱发生损伤变形。
图8 试件C-2Fig.8 Specimen C-2
加载结束后，对柱脚处的盖板式滑移摩擦节点进行拆卸，如图9所示。钢柱未发现损伤，翼缘盖板有明显的弯曲塑性变形，节点区域的柱翼缘和腹板表面附着有大量黄铜粉末。长钢柱一侧的黄铜摩擦板表面有着明显划痕，这是由于钢柱经过喷砂处理，表面存在微小的凸起，且钢柱材质较硬，黄铜材质的摩擦板较软，在螺栓预紧力的作用下，这些微小的凸起会嵌入到黄铜摩擦板中，在滑移摩擦过程中，硬度较高的微凸体在较软的黄铜摩擦板上犁出凹槽，最终表现为磨料磨损［19］。
图9 盖板式滑移摩擦节点拆解图Fig.9 Deformation modes of covered plate slip friction joint
3.2 试验结果分析
3.2.1 滞回曲线
试件C-1与试件C-2的滞回曲线如图10所示。可以看到：试件C-1的滞回曲线呈现为梭形，由于柱脚与柱顶处屈曲变形不对称，使得试件C-1的滞回曲线出现正负向不对称的情况。试件C-1正向加载到第五级（1.5%rad），水平承载力达到最大值；
负向加载到第六级（2%rad），水平承载力达到最大值。试件C-1加载至第五级（1.5% rad）后，水平承载力出现退化现象。试件C-2滞回曲线呈现弓形，正负向对称性良好。加载至第五级（1.5%rad）之前，试件的水平承载力呈上升趋势，继续加载至结束，水平承载力逐渐趋于稳定。同级加载下，水平承载力无明显退化，表现出良好的滞回性能。
图10 试验滞回曲线Fig.10 Test hysteresis curves
3.2.2骨架曲线
图11给出了试件C-1与试件C-2的骨架曲线。由图可知：试件C-1的骨架曲线呈S形，说明试件C-1在循环往复加载下，经历了弹性、弹塑性和塑形破坏3个阶段，试件C-1峰值荷载过后，水平承载力衰减迅速。试件C-2的骨架曲线呈反Z形，水平承载力在节点发生转动之前呈直线上升趋势，在节点发生转动后，水平承载力逐渐趋于稳定。试件C-2的极限承载力为93.4 kN，约为试件C-1极限承载力的90%。
图11 骨架曲线Fig.11 Skeleton curves
3.2.3 刚度退化
图12给出了试件C-1与试件C-2的刚度退化曲线。两个试件的刚度退化趋势相似。加载至第三级（0.75%rad），试件C-1与试件C-2刚度变化较小；
加载至第四级（1%rad），试件C-1发生屈曲，试件C-2发生滑移，两个的试件的刚度退化明显；
加载至后期，试件C-2的滑移趋于稳定，刚度退化程度减慢。
图12 刚度退化曲线Fig.12 Stiffness degeneration curves
3.2.4 耗能能力
试件C-1与试件C-2的能量耗散如图13所示。由图可知：两个试件的滞回耗能随着加载级的增加而提高。加载至第四级（1% rad），试件C-2开始滑移，主要通过摩擦耗散能量；
加载至第七级（3%rad）结束，试件C-1的滞回耗能高于试件C-2。试件C-1加载至第七级（3%rad）结束，钢柱变形过大，停止试验。
图13 滞回耗能Fig.13 Hysteretic dissipated energy
采用有限元软件ABAQUS对两个试件进行有限元分析。模型采用C3D8I实体单元进行模拟，对螺栓孔以及节点处等应力较大部位的网格进行加密。钢材为双线性随动强化模型，材料的本构关系取自材性试验，见表1。盖板与钢柱之间的接触关系为切向摩擦接触，摩擦系数为0.45，由摩擦试验得到。有限元模拟的边界条件和加载制度与试验保持一致，荷载的施加顺序与试验相同，依次对模型施加预紧力、集中荷载和低周往复荷载。
4.1 失效模式和滞回曲线
图14为试件C-1、试件C-2的试验结果和有限元模拟结果损伤形态对比。由图可知：有限元模拟所得的结果与试验结果一致。
图14 试件试验与模拟结果对比Fig.14 Comparison of test and numerial simulation result of specimens
试验与有限元模拟的滞回曲线对比结果如图15所示。由图可知：二者的滞回曲线基本吻合，峰值荷载的最大误差在5%以内。试件C-1的有限元模拟曲线更加饱满，加载至后期水平承载力退化程度与试验一致。试件C-2有限元模拟的极限承载力略高于试验值，加载至后期，水平承载力趋于平稳，与试验趋势一致。说明有限元建模方法可用于柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的抗震稳定性能研究。
图15 试件滞回曲线对比Fig.15 Comparison of hysteretic curves of specimens
4.2 柱的轴向缩短
