設(shè)置剪切型消能裝置鋼柱腳抗震性能的參數(shù)分析

王 剛，崔 瑤，于 新，王巖巖，許肖卓

(1. 遼寧科技大學(xué)土木工程學(xué)院，鞍山 114051；2. 大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧，大連 116024)

鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，柱腳節(jié)點(diǎn)的主要作用是將上部主體結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)連接，并將上部結(jié)構(gòu)承受的內(nèi)力(軸力、剪力、彎矩)傳遞給基礎(chǔ)，柱腳節(jié)點(diǎn)對(duì)鋼結(jié)構(gòu)建筑承載能力起著決定性的作用。傳統(tǒng)外露式柱腳主要由鋼柱、底板、混凝土基礎(chǔ)、錨栓和水泥砂漿層組成[1]，柱腳的力學(xué)性能主要受柱腳錨栓和底板控制，在地震作用下易發(fā)生破壞，使結(jié)構(gòu)失去承載能力[2]。

若不采取任何構(gòu)造措施，在地震作用下很容易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)構(gòu)件損傷，對(duì)結(jié)構(gòu)的震后修復(fù)造成困難[3]。為了改進(jìn)傳統(tǒng)外露式柱腳的不足，諸多學(xué)者對(duì)柱腳的構(gòu)造進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究[4?8]，提出了一些具有高承載力、高耗能能力和具有自復(fù)位能力的外露式柱腳構(gòu)造。Freddi 等[9]提出了一種具有搖擺功能的外露式柱腳節(jié)點(diǎn)，在鋼柱四周對(duì)稱布置高強(qiáng)度鋼筋(或鋼絞線)及摩擦裝置來提高結(jié)構(gòu)的自復(fù)位能力與耗能能力，其中高強(qiáng)度鋼筋是用來增強(qiáng)柱腳的自復(fù)位性能，摩擦裝置用以耗散輸入的能量。dos Santos 等[10]受“搖擺控制系統(tǒng)”的啟發(fā)，提出了一種超彈性柱-基礎(chǔ)連接構(gòu)造，通過在鋼柱兩側(cè)各設(shè)置一根SMA，耗散輸入的地震能量，并可以提供自恢復(fù)力，提高柱腳的承載能力。Hoseok 等[11]通過在鋼柱周圍設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼筋和屈曲約束鋼板來消除地震作用下結(jié)構(gòu)的損傷，試驗(yàn)表明該柱腳具有良好的耗能能力，可承受較大的層間位移。Li 等[12]用圓弧端板間的滑移摩擦耗能代替?zhèn)鹘y(tǒng)柱腳節(jié)點(diǎn)的屈服耗能，從而達(dá)到無(wú)損傷耗能的設(shè)計(jì)目標(biāo)。陳云等[13]設(shè)計(jì)了一種在柱腳螺栓上安裝復(fù)合組合蝶形彈簧的具有自復(fù)位能力的搖擺鋼框架結(jié)構(gòu)，并對(duì)其進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，驗(yàn)證其抗震性能。王先鐵等[14]提出了一種外張拉式自復(fù)位柱腳，該柱腳采用鋼絞線為結(jié)構(gòu)提供恢復(fù)力矩并利用BRS 板進(jìn)行耗能，低周往復(fù)加載試驗(yàn)表明該柱腳的自復(fù)位能力與耗能能力較好。李鋒等[15]設(shè)計(jì)了一種可抬升式柱腳，該柱腳在水平荷載作用下柱向上抬起，通過耗能連梁的剪切變形，耗散地震能量。錢輝等[16]提出了一種自恢復(fù)梁柱節(jié)點(diǎn)，在梁柱節(jié)點(diǎn)設(shè)置SMA 筋來提高框架結(jié)構(gòu)的耗能能力和自恢復(fù)能力。

