張愛林，王 杰，張艷霞,2，劉安然

(1. 北京建筑大學(xué)，土木與交通工程學(xué)院，北京 100044；2. 北京建筑大學(xué)，北京未來城市設(shè)計(jì)高精尖創(chuàng)新中心，北京 100044；3. 北京工業(yè)大學(xué)，北京市高層和大跨度預(yù)應(yīng)力鋼結(jié)構(gòu)工程技術(shù)研究中心，北京 100124)

裝配式鋼結(jié)構(gòu)因其具有節(jié)能環(huán)保、提高建筑安全水平、推動(dòng)化解過剩產(chǎn)能等一舉多得之效，受到國(guó)家政策的鼓勵(lì)和大力支持，發(fā)展前景十分廣闊[1]。目前在鋼結(jié)構(gòu)建筑中應(yīng)用的箱形柱等豎向構(gòu)件傳統(tǒng)全熔透焊接拼接的連接技術(shù)，施工質(zhì)量難以保證、施工效率低下、污染環(huán)境等問題突出，因此研發(fā)現(xiàn)場(chǎng)高效裝配的鋼結(jié)構(gòu)體系及全螺栓連接節(jié)點(diǎn)關(guān)鍵技術(shù)意義深刻并具有較好的工程應(yīng)用前景。

為提高傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)裝配效率及存在的突出問題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)多高層裝配式鋼結(jié)構(gòu)及關(guān)鍵連接技術(shù)進(jìn)行了一系列的理論創(chuàng)新與試驗(yàn)研究。裝配式鋼結(jié)構(gòu)水平構(gòu)件全螺栓剛性連接技術(shù)相對(duì)成熟，已有大量研究成果[2 ? 8]，豎向構(gòu)件裝配節(jié)點(diǎn)相關(guān)研究較少，部分成果如下。清華大學(xué)王元清等[9]對(duì)含4種基本形式的鋼管結(jié)構(gòu)法蘭連接節(jié)點(diǎn)的試件進(jìn)行四點(diǎn)彎加載試驗(yàn)，驗(yàn)證了法蘭連接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)流程的可靠性及經(jīng)濟(jì)性；同濟(jì)大學(xué)劉康等[10]提出以內(nèi)套筒作為連接件，以高強(qiáng)度螺栓和對(duì)穿螺栓作為緊固件的拼接節(jié)點(diǎn)形式；Li、Uy等[11 ? 12]提出一種可拆分的箱形截面柱-柱連接方式，完成柱節(jié)點(diǎn)拉壓試驗(yàn)及數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明該柱節(jié)點(diǎn)具有足夠的剛度及可靠度；劉學(xué)春、張愛林等[13 ? 14]通過對(duì)不同法蘭板厚度的法蘭連接柱進(jìn)行了足尺模型試驗(yàn)和有限元分析，分析多高層鋼結(jié)構(gòu)柱連接在拉-彎-剪組合作用及壓-彎-剪作用下的受力性能；王宇強(qiáng)等[15]對(duì)圓鋼管剛性法蘭角焊縫在軸拉荷載作用下的受力性能開展了非線性有限元分析；張艷霞等[16]設(shè)計(jì)并完成了4個(gè)套筒式全螺栓箱形柱拼接節(jié)點(diǎn)的擬靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明芯筒的設(shè)置可以提高節(jié)點(diǎn)剛度及抗彎、抗剪能力。

為了提高鋼框架的側(cè)向剛度和耗能能力，使其具有良好的抗震性能，研究人員將多種摩擦阻尼器應(yīng)用于鋼框架，研究阻尼器的工作機(jī)理及耗能能力。金眞佑等[17]研發(fā)出低屈服空心鋼管中間柱型阻尼器，通過變參數(shù)分析將其與傳統(tǒng)H型剪切阻尼器進(jìn)行了對(duì)比；屈俊童等[18]提出了一種新型筒式自復(fù)位形狀記憶合金-摩擦阻尼器，試驗(yàn)結(jié)果表明該阻尼器能有效地將結(jié)構(gòu)的反應(yīng)控制在彈性范圍內(nèi)；張愛林、張艷霞等[19 ? 21]提出一種中間柱型摩擦阻尼器并應(yīng)用于鋼框架體系中，進(jìn)行了擬動(dòng)力試驗(yàn)和靜力推覆試驗(yàn)研究，研究結(jié)果表明中間柱型摩擦阻尼器具有承載和耗能雙功能，有效避免了主體結(jié)構(gòu)的損傷。

本課題組提出了一種箱形柱芯筒式雙法蘭連接剛性節(jié)點(diǎn)及其設(shè)計(jì)方法，完成低周往復(fù)荷載下的足尺節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究、數(shù)值模擬和理論分析，在此研究基礎(chǔ)上，進(jìn)行設(shè)計(jì)并完成了箱形柱芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)純框架和減震框架擬動(dòng)力試驗(yàn)。在擬動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)束后兩榀框架整體結(jié)構(gòu)基本保持彈性狀態(tài)，本文繼續(xù)對(duì)兩榀框架進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，對(duì)比研究?jī)砷蚣茉诖笞冃吻闆r下滯回特性、承載能力、構(gòu)件典型部位應(yīng)變變化及剛度退化情況，同時(shí)對(duì)法蘭板及螺栓預(yù)拉力損失、中間柱型阻尼器工作機(jī)理進(jìn)行研究分析。

