本期论文信息
使用 BRB 的同心支撑框架中的滑动角节点连接：数值分析和实际设计
赵俊贤，李毅，王晨*，等。
工程结构，2021，246：113055
doi：10.1016/j.engstruct.2021.113055
本期论文的快速概述
问题：以抗屈曲支撑（BRB）钢框架结构为代表的中心支撑钢框架结构中，梁柱弯曲引起的节点开合变形（开合效应）可能导致支撑梁柱节点开裂。区，导致BRB等抗侧力构件无法发挥作用，严重影响该结构体系的地震安全性。
前期工作：为了减少开闭效应的不利影响，作者在前期研究中提出了一种新型滑动接头，其中支撑节点板与梁柱不再采用焊缝连接，而是通过带长孔的端板。与梁、柱翼缘采用螺栓连接。与常规摩擦式高强螺栓连接不同，滑动节点连接界面配备低摩擦材料，实现正常硬接触和切向滑动边界条件。它通过压缩/拉出传递力，但不传递剪切力。该机构解决了节点区域支撑力与开合效果的耦合问题，可有效提高BRB等抗侧力构件在大变形下的工作性能。 （详细内容请参考文献[5]，点击之前的解读“”）
本文的工作：在上述工作的基础上，本文利用精细标定的有限元数值模型和一系列参数化数值模拟，进一步优化了滑动接头在支撑力和开口联合作用下的力学性能。并针对连接界面抗压缩/拉拔但不抗剪的特点，提出了一种易于应用的滑动节点设计方法。主要任务包括：
(1)揭示了不同梁柱节点结构对滑移节点力学性能的影响。结果表明，滑接板与翼缘板梁端钢筋接头的组合可有效减少接头区域的正常开闭。作用，减少接头塑性损伤和螺栓内力要求；
(2)通过支撑单独受拉作用的工况，并考虑不同支撑角度的影响，揭示了滑动节点连接界面的支撑力传递机理，提出了等效拉力计算模型和计算方法，可以更准确地预测滑动节点。力传递路径；
(3)通过支撑力和开闭力的联合作用条件，验证了基于支撑力模型建立的滑动节点设计方法的有效性，并提出了螺栓承载力控制准则；
(4)基于上述结果，结合BRB钢框架结构场景，提出了一种易于应用的滑动接头实用设计流程，为其工程应用奠定了基础。
后续完成的工作：本文仅涉及节点级滑动关节的性能优化和设计方法研究。从结构层面尚未建立与滑动节点传力机制相匹配的钢框架下部结构的强度和延性匹配标准。因此，如何利用滑动节点的工作性能，从结构层面实现BRB与下部结构的大地震变形协调，并通过足尺试验验证上述节点和结构层面的震害控制方法。 ，是后续工作的重点。目前该工作已完成，成果发表于Engineering Structures, 2023, 275: 115263（文献[9]）。将在下一期公众号中进行解读，敬请关注！
本期论文详细解读
一、研究背景
抗屈曲支撑（简称BRB）是一种高效的承载和耗能双功能构件。它以中心支撑的形式与钢框架结合，形成抗屈曲支撑钢框架结构体系（简称BRBF），有效解决了钢框架结构的侧向抗力问题。它解决了刚度不足的问题，并作为导火索构件，率先消耗地震能量，降低结构地震破坏程度。它是一种高效的抗震结构体系，可提高钢结构的抗震性能和可恢复性。其中，BRB与其跨跨下部结构的协同性能是保证系统抗震性能的关键。
大量研究表明，在大变形下（当层间位移角接近2%时），下部结构会表现出节点旋转（图1）、开合效应（图2）等强相互作用，改变BRB的原始轴向应力。受力的工作状态、节点传力机制以及下部结构的工作性能，造成了BRB失稳、节点断裂、下部结构严重破坏等突出问题，进而导致整个抗震系统的失效。 。为此，需要重点解决“支撑-结构大震相互作用”这一关键科学问题，这也是中心支撑结构抗震体系中的共性问题。
(a) 下部结构变形引起BRB节点旋转
(b) 下部结构变形引起的BRB失稳
图 1. 支撑结构相互作用的第一种形式（节点旋转）
(a) 开闭效果的机理
(b) 开盘效应和闭盘效应的后果
图2 支撑结构相互作用的第二种形式（开闭效应）
研究团队针对上述核心问题进行了系统研究：
(1)在节点旋转效应方面，系统揭示了下部结构变形引起的梁柱节点旋转对BRB平面内工作性能的影响[1]。基于“硬阻力”设计思想，提出了考虑节点旋转效应的BRB面内稳定性设计方法[2]，相关成果已纳入河北省、陕西省等多个地方设计标准；
