李成玉，胡艷平，王軍潔，賀東兵，陳焰周

（1.武漢科技大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院，湖北武漢 430065；2.武漢科技大學(xué)高性能工程結(jié)構(gòu)研究院，湖北武漢 430065；3.中南建筑設(shè)計(jì)院股份有限公司，湖北武漢 430071）

引言

為了在地震作用時(shí)形成整體失效模式，傳統(tǒng)鋼框架結(jié)構(gòu)通常以“強(qiáng)柱弱梁”作為損傷控制機(jī)制［1］。然而由于眾多因素的影響，框架結(jié)構(gòu)更多的是形成柱鉸與梁鉸同時(shí)存在的“混合鉸機(jī)制”［2］。美國鋼結(jié)構(gòu)建筑抗震規(guī)范認(rèn)為［3］：應(yīng)從系統(tǒng)角度看待“強(qiáng)柱弱梁”機(jī)制，允許混合鉸機(jī)制的存在。日本的桑村仁等建議應(yīng)從結(jié)構(gòu)整體出發(fā)考慮是否能形成整體型屈服機(jī)制，若設(shè)置“特別強(qiáng)大的柱”，可形成整體性失效機(jī)制。徐培蓁等［4］驗(yàn)證了桑村仁的設(shè)想，即設(shè)置了“特別強(qiáng)大的柱”的框架結(jié)構(gòu)在地震作用下出現(xiàn)部分柱鉸，但其安全性不低于只允許出現(xiàn)梁鉸的框架結(jié)構(gòu)；MACRAE［5］提出了連續(xù)柱的概念，即連續(xù)柱沿結(jié)構(gòu)高度方向上提供豎向連續(xù)剛度，可有效防止結(jié)構(gòu)產(chǎn)生薄弱層破壞；QU等［6］研究表明：當(dāng)在框架結(jié)構(gòu)中設(shè)置的連續(xù)柱具有足夠的剛度時(shí)，無論是柱鉸機(jī)制還是梁鉸機(jī)制，均能有效提高框架結(jié)構(gòu)在地震作用下的抗倒塌性能。

柱端塑性鉸的形成，導(dǎo)致柱承載力損失和軸向縮短，對結(jié)構(gòu)的抗震穩(wěn)定性能產(chǎn)生嚴(yán)重的影響，從而引起結(jié)構(gòu)發(fā)生薄弱層破壞。ELKADY等［7］討論了循環(huán)加載下的10個(gè)全尺寸鋼柱試驗(yàn)結(jié)果，鋼柱在循環(huán)荷載作用下的塑性變形和屈曲所致的軸向縮短是結(jié)構(gòu)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(jìn)行研究，鋼柱的破壞主要是柱的軸向縮短引起。在結(jié)構(gòu)中采用摩擦連接是降低結(jié)構(gòu)構(gòu)件塑性損傷的有效方式之一；POPOV等［9］開發(fā)了一種稱之為旋轉(zhuǎn)槽孔螺栓連接，并將其應(yīng)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(diǎn)鋼材的連接組件，利用組件之間的摩擦來避免主體結(jié)構(gòu)過早進(jìn)入塑性階段；LATOUR等［11］提出了一種新型的帶摩擦阻尼器和復(fù)位螺紋桿的蓋板柱腳節(jié)點(diǎn)，適當(dāng)施加預(yù)應(yīng)力，螺紋桿能夠作為彈性彈簧工作，將連接恢復(fù)到初始配置；袁一凡等［12］提出了一種可以抬起的柱腳節(jié)點(diǎn)，在柱腳處設(shè)置摩擦耗能阻尼器，通過高強(qiáng)螺栓施加預(yù)緊力，使鋼板件產(chǎn)生摩擦力，在罕遇地震作用下，柱腳處摩擦阻尼器產(chǎn)生滑移摩擦，降低了結(jié)構(gòu)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(chǎn)生的摩擦力對抗震試驗(yàn)的影響，并發(fā)展了去除摩擦力的方法。

我國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011-2010）［14］和美國鋼結(jié)構(gòu)建筑抗震規(guī)范均有明確條款表示［3］，如果鋼框架結(jié)構(gòu)的柱軸壓比小于0.4，則可不遵守“強(qiáng)柱弱梁”規(guī)則。對于中低層輕型鋼結(jié)構(gòu)，柱軸壓比一般不超過0.3［15］，結(jié)合已有研究，為實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的低損傷整體型失效模式，課題組融合連續(xù)柱概念、柱鉸耗能機(jī)制和滑移摩擦耗能節(jié)點(diǎn)等抗震新技術(shù)，從系統(tǒng)層次上構(gòu)建內(nèi)置連續(xù)柱的柱端滑移摩擦節(jié)點(diǎn)鋼框架結(jié)構(gòu)體系，如圖1所示。蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)在地震作用下通過滑移摩擦來耗散地震能量，將結(jié)構(gòu)的塑性損傷轉(zhuǎn)移到節(jié)點(diǎn)處的蓋板和摩擦板上，以達(dá)到主體構(gòu)件無損或低損的目的。同時(shí)該節(jié)點(diǎn)構(gòu)造簡單，裝拆方便，震后僅需更換節(jié)點(diǎn)處的蓋板和摩擦板，即可使結(jié)構(gòu)快速修復(fù)。本文研究了柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱的抗震穩(wěn)定性能。