上述外露式柱腳大多都具有耗能構(gòu)件與提供恢復(fù)力矩構(gòu)件，具有自恢復(fù)能力，可以最大限度地減少破壞，并明顯地降低地震后的維修成本[17]。

為了減小破壞程度和提高能量耗散，本文提出了如圖1 所示的采用剪切型消能裝置的外露式柱腳。在地震作用下，連接柱腳節(jié)點(diǎn)的剪切型消能裝置變形耗能；當(dāng)剪切型消能裝置截面上產(chǎn)生塑性變形時(shí)，鋼柱仍處于彈性狀態(tài)，在地震結(jié)束后僅需更換受到損傷的剪切型消能裝置和柱腳錨栓就可恢復(fù)柱腳的使用功能。

圖1 設(shè)置剪切型消能裝置的外露式柱腳Fig. 1 Sketch of exposed column base with shear-type energy dissipation device

將通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)標(biāo)定的有限元模型，對(duì)這種新型柱腳節(jié)點(diǎn)進(jìn)行系統(tǒng)的參數(shù)分析，探究其受力機(jī)理。以柱腳節(jié)點(diǎn)的剪切型消能裝置截面面積、寬厚比和鋼柱軸壓比為參數(shù)，對(duì)柱腳節(jié)點(diǎn)的初始剛度、承載能力、耗能能力和自復(fù)位能力進(jìn)行討論。

1 剪切型柱腳節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)概況

設(shè)置剪切型消能裝置鋼柱腳主要由鋼柱、鋼梁、剪切型消能裝置以及錨栓組成，其中鋼柱高1200 mm，截面尺寸為250 mm×250 mm×9 mm×14 mm，為了便于與鋼梁的連接，在鋼柱底端焊接了30 mm 厚底板，通過10.9 級(jí)M20 高強(qiáng)螺栓將鋼柱底板與鋼梁相連接，整體尺寸如圖2(a)所示。本文選取試驗(yàn)中一組試件N20T10-2 作為有限元建模參考原型，對(duì)應(yīng)剪切型消能裝置的具體構(gòu)造尺寸如圖2(b)所示，剪切型消能裝置的截面上開設(shè)了條形長(zhǎng)孔，孔方向垂直于柱翼緣，該試件剪切型消能裝置的肢寬20 mm，其截面面積為200 mm2，軸壓比為0.2，剪切型消能裝置與鋼柱和鋼梁均通過M22 錨栓連接。

圖2 試件尺寸 /mmFig. 2 Dimension of specimen

剪切型消能裝置布置在鋼柱翼緣兩側(cè)，在地震作用下，柱腳發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，剪切型消能裝置產(chǎn)生剪切變形。柱腳節(jié)點(diǎn)通過剪切型消能裝置的塑性變形耗散能量。同時(shí)，剪切型消能裝置還為柱腳節(jié)點(diǎn)提供自恢復(fù)力，結(jié)構(gòu)在地震作用結(jié)束后能夠恢復(fù)到初始狀態(tài)或僅有較小的殘余位移。柱腳節(jié)點(diǎn)試件中鋼梁、消能裝置和錨栓均采用Q235 鋼，鋼柱采用Q345 鋼。通過材料的拉伸試驗(yàn)測(cè)得材料的屈服強(qiáng)度與極限強(qiáng)度如表1 所示。

表1 材料屈服強(qiáng)度與極限強(qiáng)度Table 1 Yield strength and ultimate strength of materials

試驗(yàn)加載裝置如圖3 所示，試驗(yàn)中施加的軸向力大小為540 kN(柱軸壓比為0.2)，且在試驗(yàn)過程中保持不變；水平方向加載方式采用位移控制，每級(jí)加載位移角的大小依次為0.0025 rad、0.005 rad、0.01 rad、0.02 rad、0.03 rad、0.04 rad、0.06 rad、0.08 rad 和0.1 rad，每級(jí)循環(huán)2 次，加載制度如圖4 所示。