1 芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)通過標(biāo)準(zhǔn)柱座、法蘭板及高強(qiáng)螺栓連接上柱與下柱，為實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)剛性連接及高效裝配，將預(yù)制的八邊形芯筒置于標(biāo)準(zhǔn)柱座內(nèi)，上、下柱及柱座設(shè)置法蘭板并采用摩擦型高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，此外法蘭板還可以有效連續(xù)傳遞水平構(gòu)件內(nèi)力并在梁柱節(jié)點(diǎn)處起外環(huán)板作用。標(biāo)準(zhǔn)柱座與水平構(gòu)件通過連接板及剪切板進(jìn)行螺栓連接，節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造如圖1所示。

圖1 芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)構(gòu)造Fig.1 Construction details of double flange rigid connection with core-tube

箱形柱芯筒式雙法蘭剛性連接按三階段設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)，即彈性設(shè)計(jì)、等強(qiáng)驗(yàn)算、承載力驗(yàn)算。在多遇地震作用下，由于芯筒與柱壁之間存在間隙，未產(chǎn)生相互作用，偏于安全不考慮芯筒作用，此時(shí)法蘭板高強(qiáng)螺栓承擔(dān)相應(yīng)的彎矩和剪力。在設(shè)防地震作用下，按等強(qiáng)原則考慮芯筒作用，芯筒與法蘭板高強(qiáng)螺栓抗彎及抗剪承載力之和不應(yīng)小于箱形柱的抗彎及抗剪承載力。罕遇地震作用下考慮芯筒作用，按照“強(qiáng)連接、弱桿件”設(shè)計(jì)準(zhǔn)則，箱形柱芯筒式雙法蘭連接的全塑性抗彎及抗剪承載力不應(yīng)小于箱形柱全塑性抗彎和抗剪承載力。

2 試驗(yàn)概況

2.1 原型結(jié)構(gòu)

箱形柱芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)純框架及減震框架擬靜力試驗(yàn)研究以首都師范大學(xué)附屬中學(xué)教學(xué)樓為原型結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)主體為鋼框架結(jié)構(gòu)，地上5層，平面跨度以9 m為主，首層層高4.2 m，2層～4層層高3.9 m，5層層高4.5 m，圖2為該教學(xué)樓結(jié)構(gòu)平面圖，主要構(gòu)件尺寸見表1。減震框架的中間柱型摩擦阻尼器設(shè)置在框架跨中位置，其在整個(gè)結(jié)構(gòu)平面中的布置及分布如圖2虛線框選部分所示。選取實(shí)線框選的一榀框架首層作為試驗(yàn)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行純框架及減震框架擬靜力試驗(yàn)對(duì)比研究。

圖2 原型結(jié)構(gòu)平面圖Fig.2 Plane of prototype structure

表1 原型結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件尺寸Table 1 Dimensions of prototypestructural components

2.2 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)

對(duì)原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行0.7倍縮尺，軸壓比與實(shí)際工程保持一致，其值為0.21，兩榀框架構(gòu)造詳圖如圖3、圖4所示，試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件尺寸見表2。

表2 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)主要構(gòu)件尺寸Table 2 Dimensions of test structural components

圖3 芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)純框架構(gòu)造詳圖/mmFig.3 Details of flanged rigid connection with core-tube

圖4 芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)減震框架構(gòu)造詳圖/mm Fig.4 Details of damping frame flanged rigid connection with core-tube

2.3 加載裝置

擬靜力試驗(yàn)加載均采用電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行加載，加載裝置如圖5～圖8所示。反力架由立柱及橫梁組合而成，兩個(gè)200 t電液伺服作動(dòng)器連接于反力架，施加荷載至與實(shí)際工程一致的軸壓比0.21，軸力為1050 kN，在整個(gè)試驗(yàn)過程保持不變。一個(gè)200 t電液伺服作動(dòng)器連接于反力墻進(jìn)行水平方向加載。本次試驗(yàn)為了保證平面純框架發(fā)生面內(nèi)變形同時(shí)?？蚣芰赫w穩(wěn)定性，在距框架梁兩端1/3處設(shè)置各設(shè)置一道側(cè)向支撐以保證面外穩(wěn)定，側(cè)向支撐與梁軸線鋼板點(diǎn)接觸，接觸點(diǎn)處鋼板表面設(shè)置聚四氟乙烯板以減少摩擦。

圖5 純框架加載裝置示意圖/mm Fig.5 Test setup of the frame

圖6 純框架加載試驗(yàn)Fig.6 Loading test of plane frame

圖7 減震框架加載裝置示意圖/mm Fig.7 Test setup of damped frame

圖8 減震框架加載試驗(yàn)Fig.8 Loading test of damped frame

2.4 材料性質(zhì)

鋼結(jié)構(gòu)各部件均采用Q345B鋼材，涉及板件厚度有10 mm、12 mm、14 mm及20 mm四種，根據(jù)《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975?1998)[22]板件試樣規(guī)定進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件設(shè)計(jì)[23]，每種試件制作3個(gè)試樣，使用萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)試樣進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，板件力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果如表3，本試驗(yàn)鋼材屈服應(yīng)變?nèi)?800 με。

表3 標(biāo)準(zhǔn)板狀試樣拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 3 Material properties of standard plate coupons

2.5 測(cè)點(diǎn)布置與量測(cè)

2.5.1 荷載

試驗(yàn)過程中的豎向荷載及水平荷載均由電液伺服作動(dòng)器內(nèi)部傳感器進(jìn)行測(cè)量。

2.5.2 螺栓預(yù)拉力測(cè)量

如圖9所示，箱形柱芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)平面純框架及減震框架標(biāo)準(zhǔn)柱座與上、下柱法蘭連接位置各設(shè)置2個(gè)量程為500 kN的壓力傳感器進(jìn)行測(cè)量高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力的變化。在減震框架中，為了使阻尼器具備良好的耗能能力，中間柱型摩擦阻尼器使用高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，如圖10所示，本試驗(yàn)中采用4個(gè)量程為300 kN的壓力傳感器對(duì)耗能螺栓進(jìn)行測(cè)量。

