对称型摩擦连接幕墙节点抗震性能研究

Study on seismic performance of curtain wall joint with symmetric friction connection

摘要

为实现框支承式玻璃幕墙与相连两塔楼间的变形协调，提出了一种对称型摩擦连接节点.阐述了该节点的构造形式，并通过试验研究和数值模拟，评估了其变形能力和抗震性能.共开展了五种工况加载试验，分析了使用模具弹簧、施加挂载以及板件磨损等对节点抗震性能的影响.研究结果表明，采用预压模具弹簧可显著提高节点的摩擦滑动稳定性，建议在节点构造中采用.随着板件磨损程度加深，节点滑动摩擦力有所增加，摩擦滑动平稳性下降.采用ABAQUS建立了节点的数值模型，定量评估了节点滑动行为和耗能特性.在±225.00 mm位移内，主体部件始终保持弹性，表明节点具有低损伤特性.该对称型摩擦连接节点实现了风荷载下固定连接、小震后起滑、大震下可协调相连塔楼变形的设计目标.

Abstract

To achieve deformation coordination between a frame-supported glass curtain wall and the two connected towers， a joint with a symmetric friction connection （SFC） was proposed. The configuration of the joint was described， and its deformation capacity and seismic performance were investigated through cyclic loading tests and numerical analysis. Tests under five loading cases examined the effects of die spring usage， axial force application， and plate wear on the seismic performance of the joint. This study indicated that pre-compressed die springs provided a stable and uniform frictional sliding behavior， making their adoption recommended in the design. Plate wear was found to increase sliding resistance but reduce sliding stability. A finite element （FE） model was developed using ABAQUS to quantitatively evaluate the sliding behavior and energy dissipation characteristics. Within a ±225.00 mm displacement range， the main components remained elastic， demonstrating the low-damage characteristics of the joint. The SFC achieves the design objectives of wind-load stability， post-frequent-earthquake sliding activation， and rare-earthquake deformation coordination with the connected towers.

Graphical abstract

关键词

摩擦连接 / 低损伤 / 抗震性能 / 往复加载试验 / 数值模拟

Key words

friction connection / low damage / seismic performance / cyclic loading test / numerical simulation

玻璃幕墙凭借其独特的表皮质感和通透的视觉效果，在建筑中得到了广泛应用.随着大空间、大跨度、超高度等新型建筑形态的不断涌现，逐层悬挂式的传统幕墙系统已难以满足这些新型建筑提出的更高要求.为此，众多学者结合实际项目，对幕墙支撑结构体系进行了创新性研究和优化设计^［1-4］.除单体结构的幕墙系统外，部分建筑在双塔楼之间用玻璃幕墙围合形成中庭^［5］，提高了空间利用率，塑造出富有现代感的建筑形态.然而，尚无此类幕墙与主体结构间节点的相关研究，给建筑设计和工程实施带来一定困难.

某实际工程在两塔楼间设置框支承式玻璃幕墙，幕墙横向受力构件直接与塔楼主体结构连接.结构分析结果显示，罕遇地震作用下，两栋塔楼之间主体结构在幕墙最高点处沿平行于幕墙方向的相对位移量可达900 mm，这对幕墙支撑梁与相连塔楼之间节点的变形协调能力提出了严苛的要求^［6］.这一设计理念与连体结构的弱连接理念相近.弱连接连体结构多指架空连廊结构^［7］，因在高位连廊位置主体结构变形较大，往往采用一端或两端滑动支座释放结构间应力响应，并增设阻尼器进行耗能限位^［8］.黄坤耀等^［9］对一座非对称双塔结构的无连体、连廊两端连接不同刚度的橡胶垫和两端刚性连接三种情况进行了地震响应分析，结果表明，采用合适刚度的橡胶垫连接可改善连廊受力状况，减小连廊及塔楼的相对位移，便于构造处理.施卫星等^［10］基于桥式连体结构体系的高位隔震需求，开发了一种由盆式支座和橡胶支座组合而成的组合隔震支座，实现了强风及小震下极小水平变形，中大震下滑动摩擦耗能以减小结构地震响应的设计目标.摩擦摆支座变形能力强，具有一定的自复位能力和良好的稳定性，已成功应用于连体结构实际工程^［11-12］.Lu等^［13］对一座采用摩擦摆支座和粘滞阻尼器的四塔连体结构进行了缩尺振动台试验，结果表明，连廊在罕遇地震作用下仍保持弹性，摩擦摆支座表现出良好的隔震效果.

