金豪，耿蘇齊，翟耀，方有珍，徐飛

（蘇州科技大學(xué)江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇　蘇州　215011）

PEC柱-鋼梁邊節(jié)點(diǎn)摩擦耗能部分自復(fù)位連接抗震性能分析

金豪，耿蘇齊，翟耀，方有珍，徐飛

（蘇州科技大學(xué)江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇蘇州215011）

為研究新型PEC柱-鋼梁組合框架中層邊節(jié)點(diǎn)摩擦耗能部分自復(fù)位連接的抗震性能，考慮PEC柱的布置方式、PEC柱軸壓力、預(yù)拉桿預(yù)應(yīng)力、加強(qiáng)型蓋板厚度與長度、對穿螺栓設(shè)置方式等設(shè)計(jì)參數(shù)，利用有限元商業(yè)軟件ABAQUS建立對應(yīng)系列數(shù)值模型試件并進(jìn)行循環(huán)荷載下的抗震性能的數(shù)值模擬。基于數(shù)值模擬結(jié)果，對各試件的承載能力、耗能能力、自復(fù)位功效和節(jié)點(diǎn)區(qū)傳力機(jī)理進(jìn)行了對比分析。結(jié)果顯示，PEC柱布置方式引起的梁柱剛度匹配的改變和柱軸壓力引起的二階效應(yīng)相應(yīng)改變自復(fù)位連接的受力發(fā)展進(jìn)程，但對部分自復(fù)位傳力機(jī)理影響甚微；Ma/Mb設(shè)計(jì)取值對節(jié)點(diǎn)連接的自復(fù)位功效和耗能能力影響顯著，建議合理取值范圍為0.40～0.70；所有試件殘余轉(zhuǎn)角均不超過自復(fù)位殘余轉(zhuǎn)角限值0.005 rad，而實(shí)際工程作法II型試件在達(dá)到預(yù)定設(shè)計(jì)中震側(cè)移角限值0.02 rad后，連接轉(zhuǎn)化為承壓型傳力模式，隨后進(jìn)一步發(fā)揮主體構(gòu)件梁的受力性能，表明該連接實(shí)現(xiàn)了良好的耗能能力、自復(fù)位效果和安全冗余度有機(jī)統(tǒng)一的性能設(shè)計(jì)目標(biāo)。

新型卷邊PEC柱；部分自復(fù)位連接；摩擦耗能；抗震性能；數(shù)值模擬

自復(fù)位結(jié)構(gòu)（Self-Centering Structure，SC結(jié)構(gòu)），即在結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件（梁、柱或剪力墻）上增設(shè)預(yù)拉桿和輔助耗能元件，以實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)震后自行復(fù)位、減小殘余變形、延緩結(jié)構(gòu)主要受力構(gòu)件損傷進(jìn)程和保證結(jié)構(gòu)耗散地震能能力的預(yù)定性態(tài)設(shè)計(jì)目標(biāo)并降低震后修復(fù)成本。對于我國處于地震多發(fā)區(qū)的既有建筑物，一旦震后存在明顯殘余變形或主要構(gòu)件遭受嚴(yán)重?fù)p傷，則預(yù)示其修復(fù)難度的加大和相應(yīng)成本的提高，甚至部分建筑物難以滿足其使用功能而喪失了修復(fù)繼續(xù)使用的價(jià)值。為此，自復(fù)位結(jié)構(gòu)成為了目前結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域的熱點(diǎn)研究方向［1-3］。