圖3 加載裝置Fig. 3 Test setup

圖4 加載制度Fig. 4 Loading system

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

圖5 為試件N20T10-2 加載至柱頂轉(zhuǎn)角達(dá)到0.1 rad 時(shí)的變形圖。可以看出，由于鋼柱向左側(cè)轉(zhuǎn)動(dòng)，鋼柱右側(cè)翼緣向上抬升，引起了剪切型消能裝置的剪切破壞。在試驗(yàn)中隨著轉(zhuǎn)角的增大，剪切型消能裝置開始進(jìn)入屈服狀態(tài)，柱腳抗彎剛度開始下降，隨后開始產(chǎn)生塑性變形，柱腳抗彎剛度進(jìn)一步下降，當(dāng)轉(zhuǎn)角達(dá)到最大時(shí)剪切型消能裝置發(fā)生剪切破壞。

圖5 柱腳變形圖Fig. 5 Deformation diagram of column base

2 剪切型柱腳節(jié)點(diǎn)有限元模型

2.1 模型介紹

本文研究了柱頂轉(zhuǎn)角達(dá)到0.04 rad 之前柱腳節(jié)點(diǎn)的抗震性能，由柱腳節(jié)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)和荷載及邊界條件的對(duì)稱性，采用1/2 建模。有限元模型中鋼柱、鋼梁和消能裝置等構(gòu)件均采用4 結(jié)點(diǎn)曲面殼減縮積分單元(S4R)，模型單元大小采用尺寸控制，單元尺寸大小為16 mm，以梁?jiǎn)卧M螺栓連接。圖6 給出了柱腳節(jié)點(diǎn)的相互作用與約束方式，試驗(yàn)中柱底板會(huì)與基礎(chǔ)鋼梁發(fā)生摩擦滑動(dòng)，故在模擬時(shí)將鋼柱底板與鋼梁上翼緣定義為“表面-表面”接觸，接觸面作用包括法向作用和切向作用，其中切向作用采用摩擦系數(shù)為0.3 的庫(kù)侖摩擦模型，法向作用采用硬接觸。

圖6 有限元模型Fig. 6 Finite element model

在試驗(yàn)中，消能裝置與鋼柱翼緣和基礎(chǔ)鋼梁采用螺栓連接的位置沒有發(fā)生相互位移，故在有限元模型中將這部分位置設(shè)置為“綁定”，使模型中的兩個(gè)面被牢固的粘結(jié)在一起，在分析過程中不產(chǎn)生相對(duì)位移。在鋼柱柱頂幾何中心處設(shè)置加載點(diǎn)A，將柱頂截面與加載點(diǎn)A 設(shè)置耦合。用梁?jiǎn)卧M螺栓，將梁?jiǎn)卧纳舷聝蓚€(gè)端點(diǎn)分別與鋼柱底板和鋼梁加勁肋采用“MPC”約束。

本模型采用Von-Mises 屈服準(zhǔn)則，有限元軟件中輸入材料的應(yīng)力-應(yīng)變值以試驗(yàn)數(shù)據(jù)為參考，其中材料的彈性模量E=2.05×105MPa，泊松比μ=0.3。

2.2 有限元模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證柱腳節(jié)點(diǎn)有限元模型的準(zhǔn)確性，選取模型N20T10-2 的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，二者的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖7 所示。當(dāng)對(duì)柱腳節(jié)點(diǎn)正向加載時(shí)，柱腳承載力在軸力、消能裝置以及錨栓的共同作用下先線性增大，當(dāng)消能裝置進(jìn)入屈服階段，柱腳剛度下降，承載力增大趨勢(shì)漸緩；當(dāng)反向卸載時(shí)，一方面由于錨栓只受拉不受壓，卸載時(shí)錨栓對(duì)柱腳彎矩貢獻(xiàn)幾乎為0，另一方面消能裝置已經(jīng)進(jìn)入屈服，此時(shí)其塑性變形較大并且材料強(qiáng)度降低[18]，故在反向加載時(shí)，剪切型消能裝置對(duì)柱腳彎矩的貢獻(xiàn)下降，并且存在殘余變形。此時(shí)柱腳彎矩仍由三者構(gòu)成，但柱腳整體彎矩要低于正向加載時(shí)的柱腳彎矩，導(dǎo)致在滯回曲線中呈現(xiàn)“捏縮效應(yīng)”[19]。