圖9 柱座螺栓測(cè)點(diǎn)布置Fig.9 Arrangement of measuring points for high-strength bolts at column base

圖10 摩擦阻尼器耗能螺栓測(cè)點(diǎn)布置Fig.10 Arrangement of measuring points for high-strength bolts on friction damper

2.5.3 位移測(cè)量

箱形柱芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)減震框架電阻位移計(jì)布置如圖11所示，東側(cè)和西側(cè)柱柱腳各設(shè)置1個(gè)量程為50 mm的位移計(jì)對(duì)柱腳滑移進(jìn)行測(cè)定，東側(cè)標(biāo)準(zhǔn)柱座上、下法蘭各布置1個(gè)量程為±25 mm的位移計(jì)對(duì)法蘭板位移進(jìn)行測(cè)量，在標(biāo)準(zhǔn)柱座中間高度位置的東側(cè)和西側(cè)分別設(shè)置2個(gè)和1個(gè)量程為±200 mm的位移計(jì)對(duì)結(jié)構(gòu)側(cè)向位移進(jìn)行量測(cè)。中間柱型摩擦阻尼器為位移型阻尼器，為了對(duì)不同加載情況、加載級(jí)別下阻尼裝置的滑移情況進(jìn)行量測(cè)，摩擦阻尼器的柱腳設(shè)量程位±50 mm位移計(jì)，兩側(cè)設(shè)置量程為±150 mm位移計(jì)2個(gè)。

圖11 減震框架電阻位移計(jì)布置示意圖Fig.11 Layout of resistance displacement parameter in damped frame

除中間柱型摩擦阻尼器位移計(jì)設(shè)置區(qū)域外，純框架電阻位移計(jì)的布置與減震框架一致。

2.5.4 應(yīng)變測(cè)量

如圖12所示，為了對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)域及主要構(gòu)件的應(yīng)變進(jìn)行監(jiān)測(cè)，減震框架的應(yīng)變片沿框架柱外部、框架梁翼緣和腹板、八邊形芯筒內(nèi)部、標(biāo)準(zhǔn)柱座截面周長(zhǎng)及柱座法蘭板、框架梁剪切板、框架梁梁內(nèi)外側(cè)蓋板平面進(jìn)行橫向及縱向布置，并在中間柱型摩擦阻尼器與框架梁節(jié)點(diǎn)域位置、中間柱翼緣及腹板環(huán)向、阻尼裝置平面范圍進(jìn)行應(yīng)變片布置。除中間柱型摩擦阻尼器應(yīng)變片布置區(qū)域外，純框架應(yīng)變片布置情況與減震框架一致。

圖12 減震框架應(yīng)變片布置示意圖Fig.12 Layout of strain gauges arrangement of damped frame

2.6 加載制度

為研究純框架及減震框架在大變形情況下的力學(xué)性能，對(duì)2榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周往復(fù)荷載作用下結(jié)構(gòu)性能研究。擬靜力試驗(yàn)通過MTC電液伺服加載系統(tǒng)進(jìn)行控制，參考FEMA350[24]，通過控制層間位移角對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周往復(fù)加載。加載歷程如圖13所示：① 0.003 75 rad，2個(gè)循環(huán)；② 0.005 rad，2個(gè)循環(huán)；③ 0.0075 rad，2個(gè)循環(huán)；④ 0.01 rad，2個(gè)循環(huán)；⑤ 0.015 rad，2個(gè)循環(huán)；⑥ 0.02 rad，2個(gè)循環(huán)；⑦ 0.03 rad，2個(gè)循環(huán)；⑧ 0.04 rad，2個(gè)循環(huán)。

圖13 靜力推覆加載歷程Fig.13 Loading history of static pushover

3 試驗(yàn)現(xiàn)象

擬動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)束以后，除平面純框架的東柱南側(cè)柱腳及減震框架東柱西側(cè)柱腳開始進(jìn)入塑性外，兩榀框架其他典型部位均未有塑性產(chǎn)生，兩榀框架整體結(jié)構(gòu)均保持彈性狀態(tài)。純框架和減震框架在擬靜力試驗(yàn)過程中，除框架梁軸向變形外，各拼接位置均保持完好，無變形、翹曲或板件屈曲的現(xiàn)象出現(xiàn)。水平位移達(dá)到彈塑性位移角限值0.02 rad(1/50)前，兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)各典型構(gòu)件均保持完好，結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)，無明顯現(xiàn)象產(chǎn)生。減震框架0.04 rad(1/25)時(shí)結(jié)構(gòu)整體照片如圖14，層間位移角為0.02 rad(1/50)～0.04 rad(1/25)時(shí)，兩榀試驗(yàn)框架標(biāo)準(zhǔn)柱座節(jié)點(diǎn)及柱腳變形情況如圖15～圖16所示。通過試驗(yàn)現(xiàn)象對(duì)比可知，當(dāng)層間位移角為0.02 rad(1/50)時(shí)，純框架及減震框架節(jié)點(diǎn)、節(jié)點(diǎn)域和柱腳均無明顯現(xiàn)象；當(dāng)層間位移角達(dá)到0.03 rad(1/33)時(shí)，純框架東柱柱腳東側(cè)發(fā)生輕微屈曲、法蘭板無明顯變形及翹曲，減震框架因中間柱型摩擦阻尼器摩擦耗能主體結(jié)構(gòu)柱腳保持完好；當(dāng)層間位移角加大到0.04 rad(1/25)時(shí)，純框架柱發(fā)生微小扭轉(zhuǎn)，梁端彎矩增大致使節(jié)點(diǎn)上法蘭板輕微翹曲，柱腳屈曲現(xiàn)象比較明顯，減震框架柱腳東側(cè)發(fā)生輕微屈曲、噴漆表面皺褶，其他典型位置未見明顯變形及損傷，主體結(jié)構(gòu)保持完好。