(2)在节点开合效果方面，为了解决传统焊接节点板因切向约束而导致开合效果显着的问题，基于“以柔克刚”的思想，提出了可以有效释放开合效应的新型滑动节点技术（图3）[3~7]（点击上期阅读“”），通过连接界面的切向滑移、支撑力和启闭力以“压缩/拉拔、不抗剪”的方式解耦，具有传力路径清晰、传力可靠、结构简单、易于设计等优点，为解决关键问题提供了新思路。 “支撑-结构大地震相互作用”科学问题。
图3 滑动节点工作原理
在国家自然科学基金委的资助下，研究团队从节点和结构层面对BRBF节点开闭效应问题进行了研究，重点研究（1）滑移节点的结构优化、力传递模型及设计方法。 8]和(2)在基于变形协同的BRB子结构损伤控制两个方面取得了关键理论突破[9]。本期首先解读第一部分结果。代表性论文发表于《工程结构》, 2021, 246: 113055[8]。
2、滑动节点受力性能优化
2.1 有限元模型
参数设计：虽然滑动节点可以有效释放连接界面的切向约束，但界面上仍然存在法向约束，对开闭效果仍然有不同程度的影响。根据法向约束程度，确定三个关键参数：（1）楼板约束，（2）梁柱节点域剪切变形约束，（3）梁端塑性铰弯曲约束。通过比较纯钢节点和楼板节点（S1：无楼板，S2：有楼板），不同节点域抗剪强度（P1：节点域大地震塑性，P2：节点域大地震弹性），不同梁端加固结构（C1 ~图4中的C4)，反映了上述三类参数影响法线约束引起的开闭效果。本文以课题组前期试验的SC-2参数[5]为基础，通过三类参数的有机组合建立了18个有限元模型（表1）。与传统的焊接角板模型（WG）相比，显然实现了最小连接界面的常约束滑动节点结构，提高了其综合力学性能。
图 4. 本文考虑的四种梁端钢筋结构
表1 有限元模型参数（用于结构优化研究）
模型构建：如图5所示，以T形边缘节点为对象，构建包括梁、柱、节点板、BRB在内的ABAQUS有限元模型。除 BRB 采用 Truss 单元外，其他组件均采用实体单元 C3D8R，滑动节点组件定义接触关系（法向硬接触，切向库仑摩擦：滑移面系数 0.075，非滑移面系数 0.3 ）。材料强度参数与研究团队前期测试中的SC-2一致[5]。实体单元本构关系采用二阶刚度为2%的双线性模型，混凝土采用塑性损伤模型，BRB分别采用二阶刚度为3.9%的双线性模型和Giuffre-Menegotto-Pinto模型。 B点和C'点同时施加位移，模型分别在正负方向上单调加载。两个加载点的位移比保持为1:2。使用上述参数的有限元模型分析结果与试验结果（SC-2）吻合良好（图6）。
(a) 纯钢模型 (b) 落地模型
图 5 有限元模型
(a) BRB采用Pinto模型
(b) BRB采用双线性模型
图 6 有限元与试验结果对比（总水平剪力-层间位移角）
2.2 梁柱节点损伤
图7为层间位移角±2%时楼板模型梁柱节点等效塑性应变云图。结果对比如下：
(1)传统节点梁端的塑性程度明显高于各型号滑移节点，表明滑移节点在不同梁端结构下均能显着减少下部结构的损伤。这主要得益于滑动节点的切向变形释放机制，有效减少了节点板与下部结构之间的开合效应。
(2)对于滑移节点，随着梁端C1→C4结构的变化，梁端塑性铰逐渐从梁柱界面移至节点板外，但梁的破坏程度发生变化结局并不明显。
(3) P1节点域产生一定程度的塑性钢结构设计原理论文，而P2节点域基本保持弹性，不同节点域强度对梁端塑性损伤程度没有显着影响。
图7 楼板模型梁柱节点等效塑性应变云图
2.3 节点板损坏
图8和图9分别为带楼板节点板和纯钢模型在层间位移角±2%时的等效塑性应变云图。结果对比如下：
(1)无论采用何种梁端结构，滑动节点板的塑性损伤均明显低于传统焊接接头，表明开闭效果的不利影响得到了很好的释放。
(2)梁端采用C3、C4施工时滑移节点板的塑性损伤较梁端采用C1、C2施工时轻。这主要是因为随着C1→C4的变化，梁端塑性铰的位置逐渐远离梁柱。界面，从而减少节点板区域内的法向约束。
(3)楼板对滑动节点的力学性能没有显着影响，但会加剧传统焊接节点板的塑性损伤。这主要是因为楼板将使梁中性轴向上移动，导致焊接节点板与梁界面处的切向变形需求增加。然而，这种不利影响在滑动接头中得到了很好的释放。