2005年Rojas等［1］對采用預(yù)應(yīng)力摩擦阻尼連接（PEDC）的6層自復(fù)位鋼框架進(jìn)行了數(shù)值模擬，對比分析了PEDC的自復(fù)位鋼框架與焊接抗彎鋼框架（WMRF）在8條記錄地震波下的抗震性能。研究結(jié)果顯示:自復(fù)位鋼框架與焊接抗彎鋼框架層間側(cè)移峰值接近，而在設(shè)計(jì)地震（DBE）水平和罕遇地震（MCE）作用下，其殘余側(cè)移峰值分別為焊接抗彎鋼框架的23%和20%；2008年Kim和Christopoulos［3］開發(fā)了采用硬質(zhì)鋼材與非石棉有機(jī)破碎墊片作為摩擦面的自復(fù)位連接形式，研究顯示其抗彎剛度、極限承載能力和抗震延性均優(yōu)于常規(guī)焊接連接；2009年Iyama等［4］對比分析了梁頂/底翼緣采用摩擦阻尼耗能元件和僅在梁底翼緣采用摩擦阻尼耗能元件的預(yù)應(yīng)力連接6層自復(fù)位抗彎框架在實(shí)際記錄地震波下的抗震性能，結(jié)果表明:采用非對稱摩擦阻尼耗能元件自復(fù)位連接增大了梁截面面積，建造成本提高；2009年Lin等［5］進(jìn)一步提出了設(shè)置在梁腹板部位的摩擦耗能元件（WFD）并進(jìn)行了系列研究，其中預(yù)應(yīng)力鋼絞線和WFD共同提供抗彎鋼框架連接的抗彎能力；隨后1棟基于性態(tài)設(shè)計(jì)且?guī)в蠾FD的7跨4層自復(fù)位實(shí)體結(jié)構(gòu)在洛杉磯堅(jiān)硬地基上建成，同時(shí)利哈伊大學(xué)學(xué)者采用混合模擬方法對一個(gè)0.6比例縮尺的兩跨自復(fù)位抗彎鋼框架模型試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬以考慮其他部分的影響，結(jié)果驗(yàn)證:結(jié)構(gòu)較好實(shí)現(xiàn)了“自復(fù)位能力、設(shè)計(jì)地震（DBE）下無損傷和罕遇地震（MCE）下的輕微損傷”的預(yù)定性態(tài)設(shè)計(jì)目標(biāo)。

2012年方有珍等［6-8］在對常規(guī)PEC柱研究基礎(chǔ)上提出的新型卷邊鋼板組合截面PEC柱截面形式，不僅維持了原有PEC柱的受力性能優(yōu)勢（增大構(gòu)件的抗壓承載力和水平抗側(cè)剛度，較大幅度改善構(gòu)件的抗震延性），且消除了常規(guī)PEC柱雙向剛度差異明顯和拉結(jié)筋設(shè)置造成施工不便的缺陷；節(jié)點(diǎn)區(qū)對穿螺栓連接不僅增強(qiáng)了自復(fù)位功能，還可以將梁受拉翼緣的拉力轉(zhuǎn)化為對節(jié)點(diǎn)域的壓力，更好實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)域混凝土斜壓帶傳力機(jī)理，從而降低了常規(guī)鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)對節(jié)點(diǎn)域剪切變形的要求，更好滿足了抗震“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”的設(shè)計(jì)要求［9-10］；此外，PEC柱不僅較好地滿足SC結(jié)構(gòu)對豎向傳力構(gòu)件抗側(cè)剛度與承載能力要求，且為預(yù)拉鋼絞線的錨固提供了可靠保障。

由于常規(guī)自復(fù)位結(jié)構(gòu)必須保證主體結(jié)構(gòu)構(gòu)件處于彈性狀態(tài)，造成了結(jié)構(gòu)過大的安全冗余度和較高的建造成本，為了更好實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)自復(fù)位功能、耗能能力和結(jié)構(gòu)安全冗余度三者的有機(jī)協(xié)調(diào)，2014年方有珍等［11-12］對現(xiàn)有自復(fù)位連接進(jìn)行改進(jìn)，提出了在梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)梁有限長度范圍設(shè)置預(yù)拉桿和輔助耗能元件的部分自復(fù)位連接形式，并對新型卷邊PEC柱-鋼梁中節(jié)點(diǎn)摩擦耗能部分自復(fù)位進(jìn)行試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，研究結(jié)果證實(shí):試件連接轉(zhuǎn)角接近設(shè)計(jì)預(yù)定的中震層間側(cè)移角限值0.02 rad之前，殘余轉(zhuǎn)角均小于小震層間側(cè)移角限值0.005 rad，隨后摩擦板長圓孔壁與高強(qiáng)螺栓接觸擠壓，連接轉(zhuǎn)化為承壓型受力模式，即使層間側(cè)移角超過大震層間側(cè)移角限值0.035 rad，其卸載殘余轉(zhuǎn)角仍不超過0.01 rad，即該連接形式實(shí)現(xiàn)了良好自復(fù)位功效、耗能能力和安全冗余度有機(jī)統(tǒng)一的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