圖7 試驗(yàn)與模擬滯回曲線對(duì)比Fig. 7 Comparison of simulated and experimental hysteresis

表2 列舉了有限元模擬與試驗(yàn)的屈服承載力My及其轉(zhuǎn)角θy、極限承載力Mu及其轉(zhuǎn)角θu以及累積耗能值En。正向和反向加載工況下，有限元模擬的屈服承載力值與試驗(yàn)值的誤差率分別為19.8%和14.1%，極限承載力誤差率為5%和8.2%。二者的累計(jì)耗能誤差率僅為2%。圖8 為試驗(yàn)與有限元模型柱腳轉(zhuǎn)角加載至0.1 rad 時(shí)的變形圖，通過對(duì)比可見二者的變形行為一致，試驗(yàn)中試件的剪切型消能裝置發(fā)生剪切破壞，有限元模擬過程中的最大塑性變形出現(xiàn)在鋼柱翼緣兩側(cè)的剪切型消能裝置截面上。上述分析證明了有限元模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)的結(jié)果擬合度較好，可以用來模擬試驗(yàn)中柱腳節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能。

圖8 有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果變形對(duì)比Fig. 8 Deformation comparison between finite element results and test results

表2 試件N20T10-2 試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Table 2 Comparison of simulated and experimental values of N20T10-2

3 參數(shù)分析

本文以剪切型消能裝置的截面面積、肢數(shù)和鋼柱軸壓比作為參數(shù)進(jìn)行分析，研究影響柱腳節(jié)點(diǎn)抗震性能的因素。各有限元試件模型的參數(shù)和消能裝置尺寸如表3 和圖9 所示，其中試件有限元模型名稱由剪切型消能裝置肢寬-肢數(shù)-鋼柱軸壓比組成，模型N20T10-2 的含義為模型剪切型消能裝置肢寬20 mm，肢厚為10 mm，鋼柱軸壓比0.2。

圖9 剪切型消能裝置尺寸 /mmFig. 9 Shear type energy dissipation device size

表3 模型參數(shù)Table 3 Model parameters

有限元模型的M-θ 滯回曲線如圖10～圖12 所示，橫坐標(biāo)均為柱頂轉(zhuǎn)角，縱坐標(biāo)為柱腳整體彎矩。各模型的滯回曲線均表現(xiàn)為旗幟型，具有一定的捏縮效應(yīng)。各模型均呈現(xiàn)出較好的自復(fù)位能力，柱腳節(jié)點(diǎn)具有較好的塑性變形能力，抗震能力和耗能能力較好；隨著柱頂轉(zhuǎn)角的增大，滯回曲線的面積有增大的趨勢(shì)，由于在加載初期，水平荷載較小，剪切型消能裝置處在彈性階段，滯回曲線的面積較??；隨著水平荷載的增大，剪切型消能裝置開始進(jìn)入塑性狀態(tài)，耗能能力增強(qiáng)，模型的滯回曲線面積增大。

圖10 剪切型消能裝置截面面積影響下彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig. 10 M-θ hysteresis curve under the influence of sectional area

圖11 剪切型消能裝置寬厚比影響下模型彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig. 11 M-θ hysteresis curve under width-thickness ratio

圖12 鋼柱軸壓比影響下模型彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig. 12 M-θ hysteresis curve under axial compression ratio

