李成玉，王義龍，吳東平

（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）

引言

傳統(tǒng)框架結(jié)構(gòu)的柱端連接區(qū)域在地震作用下可能會出現(xiàn)塑性鉸［1］。歷次地震表明：柱端出現(xiàn)塑性損傷和變形可能導(dǎo)致建筑修復(fù)困難或無法修復(fù)［2］。為減少結(jié)構(gòu)損傷，降低地震帶來的次生影響，眾多學(xué)者提出損傷控制的抗震設(shè)計。其中在結(jié)構(gòu)關(guān)鍵部位設(shè)置摩擦機制消耗地震能量，是減輕主體結(jié)構(gòu)破壞的有效方式之一［3］。

在柱腳節(jié)點中設(shè)置摩擦機制耗能已受到國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。BORZOUIE等［4］設(shè)計了一種滑移摩擦柱腳節(jié)點，試驗證明該滑移摩擦節(jié)點具有與傳統(tǒng)連接節(jié)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(xiàn)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(yīng)用于搖擺柱腳節(jié)點，提高了柱腳節(jié)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(chǔ)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(gòu)件可被快速更換；FREDDI等［8］在柱腳節(jié)點周圍設(shè)置與基礎(chǔ)底板連接的摩擦板，柱腳搖擺時摩擦板滑動耗散能量，實現(xiàn)了無損或低損的目的；ZHANG等［9］在柱腳腹板與基礎(chǔ)連接區(qū)域設(shè)置AFC（Asymmetric Friction Connection，AFC），柱端滑移時，柱腹板與摩擦板產(chǎn)生相對滑移實現(xiàn)了摩擦耗能。

基于現(xiàn)有研究，在結(jié)構(gòu)中設(shè)置摩擦機制能有效保護(hù)柱腳主體結(jié)構(gòu)，降低柱腳損傷。但在節(jié)點域外設(shè)置阻尼器會增加裝配難度，不利于地震后的拆卸和修復(fù)。為簡化柱腳節(jié)點構(gòu)造，方便結(jié)構(gòu)制作和安裝，在保證結(jié)構(gòu)承載力的同時，實現(xiàn)對結(jié)構(gòu)的保護(hù)和震后的快速修復(fù)，提出一種L形連接件滑移摩擦柱腳節(jié)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(jié)點模型，分析結(jié)構(gòu)中設(shè)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(shè)置加勁肋等因素對節(jié)點抗震性能的影響。

1 節(jié)點構(gòu)造與工作機制

L形連接件滑移摩擦柱腳節(jié)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(shè)置填充板的典型柱腳節(jié)點。柱直接放置在基礎(chǔ)底板上，根據(jù)節(jié)點轉(zhuǎn)動軌跡，在柱翼緣開設(shè)長槽孔，腹板開設(shè)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(fā)生擠壓；L形連接件和填充板均有內(nèi)和外兩種構(gòu)造形式，開設(shè)標(biāo)準(zhǔn)孔，分別放置于柱翼緣內(nèi)和外兩側(cè)，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(chǔ)底板之間預(yù)留空隙，消除柱滑移時受拉側(cè)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(chǔ)底板連接固定；腹板摩擦板開設(shè)標(biāo)準(zhǔn)孔，放置在柱腹板兩側(cè)，通過高強螺栓與之緊密貼合，摩擦板底端與基礎(chǔ)底板焊接固定。

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

該柱腳節(jié)點通過鋼柱與連接構(gòu)件及高強螺栓之間產(chǎn)生的摩擦力傳遞荷載，當(dāng)柱端受到從左到右順時針轉(zhuǎn)動的外力作用時，柱會發(fā)生繞其右側(cè)柱底翼緣的轉(zhuǎn)動中心轉(zhuǎn)動，左側(cè)連接件表現(xiàn)為受拉，右側(cè)連接件受彎，柱端傳遞的彎矩小于摩擦彎矩閾值時，節(jié)點表現(xiàn)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(cè)連接件出現(xiàn)相對滑移。如果節(jié)點轉(zhuǎn)動方向相反，柱會發(fā)生繞左側(cè)柱底翼緣轉(zhuǎn)動中心轉(zhuǎn)動，右側(cè)連接件表現(xiàn)為受拉，左側(cè)連接件受彎。

