萬財知，方有珍，陳赟，楊永龍，趙凱

（1.江蘇省結構重點實驗室，江蘇蘇州215011；2.蘇州中固建筑科技有限公司，江蘇蘇州215009）

鋼板組合PEC柱-鋼梁T形件摩擦耗能型連接抗震性能研究

萬財知1，方有珍1，陳赟2，楊永龍1，趙凱1

（1.江蘇省結構重點實驗室，江蘇蘇州215011；2.蘇州中固建筑科技有限公司，江蘇蘇州215009）

針對采用摩擦耗能、承壓型受力的PEC柱-鋼梁雙T形摩擦螺栓連接方式，通過低周往復荷載試驗研究和采用有限元軟件ABAQUS模擬驗證，對比分析其承載能力、耗能能力和破壞模式，以驗證模擬的合理性，并進一步對PEC柱截面布置方式（強/弱軸）、軸壓力的影響規(guī)律進行系列有限元分析。結果表明：PEC柱軸壓力產(chǎn)生的二階效應只是影響連接耗能的發(fā)揮進程；PEC柱的布置方式?jīng)Q定梁柱連接剛度匹配而影響力的分配；預拉對穿高強螺栓的設置具有部分自復位功效，且較好實現(xiàn)了混凝土斜壓帶傳力機理；所有試件破壞模式均由于鋼梁相對薄弱截面處形成塑性機構而破壞，且節(jié)點連接轉角基本達到0.035 rad，充分體現(xiàn)摩擦耗能型耗能模式能夠滿足結構耗能性能的要求，而承壓型傳力模式又保證連接的必要安全冗余度，且能較好滿足抗震對其轉動能力的要求。

鋼板組合截面PEC柱；摩擦耗能型連接；抗震性能；試驗研究；有限元分析

鋼板組合截面PEC柱是采用熱軋薄壁鋼板組合焊接而成，并在兩翼緣板間設置橫向拉結筋或拉結板條，且澆筑混凝土而形成的組合柱。這種柱可以通過混凝土與鋼板間組合效應來提高構件承載力，增大構件抗側剛度，改善構件的抗震延性[1-7]。到目前為止，國內外對于梁柱采用對穿高強螺栓、T形件摩擦耗能型連接的相關研究較少。2000年，James A.Swanson[8]對48個T形件試件進行試驗并對螺栓連接方式的受力性能進行了研究；2008年，胡安吉等[9]為了研究高強螺栓摩擦耗能型連接的力學性能，對8個高強螺栓拼接連接進行數(shù)值模擬分析；2012年，方有珍等[10-11]為了研究新型卷邊PEC柱-鋼梁連接節(jié)點的抗震性能，對6個新型PEC柱-鋼梁端板預拉對穿高強螺栓連接中節(jié)點進行了試驗研究。而目前國內外對PEC柱多數(shù)集中在單調荷載下的性能研究，特別是PEC柱-鋼梁連接方面的研究更少。

結合梁柱對穿高強螺栓與T形件相關連接的研究成果[8-12]，提出了通過摩擦實現(xiàn)耗能和采用承壓型強度設計的新型PEC柱-鋼梁節(jié)點連接形式，并對其進行了試驗研究、數(shù)值模擬驗證和設計參數(shù)的有限元分析，揭示連接的抗震機理，為后續(xù)研究和工程應用提供了理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗選取多層框架結構二層梁柱中節(jié)點作為研究對象，根據(jù)框架結構受力特點和實驗室加載能力提取試驗試件原型結構，即柱梁邊界點為其反彎點處，再按照1∶1.6比例加以縮尺得到試驗試件模型。試驗試件SLJ1中PEC柱為卷邊鋼板組合截面強軸布置，鋼板材為Q235，混凝土C25；鋼梁為Q235的I25a工字鋼；鋼梁與T形件腹板通過摩擦耗能型螺栓連接，預緊力為50 kN，摩擦系數(shù)為0.30；T形件翼緣與PEC柱采用10.9級M20對穿高強螺栓進行連接，試件詳見圖1。梁、柱翼緣與腹板鋼板各取3個材性試樣，每批混凝土各預留3個標準試塊，材性實測值見表1。