圖1 試件模型示意圖Fig.1 Specimen model

1 柱腳節(jié)點(diǎn)的工作原理

蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式如圖2所示。長鋼柱與短鋼柱通過蓋板和高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接。長鋼柱翼緣與腹板處分別開有滿足于節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)的長槽孔和大圓孔，短鋼柱的翼緣與腹板均開有標(biāo)準(zhǔn)圓孔，蓋板開孔與短鋼柱相同。為了使節(jié)點(diǎn)擁有更穩(wěn)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(jié)點(diǎn)不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)；在較大震作用下，長鋼柱會繞著另一側(cè)翼緣拼接處發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，長鋼柱與黃銅摩擦板之間形成滑動(dòng)摩擦力，從而實(shí)現(xiàn)滑移摩擦來消散地震能量。

圖2 蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)Fig.2 Cover plate slip friction joint

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件尺寸

H型鋼柱試件按照實(shí)際結(jié)構(gòu)的1/2進(jìn)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(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)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(gòu)成，由于框架柱一般在柱底1.25～1.85倍柱截面高度范圍內(nèi)形成塑性鉸［17］，結(jié)合螺栓群數(shù)量及構(gòu)造要求，短鋼柱的設(shè)計(jì)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(jié)點(diǎn)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(jié)點(diǎn)處采用10.9級M16高強(qiáng)度螺栓，螺栓兩端采用碟形墊圈防止螺栓松動(dòng)。

圖3 試驗(yàn)試件Fig.3 Test specimens

圖4 節(jié)點(diǎn)詳圖Fig.4 Joint details

2.2 材性試驗(yàn)

根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)》（GB/T228-2021）［18］的有關(guān)規(guī)定對型鋼的翼緣、腹板及蓋板進(jìn)行材性試驗(yàn)，結(jié)果見表1。

表1 試件材性參數(shù)表Table 1 Parameters of specimens

2.3 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)現(xiàn)場裝置如圖5所示。該試驗(yàn)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(yīng)傳遞到柱頂，鋼柱水平荷載通過與反力墻相連的作動(dòng)器施加，作動(dòng)器的最大行程為±150 mm，最大荷載為500 kN。作動(dòng)器通過4根直徑為36 mm的桿與L型梁相連。

圖5 試驗(yàn)裝置Fig.5 Test setup

2.4 加載方案

此次試驗(yàn)采用弦轉(zhuǎn)角控制加載，水平加載根據(jù)美國AISC抗震規(guī)范的規(guī)定［3］，加載制度如圖6所示。前三級加載均循環(huán)6個(gè)周期，第四級加載循環(huán)4個(gè)周期，第四級加載之后每級加載循環(huán)2個(gè)周期，加載至5%rad時(shí)停止加載。正式試驗(yàn)前，對試件進(jìn)行預(yù)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(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)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(fā)生明顯變化；加載到第四級（1%rad），柱頂左側(cè)翼緣處發(fā)生輕微屈曲；隨著加載的繼續(xù)，柱頂處的屈曲逐漸嚴(yán)重；加載到第五級（1.5% rad），柱腳翼緣處發(fā)生輕微屈曲；加載至第七級（3%rad），柱頂翼緣屈曲嚴(yán)重，腹板鼓曲嚴(yán)重；試驗(yàn)加載結(jié)束時(shí)的形態(tài)如圖7所示，柱端變形嚴(yán)重，鋼柱發(fā)生扭轉(zhuǎn)，試驗(yàn)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(fā)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(jié)點(diǎn)開始發(fā)生滑移轉(zhuǎn)動(dòng)；加載到第六級（2%rad）負(fù)向40 mm柱頂處節(jié)點(diǎn)開始正?；妻D(zhuǎn)動(dòng)；試件水平位移加載到第九級（5%rad）負(fù)向100 mm，停止加載，如圖8所示。加載過程中未觀察到鋼柱發(fā)生損傷變形。

圖8 試件C-2Fig.8 Specimen C-2

加載結(jié)束后，對柱腳處的蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)進(jìn)行拆卸，如圖9所示。鋼柱未發(fā)現(xiàn)損傷，翼緣蓋板有明顯的彎曲塑性變形，節(jié)點(diǎn)區(qū)域的柱翼緣和腹板表面附著有大量黃銅粉末。長鋼柱一側(cè)的黃銅摩擦板表面有著明顯劃痕，這是由于鋼柱經(jīng)過噴砂處理，表面存在微小的凸起，且鋼柱材質(zhì)較硬，黃銅材質(zhì)的摩擦板較軟，在螺栓預(yù)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(xiàn)為磨料磨損［19］。