2 有限元模型

2.1 模型幾何尺寸

為研究結(jié)構(gòu)中設(shè)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(shè)置加勁肋對節(jié)點性能的影響，設(shè)計了12個柱腳節(jié)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(jié)點，HR-20-S為HOU等［10］設(shè)計的柱腳節(jié)點，旨在通過對比分析L形連接件滑移摩擦節(jié)點的優(yōu)勢及其影響因素，柱腳節(jié)點的主要參數(shù)見表1。典型柱腳節(jié)點的詳細(xì)尺寸如圖2所示。

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

圖2 節(jié)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(gòu)件均采用實體單元（C3D8R）建模，模型網(wǎng)格選用結(jié)構(gòu)化劃分法，并對關(guān)鍵部位加密。柱、連接構(gòu)件和高強螺栓參考HOU等［10］測定的數(shù)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(shù)值，材料本構(gòu)參數(shù)見表2。構(gòu)件連接區(qū)域均設(shè)置接觸關(guān)系，接觸采用“面-面”接觸，法向為“硬”接觸（Hard），切向為“罰函數(shù)”，鋼-鋼之間摩擦系數(shù)設(shè)為0.35，鋼-鋁之間摩擦系數(shù)設(shè)為0.37［3］，螺桿與螺栓孔壁的摩擦系數(shù)設(shè)為0；焊接部位簡化為綁定約束；將基礎(chǔ)底板設(shè)置成剛性體，消除受力過程中底板變形對節(jié)點性能的影響。

表2 材料本構(gòu)參數(shù)Table 2 Material Properties

節(jié)點的模型如圖3所示，將模型基礎(chǔ)底板設(shè)置為固定約束，連接件與柱連接區(qū)域的螺栓預(yù)緊力約90 kN，約為10.9級M20高強螺栓的標(biāo)準(zhǔn)預(yù)緊力的60%［12］；連接件與基礎(chǔ)底板相連的螺栓，其預(yù)緊力為155 kN；考慮受力過程中螺栓預(yù)緊力的損失，預(yù)緊力施加完畢后，將螺栓設(shè)定修改為固定在當(dāng)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(guī)范AISC（358-16）［13］規(guī)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(fù)荷載，加載制度如圖4所示。

圖3 節(jié)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(jié)點進(jìn)行驗證，有限元模型建模參照2.2節(jié)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(jié)果，如圖5（a）-圖5（b）所示，左側(cè)角鋼轉(zhuǎn)角區(qū)域出現(xiàn)變形，水平肢與基礎(chǔ)底板存在明顯縫隙，右側(cè)角鋼轉(zhuǎn)角區(qū)域應(yīng)力較高，已進(jìn)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(nèi)，其中有限元的曲線更加飽滿和順滑?？傮w來看：有限元計算結(jié)果與試驗計算結(jié)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(shè)計的柱腳節(jié)點在HOU等［10］的基礎(chǔ)上增加連接件水平肢厚度，增加連接件豎肢區(qū)域的螺栓個數(shù)，在柱腹板兩側(cè)均設(shè)置摩擦板，柱翼緣開設(shè)長槽孔，增設(shè)內(nèi)連接件，以減少連接件的塑性變形，提高節(jié)點的承載力，通過柱與連接件的相對滑移實現(xiàn)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(jié)點的性能及優(yōu)勢，選取HW200-2、HR-20-S與JD6進(jìn)行對比，節(jié)點模型的具體參數(shù)見2.1節(jié)。

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(yīng)力云圖如圖6所示。如圖6（a）所示，模型HW200-2最大應(yīng)力區(qū)分布在受壓側(cè)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(yīng)力區(qū)域分布在角鋼轉(zhuǎn)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(yīng)力區(qū)分布在連接件轉(zhuǎn)角處。

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

模型HW200-2受壓側(cè)翼緣嚴(yán)重屈曲；模型HR-20-S的左側(cè)角鋼隨鋼柱出現(xiàn)明顯抬起，鋼柱未發(fā)生變形，角鋼出現(xiàn)較大塑性變形；模型JD6的鋼柱與連接件出現(xiàn)相對滑移，鋼柱未發(fā)生變形，連接件轉(zhuǎn)角出現(xiàn)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(xiàn)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(jìn)行在0.2軸壓比工況下的低周往復(fù)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(xiàn)明顯退化，滯回性能最好。HW200-2的滯回曲線顯示節(jié)點承載力退化嚴(yán)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(xiàn)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(xiàn)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(dá)峰值點后，未出現(xiàn)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(xiàn)明顯退化，在受力過程中，損傷主要集中在連接構(gòu)件上，主體構(gòu)件基本保持彈性。