圖14 層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)結(jié)構(gòu)整體照片F(xiàn)ig.14 Test photograph of test structure for inter-story drift ratio of 0.04 rad (1/25)

圖15 不同層間位移角下兩榀框架標(biāo)準(zhǔn)柱座節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.15 Test photos of standard column base joints of both frames under different inter-story drifts

圖16 不同層間位移角下兩榀框架柱腳試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.16 Test photograph of column base of both frames under different inter-story drifts

4 試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

4.1 滯回曲線、骨架曲線及耗能情況

等效粘滯阻尼系數(shù)、各加載級(jí)耗能比、累積耗能比均列于表4，由圖17滯回曲線及圖18等效粘滯阻尼系數(shù)曲線可知，在0.003 75 rad(1/267)～0.005 rad(1/200)時(shí)，兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)整體保持彈性狀態(tài)，等效粘滯阻尼系數(shù)較為接近，彈性應(yīng)變能提供結(jié)構(gòu)耗能。當(dāng)層間位移角為0.005 rad(1/200)時(shí)，減震框架的中間柱型摩擦阻尼器在加載過程中克服其最大靜摩擦力而開始滑移，當(dāng)層間位移角為0.01 rad(1/100)時(shí)純框架柱腳開始產(chǎn)生塑性；至層間位移角為0.015 rad(1/67)時(shí)減震框架柱腳開始出現(xiàn)塑性，純框架主要通過塑性應(yīng)變進(jìn)行耗能，減震框架與摩擦阻尼器一同耗能。當(dāng)達(dá)到鋼結(jié)構(gòu)彈塑性位移角限值0.02 rad(1/50)時(shí)，兩榀框架試驗(yàn)結(jié)構(gòu)滯回特性已明顯形成，呈雙線性。0.04 rad(1/25)時(shí)兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的滯回曲線均較為飽滿、對(duì)稱，并且沒有承載力降低的現(xiàn)象。由此可知在大變形情況下，兩榀試驗(yàn)框架等效粘滯阻尼系數(shù)均呈類二次函數(shù)增長(zhǎng)，而阻尼器提供的摩擦阻尼與減震框架結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展共同耗能，使減震框架整體結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展緩慢，結(jié)構(gòu)承載力提高，耗能機(jī)制更為合理。

表4 等效粘滯阻尼系數(shù)、各加載級(jí)耗能比、累積耗能比Table 4 Equivalent viscous damping coefficient, energy dissipating ratio and accumulated energy dissipating ratio at various loading stages

圖17 低周往復(fù)荷載下試驗(yàn)結(jié)構(gòu)滯回曲線Fig.17 Hysteresis loops of test structure under low-cycle loading

圖18 等效粘滯阻尼系數(shù)曲線Fig.18 Equivalent viscous damping coefficients

由圖19骨架曲線可知，兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)正負(fù)向承載力對(duì)稱，減震框架的剛度及承載力始終大于純框架。層間位移在0.003 75 rad(1/133)之前兩榀框架骨架曲線基本呈線性增長(zhǎng)，均處于彈性狀態(tài)，當(dāng)達(dá)到0.0075 rad(1/133)時(shí)，由于阻尼器產(chǎn)生滑移使減震框架剛度有所下降但仍高于純框架剛度。當(dāng)層間位移角增加到0.01 rad(1/100)時(shí)，由于純框架柱腳開始產(chǎn)生塑性，骨架曲線增勢(shì)平穩(wěn)，割線剛度降低。當(dāng)層間位移角為0.01 rad(1/100)～0.02 rad(1/50)時(shí)減震框架柱腳塑性也逐漸發(fā)展，同時(shí)摩擦阻尼器滑移而出現(xiàn)剛度退化現(xiàn)象，使減震框架承載力增速減慢。當(dāng)增至0.04 rad(1/25)時(shí)，純框架柱腳屈曲較為明顯，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較大的變形，結(jié)構(gòu)承載力雖無降低但增勢(shì)趨于平緩，減震框架雖柱腳出現(xiàn)輕微屈曲但承載力仍保持增長(zhǎng)趨勢(shì)。

圖19 低周往復(fù)荷載下試驗(yàn)結(jié)構(gòu)骨架曲線Fig.19 Skeleton curve of test structure under low-cycle loading

通過對(duì)比分析可知在大變形情況下兩榀框架均具有良好的耗能能力和承載能力，但減震框架因具有更好的結(jié)構(gòu)特性及合理的耗能機(jī)制，相較于純框架其耗能能力更強(qiáng)，結(jié)構(gòu)承載力更高，塑性發(fā)展更加緩慢。