圖9 蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)拆解圖Fig.9 Deformation modes of covered plate slip friction joint

3.2 試驗(yàn)結(jié)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?？梢钥吹剑涸嚰﨏-1的滯回曲線呈現(xiàn)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(xiàn)正負(fù)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(dá)到最大值；負(fù)向加載到第六級（2%rad），水平承載力達(dá)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(xiàn)退化現(xiàn)象。試件C-2滯回曲線呈現(xiàn)弓形，正負(fù)向?qū)ΨQ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(xù)加載至結(jié)束，水平承載力逐漸趨于穩(wěn)定。同級加載下，水平承載力無明顯退化，表現(xiàn)出良好的滯回性能。

圖10 試驗(yàn)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(huán)往復(fù)加載下，經(jīng)歷了彈性、彈塑性和塑形破壞3個(gè)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(jié)點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)之前呈直線上升趨勢，在節(jié)點(diǎn)發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)后，水平承載力逐漸趨于穩(wěn)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(gè)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(fā)生屈曲，試件C-2發(fā)生滑移，兩個(gè)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(wěn)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(gè)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(jié)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(jié)束，鋼柱變形過大，停止試驗(yàn)。

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(gè)試件進(jìn)行有限元分析。模型采用C3D8I實(shí)體單元進(jìn)行模擬，對螺栓孔以及節(jié)點(diǎn)處等應(yīng)力較大部位的網(wǎng)格進(jìn)行加密。鋼材為雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，材料的本構(gòu)關(guān)系取自材性試驗(yàn)，見表1。蓋板與鋼柱之間的接觸關(guān)系為切向摩擦接觸，摩擦系數(shù)為0.45，由摩擦試驗(yàn)得到。有限元模擬的邊界條件和加載制度與試驗(yàn)保持一致，荷載的施加順序與試驗(yàn)相同，依次對模型施加預(yù)緊力、集中荷載和低周往復(fù)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(yàn)結(jié)果和有限元模擬結(jié)果損傷形態(tài)對比。由圖可知：有限元模擬所得的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖14 試件試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比Fig.14 Comparison of test and numerial simulation result of specimens

試驗(yàn)與有限元模擬的滯回曲線對比結(jié)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(nèi)。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(yàn)一致。試件C-2有限元模擬的極限承載力略高于試驗(yàn)值，加載至后期，水平承載力趨于平穩(wěn)，與試驗(yàn)趨勢一致。說明有限元建模方法可用于柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱的抗震穩(wěn)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(jìn)行有限元模擬所得柱的軸向縮短曲線如圖16所示，提取點(diǎn)為鋼柱頂端中心點(diǎn)。由圖可知：模型C-1隨著加載級數(shù)的增加，柱的軸向縮短量快速增加，加載至結(jié)束時(shí)鋼柱的軸向縮短量為32 mm；模型C-2加載至5%rad時(shí)鋼柱的軸向縮短量僅為0.31 mm，柱端未出現(xiàn)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(wěn)定性造成的影響極為不利，而柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱基本未發(fā)生軸向縮短，可以有效保證鋼柱的的抗震穩(wěn)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(yīng)變累積分析

為進(jìn)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(jié)束時(shí)的等效塑性應(yīng)變云圖，為與試驗(yàn)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(xiàn)在柱頂翼緣；由圖18可知：鋼柱保持彈性狀態(tài)，翼緣外和內(nèi)蓋板的塑性損傷集中在中心區(qū)域，腹板蓋板的損傷較小。試件C-2的損傷僅出現(xiàn)在蓋板上，說明設(shè)置滑移摩擦節(jié)點(diǎn)可以實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)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(shù)分析

為了研究蓋板厚度對柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱的抗震性能的影響，以模型C-2為基礎(chǔ)，共設(shè)計(jì)了4個(gè)模型，模型的具體參數(shù)見表2。模擬的材料屬性與試驗(yàn)保持一致。

表2 模型基本參數(shù)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(fù)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(xiàn)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(xiàn)象明顯，模型C-5加載至后期的水平承載力退化現(xiàn)象較小。表明蓋板厚度的改變對柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)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(biāo)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(huán)往復(fù)加載下，模型C-3和模型C-4經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和塑形下降3個(gè)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(shè)蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)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(biāo)和能量耗散指標(biāo)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(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)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(jié)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?。患虞d至第四級（1%rad），各模型節(jié)點(diǎn)處產(chǎn)生滑移，主要通過摩擦為結(jié)構(gòu)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(xiàn)先增加后減小的趨勢，當(dāng)蓋板厚度從5 mm增加到6 mm時(shí)，總耗能增加7.14%，當(dāng)蓋板厚度從6 mm增加到8 mm，時(shí)，總耗能增加12.86%，當(dāng)蓋板厚度從8 mm增加到10 mm時(shí)，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(dá)到了80%～90%，可見設(shè)置該節(jié)點(diǎn)的構(gòu)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(yán)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(shù)值相差在5%以內(nèi)，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(nèi)，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(shè)置6 mm或8 mm。