圖1 試驗試件設計詳圖

表1 試件材性實測材性指標

1.2 試驗方案設計

1.2.1 測點布置與試驗邊界條件測試儀表和應變片如圖2（a）布置，節(jié)點域兩個位移計用于測量節(jié)點域剪切變形；節(jié)點左右梁翼緣中線處布置位移計測出節(jié)點轉角能力，其中兩個位移計布置于端板表面測試節(jié)點梁端轉動變形，另外兩個布置于柱翼緣表面測試整個節(jié)點轉動變形。為了真實模擬試件邊界條件，專門設計制作了6個平面鉸支座，以保證加載與實際受力狀況吻合，見圖2（b）。

1.2.2 加載方案試驗在蘇州科技學院江蘇省結構工程重點實驗室的四連桿加載架上進行，采用位移加載方案，對梁柱節(jié)點的柱頂施加水平低周反復荷載：加載前期4級以5 mm為初級，且按5 mm遞增至20 mm；隨后從27 mm荷載級開始按9 mm遞增，每個加載級循環(huán)3次；加載至99 mm，連接轉角達到結構大震層間側移角限值0.035 rad時宣告試驗結束。試驗加載方案見圖3。

圖2 試驗設備

圖3 試驗加載方案

2 有限元模擬驗證

采用現(xiàn)有有限元軟件ABAQUS對試驗試件模型進行有限元分析。

2.1 有限元模型建立

2.1.1 幾何模型

（1）邊界條件。試驗中為了與實際框架受力吻合，專門設計了6個平面鉸支座對柱梁端部反彎點加以簡化，有限元模型中也相應將梁端與柱端耦合到試驗鉸轉軸線位置，對不同轉軸線上點賦予不同的約束條件：梁端只存在水平平動和繞平面內的轉動；柱底只存在繞平面內的轉動自由度，而柱頂部存在水平、垂直方向的平動和繞平面內的轉動。

（2）單元選擇與網(wǎng)格劃分。在單元選擇過程中，為了更真實模擬連接節(jié)點受力性能，PEC柱鋼板組合截面與混凝土、鋼梁、T形件以及螺栓均選擇六面體的三維實體單元；而拉結筋近似為二力桿，為此按桁架單元處理。為了減少計算時間和提高精度，采用了結構化網(wǎng)格與掃掠網(wǎng)格技術，且在布置網(wǎng)格種子時，考慮到各個部分形狀以及模型中組成部位差異，所有部件選擇以0．01～0．05的尺寸大小布置全局種子。模擬中螺栓及螺栓孔附近選用中性軸算法，其他各部分選用進階算法。基于以上兩個方面處理，試驗試件幾何模型見圖4。

圖4 幾何模型

2.1.2 材料本構

（1）鋼材。鋼材近似為勻質、各向同性材料，PEC柱鋼板組合截面、鋼梁、T形件以及螺栓均采用線性強化彈塑性模型，其各個參數(shù)值均取自試驗實測值，相應表達式見公式（1）。鋼材循環(huán)荷載作用下的材料本構采用Von Mises屈服準則、等向強化與相關聯(lián)的流動法則。

式中，εy為型鋼的屈服應變；σy為鋼材屈服應力；Es為鋼材彈性模量；Est為強化階段直線斜率。

（2）混凝土。采用混凝土單軸受壓的應力-應變曲線模型[13]，同時考慮到實際結構中混凝土處于約束狀態(tài)和拉結板條對混凝土的約束增強作用，其應力-應變關系與棱柱體軸心受壓試驗結果存在差異，為此對混凝土的抗壓強度代表值、峰值壓應變以及曲線形狀參數(shù)作適當修正，按下列公式[14]確定。

