摩擦軟鋼節點阻尼器抗震及抗倒塌性能

王 凱， 王德斌*， 莫德秀， 張 皓

(1.大連交通大學土木工程學院， 大連 116028； 2. 大連理工大學建設工程學部， 大連 116024；3.沈陽建筑大學土木工程學院， 沈陽 110168)

傳統栓焊鋼質梁柱節點抗震性能相對較弱，極易發生不同程度的脆斷，進而造成結構破壞甚至倒塌，盡管該類型的梁柱節點破壞是可修復的，但因其造價高昂仍然會造成重大的經濟財產損失。美國焊接協會、聯合國科學咨詢委員會、美國聯邦應急管理署和鋼結構協會等[1-2]聯合研發設計出了多種新型耗能節點，并通過了大量試驗和數值仿真計算，其力學性能特點為：在地震作用下可以迫使塑性鉸發生區域遠離梁柱連接焊縫所處的節點核心區，這些節點可歸為2種類型：加強型節點和削弱型節點。

各國學者針對本國結構特點及其對應節點的具體形式開展了大量研究工作[3-5]，越來越多的新型耗能梁柱節點在實際工程中得到廣泛應用并取得了較好的社會經濟效益。Banisheikholeslami等[6]提出了一種新型耗能鋼梁柱節點，其耗能裝置結合了剪切條件下黏彈性材料進行摩擦耗能和彎曲變形條件下鋼棒進行彎曲耗能的雙重耗能特點，該節點能夠確保結構梁柱節點免于破壞或低損傷，同時具備附加剪切和彎曲耗能裝置易于更換、耗能能力強等優點。Feng等[7]設計了一種以梁上翼緣為轉動中心，下翼緣外側設置自復位耗能阻尼器，該節點形式能夠有效避免節點發生破壞，全部外荷載均由自復位耗能裝置承擔，節點表現出良好的旗幟型滯回特性，極大降低了震后節點的殘余變形。王萌等[8]采用高性能低屈服點鋼材代替傳統鋼材制作梁柱節點連接件，通過高強螺栓與主體結構連接，實現結構延性耗能及震后可更換功能。范家俊等[9]通過在梁端設置耗能鋼棒提出了一種用于裝配式框架結構的新型梁柱節點形式，該節點承載能力和耗能能力主要體現在耗能鋼棒的設計上，能夠有效避免節點發生破壞，確保地震作用下的耗能和損傷集中于耗能鋼棒之上。劉晨等[10]提出一種新型梁端削弱型鋼梁柱節點，通過數值分析結果表明，削弱后的耗能鋼板先于節點發生屈服，并且適當的削弱耗能板深度能夠增加節點延性，提高節點的抗震能力，實現塑性鉸外移的抗震需求，進而對梁柱節點起到保護作用。

現結合摩擦阻尼器與軟鋼阻尼器的耗能特點，提出一種簡單易于加工的新型摩擦軟鋼耗能梁柱節點阻尼器，將其布設于梁柱節點之間，基于多尺度分析方法實現對該節點及其平面鋼框架結構抗震性能的研究，并對其抗倒塌性能做進一步的研究。

1 節點設計

共設計6種鋼梁柱節點工況，其中一種為傳統栓焊鋼梁柱節點，編號為BCJ-1；其余5種工況均設有節點阻尼器，其中3種節點阻尼器軟鋼環向開孔厚度分別為5、10、15 mm，此3種工況的螺栓預緊力均為80 kN,編號分別為BCJ-2、BCJ-3、BCJ-4；2種是在阻尼器摩擦副板處施加不同螺栓預緊力分別為100 kN和150 kN，此2種工況的軟鋼環向開孔厚度均為5 mm，編號分別為BCJ-5、BCJ-6。試件BCJ-1～BCJ-6均采用相同材料制作，構件尺寸完全一致，其中鋼柱為方鋼管柱300 mm×300 mm×16 mm，鋼梁為H型鋼350 mm×175 mm×7 mm×11 mm，梁長3.0×103mm，鋼梁與鋼柱交界位置設有加勁板，其中試件BCJ-1詳細尺寸如圖1所示，除螺栓外所有材料均為Q235級鋼，螺栓為10.9級摩擦型高強螺栓M20，具體參數如表1所示。