弱连接的设计理念在幕墙系统领域已有一定的研究和应用.Lee等^［14］设计了一种采用双向轨道型连接件的框支承玻璃幕墙系统，通过连接件在幕墙平面内横向和纵向的有限滑动协调变形，削弱地震作用下主体结构的层间位移等响应对幕墙系统产生的不利影响.Sha等^［15］将摩擦连接应用于UHPC幕墙系统，对其缩尺钢筋混凝土框架进行了拟静力试验，结果表明，摩擦连接具有良好的耗能能力，可提高UHPC幕墙系统和主体结构的抗震性能.然而，现有研究聚焦单体结构的幕墙变形协调和抗震性能，针对形似连体结构的幕墙系统与西侧主体结构之间的连接节点，相关研究尚处于探索阶段，系统性的解决方案有待建立.

摩擦连接最早可追溯到1976年Venuti提出的长孔螺栓连接^［16］，该连接通过在板件上开长孔或槽孔控制连接极限变形能力，利用板件间的摩擦滑移行为耗散地震能量^［17-18］，将损伤集中在易更换连接处，降低主体结构的地震响应和损伤程度，已在结构减震中得到一定的应用^［19-21］.摩擦连接的非线性变形特性表明其具有较大的初始刚度^［22］，能够避免幕墙在风荷载作用下发生晃动.通过改变螺栓数量和直径控制连接的起滑力，可使摩擦连接在小震后起滑，使得幕墙和塔楼具有相对独立的变形能力，解决刚性连接导致内力响应过大的难题.通过设计长孔尺寸，可使节点极限变形能力达到±225.00 mm，优于现有弱连接系统^［14-15］.基于摩擦连接的特性，考虑实际工程需求，本文设计了一种对称型摩擦连接节点，进行了试验研究和数值模拟，以评估其变形能力和抗震性能.

1 试验概况

1.1 试件设计

基于上述实际工程，本研究中的摩擦连接节点设计应满足以下要求：①能稳定支承幕墙体系；②大震下能适应幕墙与塔楼间显著的相对位移；③刚度适中，风荷载作用下不发生晃动；④在小震后起滑，并具有一定的耗能能力；⑤便于施工，造价较低. 幕墙横向受力构件两端与塔楼主体结构连接处各设一个摩擦连接节点.为满足塔楼间最大相对位移 量900 mm的要求，确定单个节点的设计位移量为450 mm（±225 mm）.根据结构分析结果，优化确定了摩擦连接的设计参数，进行了连接节点的足尺拟静力试验.

试件主要由横向龙骨（外管）、内管、摩擦片、上立柱及下立柱组成，参见图1.外管材质为Q355B钢，摩擦片材质为高硬度耐磨钢（Bisalloy 400），其余板件均采用Q235B钢.外管长度为1 000 mm，截面为宽440 mm、高100 mm、壁厚10 mm的矩形钢管，沿管长方向在西侧100 mm壁管上各开一个725 mm×5 mm的平直槽以确保螺栓预紧力顺利施加.内管长度为 1 050 mm，截面为宽305 mm、高68 mm、壁厚15 mm的矩形钢管，沿管长方向在305 mm的顶部管壁上设有两个570 mm×30 mm的滑动长孔.内管嵌入外管内侧，上下边缘放置2个厚度为6 mm的摩擦片，通过高强螺栓及模具弹簧连接.

1.2 试件安装

试件安装前，首先采用倾角法对内管表面与摩擦片之间的摩擦系数进行标定，参见图2.确保内管及摩擦片表面平整，无明显颗粒及刻痕，随后将摩擦片放置于内管上表面，两者之间平整贴合.通过吊机将内管端板一侧缓慢抬起，直至摩擦片发生稳定滑移，记录此刻内管下表面与地面的倾角θ，摩擦系数通过μ=tanθ计算得到.通过反复测试测得该倾角θ=23.5°，由此获得摩擦系数μ=0.43.

试件组装完成后，确保外管与摩擦片边缘平齐，螺栓位于内管长圆孔中心，对内外管连接螺栓及施加挂载的螺栓进行预紧力施加.

1.2.1 螺栓预紧力施加

1） 有模具弹簧

将模具弹簧A放置于外管上表面，用10.9级M22螺栓进行连接，弹簧初始长度为60 mm，轴向刚度为2 440 N/mm，按对角线顺序进行预紧，先将每颗螺栓拧至弹簧压缩量为3.0 mm，随后按前述顺序将螺栓拧至弹簧压缩量为6.46 mm并进行复核.此时每颗螺栓预紧力为15.8 kN.

2） 无模具弹簧

采用扭矩法按对角线顺序对螺栓进行预紧，扭矩按照规范公式T = kPd进行计算，P为螺栓预紧力，d为螺栓直径，k为螺栓的扭矩系数（0.15）.先对每颗螺栓用扭矩扳手施加扭矩26 N·m，随后按前述顺序将螺栓终拧至52 N·m并进行复核.此时每颗螺栓预紧力为15.8 kN.