4.4.2 應(yīng)力分析

模型的應(yīng)力發(fā)展趨勢較為相似，以模型C-2為例，模型C-2的柱受壓側(cè)翼緣和受拉側(cè)翼緣沿柱軸線方向的應(yīng)力云圖如圖23-24。由圖可知：當(dāng)節(jié)點(diǎn)處發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，柱受壓側(cè)翼緣在不同加載級下的應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，應(yīng)力主要集中在柱截?cái)嗑€以及最下排螺栓孔下側(cè)區(qū)域；柱受拉側(cè)翼緣隨著加載級的增加，短鋼柱處的應(yīng)力集中區(qū)域逐漸增加，長鋼柱處的應(yīng)力分布變化較小，加載至第九級（5% rad）第2循環(huán)最大位移時(shí)，應(yīng)力主要分布在短鋼柱翼緣最下排螺栓孔外側(cè)。

圖23 模型C-2柱翼緣受壓側(cè)應(yīng)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(cè)應(yīng)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(cè)翼緣外蓋板沿柱軸線方向的應(yīng)力云圖如圖25所示。由圖可知：加載至第四級（1%rad）第4循環(huán)最大位移時(shí)，翼緣外蓋板保持彈性狀態(tài)，應(yīng)力集中區(qū)域主要分布在柱截?cái)嗑€處；當(dāng)加載進(jìn)入第五級（1.5%rad）第1循環(huán)，外蓋板的中心區(qū)域開始進(jìn)入屈服狀態(tài)；加載至第九級（5%rad）第2循環(huán)最大位移時(shí)，外蓋板應(yīng)力分布由中間向兩邊延展，其塑性區(qū)域向下發(fā)展更為明顯。由滑移摩擦柱腳節(jié)點(diǎn)的工作原理可知：當(dāng)其力矩達(dá)到節(jié)點(diǎn)的起滑力矩后，此時(shí)長鋼柱段以翼緣受壓側(cè)的截?cái)嗑€為軸發(fā)生滑動(dòng)，長鋼柱翼緣受拉側(cè)與外蓋板緊密貼合，通過二者之間產(chǎn)生的摩擦進(jìn)行耗能，受拉側(cè)外蓋板的上部隨著柱一同轉(zhuǎn)動(dòng)，下部與固定在底座上的短鋼柱上端口發(fā)生鈑折作用。隨著加載的進(jìn)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(fā)生彎曲塑性變形，并在柱截?cái)嗑€與短鋼柱上的螺栓群之間發(fā)生抻拉作用。由于鈑折和抻拉作用的共同影響，造成受拉側(cè)翼緣外蓋板下部應(yīng)力增加，塑性區(qū)域向下發(fā)展明顯。

圖25 模型C-2受拉側(cè)外蓋板應(yīng)力云圖Fig.25 Stress cloud diagram of model C-2 outer cover plate

5 結(jié)論

本文對普通H型鋼柱和柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱的抗震穩(wěn)定性能進(jìn)行研究，主要得到以下結(jié)論：

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

（2）蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱的滯回曲線飽滿，極限承載力達(dá)到普通鋼柱極限承載力的90%，水平承載力無退化現(xiàn)象，且逐漸趨于平穩(wěn)，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(hù)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(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)抗震性能良好。

（3）由試驗(yàn)結(jié)果和有限元模擬可知：柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱在低周往復(fù)循環(huán)加載作用下，試件達(dá)到了預(yù)期的滑移，鋼柱一直保持彈性狀態(tài)，損傷僅出現(xiàn)在翼緣蓋板，說明在柱端設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)可以實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的低損傷控制和滑移摩擦耗能。

（4）以蓋板厚度為參數(shù)對蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)H型鋼柱進(jìn)行有限元分析。結(jié)果表明：蓋板厚度的取值與鋼柱翼緣厚度有關(guān)，根據(jù)等厚原則，取內(nèi)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(jié)點(diǎn)的摩擦耗能，也使主體結(jié)構(gòu)得到有效保護(hù)，達(dá)到了預(yù)期的損傷控制。模型的摩擦耗能在總耗能中占比達(dá)到了80%～90%，表明設(shè)置蓋板式滑移摩擦節(jié)點(diǎn)構(gòu)件的耗能主要通過摩擦實(shí)現(xiàn)。