表1 材料參數

圖1 無阻尼器節點示意圖Fig.1 The schematic diagram of no damper nodes

摩擦軟鋼阻尼器工作機理：通過設置于內部的摩擦鋼板及設在外側的中屈服點開孔曲板進行耗能，其中摩擦耗能部分通過與柱側端板固結的摩擦主板和固結于梁側端板的摩擦副板通過摩擦進行耗能，摩擦主板設有滑道，通過螺栓施加預緊力；中

屈服點軟鋼耗能則通過固結于梁側端板的兩片外扇形鋼板與摩擦副板之間的曲面中屈服點開孔鋼板發生變形進而達到屈服耗能的效果。摩擦主板外半徑為360 mm，內半徑為210 mm，板厚為15 mm，摩擦副板內外徑和主板保持一致，厚度取為12 mm，摩擦副板設有5個螺栓孔，可通過其施加預緊力；曲面中屈服點鋼板厚度為6 mm，節點阻尼器的構造示意圖如圖2所示。

圖2 阻尼器構造示意圖Fig.2 Schematic diagram of damper structure

2 有限元模型

基于ABAQUS軟件采用精細單元與粗糙單元之間界面耦合、變形協調的多尺度建模方法進行節點建模[11]。為使節點精細化區域梁截面與梁單元重合區域變形協調，精細單元部分與梁單元節點重合位置通過運動耦合連接實現共截面及變形協調，在耦合過程中與節點區域精細化建模截面重合的梁單元端點設為參考點，約束區域視為剛性。

節點核心區單元類型采用八節點三維實體減縮積分單元C3D8R，非節點核心區梁柱單元采用B31梁單元。其中鋼柱長為2.0×103mm,鋼梁多尺度區域長為2.25×103mm,節點核心區長為750 mm。節點核心區精細化部分材料選用ABAQUS材料庫中的理想彈塑性模型，梁單元部分材料本構模型結合有限元軟件ABAQUS的隱式算法，利用Shi等[12]提供的基于纖維模型的鋼筋材料iSteel01子程序進行模擬，其材料參數及本構關系(ε-σ)分別如表2及圖3所示。

表2 Isteel01材料參數

圖3 鋼材本構關系Fig.3 The constitutive relationship of steel

3 節點抗震性能

3.1 滯回曲線

基于前述建立的兩種鋼框架節點有限元模型，鋼柱兩端鉸接，鋼梁自由端施加往復荷載，采用位移控制的加載模式進行加載，加載制度如圖4所示，計算得到各種工況下的節點荷載-位移曲線如圖5所示。同時取力加載的第一個循環彈性數據進行線性擬合，取其斜率為節點的初始剛度，具體如表3所示。

圖4 位移-時間曲線Fig.4 The curve of displacement and time

圖5 滯回曲線對比情況Fig.5 The comparison of hysteresis curves

表3 有無阻尼器節點對比

從圖5可以看出，設有阻尼器的節點明顯比無阻尼器節點的滯回曲線更加飽滿，設有阻尼器節點的極限承載力明顯提高，其中BCJ-2、BCJ-3、BCJ-4的承載力相較于BCJ-1分別增加了47.01%、51.0%、54.43%。同時，由表3可以得出三種設有阻尼器的節點初始剛度分別比無阻尼器節點提高了23.67%、52.50%和57.06%。由于在研究分析BCJ-5、BCJ-6時發現施加完兩種預緊力后，兩者的滯回曲線與BCJ-2基本一致，通過提取兩者的滯回曲線發現兩種阻尼器節點的極限承載力分別為63.945 kN和63.958 kN，兩者僅相差0.02%；節點初始剛度均為0.815，故可以認為預緊力的大小對該阻尼器影響不大。

3.2 耗能能力

耗能能力是指彈塑性變形過程中消耗能量的能力。利用累計滯回耗能E(各封閉滯回環面積之和)和等效黏滯阻尼系數ξeq描述，即

(1)

式(1)中:ED為每周滯回環包含的能量;A為最大位移處割線剛度包含的面積。取不同工況下節點累計滯回耗能E和最大位移幅值對應的等效黏滯阻尼系數ξeq進行對比，具體如表4所示。