為了系統(tǒng)研究新型卷邊PEC柱-鋼梁框架節(jié)點(diǎn)部分自復(fù)位連接的抗震性能，取框架中層邊節(jié)點(diǎn)作為研究對象，考慮調(diào)整PEC柱的布置方式、預(yù)拉桿預(yù)應(yīng)力大小、蓋板的厚度與長度、軸向力等設(shè)計(jì)參數(shù)，利用有限元商業(yè)軟件Abaqus建立系列計(jì)算模型試件并進(jìn)行數(shù)值模擬，研究各設(shè)計(jì)參數(shù)對節(jié)點(diǎn)連接復(fù)位功效、耗能能力的影響規(guī)律，揭示其抗震機(jī)理。

1　摩擦耗能型部分自復(fù)位連接設(shè)計(jì)

1.1設(shè)計(jì)理念與方法

摩擦耗能型梁柱部分自復(fù)位連接設(shè)計(jì)理念參見文獻(xiàn)［12］，其彎矩-轉(zhuǎn)角曲線如圖1。基于部分自復(fù)位設(shè)計(jì)理念，假定梁在彎曲轉(zhuǎn)動(dòng)過程中繞梁端翼緣與摩擦T形件接觸面外邊緣交接點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)，則節(jié)點(diǎn)連接受力機(jī)理見圖2。

圖1　彎矩-轉(zhuǎn)角（M-θ）曲線

圖2　連接受力機(jī)理

基于圖2，邊節(jié)點(diǎn)摩擦耗能部分自復(fù)位連接計(jì)算公式。

式中，Nc為PEC柱軸壓力；Vt為PEC柱頂水平力；Vb為PEC柱底水平剪力；V為梁中剪力；H為PEC柱頂?shù)灼矫驺q支座中心距離；δ為PEC柱頂?shù)紫鄬λ轿灰?；L梁為梁端平面鉸支座到節(jié)點(diǎn)區(qū)中心水平距離；Ma為柱與梁端受拉翼緣消壓彎矩；Mb為梁端受拉翼緣側(cè)的摩擦T形件與蓋板和梁翼緣開始摩擦滑動(dòng)時(shí)的對應(yīng)彎矩；FP近似為預(yù)拉桿預(yù)拉力；ΔFP為柱與粱端脫開至對應(yīng)階段預(yù)拉桿應(yīng)力增量；hb為梁翼緣上下摩擦T形件腹板中心間距；Ff為摩擦T形件與蓋板和梁翼緣靜摩擦合力；EPT為預(yù)拉桿的彈性模量；APT為預(yù)拉桿的總面積；Δl為梁端受拉部位與摩擦T形件接觸面脫開至對應(yīng)階段的預(yù)拉桿彈性伸長量；l為預(yù)拉桿長。