图8 楼板模型节点板等效塑性应变云图。
图9 纯钢模型节点板等效塑性应变云图
3 支撑拉力作用下滑动节点的力传递分析
3.1 等效张力模型
上述分析表明，滑动节点板与梁端加强结构C4的组合可以最大限度地减少节点板与梁柱的切向和法向开闭效应。本节采用上述优化结构来研究滑动节点板连接界面在支撑拉力P单独作用下的力传递路径。如图10所示，由于滑动节点连接基本没有切向约束界面上主要存在法向张力，可建立仅包含 Psinφ、Pcosφ、P 的等效张力模型。
根据力和弯矩平衡，Psinφ和Pcosφ必须与支撑轴线相交于一点，但它们的作用位置Xb和节点板几何尺寸多参数相关。分析表明，上述参数变化最终会引起两个几何参数db和dc的变化（支撑力以30°传递到节点板焊缝界面后边长中点到支撑轴线的垂直距离） °扩散角），因此只需建立 Xb、Xc 与 db、dc 之间的相关关系。
图 10 独立支撑受拉滑移接头等效拉力模型
3.2 等效拉力施加点位置
如图11所示，通过3个梁柱截面（组1-3）和7个支撑角（A1-A7）的有机组合构建了21个纯钢有限元模型，并且仅对下层施加单调水平。 BRB 的终点 A。位移，为了施加单独的支撑拉力（不考虑梁柱弯曲的开合效应），提取±2%层间位移角下滑移节点连接界面的等效受拉位置，并建立其随db的变化根据 dc 规律，通过多元非线性回归分析，最终建立式（1）和式（2）的理论预测关系。
图12表明，上述预测关系与有限元分析结果吻合较好，从变化趋势可以看出，随着支撑水平角变小（变大），梁侧等效力作用点逐渐增大远离（靠近）梁端。 ，柱侧等效力作用点逐渐接近（远离）柱端。
(a) 模型参数
(b) 模型边界条件和载荷
图11 有限元模型参数（用于确定等效拉力点位置）
(1)
(2)
图 12 理论预测的等效拉力施加点位置与有限元结果对比
4 联合作用下滑动节点的设计方法
4.1 构建设计方法的思路
通过合理的滑缝施工，较好地释放了梁、柱弯曲引起的开合效应。因此，滑动接头更合理的设计方法是仅考虑支撑力（拉/压）各自的单独作用。提出了滑动节点板与螺栓连接的设计方法，然后通过有限元参数分析，对支撑力+开闭效果的组合工况进行了模拟，验证了该方法的合理性。
螺栓连接设计方法：只需考虑支撑的单一受拉情况。先前已经获得了等效拉力施加点位置预测方法。在此基础上，根据高强螺栓受拉连接计算方法，可确定最不利螺栓所承受的拉力Nt（理论值），以螺栓预紧力P为基础，通过有限元模拟，得到其变化规律分析了Nt/P的理论值与不同数值模型关键参数的关系，并基于Nt/P的控制阈值建立了螺栓连接的设计准则。
滑动节点板设计方法：前期研究表明[5]钢结构设计原理论文，当施加独立支撑压力时，滑动节点板连接界面的应力分布与传统焊接节点板基本相同，表明传统焊接节点板节点板设计方法也可能适用于滑动节点板。移动节点板。该方法假设支撑的水平分量和法向分量分别通过梁侧和柱侧的节点板焊接剪力传递。本节以节点板连接边剪应力（均匀分布）不超过其剪切屈服强度标准值的0.7倍作为滑动节点板设计的控制阈值，然后适用通过有限元参数分析对该方法进行了检验。
4.2 有限元模型参数
本节从3.2节（图11）中的三个模型G2、G3和G4中选择三个支撑角A2、A4和A6。基于这9个有限元模型，每个基准模型（在节点板尺寸不变的前提下，设计三种不同的螺栓连接（如G2-A2-1/2/3），改变Nt/P 3种不同螺栓的取值（0.8），得到带楼板的施工27个有限元模型参数（表2），并通过同时施加支撑力和支撑力的联合作用条件验证了上述设计方法的合理性。打开和关闭效果。
表2 有限元模型参数（用于验证设计方法）
4.3 节点板应力分布
图13为9个代表性模型在±2%层间位移角下滑移节点板连接界面的米塞斯应力分布。经过对比分析，得出以下结论：
(1) 对于每个模型，正载荷（拉力下的支撑）时的应力水平低于负载荷（压力下的支撑），可能是因为支撑受压时的滑移界面是正常的硬接触，而支撑时受拉时，会引起梁柱翼缘和端部的面外弯曲，从而削弱法向约束。因此，滑动节点板的设计只需考虑支撑受压工况即可。