4.2 應(yīng)變變化

圖20～圖22及表5為平面純框架及減震框架在層間位移角為0.003 75 rad(1/267)～0.04 rad(1/25)時(shí)各典型部位的應(yīng)變值。由圖對(duì)比分析可知，當(dāng)層間位移角在0.01 rad(1/100)之前，純框架與減震框架試驗(yàn)結(jié)構(gòu)各典型部位均處于彈性狀態(tài)，且純框架柱腳應(yīng)變大于減震框架，而減震框架梁翼緣最大應(yīng)變大于純框架，這是由于中間柱型摩擦阻尼器的彎矩及剪力隨水平位移的增加而不斷增大，當(dāng)中間柱阻尼器克服最大靜摩擦力開始滑移時(shí)，彎矩及剪力隨即釋放，致使阻尼器與梁連接節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)變?cè)龃?。?dāng)層間位移角增至0.01 rad(1/100)時(shí)，純框架東柱東側(cè)柱腳應(yīng)變?yōu)?870.61 με，開始進(jìn)入塑性狀態(tài)，減震框架柱腳及主體結(jié)構(gòu)仍保持彈性，到層間位移角為0.015 rad(1/67)時(shí)減震框架柱腳開始進(jìn)入塑性，應(yīng)變?yōu)?583.25 με。當(dāng)層間位移角增至彈塑性位移角限值0.02 rad(1/50)時(shí)，純框架的東側(cè)柱腳應(yīng)變最大達(dá)到12 438.8 με，塑性發(fā)展較大，已完全進(jìn)入塑性狀態(tài)，而減震框架柱腳應(yīng)變僅為4074.11 με；兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)芯筒在與上下柱及柱座共同工作中分擔(dān)逐漸更多彎矩及剪力，對(duì)節(jié)點(diǎn)域形成保護(hù)，減震框架節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變值增速較純框架更為緩慢，最大值僅為602.3 με。層間位移角繼續(xù)增大，純框架及減震框架柱腳均因?yàn)橹p微扭轉(zhuǎn)而使南側(cè)柱腳塑性應(yīng)變發(fā)展較快，但由于中間柱型摩擦阻尼器隨滑移量的增加耗能增加，使得減震框架柱腳應(yīng)變遠(yuǎn)小于純框架。當(dāng)層間位移角為0.04 rad(1/25)時(shí)，純框架柱腳最大應(yīng)變約為減震框架柱腳最大應(yīng)變6倍，達(dá)到了28 261.1 με，減震框架柱腳進(jìn)入塑性并超過2倍屈服應(yīng)變；節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變分別僅為812.4 με和773.8 με，均保持彈性狀態(tài)。此加載級(jí)下，相較純框架，減震框架梁應(yīng)變較大，此時(shí)減震框架中間柱阻尼器滑移已接近最大值，加之柱腳塑性變形，阻尼器螺栓與孔壁發(fā)生了擠壓，滑移鎖定，累積在中間柱型阻尼器中的彎矩?zé)o法得到釋放，中間柱與長(zhǎng)梁節(jié)點(diǎn)域受力較大，應(yīng)變較高，相應(yīng)導(dǎo)致該區(qū)域長(zhǎng)梁下翼緣應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較快。

表5 不同加載級(jí)典型部位應(yīng)變峰值Table 5 Maximum strain of typical parts under different loadings

圖20 東柱南側(cè)柱腳應(yīng)變變化Fig.20 Strain variation of south side of east column base

圖21 東柱東側(cè)柱腳應(yīng)變變化Fig.21 Strain variation of east side of east column base

圖22 梁翼緣應(yīng)變變化Fig.22 Strain variation of beam flanges

通過對(duì)比分析可知，由于中間柱型摩擦阻尼器與減震框架梁連接節(jié)點(diǎn)處彎矩及剪力釋放使此處的應(yīng)變?cè)龃?，進(jìn)而導(dǎo)致減震框架梁翼緣最大應(yīng)變大于純框架，但中間柱型摩擦阻尼器摩擦耗能并為減震框架主體結(jié)構(gòu)提供一定的剛度，使其柱腳塑性發(fā)展較純框架更為緩慢。兩榀框架節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度及剛度均并未發(fā)生明顯削弱，芯筒的設(shè)置能夠有效保護(hù)節(jié)點(diǎn)域，滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”準(zhǔn)則。

4.3 柱拼接節(jié)點(diǎn)法蘭板滑移及螺栓預(yù)拉力損失

如圖23所示，對(duì)平面純框架和減震框架法蘭板滑移情況進(jìn)行對(duì)比。由圖可知，在擬靜力試驗(yàn)過程中兩榀試驗(yàn)框架上、下法蘭板最大滑移均非常小，當(dāng)層間位移角為0.02 rad(1/50)時(shí)，純框架和減震框架法蘭板最大滑移分別為1.38 mm和0.78 mm。當(dāng)層間位移角達(dá)到0.04 rad時(shí)，純框架及減震框架法蘭板最大滑移分別為2.30 mm和0.35 mm，純框架法蘭板滑移量均大于減震框架。在此過程中水平位移及豎向構(gòu)件輕微扭轉(zhuǎn)導(dǎo)致上下法蘭板相對(duì)滑移，兩榀框架芯筒最大應(yīng)變分別為1294.8 με和2439.9 με，由此可知芯筒與上下柱柱壁緊貼協(xié)同工作，分擔(dān)節(jié)點(diǎn)域處彎矩、剪力，對(duì)限制法蘭板相對(duì)滑移有較大貢獻(xiàn)，從而減緩節(jié)點(diǎn)域塑性發(fā)展。在整個(gè)擬靜力試驗(yàn)過程中，兩榀框架法蘭板最大滑移量分別僅為2.30 mm和1.21 mm，豎向構(gòu)件連接可靠。