由表4數據可知，設有阻尼器的節點累計耗能E和等效黏滯阻尼系數均高于無阻尼器節點，其中BCJ-2、BCJ-3、BCJ-4的累計滯回耗能分別比BCJ-1增加了32.84%、37.07%、41.31%。等效黏滯系數分別提高了25.81%、32.26%、35.48%。可以看出，三種節點阻尼器均能顯著改善節點的耗能能力，其中環向開孔厚度為5 mm相較于其他兩種開孔厚度略差，最優開孔厚度為15 mm。同時，10 mm和15 mm開孔厚度的節點累計耗能和等效黏滯阻尼系數均相差不到3%，說明阻尼器的軟鋼環向開孔厚度不是越大耗能效果就越顯著，該厚度增加過大可能導致軟鋼區域屈服滯后，或無法屈服而導致其屈服耗能效果無法達到。

表4 各工況下的耗能性能

為更準確地分析阻尼器的受力變形情況，分析了當梁端位移加載至100 mm時的試件BCJ-2～BCJ-4阻尼器應力分布情況，如圖6所示。可以看出，當阻尼器位移達到100 mm時，阻尼器均達到了屈服強度值并發生明顯屈服，BCJ-3屈服分布范圍最廣，其應力最大值達到345 MPa。

圖6 阻尼器應力云圖Fig.6 Stress cloud diagram of the damper

4 耗能鋼框架地震響應分析

在研究節點阻尼器抗震性能的基礎上，進一步研究了簡單平面鋼框架結構的地震響應。同樣，采用多尺度建模方法，建立兩跨五層鋼框架，共設3種工況，其中工況一為無控結構，編號為GKJ-1，工況二和工況三分別為設有環向開孔厚度為5 mm和10 mm的摩擦軟鋼節點阻尼器的有控結構，其編號分別為GKJ-2和GKJ-3。結構各構件截面尺寸均與前述節點相同，跨度為6×103mm,層高為3.9×103mm，具體如圖7所示。樓面恒載為6.0 kN/m2，活載為3.0 kN/m2。抗震設防類別為丙類，所在地區抗震設防烈度為8度(0.2g)，場地類別為Ⅱ類，設計地震分組為第二組，場地特征周期為0.40 s。

圖7 鋼框架結構Fig.7 The frame structure of steel

3種工況均采用結構底部輸入水平方向埃而森特羅波(El-Centro)地震波，設置兩種加速度峰值進行地震動輸入，分別為0.2g和0.4g，地震動時程曲線如圖8所示。通過時程分析給出三種結構在地震荷載作用下的頂點位移、層間位移角和基底剪力時程曲線，分別如圖9和圖10所示。

圖8 EI-Centro加速度時程曲線Fig.8 The EI-Centro time course curve of acceleration

圖9 鋼框架頂點位移Fig.9 The vertex displacement of steel frames

圖10 有無阻尼器框架層間位移角對比Fig.10 The interlayer displacement angle comparison with or without damper frame

從圖9和圖10可以看出，設有節點阻尼器的框架結構頂點位移和層間位移角均低于無控框架，當加速度峰值為0.2g時，GKJ-2和GKJ-3比GKJ-1的頂點位移分別降低14.32%、17.56%，層間位移角最大值分別降低13.83%、16.90%；當加速度峰值為0.4g時，GKJ-2和GKJ-3比GKJ-1的頂點位移分別減少18.01%、25.19%，層間位移角最大值分別減小17.93%、20.19%。可見，罕遇地震作用下的節點阻尼器的減震效果更佳，此時節點阻尼器的屈服更佳充分。同時，通過分析數據可知無論地震加速度為0.2g還是0.4g，該新型摩擦軟鋼節點阻尼器對鋼框架結構的減震效果均比較顯著，其中GKJ-3減震效果優于GKJ-2。各工況下的基底剪力如圖11所示。

由圖11可知，無論地震加速度是在0.2g時還是0.4g時，有控框架的基底剪力均小于無控結構，當地震加速度為0.2g時，GKJ-2、GKJ-3的基底剪力比GKJ-1分別減小17.09%、20.03%；當地震加速度為0.4g時，GKJ-2、GKJ-3的基底剪力比GKJ-1分別減小18.49%、21.51%。因此，在框架結構中設置節點阻尼器可以有效提高結構的抗震性能。

圖11 基底剪力時程曲線Fig.11 Base shear time history curve

5 耗能鋼框架抗連續倒塌分析

5.1 靜力Pushdown分析

基于前述三種鋼框架，利用拆除構件法對結構進行靜力Pushdown分析[13]和非線性動力時程分析[14]。該框架結構尺寸及工況設置同前，選擇首層中柱進行拆除，如圖12所示，并采用集中力加載法進行靜力Pushdown倒塌過程分析。荷載組合公式為