4 節(jié)點受力性能

4.1 柱腳節(jié)點滑移

各模型在受力過程中出現(xiàn)相似的滑移現(xiàn)象，本文給出了模型JD6在不同轉(zhuǎn)角下的滑移現(xiàn)象，如圖10所示，來說明節(jié)點的滑移性能。當(dāng)水平位移加載至14 mm（1%rad）時，模型未出現(xiàn)明顯的相對滑移現(xiàn)象，受拉側(cè)的柱端與連接件表現(xiàn)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(cè)柱端與連接件出現(xiàn)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(fù)位至0 mm（0 rad）時，柱未完全復(fù)位，柱端殘余位移約為1 mm。當(dāng)水平位移加載反向后，節(jié)點轉(zhuǎn)動中心移至原受拉側(cè)柱底翼緣，柱出現(xiàn)相似的滑移現(xiàn)象。

圖10 柱腳節(jié)點不同位移下的滑動狀態(tài)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(fù)向?qū)ΨQ的弓形，承載力首先迅速上升，增至峰值，隨后維持穩(wěn)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(jié)點的摩擦力和軸壓荷載的聯(lián)合作用，水平位移在0至Δimax階段，當(dāng)柱端承受的荷載達(dá)到起滑荷載后，柱底出現(xiàn)滑移現(xiàn)象；柱復(fù)位時，柱僅需克服摩擦力的約束作用即可出現(xiàn)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(chǔ)上在柱翼緣與連接件之間設(shè)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(wěn)。說明設(shè)置填充板能有效改善節(jié)點的滯回性能，后面的所有模型均設(shè)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(fā)現(xiàn)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(fù)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(fā)現(xiàn)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(xiàn)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(fā)現(xiàn)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(fù)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(chǔ)上設(shè)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(shù)：屈服荷載Py、屈服位移Δy、峰值荷載Pmax、模型破壞時的所對應(yīng)的極限位移Δu、延性系數(shù)u和塑性轉(zhuǎn)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(fù)向屈服位移均在13 mm左右，承載力到達(dá)屈服荷載后，緩慢增至峰值，隨后維持穩(wěn)定。

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

如圖12（a）所示，JD6在JD1的基礎(chǔ)上設(shè)置了填充板，其承載力更穩(wěn)定，未出現(xiàn)明顯退化。設(shè)置了填充板的模型，其延性系數(shù)均在6以上，塑性轉(zhuǎn)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(dāng)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(shè)置加勁肋后，模型的承載力增加。設(shè)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(shù)反映。各模型的摩擦耗能、總耗能及能量耗散系數(shù)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(biāo)Table 4 Energy dissipation indices of specimens

JD6在JD1基礎(chǔ)上設(shè)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(shè)置填充板能有效改善節(jié)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(fā)現(xiàn)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(fā)現(xiàn)隨著水平肢厚度增加，模型的摩擦耗能增加。JD10在JD6的基礎(chǔ)上設(shè)置了加勁肋，發(fā)現(xiàn)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(fù)向退化規(guī)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(xù)，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(chǔ)上設(shè)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(yīng)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(chǔ)上設(shè)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(shè)置填充板的基礎(chǔ)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(fù)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(yīng)合理設(shè)置連接件的兩肢厚度。

4.6 塑性應(yīng)變累積

圖15為模型JD6的等效塑性應(yīng)變（PEEQ）分布云圖，顏色越深、數(shù)值越大說明塑性應(yīng)變累積越大。模型的塑性應(yīng)變主要分布在連接件的轉(zhuǎn)角區(qū)域，其中外連接件的塑性應(yīng)變高于內(nèi)連接件，柱底翼緣區(qū)域也出現(xiàn)塑性應(yīng)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(fā)生在連接件上，證明該節(jié)點能有效降低柱的損傷，保護(hù)了主體構(gòu)件。

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

5 結(jié)論

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

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

（2）該柱腳節(jié)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(shè)置填充板，可減輕節(jié)點承載力的退化，增強節(jié)點的轉(zhuǎn)動性能，提高節(jié)點的摩擦性能，減少構(gòu)件的塑性損傷。

（3）柱腳節(jié)點的承載力和復(fù)位性能隨著軸壓比的增加而提高；軸壓比為0.3時，節(jié)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(jié)點的承載力。節(jié)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(shè)置得過薄或過厚，會提高節(jié)點的塑性耗能，使構(gòu)件損傷加劇。故要合理設(shè)置連接件尺寸。

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