其中，n=Ecε0/（Ecε0-fc）；ρc=ρc/Ecε0；x=ε/ε0。式中，ac表示混凝土單軸受壓應力-應變曲線下降段參數(shù)值，fc表示混凝土單軸抗壓強度代表值，ε0表示與fc相應的混凝土峰值壓應變，dc為混凝土單軸受壓損傷演化參數(shù)?？紤]單軸受壓應力-應變曲線的上升段和下降段，二者在峰值點處連續(xù)，則

（3）接觸面處理。試件有限元模型中，PEC柱中混凝土與鋼結構、PEC柱與T形件、T形件與鋼梁以及對穿螺栓與周邊混凝土均采用庫倫摩擦型接觸加以處理，法向選為硬接觸，切向為摩擦面；其中鋼材與混凝土摩擦面的抗滑移系數(shù)取值為0．33[15]，鋼材與鋼材摩擦面的抗滑移系數(shù)取值為0．3[16]；摩擦耗能螺栓桿與孔徑差值取試驗初步測試的1．0 mm，且栓桿與孔壁之間為考慮為法向硬接觸，其螺栓預緊力取試驗值50 kN。

2.2 加載方案

為了保證驗證與試驗更為吻合，有限元模擬中加載方案按照試驗實際加載方案進行，首先施加對拉螺栓預緊力，隨后按試驗位移加載模式對試件實施加載。

2.3 試驗與模擬結果對比

2.3.1 試件滯回曲線試驗與模擬得到水平循環(huán)荷載-柱頂點側移（P-Δ）對比見圖5（a），M-θ曲線見圖5（b）。根據(jù)圖5分析可知，試驗與模擬荷載位移滯回曲線吻合較好；加載初期滯回曲線“捏縮”現(xiàn)象不明顯，主要由于預拉對穿螺栓彈性變形較小，自復位功能未體現(xiàn)；隨著加載的繼續(xù)，節(jié)點連接處出現(xiàn)摩擦滑移，試件承載力不變，預拉對穿螺栓產(chǎn)生的彈性變形基本不變，試件“捏縮”現(xiàn)象近似相同；當加載至摩擦滑移最大值后，滯回曲線“捏縮”現(xiàn)象越來越顯著，原因在于試件中連接從摩擦型轉化為承壓型受力模式，試件承載能力繼續(xù)增大，預拉對穿螺栓產(chǎn)生彈性變形增加使得其自復位功效得以發(fā)揮；隨后T形件外排螺栓附近鋼梁相對薄弱截面開始屈服并不斷擴展。從連接彎矩-轉角（M-θ）滯回曲線中可以看出，節(jié)點連接轉角達到0.04 rad時，試件承載力未出現(xiàn)下降趨勢，這進一步表明該連接形式有效實現(xiàn)了摩擦耗能和承壓型受力的設計目標，較好滿足了結構抗震對節(jié)點轉動能力的需求。

圖5 試件滯回曲線對比

2.3.2 試件耗能結構耗能是評價其抗震性能的重要指標，參照FEMA273建議的方法[17]，各試件等效耗能系數(shù)計算結果見圖6。為了對比試件試驗與模擬的耗能規(guī)律，通過試驗測試結果和模擬數(shù)據(jù)處理得到的M-θ滯回曲線計算等效耗能系數(shù)發(fā)展規(guī)律。

通過圖6對比分析可知，在加載初期，試驗由于試件連接間隙導致其耗能相對模擬偏大；而當試件出現(xiàn)摩擦滑移耗能而未出現(xiàn)栓桿與孔壁擠壓時，試驗與模擬耗能發(fā)展趨勢基本一致；當栓桿與孔壁達到擠壓后，模擬耗能大于試驗耗能，原因主要在于模擬滑移量大于試驗滑移量，導致摩擦滑移耗能增大所致；在整個加載過程中連接的傳力機理基本一致。