為了進(jìn)一步分析柱腳節(jié)點(diǎn)的抗震性能，對(duì)柱腳節(jié)點(diǎn)的初始剛度、耗能能力以及自復(fù)位能力進(jìn)行了討論。模型的初始剛度定義為柱腳屈服承載力My與屈服轉(zhuǎn)角θy的比值，計(jì)算公式如下；

表4 中給出了有限元模型的屈服承載力My、屈服轉(zhuǎn)角θy、極限承載力Mu、極限轉(zhuǎn)角θu以及初始剛度K0的計(jì)算結(jié)果，表中計(jì)算結(jié)果均為正向加載與負(fù)向加載的均值。

表4 有限元模型計(jì)算結(jié)果Table 4 Calculation results of finite element model

3.1 剪切型消能裝置截面面積的影響

剪切消能裝置在柱腳轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，受拉側(cè)承受剪力和拉力，受壓側(cè)承受剪力和壓力。通過增大截面面積可直接提高消能裝置的剪切強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度。

對(duì)比模型N15T10-2、N20T10-2 及N30T10-2，三個(gè)模型的柱軸壓比與剪切型消能裝置肢數(shù)相同，剪切型消能裝置的截面面積分別為150 mm2、200 mm2和300 mm2。由表4 計(jì)算結(jié)果知當(dāng)剪切型消能裝置屈服時(shí)，三者的屈服承載力分別為68.49 kN·m、72.69 kN·m 和73.10 kN·m，屈服承載力值相差不大；當(dāng)剪切型消能裝置的截面面積從150 mm2增大至200 mm2時(shí)，柱腳的極限承載力提高約8%，剪切型消能裝置截面面積增大100%時(shí)，模型N30T10-2 的極限承載力較模型N15T10-2 提高約76%。由于剪切型消能裝置截面面積的增大，使得剪切型消能裝置的抗剪承載力提高，進(jìn)而使柱腳的抗彎承載力得到提高。

模型N15T10-2、 N20T10-2 和N30T10-2 的初始剛度分別為28 180.46 kN·m·rad?1、 29 908.20 kN·m·rad?1和29 844.92 kN·m·rad?1，三者的初始剛度值相近，可見剪切型消能裝置的截面面積對(duì)柱腳節(jié)點(diǎn)的初始剛度影響較小。圖13 和圖14 對(duì)比了剪切型消能裝置截面面積不同的模型累積耗能和殘余位移角，其中圖13 中縱坐標(biāo)表示柱腳累積耗能能量，橫坐標(biāo)代表柱頂轉(zhuǎn)角。選取柱頂轉(zhuǎn)角達(dá)到0.04 rad 時(shí)模型的累計(jì)耗能能量和殘余位移角進(jìn)行對(duì)比分析，當(dāng)剪切型消能裝置的截面面積增加時(shí)，柱腳的耗能能力顯著提高，但柱腳節(jié)點(diǎn)的殘余位移角增大，柱腳自復(fù)位能力下降，這是由于增大了剪切型消能裝置的截面面積，剪切型消能裝置抗屈曲變形能力增強(qiáng)，塑性變形不容易恢復(fù)。

圖13 不同截面面積模型累計(jì)耗能Fig. 13 Cumulative energy consumption of different cross-sectional area models

圖14 不同消能裝置截面面積模型殘余變形Fig. 14 Residual deformation of different cross-sectional area models of energy dissipation devices

3.2 剪切型消能裝置寬厚比的影響

剪切型消能裝置受壓側(cè)受到軸力和剪力的共同作用，柱腳模型在加載過程中觀察到受壓側(cè)剪切板會(huì)發(fā)生屈服現(xiàn)象，增大寬厚比則直接影響消能裝置受壓側(cè)剪切板削弱段的屈曲強(qiáng)度。