(2)采用传统的焊接节点板设计方法，控制设计应力比在0.7以下，可以保证节点板在大变形时处于弹性状态，证明该方法也适用于滑动节点板的设计。
图 13 滑动节点板连接界面处的 Mises 应力分布
4.4 螺栓内力分布及承载力控制
图 14给出了同一9个代表性模型的梁侧螺栓内力随层间位移角的变化规律。实线表示单个支撑力的作用，虚线表示综合作用，BB1→BB4（BB5）表示不同位置的力。螺栓（1 表示从梁和柱的角部开始的第一排螺栓）。经过对比分析，得出以下结论：
(1)当支撑角较小时(A2)，离节点板角部最远的那排螺栓BB4(BB5)的内力最大。当支撑角较大时（A4、A6），距节点板角部最远的一排螺栓BB4（BB5）内力最大。螺栓（BB1）受力最大，这主要是由于支撑角对滑动节点板等效力作用点位置的影响。
(2)与独立支撑力相比，综合作用会导致角部螺栓(BB1)内力随着层间位移的增大而增大。在+2%层间位移角时，梁侧角螺栓内力增加最大14%，柱侧角螺栓内力增加与之相近。设计时必须考虑设计时假设的单独支撑力作用条件与实际组合作用条件差异的影响。
图 14 梁边螺栓内力随层间位移角的变化
图15(a)分析了21个模型的螺栓设计应力比Nt/P对螺栓内力的影响，其中Nb,max为模型在+2%层间位移时螺栓的最大内力角度，Nby 为螺栓屈服轴向力。 。可以看出，当 Nt/P.
图15(b)分析了Nt/P对BRB轴向位移的影响，其中δBRB,T和δBRB,C分别表示±2%层间位移角时支架的拉伸位移和压缩位移，以及两个表示由于螺栓连接中的张力而导致的轴向位移损失。可以看出，当 Nt/P.
综上所述，采用Nt/P=0.8作为螺栓拉力承载力控制阈值，可以有效保证螺栓和BRB的综合工作性能。
(a)对螺栓工作性能的影响
(b) 对BRB轴向位移的影响
图 15 螺栓设计应力比 Nt/P 的影响
4.5 滑动节点的实际设计步骤
上述研究提出了滑动接头的设计方法并验证了其合理性。为了便于工程设计，形成以下实用设计步骤：
步骤1（梁柱节点设计）：上述设计方法是在梁端采用翼缘板式加筋结构且节点域受大地震弹力优化受力的情况下提出的。实际工程应满足上述结构和设计要求。
步骤2（节点板初步设计）：根据支撑压缩的最大轴向力，假设节点板与梁侧端板的焊接连接以及与柱侧端板的焊接连接分别承受支架的水平分力和垂直分力。根据均匀剪切计算节点板连接边缘的剪应力，确保应力比不超过剪切屈服强度标准值的0.7倍，并据此估算节点板的尺寸。
步骤3（螺栓初步设计）：假设梁侧和柱侧螺栓组分别承受支架竖向分力和水平分力，初步设计螺栓组均匀受拉的螺栓连接。此时，螺栓应力比Nt/P可不大于0.6。
步骤4（等效拉力施加点的确定）：根据最初设计的螺栓连接和支撑角度，利用式（1）和式确定梁侧和柱侧螺栓连接的等效拉力点位置（2）。
步骤5（螺栓连接验证）：根据等效拉力点位置，找出最不利的螺栓拉力，并使其设计应力比Nt/P≤0.8。如果不满足上述要求或需要优化设计，则可能需要修改节点板和螺栓连接的尺寸。在这种情况下，需要重复步骤2至5。
五、结论与展望
本文在前期滑动接头实验研究的基础上，通过数值模拟研究进一步优化了滑动接头的受力性能。基于优化结构，揭示了支座独立拉力作用下滑移连接界面的力传递路径，提出了一种基于等效拉力模型及其计算方法的滑动节点板及其实用设计方法。建立联合作用下的螺栓连接。
本文仅研究节点层面的设计方法，尚未涉及与滑移节点连接的梁柱结构的震害控制。关于（1）滑动接头在实际结构中的工作效果如何？ （2）滑动节点的设计方法是否适用于整体结构？ （3）如何通过滑移节点和损伤控制实现下部结构与BRB之间的强度、延性匹配和大震变形协调？诸如此类的一系列问题将在下一期公众号中进行解读，结果已发表于《工程结构》，2023, 275: 115263（文献[9]）。
6. 参考文献
赵俊贤*、林福雄、王展。非力矩支撑框架地震变形对屈曲约束支撑端部连接行为的影响：理论分析和组件试验。地震工程与结构动力学, 2016, 45(3): 359-381 .
赵俊贤*、林福雄、王展。考虑框架作用效应的屈曲约束支撑焊接端部连接的抗震设计：理论、数值和实践方法。工程结构，2017，132：761-777。