2.3.3 試件破壞模式為了進一步驗證有限元模型的合理性，將試驗與模擬得到的破壞模式進行對比，結果見圖7。通過破壞模式比較發(fā)現(xiàn)，試件試驗和模擬得到的破壞模式均為在鋼梁相對薄弱截面處屈服并形成塑性機構。

圖6 試件的滯回耗能對比

圖7 試件破壞模式對比

基于以上對試件試驗和模擬得到的滯回曲線、耗能規(guī)律和破壞模式對比可以看出，模擬結果與試驗吻合較好，充分驗證了建立的有限元模型的合理性。

3 參數(shù)有限元分析

基于以上通過試驗驗證的有限元模型，為進一步研究非卷邊PEC柱截面布置方式（強/弱軸）、軸壓力對連接性能的影響規(guī)律，設計了SLJ-A、SLJ-B和SLJ-C試件（試件SLJ-C為PEC柱弱軸與梁連接，其余試件為PEC柱強軸與梁連接），并進行了有限元分析。所有試件中梁柱用T形件采用螺栓連接，栓桿與孔徑差值取試驗初步測試的1.5 mm；對穿螺栓和摩擦耗能型螺栓預緊力分別取為30 kN和150 kN，摩擦系數(shù)為0.3；試件SLJ-B施加了500 kN軸壓力；試件材料材性均按照試驗材性實測強度取值，且所有參數(shù)試件模擬加載均以節(jié)點連接鋼梁相對薄弱截面處形成塑性機構作為模擬結束標志。

3.1 滯回曲線

模擬得到的柱頂水平P-Δ滯回曲線和相應骨架曲線分別見圖8與圖9。

從圖8分析可得，（1）加載初期，試件基本上處于彈性受力狀態(tài)，預拉對穿螺栓只發(fā)生較小的彈性變形，自復位現(xiàn)象不明顯；隨著荷載的加大，T形件腹板與鋼梁發(fā)生摩擦滑移，試件摩擦耗能增大，但承載力基本維持不變；當摩擦滑移在設計范圍內達到極限時，連接轉化為承壓型受力方式，試件承載力進一步增大，預拉對穿螺栓彈性變形也相應增大，試件自復位效果發(fā)揮更為明顯。（2）試件SLJ-B軸壓力產(chǎn)生的“二階效應”使得梁進入摩擦滑移耗能加快，后期也進一步加快了梁進入屈服的進程；試件SLJ-C由于采用PEC柱弱軸與梁連接，PEC柱弱軸抗側剛度相對較弱導致后期梁進入屈服的進程延緩。

通過圖9分析可知，（1）3個試件初始抗側剛度基本相同，表明在加載初期，鋼柱翼緣間的拉結筋的設置增強了混凝土的約束作用，從而更好實現(xiàn)“抗側受壓構件雙向等剛度”的要求；（2）隨著加載的繼續(xù)，試件均達到滑動摩擦力而進入滑移耗能階段，試件承載力基本保持不變，但摩擦耗能不斷增大；（3）在加載后期，試件SLJ-C的抗側剛度較試件SLJ-A和SLJ-B低，主要是因為試件SLJ-C為PEC柱弱軸與梁連接，PEC柱弱軸抗側剛度偏小所致。