模型N15T13-2、N20T20-2 和N30T7-2 截面面積相近，剪切型消能裝置寬厚比逐漸增大，分別為1.2、2.0 和4.3。模型的滯回曲線均表現(xiàn)為旗幟型，說明模型的耗能能力較好。從滯回曲線的走向趨勢(shì)和表4 中的計(jì)算結(jié)果可知，隨消能裝置寬厚比增大，模型的極限承載力逐漸增大，當(dāng)寬厚比從1.2 增大至2 時(shí)，極限承載力增大約5%，當(dāng)寬厚比從2 增大至4.3 時(shí)，極限承載力增大約5%。三個(gè)模型的初始剛度值相差不大，說明初始剛度受剪切型消能裝置寬厚比的影響較小。

圖15 和圖16 給出了各模型的累積耗能和模型的殘余變形圖，轉(zhuǎn)角在0.04 rad 內(nèi)三個(gè)模型的累積耗能呈現(xiàn)出隨寬厚比的增大而增大的趨勢(shì)，當(dāng)寬厚比從1.2 增大至2 時(shí)，模型累積耗能增大約9.5%，當(dāng)寬厚比從2.0 增大至4.3 時(shí)，累積耗能增大約9.8%；轉(zhuǎn)角為0.04 rad 時(shí)，三個(gè)模型的殘余位移角值相差不大，且均小于2%，模型的自復(fù)位能力較好。

圖15 不同消能裝置寬厚比模型累計(jì)耗能Fig. 15 Cumulative energy consumption of different widththickness ratio models of energy dissipation device

圖16 不同消能裝置寬厚比模型殘余變形Fig. 16 Residual deformation of models with different widththickness ratios of energy dissipation devices

3.3 軸壓比的影響

柱腳在外力作用下發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，增大軸壓比即增大柱頂軸力時(shí)可直接提高柱子的抗傾覆彎矩，從而增大柱腳的抗彎承載力和抗轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

對(duì)比分析剪切型消能裝置肢寬為20 mm 的三個(gè)模型N30T10-1、N30T10-2 和N30T10-3，三個(gè)模型的滯回曲線形狀走向基本一致，呈現(xiàn)出旗幟形，并且曲線具有明顯的“捏縮”現(xiàn)象，隨軸壓比的增大，捏縮的程度越顯著。隨軸壓比的增大，柱腳的承載能力呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)，當(dāng)軸壓比從0.1 增大到0.2 時(shí)，柱腳屈服承載力與極限承載力分別增大約24%和23%；當(dāng)軸壓比從0.2 增大到0.3 時(shí)，柱腳的屈服承載力與極限承載力分別提高約15%和23%。同理，對(duì)比剪切型消能裝置肢寬為30 mm 三個(gè)模型N30-5-1、N30-5-2 和N30-5-3，當(dāng)軸壓比從0.1 增大到0.2 時(shí)，柱腳屈服承載力與極限承載力分別增大約11%與32%；當(dāng)軸壓比從0.2 增大到0.3 時(shí)，柱腳的屈服承載力與極限承載力分別提高約20%和10%。柱腳節(jié)點(diǎn)在地震作用下發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，軸向力產(chǎn)生的抗彎承載力為正值，對(duì)提高柱腳承載力起到有利作用。

在加載初期剪切型消能裝置處于彈性狀態(tài)，各模型的初始剛度較大，隨著水平荷載的增加，剪切型消能裝置開始向屈服狀態(tài)發(fā)展，模型剛度逐漸下降。在剪切型消能裝置達(dá)到屈服之后，水平荷載繼續(xù)增加，剪切型消能裝置開始發(fā)生塑性應(yīng)變，剛度進(jìn)一步下降。三個(gè)模型的初始剛度為22 852.74 kN·m·rad?1、 29 908.20 kN·m·rad?1和34 280.67 kN·m·rad?1，當(dāng)軸壓比從0.1 增大至0.3 時(shí)，模型的初始剛度值增大約15%。柱腳發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，軸向力提供反方向的力矩，阻止鋼柱的轉(zhuǎn)動(dòng)，從而使柱腳的初始剛度提高。