1.2.2 挂载螺栓预紧力施加

将模具弹簧B放置于下立柱端板上，用M24螺杆进行连接，弹簧初始长度为60 mm，轴向刚度为817 N/mm，按对角线顺序进行螺栓预紧，先把每颗螺栓拧至弹簧压缩量为3.6 mm，随后按上述顺序将螺栓拧至弹簧压缩量为7.2 mm并进行复核.此时每颗螺栓预紧力为5.9 kN，挂载总计23.6 kN.

1.3 试验加载

试验在同济大学建筑工程系试验室进行.试件左右两端分别与固定支座和加载装置连接，螺杆通过转换支座与水平滑轨连接以实现挂载水平跟动，试验装置见图3.

通过100 kN液压伺服作动器进行低周反复加载，采用位移控制，速率为100 mm/min，按照位移幅值由小到大逐级循环加载，具体加载步骤为：1） 56.25 mm，2个循环；2） 112.50 mm，2个循环；3） 168.75 mm，2个循环；4） 225.00 mm，2个循环.共计循环8次，加载制度见图4.主要量测内容包括滑动位移和水平滑动力，滑动位移通过固定在外管端板与固定支座之间两个量程为550 mm的位移计测得，滑动力则由作动器的力传感器记录得到.试验共进行了5种工况的加载，见表1.其中，因无挂载状态（工况5）并非节点实际工作状态，且经工况1~4的大位移循环加载后，板件存在一定程度的磨损，故工况5仅进行±56.25 mm的单循环加载，以定性评估挂载因素对节点性能的影响.

2 试验结果

2.1 试验现象

随着加载克服静摩擦力后，外管与摩擦片一起相对于内管水平滑动，伴随发出“咔咔”声响，体现在滞回曲线上略微呈现锯齿状.图5给出了试件在 ±225.00 mm状态下的变形图，可以看到外管与摩擦片之间无相对滑动，此外，未发现连接板件出现明显变形.

试验结束后，将试件拆解，发现内管表面出现磨损并且沿摩擦滑动方向存在深浅不一的沟槽，见 图6，这主要是由于摩擦片为高硬度耐磨钢，硬度显著高于普通结构钢.对比发现，内管上表面磨损更为严重，主要原因在于挂载以及试件自重导致外管与内管上表面贴合更紧.此外，外管两侧开槽使得外管在螺栓预紧作用下板件中部呈现轻微“拱”效应，螺栓面压集中分布在两侧，使得该区域磨损较中部严重.

2.2 滞回曲线

每组加载工况的滞回曲线见图7.表1列出了每一级循环下的滑动摩擦力，由于试件自重产生的竖向变形，正向位移（拉）和负向位移（推）下的滑动摩擦力略有偏差，推力作用下的滑动摩擦力较大.

加载工况3未使用摩擦预压弹簧，仅依靠螺栓提供预紧力，滑动摩擦力从36.6 kN（±56.25 mm循环）逐渐增加到52.4 kN（±225.00 mm循环）.相较于使用模具弹簧的工况1、2、4、5而言，加载工况3的滑动摩擦力变化幅度大，滞回曲线波动幅度大，摩擦滑动不稳定.其原因在于，较高的局部接触应力导致滑动界面的板件磨损，减小了板件厚度，进而引发螺栓预紧力损失^［23］.工况1、2、4、5采用摩擦预压弹簧，其弹性变形恢复了由板件磨损导致的预紧力损失，提高了滑动摩擦的稳定性.

对比加载工况4与3可以发现，摩擦滑动恢复平稳，并且滑动摩擦力显著增加，其原因在于，摩擦片表面的微小颗粒在反复摩擦过程中逐渐嵌入内管表面形成沟槽，摩擦行为从表面剪切向机械咬合转变，使得摩擦系数提高，进而增大了滑动摩擦力^{［17， 24］}.这一点通过对比加载工况4与2亦可看出，同样采用摩擦预压弹簧，工况4的滑动摩擦力整体高于工况2，在168.75 mm及225.00 mm循环下尤为明显，提高10%左右，并且曲线的平稳度较工况2有所下降.

对于加载工况5，由于取消了挂载，释放了挂载导致的外管竖向变形，减小了摩擦板件间的间隙，因此滑动摩擦力较前面几组工况有所提升，在56.25 mm循环下，拉向与推向滑动摩擦力分别为59.4 kN和60.5 kN，相比有挂载工况提升8%左右.

整体而言，采用摩擦预压弹簧的工况1、2、4、5得到的滞回曲线较为平稳，摩擦滑动稳定，优于加载工况3，表明模具弹簧有助于提高摩擦滑动的稳定性.