对试件C-1和试件C-2进行有限元模拟所得柱的轴向缩短曲线如图16所示，提取点为钢柱顶端中心点。由图可知：模型C-1随着加载级数的增加，柱的轴向缩短量快速增加，加载至结束时钢柱的轴向缩短量为32 mm；
模型C-2加载至5%rad时钢柱的轴向缩短量仅为0.31 mm，柱端未出现屈曲行为。普通钢柱柱脚局部屈曲引起的轴向缩短对钢柱的抗震稳定性造成的影响极为不利，而柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱基本未发生轴向缩短，可以有效保证钢柱的的抗震稳定性能。
图16 模型轴向缩短对比Fig.16 Comparison of axialshortening of models
4.3 塑性应变累积分析
为进一步分析试件的损伤情况，图17-18分别为模型C-1和模型C-2加载至结束时的等效塑性应变云图，为与试验保持一致，模型C-1加载至第七级（3% rad），模型C-2加载至第九级（5% rad）。由图17可知：模型C-1的塑性损伤集中在柱脚和柱顶处，损伤最大的位置出现在柱顶翼缘；
由图18可知：钢柱保持弹性状态，翼缘外和内盖板的塑性损伤集中在中心区域，腹板盖板的损伤较小。试件C-2的损伤仅出现在盖板上，说明设置滑移摩擦节点可以实现结构的损伤控制。
图17 模型C-1 PEEQ云图Fig.17 PEEQ contour plots of model C-1
图18 模型C-2 PEEQ云图Fig.18 PEEQ contour plots of model C-2
4.4 参数分析
为了研究盖板厚度对柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的抗震性能的影响，以模型C-2为基础，共设计了4个模型，模型的具体参数见表2。模拟的材料属性与试验保持一致。
表2 模型基本参数Table 2 Basic parameters of models
4.4.1 滞回性能和耗能分析
图19给出了模型的滞回曲线。由图可知：模型的滞回曲线均比较饱满，正负向呈对称分布。随着盖板厚度的增加，模型的极限承载力提高。模型C-2加载至后期的水平承载力未观察到有退化现象，相比于模型C-2，模型C-3和C-4加载至后期的水平承载力退化现象明显，模型C-5加载至后期的水平承载力退化现象较小。表明盖板厚度的改变对柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的滞回曲线有影响。
模型的骨架曲线如图20所示，主要性能指标见表3。由图20可知：模型C-2和模型C-5的骨架曲线呈反Z型；
模型C-3和模型C-4的骨架曲线呈S型，在循环往复加载下，模型C-3和模型C-4经历了弹性阶段、弹塑性阶段和塑形下降3个阶段。由表3可知：模型的极限承载力随着盖板厚度的增加而提高。模型C-2的极限承载力为96.47 kN，相较于模型C-2，模型C-3和模型C-4的极限承载力分别降低了2.25%和0.78%，模型C-5的极限承载力增加了7.86%。表明盖板厚度在钢柱翼缘厚度的1～2倍之间变化，对柱端设盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的极限承载力影响较小。
图20 模型骨架曲线Fig.20 Skeleton curves of models
表3 主要性能指标和能量耗散指标Table 3 Primary performance indicators and energy dissipation indices during cyclic tests
图21为模型的刚度退化曲线。由图可知：随着盖板厚度的增加，模型的刚度增加。模型C-2的初始刚度为6.22 kN·mm-1。相较于模型C-2，模型C-3和模型C-4的初始刚度分别降低了14.15%和3.54%，模型C-5的初始刚度增加了8.52%。所有模型的刚度退化趋势基本一致，加载至后期，刚度退化趋势随着盖板厚度的增加而减缓。表明盖板厚度的改变对柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的刚度有较大影响。
图21 模型刚度退化曲线Fig.21 Stiffness degradation curves of models
图22和表3为模型在每加载级下的累积摩擦耗能和总耗能。结合图22和表3可知：加载至第三级（0.75%rad），摩擦耗能在总耗能中的占比非常小；