圖8 試件P-Δ曲線

圖9 試件的P-Δ骨架曲線

為了更好揭示梁柱連接與層間側移的關系，進一步對模擬數(shù)據(jù)加以處理得到了梁柱連接M-θ滯回曲線和相應骨架曲線分別見圖10與圖11。

圖10 試件M-θ曲線

圖11 試件M-θ骨架曲線

從圖10進一步表明，加載初期，試件處于彈性受力狀態(tài)而未出現(xiàn)摩擦滑移，且預拉對穿螺栓發(fā)生較小的彈性變形，以致自復位現(xiàn)象不明顯；隨著加載的繼續(xù)，摩擦滑移開始出現(xiàn)和發(fā)展，試件耗能不斷增大；當滑移到達設計預定滑移限值時，摩擦耗能發(fā)揮極致，隨即試件轉化為承壓型受力模式，試件承載力不斷提高，預拉對穿螺栓彈性變形增大導致連接自復位效果更明顯，相應滯回曲線出現(xiàn)顯著的“捏縮”現(xiàn)象；隨后T形件端部外排螺栓附近鋼梁截面出現(xiàn)屈服并不斷擴展，模擬以試件節(jié)點連接鋼梁相對薄弱截面處進入全截面塑性而形成塑性機構宣告結束。

對圖11分析表明，（1）3個試件初始轉動剛度基本一樣，即加載初期，預拉對穿螺栓變形較小，連接轉角主要是來自于柱本身和梁與T形件彎曲彈性變形；（2）隨著加載的繼續(xù)，試件開始摩擦滑移，轉動角度逐漸變大，耗能能力增強；當試件滑動摩擦達到設計預定限值，連接摩擦耗能發(fā)揮極致，梁柱連接轉化為承壓型受力模式，連接抗彎剛度進一步增大、承載力相應提高；隨著加載的繼續(xù)，T形件端部外排螺栓附近梁截面開始屈服，當進入全截面屈服時，則試件塑性機構形成而宣告加載結束；（3）試件SLJ-C的轉角較試件SLJ-A和SLJ-B低，原因可能在于試件SLJ-C為PEC柱弱軸與梁連接，PEC柱弱軸抗側剛度偏小造成其本身變形過大而延緩了梁柱連接轉動能力的發(fā)揮。（4）所有試件節(jié)點轉動角度基本達到大震層間側移角限值0.035 rad，即該連接能較好滿足結構抗震對節(jié)點轉動能力的需求。

3.2 試件耗能

按照等效耗能系數(shù)計算方法[17]處理得到的各試件等效耗能系數(shù)，計算結果見圖12。

圖12 試件的滯回耗能變化規(guī)律

從圖12分析，（1）在整個加載過程中，當T形件與梁接觸面未出現(xiàn)相對滑動之前，試件基本處于彈性階段，試件基本未耗能；當加載至摩擦面開始出現(xiàn)滑移，試件耗能能力瞬時增大，隨后摩擦滑移耗能線性快速增長；當試件滑動摩擦達到設計預定限值約0．02 rad，試件摩擦耗能發(fā)揮到極致，連接相應轉化為承壓型受力模式，試件承載能力繼續(xù)增大；隨著加載繼續(xù)，鋼梁薄弱截面開始進入屈服，試件耗能能力有所增強，但增長趨勢弱于摩擦耗能。（2）試件SLJ-B相比試件SLJ-A，前期耗能規(guī)律基本一致，而后期由于軸壓力產(chǎn)生的二階效應加速其耗能的發(fā)展；試件SLJ-C相對試件SLJ-A和SLJ-B耗能發(fā)展滯后，主要在于試件SLJ-C由于為PEC柱弱軸與梁連接，PEC柱弱軸抗側剛度偏小造成其本身變形過大而延緩了梁柱連接轉動能力的發(fā)揮，但未對耗能規(guī)律產(chǎn)生影響。

3.3 破壞模式

所有試件模擬得到的破壞模式均與試驗結果相同，即T形件外排螺栓附近鋼梁截面進入屈服并形成塑性鉸。

4 節(jié)點域傳力機理

一般鋼框架中節(jié)點在軸力、剪力、彎矩等作用下處于復雜受力狀態(tài)，容易發(fā)生剪切型破壞。本文采用的預拉對穿螺栓PEC柱（非卷邊系列）-鋼梁T形件摩擦耗能型連接，有限元模擬應力云圖（見圖13），進一步驗證了預拉對穿高強螺栓節(jié)點的傳力機理[10-11]：鋼梁在彎矩的作用下，受拉翼緣的拉力通過對穿高強螺栓轉化為對節(jié)點域的壓力，與柱另一側梁受壓翼緣的壓力共同作用下使混凝土產(chǎn)生水平方向壓力；而上下柱彎矩作用使混凝土產(chǎn)生垂直方向壓力，最終使混凝土形成斜壓帶傳力方式，可視為常規(guī)鋼結構節(jié)點域斜加勁作用，降低了節(jié)點域腹板剪切變形需求，相應增大了節(jié)點剛度，更好實現(xiàn)了“強節(jié)點”的抗震設計目標。