3 数值分析

3.1 有限元模型建立

采用通用有限元程序ABAQUS建立了节点的数值模型，见图8.内管端板设置为固接，外管端板除水平平动及面内转动外约束所有自由度.在外管端板施加水平位移荷载，均布荷载施加在下立柱下表面.相邻板件间设置基于面-面接触的接触对，法向采用“硬”接触，切向采用库仑摩擦模型，以模拟界面相互作用.弹簧使用Connector单元（*Translator）模拟，通过设置参考长度施加预紧力.钢板和螺栓均采用八节点缩减积分单元C3D8R模拟.根据收敛敏感性预分析，确定了优化网格，以便在可接受的计算时间内提供相对精确的解决方案.考虑到此分析涉及大位移，分析考虑了几何非线性，同时利用不连续分析及非对称矩阵存储来确保收敛性.

3.2 模型验证

表2显示了试验结果F_u和有限元模拟结果F_FE的比较.各工况下起滑力的有限元模拟与试验结果的比值分别为1.04、1.05、0.99和0.90，进一步验证了板件磨损随试验进行逐渐累积，导致节点起滑力呈增长趋势.通过图9所示试验和有限元滞回曲线的对比可以发现，在有挂载工况下，刚度、强度和残余变形等方面的数值两者结果吻合较好.对于无挂载的工况，由于试验中板件的累积磨损导致摩擦系数提高，数值模型低估了摩擦行为，其滞回环面积明显小于试验值.

相较于试验结果的锯齿状曲线，数值模拟结果表现为光滑的曲线形态.根据试验观察，节点的滑动不是一个连续过程，而是一个间歇过程，即发生动静交替摩擦.数值分析中采用的库仑摩擦模型假定静摩擦系数等于动摩擦系数，导致数值模拟结果与试验结果存在一定偏差.定量分析表明，正向和负向滑动力与试验结果的平均误差约为6%，有限元分析满足工程精度要求.

3.3 应力分布

有挂载工况±225.00 mm状态下内管和外管应力分布见图10和图11.滑动过程中，外管最大应力为251.4 MPa，小于屈服强度（355 MPa）.外管最大应力出现在下表面螺栓孔处，对比-56.25 mm状态下有挂载和无挂载工况的外管下表面应力分布（见图12），可以发现，挂载的存在使得外管在螺栓预紧作用下板件中部呈现轻微“拱”效应，靠近立柱一侧螺栓孔附近应力更大.内管最大应力为91.5 MPa，小于屈服强度（235 MPa）.应力沿内管表面分布并不均匀，而是靠近外侧，与划痕分布较为一致.滑动期间内管和外管最大应力均小于其屈服强度，摩擦节点的主体部件始终处于弹性状态.

3.4 耗能分析

通过数值模拟，分析了不同位移状态下各部分的能量占比，见图13，其中，E_w为总能量，E_f为摩擦耗能，E_sd为稳定阻尼能量，E_other为弹性应变能和人工应变能之和.+56.25 mm状态下，除摩擦耗能外，其余能量主要以应变能的形式储存.随着滑动的继续，应变能占比逐渐减小，为保证有限元分析顺利进行，稳定阻尼能量占比逐渐增加.滑动过程中，连接主要依靠摩擦耗能，占比普遍在95%以上，符合设计目标.值得一提的是，摩擦节点塑性耗能为零，结合等效塑性应变分析结果可得，主体部件始终处于弹性状态，验证了摩擦节点的低损伤特性.

4 结 论

本文针对对称型摩擦连接节点的变形能力和抗震性能进行了试验研究，并采用数值模拟方法加以验证和深入分析，可以得出以下结论：

1） 试验方案采用预紧螺杆的方法实现了挂载的施加和水平跟动.根据试验结果，摩擦连接起滑力在50~60 kN之间，满足风荷载作用下不晃动、小震后起滑的要求.节点最大滑动位移达到±225.00 mm，可实现大震作用下幕墙体系与相连两塔楼间的大变形协调.

2）采用预压模具弹簧工况测得的滞回曲线较为平稳，在每一级循环下滑动摩擦力相差不大，误差控制在10%以内.而对于仅采用螺栓预紧的工况，滑动摩擦力从56.25 mm循环下的36.6 kN逐渐升到225.00 mm循环下的52.4 kN，变化幅度达43%.为实现稳定的摩擦滑动，建议使用预压模具弹簧.

3）建立了摩擦连接节点的有限元模型，定量分析了节点的滑动行为和耗能特性.节点的滑动摩擦是其主要耗能机制，摩擦耗能占比普遍在95%以上.在相连塔楼最大相对位移量限值，即节点位移±225.00 mm范围内，主体部件始终处于弹性状态，节点具有低损伤特性.

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52478545)

国家自然科学基金资助项目(52178499)

National Natural Science