圖17 為不同軸壓比模型累計(jì)耗能曲線，剪切型消能裝置肢寬20 mm 的三個(gè)模型在每級(jí)加載位移角下的累計(jì)耗能曲線接近重合，說明三個(gè)模型耗能能力相差較小。分析剪切型消能裝置肢寬為30 mm 的三個(gè)模型也符合這種變化規(guī)律，可見，軸壓比對(duì)柱腳節(jié)點(diǎn)的耗能能力影響較小。軸向載荷在柱腳施加水平荷載時(shí)做負(fù)功，在卸載時(shí)做正功，在整個(gè)加載過程中，軸向載荷不會(huì)導(dǎo)致能量的凈增加。

圖17 不同軸壓比模型累計(jì)耗能Fig. 17 Cumulative energy consumption of different axial compression ratio models

圖18 對(duì)比了各模型的殘余位移角，分析肢寬為20 mm 的三個(gè)模型殘余位移角的變化規(guī)律知，當(dāng)軸壓比從0.1 增大至0.2 時(shí)，模型的殘余位移角減小約47%，當(dāng)軸壓比從0.2 增大至0.3 時(shí)，模型的殘余位移角減小約8%；肢寬為30 mm 的三個(gè)模型殘余位移角也出現(xiàn)隨軸壓比的增大而減小的現(xiàn)象，當(dāng)軸壓比從0.1 增大至0.3 時(shí)，模型殘余位移角減小約54%。根據(jù)上述討論可知，軸向壓力對(duì)柱腳自復(fù)位性能有利。

圖18 不同軸壓比模型殘余變形Fig. 18 Residual deformation of models with different axial compression ratios

4 結(jié)論

本文首先提出有效的設(shè)置剪切型消能裝置鋼柱腳有限元模型，并且討論了剪切型消能裝置橫截面面積、寬厚比、以及軸壓比對(duì)柱腳節(jié)點(diǎn)的屈服承載力、極限承載力、耗能能力以及自復(fù)位性能的影響。主要得出以下結(jié)論：

(1)柱腳節(jié)點(diǎn)有限元模型能較好的模擬試驗(yàn)中柱腳節(jié)點(diǎn)的抗震性能，通過對(duì)比試驗(yàn)和模擬的結(jié)果分析知，在正向加載和負(fù)向加載工況下屈服承載力相差19.8%和14.1%，極限承載力相差5%和8.2%，而累計(jì)耗能僅相差2%，證明有限元模型具有較高的模擬精度。

(2)柱腳節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力隨消能裝置橫截面積增大而增大，當(dāng)剪切型消能裝置橫截面積增大1 倍時(shí)，抗彎承載力提高約36%；受剪切型消能裝置的寬厚比影響較??；隨柱軸壓比增大而增大，當(dāng)柱軸壓比變?yōu)樵瓉淼? 倍時(shí)，抗彎承載力可提高58%。

(3)柱腳節(jié)點(diǎn)的耗能能力隨消能裝置的橫截面積增大而增大，剪切型消能裝置橫截面積增大1 倍時(shí)，柱腳耗能能力提高約79%；隨消能裝置的寬厚比增大而增大，當(dāng)寬厚比增大2.6 倍時(shí)，耗能能力增大約1.2 倍；耗能能力受軸壓比影響較小。

(4)柱腳節(jié)點(diǎn)的自復(fù)位能力隨剪切型消能裝置的截面面積增大而減小，當(dāng)剪切型消能裝置橫截面積增大1 倍時(shí)，其殘余位移角增大近2 倍；受消能裝置的寬厚比影響較?。浑S柱軸壓比增大而增大，當(dāng)柱軸壓比變?yōu)樵瓉淼? 倍時(shí)，其殘余位移角可減小54%。