圖13 節(jié)點域應力云圖

5 結論

通過對鋼板組合截面PEC柱-鋼梁摩擦耗能型連接試件試驗研究與有限元模擬驗證和相關設計參數(shù)的有限元分析，得出以下結論與建議：

（1）有限元模擬與試驗結果吻合較好，驗證了有限元模擬方法的合理性，為后期相關研究提供了依據(jù)。

（2）PEC柱軸壓力產(chǎn)生的二階效應加快了其耗能的發(fā)展進程，但不影響耗能規(guī)律。

（3）PEC柱布置決定連接的剛度匹配，相應影響其耗能的發(fā)展進程。

（4）預拉對穿螺栓的設置不僅可以實現(xiàn)部分自復位功效，減少節(jié)點的殘余變形，還可以實現(xiàn)節(jié)點域混凝土斜壓帶傳力機理，更好地滿足鋼結構對節(jié)點域剪切變形的要求。

（5）所有試件均由于在鋼梁相對薄弱截面處形成塑性鉸而破壞，且破壞時連接轉角基本達到0．035 rad，較好滿足了抗震對節(jié)點轉動能力的要求，其具有良好的抗倒塌能力。

（6）摩擦耗能型耗能模式不僅滿足結構耗能性能能力，而承壓型傳力模式又能保證連接的必要安全冗余度。

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A study on seismic behavior of built-up thin-walled steel section PEC column-steel beam split-tee joints with frictional energy-dissipation connections

WAN Caizhi1，F(xiàn)ANG Youzhen1，CHEN Yun2，YANG Yonglong1，ZHAO Kai1
（1．Jiangsu Key Laboratory of Structure Engineering,SUST,Suzhou 215011,China;2．Suzhou Zhonggu Building Technology Co．LTD,Suzhou 215000,China）

To investigate the seismic performance of PEC column-steel beam split-tee joints with frictional energy-dissipation connections,the test of the specimens was conducted under the quasi-static cyclic lateral loading and the finite element software ABAQUS was adopted to analyze the hysteretic behaviors,energy-dissipation capacity and failure mode．Furthermore,relevant design parameters such as axial compression,column layout were taken into account to research their effects．The results showed that the second-order effect resulted from the axial compression only influenced the process of the connections energy-dissipation;the column layout affected the stiffness-matching of connections and the inter-force distribution;the setting of the through-out bolts exhibited partial self-centering functions and thus effectively formed the force-transfer mechanism of concrete equivalent strut in the panel zone and correspondingly alleviated the shear resisting demand of steel web;the failure mode primary induced by plastic hinge formed in the weak section of steel beam,and the rotation angles all surpassed 0．035 rad,which showed that the frictional energy-dissipation connection not only soundly achieved energy-dissipation capacity but the force-transferring pattern of bearing type which can ensure its safety margin and well meet the requirement of earthquake resistant for connection rotational capacity．

PEC column with built-up thin-walled steel section;frictional energy-dissipation connection;pseismic performance;test investigation;FE analysis

TU398

A

1672-0679（2015）01-0041-07

（責任編輯：秦中悅）

2014－04-17

國家自然科學基金項目（51078247）；住房與城鄉(xiāng)建設部科研項目（2009-K2-23）；江蘇省自然科學基金項目（BK2009558）

萬財知（1987-），男，湖北宜昌人，碩士研究生。