圖23 柱座法蘭板滑移Fig.23 Slippage of column base flanges

純框架和減震框架10.9S M24高強(qiáng)螺栓的初始預(yù)拉力及最大損失值如表6所示，各加載級(jí)高強(qiáng)螺栓最大預(yù)拉力損失變化如圖24所示，當(dāng)層間位移角在0.015 rad(1/67)之前，兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)柱座高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失均較小，當(dāng)層間位移角為0.015 rad(1/67)時(shí)，純框架和減震框架試驗(yàn)結(jié)構(gòu)高強(qiáng)螺栓最大預(yù)拉力損失分別為1.21 kN(0.55%)和1.48 kN(0.67%)，當(dāng)層間位移角達(dá)到0.02 rad(1/50)時(shí)，純框架與減震框架高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失較上一級(jí)增速較快，最大分別為3.37 kN(1.51%)和2.43 kN(1.09%)。當(dāng) 層 間 位 移 角 為0.04 rad(1/25)時(shí)，兩榀框架高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失值達(dá)到最大，分別為8.87 kN(4.01%)、6.21 kN(2.80%)。通過對(duì)比分析可知，在整個(gè)試驗(yàn)過程中純框架柱座處高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失大于減震框架，遠(yuǎn)梁端高強(qiáng)螺栓力損失值均小于近梁端，這是由于梁端面內(nèi)彎曲使法蘭板有外張趨勢(shì)，加之法蘭板相對(duì)滑移，進(jìn)而節(jié)點(diǎn)連接處高強(qiáng)螺栓力發(fā)生損失。

圖24 高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力最大損失變化對(duì)比Fig.24 Preload variation of high-strength bolts under various loadings

表6 各加載級(jí)柱拼接節(jié)點(diǎn)高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力最大損失值Table 6 Maximum preload loss of high-strength bolts of column-column connection at various loading stages

5 大變形情況下中間柱型摩擦阻尼器工作機(jī)理分析

5.1 剛度貢獻(xiàn)及承載力分析

試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的剛度采用割線剛度Ki進(jìn)行分析，計(jì)算公式如下所示：

式中：Ki為第i級(jí)加載試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的割線剛度；Fi為第i級(jí)加載峰值點(diǎn)荷載值；Xi為第i級(jí)加載峰值點(diǎn)水平位移。

對(duì)平面純框架和減震框架的剛度退化情況進(jìn)行對(duì)比，如圖25和表7所示，兩榀框架結(jié)構(gòu)的初始剛度分別為27.17 kN/mm和40.3 kN/mm，減震框架初始結(jié)構(gòu)剛度較純框架提高了48.33%，中間柱型摩擦阻尼器為減震框架提供了約13.13 kN/mm的附加剛度。由圖表可知，在層間位移角為0.003 75 rad(1/267)～0.0075 rad(1/133)間兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的剛度正負(fù)向退化均不對(duì)稱，因?yàn)槌跏技虞d時(shí)存在構(gòu)件安裝誤差或構(gòu)件間摩擦滑移導(dǎo)致的輕微形變。在0.005 rad(1/200)時(shí)，減震框架的中間柱型摩擦阻尼器開始滑移導(dǎo)致剛度折減，故減震框架剛度退化較純框架快，但剛度始終大于純框架。層間位移角為0.0075 rad(1/133)時(shí)，純框架與減震框架最大剛度分別為22.09 kN/mm和30.23 kN/mm，減震框架剛度較純框架高36.85%。層間位移角在0.0075 rad(1/133)～0.02 rad(1/50)間，純框架柱腳等典型部位塑性不斷發(fā)展，而減震框架中間柱型摩擦阻尼器滑移量隨水平位移增大而增加，高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力持續(xù)損失，摩擦阻尼器抗側(cè)剛度不斷下降，減震框架的剛度退化速率大于純框架，但減震框架的剛度始終大于純框架。在0.02 rad(1/50)時(shí)，阻尼器為減震框架提供了約2.36 kN/mm的附加剛度，減震框架剛度提高17.73%。層間位移角繼續(xù)增大到0.03 rad(1/33)～0.04 rad(1/25)時(shí)，兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)剛度退化速率減緩并趨于一致，在0.04 rad(1/25)時(shí)，純框架柱腳完全進(jìn)入塑性，剛度退化嚴(yán)重，此時(shí)阻尼器為減震框架提供剛度2.83 kN/mm，較純框架提高34.98%。

圖25 剛度退化曲線Fig.25 Stiffness degradation curves

表7 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)各級(jí)最大剛度及剛度比Table 7 Stiffness and its ratio to initial stiffness under various loading stages

兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的承載力退化曲線如圖26所示，由圖可知試驗(yàn)初始時(shí)中間柱型阻尼器剛度變化對(duì)于減震框架結(jié)構(gòu)承載力的影響較為顯著。隨著試驗(yàn)結(jié)構(gòu)水平位移的增加，減震框架結(jié)構(gòu)承載力變化趨于穩(wěn)定，承載力退化慢于純框架，在大變形情況下減震框架具有更高承載能力。

圖26 承載力退化曲線Fig.26 Strength degradation of structures

5.2 耗能能力

5.2.1 中間柱型摩擦阻尼器滑移

減震框架中間柱型摩擦阻尼器在擬靜力試驗(yàn)過程中的滑移情況如圖27～圖32所示，圖33為不同加載級(jí)下摩擦阻尼器的正負(fù)向最大水平位移。當(dāng)層間位移角為0.003 75 rad(1/267)時(shí)，在摩擦阻尼器初始安裝誤差及微小位移結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形影響下，中間柱型摩擦阻尼器T形板西側(cè)露出，測(cè)得正負(fù)向加載下滑移量分別為3.42 mm及3.96 mm，實(shí)際摩擦阻尼器沒有產(chǎn)生滑移，僅提供剛度。當(dāng)層間位移角增大至0.005 rad(1/200)時(shí)，摩擦阻尼器克服其最大靜摩擦力開始滑移，正負(fù)向最大滑移量分別為4.24 mm和8.23 mm。當(dāng)層間位移角達(dá)到彈塑性位移角限值0.02 rad(1/50)時(shí)，正負(fù)向滑移幅度很大，分別為45.61 mm和56.53 mm，到0.04 rad(1/25)時(shí)，正負(fù)向滑移量已分別達(dá)到67.17 mm和75.87 mm，可以看出在整個(gè)試驗(yàn)過程中中間柱型摩擦阻尼器為減震框架提供附加剛度的同時(shí)進(jìn)行滑移耗能。