加载至第四级（1%rad），各模型节点处产生滑移，主要通过摩擦为结构提供耗能。随盖板厚度的增加，各模型的累积摩擦耗能和总耗能呈现先增加后减小的趋势，当盖板厚度从5 mm增加到6 mm时，总耗能增加7.14%，当盖板厚度从6 mm增加到8 mm，时，总耗能增加12.86%，当盖板厚度从8 mm增加到10 mm时，总耗能降低4.81%。各模型的累积摩擦耗能在总耗能中的占比达到了80%～90%，可见设置该节点的构件主要通过摩擦耗散能量。
图22 模型滞回耗能Fig.22 Hysteretic dissipated energy of models
通过分析有限元模型的滞回性能和耗能能力可知：相较于模型C-2（8 mm），模型C-3（5 mm）在极限承载力上与模型C-2相差较小，但加载至后期水平承载力退化严重，初始刚度和总耗能分别降低了14.15%和17.30%。模型C-4（6 mm）在极限承载力、初始刚度及累积摩擦耗能方面与模型C-2数值相差在5%以内，加载至后期的承载力退化不明显。模型C-5（10 mm）在极限承载力和初始刚度方面有一定的提高，与模型C-2的差值均在10%以内，且模型C-5的累积摩擦耗能和总耗能均小于模型C-2。综合考虑，盖板厚度设置6 mm或8 mm。
4.4.2 应力分析
模型的应力发展趋势较为相似，以模型C-2为例，模型C-2的柱受压侧翼缘和受拉侧翼缘沿柱轴线方向的应力云图如图23-24。由图可知：当节点处发生转动时，柱受压侧翼缘在不同加载级下的应力分布规律基本一致，应力主要集中在柱截断线以及最下排螺栓孔下侧区域；
柱受拉侧翼缘随着加载级的增加，短钢柱处的应力集中区域逐渐增加，长钢柱处的应力分布变化较小，加载至第九级（5% rad）第2循环最大位移时，应力主要分布在短钢柱翼缘最下排螺栓孔外侧。
图23 模型C-2柱翼缘受压侧应力云图Fig.23 Stress cloud diagram of compression side of model C-2 column flange
图24 模型C-2柱翼缘受拉侧应力云图Fig.24 Stress cloud diagram of tension side of model C-2 column flange
模型C-2的受拉侧翼缘外盖板沿柱轴线方向的应力云图如图25所示。由图可知：加载至第四级（1%rad）第4循环最大位移时，翼缘外盖板保持弹性状态，应力集中区域主要分布在柱截断线处；
当加载进入第五级（1.5%rad）第1循环，外盖板的中心区域开始进入屈服状态；
加载至第九级（5%rad）第2循环最大位移时，外盖板应力分布由中间向两边延展，其塑性区域向下发展更为明显。由滑移摩擦柱脚节点的工作原理可知：当其力矩达到节点的起滑力矩后，此时长钢柱段以翼缘受压侧的截断线为轴发生滑动，长钢柱翼缘受拉侧与外盖板紧密贴合，通过二者之间产生的摩擦进行耗能，受拉侧外盖板的上部随着柱一同转动，下部与固定在底座上的短钢柱上端口发生钣折作用。随着加载的进行，柱抬起的高度不断增加，钣折作用的影响加剧，造成外盖板发生弯曲塑性变形，并在柱截断线与短钢柱上的螺栓群之间发生抻拉作用。由于钣折和抻拉作用的共同影响，造成受拉侧翼缘外盖板下部应力增加，塑性区域向下发展明显。
图25 模型C-2受拉侧外盖板应力云图Fig.25 Stress cloud diagram of model C-2 outer cover plate
本文对普通H型钢柱和柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的抗震稳定性能进行研究，主要得到以下结论：
（1）普通H型钢柱加载到1%rad所对应的水平位移时，柱顶处开始发生屈曲变形，仅加载到3%rad，柱端即发生严重屈曲，且钢柱发生扭转。
（2）盖板式滑移摩擦节点H型钢柱的滞回曲线饱满，极限承载力达到普通钢柱极限承载力的90%，水平承载力无退化现象，且逐渐趋于平稳，具有良好的滞回性能。试件通过黄铜板与钢柱之间的滑移摩擦耗能，保护了试件主体。刚度退化以及滞回耗能与普通钢柱相比相差不大，表明在柱端设置盖板式滑移摩擦节点抗震性能良好。
（3）由试验结果和有限元模拟可知：柱端设置盖板式滑移摩擦节点H型钢柱在低周往复循环加载作用下，试件达到了预期的滑移，钢柱一直保持弹性状态，损伤仅出现在翼缘盖板，说明在柱端设置盖板式滑移摩擦节点可以实现结构的低损伤控制和滑移摩擦耗能。
（4）以盖板厚度为参数对盖板式滑移摩擦节点H型钢柱进行有限元分析。结果表明：盖板厚度的取值与钢柱翼缘厚度有关，根据等厚原则，取内和外翼缘盖板厚度相加略大于钢柱的翼缘厚度，既可以提高钢柱的承载能力，保证节点的摩擦耗能，也使主体结构得到有效保护，达到了预期的损伤控制。模型的摩擦耗能在总耗能中占比达到了80%～90%，表明设置盖板式滑移摩擦节点构件的耗能主要通过摩擦实现。
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