N、V、M分別為中柱頂端受到的軸力、剪力和彎矩

P=1.2D+0.5L

(2)

式(2)中：D為恒荷載；L為活荷載。依據上述方法進行Pushdown分析得出結構荷載系數-位移曲線，如圖13所示。

圖13 不同框架結構Pushdown分析結果Fig.13 Pushdown analysis results of different frame structures

從非線性靜力Pushdown分析的位移-荷載系數關系可以看出，失效點發生相同變形條件下，有控結構在鋼框架施加的荷載要大于無控結構所需施加的荷載。同時，也可以看出有控結構的結構極限承載力與剛度均高于無控結構。可知在框架中設置該節點阻尼器可以改善結構的抗連續倒塌性能，其中GKJ-3比GKJ-2的抗倒塌性能更強。

5.2 非線性動力分析

在進行靜力Pushdown分析的基礎上，進行非線性動力倒塌過程分析，地震動仍然選用EI-Centro地震波，加速度峰值同樣取為0.2g和0.4g，得出拆除構件點豎向位移-時間曲線，如圖14所示。

圖14 不同框架結構非線性動力分析結果Fig.14 Nonlinear dynamic analysis results of different frame structures

由非線性動力分析結果可知，當施加地震波為0.2g時，移除首層中柱后，GKJ-1的失效點位移在0.1 s時達到最大值341.9 mm，衰減震動平衡位移為305.7 mm，最大振幅為36.2 mm；而GKJ-2和GKJ-3的失效點位移分別在0.16 s和0.18s時達到最大值，分別為154.9 mm和142.6 mm，其衰減震動平衡位移分別為124.8 mm和113.1 mm，最大振幅分別為30.1 mm和29.5 mm。可知GKJ-2和GKJ-3比GKJ-1的失效點豎向最大位移分別減小54.70%、58.29%。GKJ-2和GKJ-3比GKJ-1失效點的豎向平衡位移分別減少59.18%、63.00%。

當地震動加速度峰值為0.4g時，移除首層中柱后，GKJ-1的失效點位移在0.1 s時達到最大值341.9 mm，衰減震動平衡位移為327.6 mm，最大振幅為14.3 mm；而GKJ-2和GKJ-3的失效點位移均在0.18 s時分別達到了最大值152.9 mm和137.6 mm，衰減震動平衡位移分別為133.7 mm和121.5 mm，最大振幅分別為19.2 mm和16.1 mm。可知，GKJ-2和GKJ-3比GKJ-1的失效點豎向最大位移分別減小55.28%、59.75%。GKJ-2和GKJ-3比GKJ-1失效點的豎向平衡位移分別減少59.19%、62.91%。

可以看出，在同一條地震波作用下，有控結構比無控結構的失效點最大豎向位移、最終平衡位置位移均有顯著降低，失效點衰減震動幅度相應減小。這是因為當中柱突然失效后，受損跨承受的豎向荷載逐漸增大，豎向位移也隨之增加，從而導致了結構的整體失穩甚至倒塌，而在框架中設置節點阻尼器可減緩外部荷載的突然作用，改變結構構件的傳力路徑，將節點區域受力向梁中傳遞，降低節點破壞水平，進而降低結構倒塌概率。同時，由上述分析可知，GKJ-3比GKJ-2抗連續倒塌能力更強。

6 結論

基于上述有限元模型，通過計算分析，比較不同工況下耗能裝置對節點及鋼框架結構的各項力學性能指標進行分析，可以得出如下結論。

(1)設計的新型耗能摩擦阻尼器簡單易于安裝，通過阻尼器部位軟鋼的塑性屈服和摩擦板之間的滑動摩擦能夠很好地提高節點承載能力、初始剛度及耗能能力。

(2)通過對有控和無控鋼框架結構進行地震響應分析，可以看到設計的阻尼器能夠有效降低結構頂點位移，減小各層間位移角，減震效果明顯，提高結構本身的抗震性能。

(3)通過研究結構的靜力Pushdown分析及非線性動力分析對比有無阻尼器框架結構的抗倒塌性能，通過對比分析發現當框架中設有該阻尼器時，可以改變結構構件的傳力路徑，有效提高結構的抗倒塌性能。