圖27 0.003 75 rad(1/267)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器滑移情況Fig.27 Slippage of middle column friction damper when displacement angle is 0.003 75 rad (1/267)

圖28 0.005 rad(1/200)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器滑移情況Fig.28 Slippage of middle column friction damper when displacement angle is 0.005 rad (1/200)

圖29 0.01 rad(1/100)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器滑移情況Fig.29 Slippage of middle column friction damper when displacement angle is 0.01 rad (1/100)

圖30 0.02 rad(1/50)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器滑移情況Fig.30 Slippage of middle column friction damper when displacement angle is 0.02 rad (1/50)

圖31 0.03 rad(1/33)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器滑移情況Fig.31 Slippage of middle column friction damper when displacement angle is 0.03 rad (1/33)

圖32 0.04 rad(1/25)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器滑移情況Fig.32 Slippage of middle column friction damper when displacement angle is 0.04 rad (1/25)

圖33 中間柱滑移量Fig.33 Strain variation of test sub-structure

5.2.2 高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力

中間柱型摩擦阻尼器螺栓采用10.9s M16高強(qiáng)螺栓，測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)4高強(qiáng)螺栓初始預(yù)拉力分別為120 kN、100 kN、119 kN、119 kN，螺栓在試驗(yàn)過程中的預(yù)拉力損失曲線如圖34所示。通過分析可知，0.003 75 rad(1/267)～0.005 rad(1/133)之間中間柱型摩擦阻尼器未產(chǎn)生滑移，螺栓預(yù)拉力基本未損失。在層間位移角為0.005 rad(1/133)時(shí)，預(yù)拉力最大損失10.94 kN，較初始預(yù)拉力降低9.12%。當(dāng)層間位移角達(dá)到0.0075 rad(1/133)時(shí)，最大預(yù)拉力降低出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)4為16.84 kN，主要是由于構(gòu)件加工及安裝存在誤差，水平位移變化之后摩擦阻尼器的接觸關(guān)系也會(huì)發(fā)生改變，從而導(dǎo)致螺栓預(yù)拉力也發(fā)生變化。這種因接觸關(guān)系的改變而造成的摩擦阻尼器高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力變化隨水平位移不斷增大而累積，高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失繼續(xù)增大，當(dāng)層間位移角達(dá)到彈塑性位移角限值0.02 rad(1/50)時(shí)，高強(qiáng)螺栓最大預(yù)拉力損失出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)1為42.68 kN，為初始預(yù)拉力的35.57%，最小預(yù)拉力損失出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)3為28.44 kN，為初始預(yù)拉力的23.90%。當(dāng)層間位移角增至0.04 rad(1/25)時(shí)，測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)4高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失分別為46.16 kN、78.01 kN、39.59 kN、97.70 kN，分別降低了初始預(yù)拉力的38.47%、78.01%、33.27%、82.10%，并且摩擦阻尼器西側(cè)高強(qiáng)螺栓的預(yù)拉力損失值遠(yuǎn)大于東側(cè)，這是因?yàn)榇藭r(shí)減震框架的柱腳塑性已充分發(fā)展，中間柱型摩擦阻尼器水平滑移量已達(dá)到限值，西側(cè)上下螺栓與長(zhǎng)孔孔壁發(fā)生了擠壓，導(dǎo)致西側(cè)螺栓預(yù)拉力的迅速降低。在整個(gè)試驗(yàn)過程中，中間柱型摩擦阻尼器具有良好的摩擦耗能機(jī)制，在大變形情況下阻尼器能夠保護(hù)主體結(jié)構(gòu)，延緩主要構(gòu)件的塑性發(fā)展。

圖34 中間柱高強(qiáng)螺栓預(yù)拉力損失Fig.34 Preload loss of high-strength bolts

5.2.3 中間柱型摩擦阻尼器耗能情況

對(duì)中間柱型摩擦阻尼器的阻尼力進(jìn)行計(jì)算，見下式：

式中：Fik為第i加載級(jí)下第k次循環(huán)加載平均阻尼力；fik為第i加載級(jí)下第k次循環(huán)加載阻尼裝置平均摩擦力；nf為接觸摩擦面數(shù)；μf為接觸面摩擦系數(shù)，本試驗(yàn)鋼板間夾設(shè)黃銅板，摩擦系數(shù)為0.34；NAve,ik為第i加載級(jí)下第k次循環(huán)加載接觸面平均壓力值；PAve,ik為第i加載級(jí)下第k次循環(huán)加載高強(qiáng)螺栓平均預(yù)拉力。

中間柱型摩擦阻尼器在擬靜力試驗(yàn)過程中的阻尼力-位移曲線如圖35所示。當(dāng)層間位移角為0.003 75 rad(1/267)～0.015 rad(1/167)時(shí)中間柱型摩擦阻尼器的阻尼力較為穩(wěn)定；當(dāng)層間位移角為0.02 rad(1/50)～0.04 rad(1/25)時(shí)，由于摩擦阻尼器的耗能螺栓預(yù)拉力有所損失，阻尼力有所下降；當(dāng)層間位移增加至0.04 rad(1/25)時(shí)，中間柱型摩擦阻尼器中的阻尼力達(dá)到最小為16.71 kN，為初始阻尼力的43.05%，仍可持續(xù)耗能。

圖35 阻尼力-位移曲線Fig.35 Damping force-displacement curve

計(jì)算在各加載級(jí)下摩擦阻尼器摩擦耗能，見下式：

式中：Wi為第i加載級(jí)下，中間柱型阻尼器摩擦耗能；Fik為第i加載級(jí)下第k次循環(huán)加載平均阻尼力； Δik為第i加載級(jí)下第k次循環(huán)加載滑移量。

通過滯回曲線及上式計(jì)算得到不同加載級(jí)下減震框架試驗(yàn)結(jié)構(gòu)及中間柱型摩擦阻尼器的耗能，如表8所示。在層間位移角為0.0075 rad(1/133)，中間柱型摩擦阻尼器未滑動(dòng)，減震框架各構(gòu)件間錯(cuò)動(dòng)協(xié)調(diào)及阻尼器安裝誤差滑移耗散能量。阻尼器在層間位移角為0.05 rad(1/200)時(shí)開始滑移，摩擦耗能占結(jié)構(gòu)總耗能的71.3%。在層間位移角0.0075 rad(1/133)～0.01 rad(1/100)間，阻尼器螺栓預(yù)拉力損失較大，導(dǎo)致阻尼器耗能占比降低較大。當(dāng)層間位移角增加至0.02 rad(1/50)～0.04 rad(1/25)時(shí)，阻尼器摩擦耗能分別占整體結(jié)構(gòu)耗能的20.6%、14.1%、5.9%。螺栓預(yù)拉力在加載后期因與孔壁的碰撞或擠壓發(fā)生損失，使中間柱型摩擦阻尼器摩擦耗能能力下降，至加載結(jié)束，摩擦阻尼器仍可為試驗(yàn)結(jié)構(gòu)提供約5.9%的耗能。

表8 試驗(yàn)結(jié)構(gòu)及中間柱型阻尼器耗能Table 8 Dissipated energy of test structure and intermediate column with friction dampers

6 結(jié)論

通過對(duì)芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)框架及其減震框架擬靜力試驗(yàn)研究，對(duì)比分析兩榀試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的滯回性能、應(yīng)變變化、剛度退化、耗能情況、螺栓預(yù)拉力損失及柱座法蘭滑移情況，研究芯筒式雙法蘭剛性連接節(jié)點(diǎn)框架及其減震框架的力學(xué)性能差異及中間柱型摩擦阻尼器的作用，得到以下結(jié)論：

(1)在層間位移角0.005 rad(1/200)之前，純框架和減震框架整體均保持彈性狀態(tài)，兩榀框架柱腳分別在層間位移角為0.01 rad(1/100)和0.015 rad(1/67)時(shí)開始產(chǎn)生塑性，滯回環(huán)均已形成；當(dāng)層間位移角為0.02 rad(1/50)時(shí)，兩框架滯回環(huán)逐步發(fā)展，呈雙線性，純框架柱腳最大應(yīng)變遠(yuǎn)大于減震框架柱腳，

已完全進(jìn)入塑性狀態(tài)；當(dāng)0.04 rad(1/25)時(shí)，兩框架滯回環(huán)更加飽滿且減震框架滯回包圍面積大于純框架，純框架柱腳最大應(yīng)變約為減震框架柱腳最大應(yīng)變6倍。

(2)減震框架初始結(jié)構(gòu)剛度較純框架提高48.33%，當(dāng)層間位移角為0.005 rad(1/200)時(shí)，減震框架剛度較純框架提高36.53%，中間柱型摩擦阻尼器開始摩擦耗能，占結(jié)構(gòu)總耗能的71.3%；當(dāng)達(dá)到鋼結(jié)構(gòu)彈塑性位移角限值0.02 rad(1/50)時(shí)，減震框架剛度提高17.73%，阻尼器摩擦耗能占整體結(jié)構(gòu)耗能的20.6%；在層間位移角為0.04(1/25)時(shí)，減震框架剛度提高34.98%，阻尼器仍可為試驗(yàn)結(jié)構(gòu)提供約5.9%的耗能。

(3)在層間位移角為0.02 rad(1/50)時(shí)，純框架及減震框架柱座法蘭板滑移量分別為1.38 mm和0.78 mm，螺栓預(yù)拉力最大降低分別為1.51%和1.09%；加載至層間位移角0.04 rad(1/25)時(shí)，節(jié)點(diǎn)螺栓預(yù)拉力最大降低分別為4.01%和2.80%，兩榀框架節(jié)點(diǎn)域均保持彈性狀態(tài)；整個(gè)試驗(yàn)過程中純框架及減震框架柱座法蘭最大滑移分別僅為2.30 mm和1.21 mm，節(jié)點(diǎn)均具有明顯剛性特征和良好抗震性能，且減震框架節(jié)點(diǎn)抗震性能優(yōu)于純框架。

(4)在大變形情況下中間柱型摩擦阻尼器為減震框架提供一定的附加剛度并進(jìn)行摩擦耗能，工作機(jī)制良好，減震框架抗震性能更優(yōu)，結(jié)構(gòu)特性更加合理。兩榀框架豎向構(gòu)件連接可靠，芯筒的設(shè)置能夠有效保護(hù)節(jié)點(diǎn)域，實(shí)現(xiàn)剛性連接，保證“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)、弱構(gòu)件”設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。