1.2試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)試件選取多層框架結(jié)構(gòu)中的中層梁柱邊節(jié)點(diǎn)作為研究對象，按照1∶1.6的比例縮尺制作，為更好實(shí)現(xiàn)連接部分自復(fù)位功效，參照文獻(xiàn)［12］對自復(fù)位連接脫開彎矩與開始出現(xiàn)摩擦滑移彎矩的比值建議取值范圍進(jìn)行設(shè)計(jì):Ma/Mb比值取0.6；PEC柱強(qiáng)軸與鋼梁抗彎剛度比按1.4∶1，設(shè)計(jì)以滿足“強(qiáng)柱弱梁”的抗震要求。試件設(shè)計(jì)結(jié)果如下:PEC柱采用Q235B卷邊鋼板焊接組合截面，混凝土強(qiáng)度等級為C25；鋼梁選用Q345工字型鋼I25a；摩擦T形件鋼材強(qiáng)度為Q235B；蓋板由Q345的I25a工字鋼剖分而成；摩擦T形件翼緣與PEC柱連接（預(yù)緊力50 kN）采用10.9級M20對穿高強(qiáng)螺栓，腹板與蓋板和梁翼緣采用M20的12.9級高強(qiáng)螺栓連接（預(yù)緊力190 kN、摩擦系數(shù)為0.3）預(yù)拉桿采用10.9級高強(qiáng)長螺桿，設(shè)計(jì)詳見圖3。

圖3　試件設(shè)計(jì)詳圖

2　有限元模型建立

2.1模擬試件設(shè)計(jì)

根據(jù)T形連接件對穿螺栓布置方式進(jìn)行分類:即將在摩擦T形連接件翼緣外側(cè)單邊布置螺栓的試驗(yàn)試件模型定義為I型，而將對拉螺栓在T形連接件翼緣內(nèi)外雙側(cè)近似對稱布置的實(shí)際工程作法定義為II型。特別針對II型，重點(diǎn)分析PEC柱強(qiáng)弱軸布置方式、預(yù)拉桿初始預(yù)拉力大小、加強(qiáng)型蓋板厚度和長度、柱頂軸壓力等設(shè)計(jì)參數(shù)設(shè)計(jì)了8個(gè)試件，所有試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1　試件主要設(shè)計(jì)參數(shù)

2.2幾何模型

（1）邊界條件。為了模擬節(jié)點(diǎn)上下柱與梁反彎點(diǎn)處，將梁端與柱端耦合到試驗(yàn)鉸轉(zhuǎn)軸線對應(yīng)理想鉸接點(diǎn)，并對不同鉸接點(diǎn)賦予不同約束條件:梁端鉸接點(diǎn)僅在平面內(nèi)具有水平與轉(zhuǎn)動(dòng)自由度；柱底鉸接點(diǎn)僅在平面內(nèi)具有轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，而柱頂部則在平面內(nèi)具有水平、垂直和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。

（2）單元選擇與劃分。為了更真實(shí)模擬節(jié)點(diǎn)連接受力性能，具體單元選取:新型卷邊PEC柱鋼板組合截面與混凝土、鋼梁、摩擦T形件以及螺栓均選擇六面體的三維實(shí)體單元；而預(yù)拉桿采用桿單元（TRUSS）模擬。

試件幾何模型見圖4。

2.3材料本構(gòu)

（1）鋼材。鋼材近似為勻質(zhì)、各向同性材料，PEC柱鋼板組合截面、鋼梁、T形耗能板均采用線性強(qiáng)化彈塑性模型，而高強(qiáng)螺栓與預(yù)拉桿材料屈服強(qiáng)度較高，受力過程中基本維持在彈性范圍內(nèi)，且所有鋼材泊松比取0.3，相應(yīng)表達(dá)式見式（6），具體見圖5。文中鋼材循環(huán)荷載作用下的材料本構(gòu)采用了Von Mises屈服準(zhǔn)則、等向強(qiáng)化與相關(guān)聯(lián)的流動(dòng)法則。

（2）混凝土。采用混凝土單軸受壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線模型，同時(shí)考慮到實(shí)際結(jié)構(gòu)中混凝土處于約束狀態(tài)和拉結(jié)板條對混凝土的約束增強(qiáng)作用，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與棱柱體軸心受壓試驗(yàn)結(jié)果存在差異，為此對混凝土的抗壓強(qiáng)度代表值、峰值壓應(yīng)變以及曲線形狀參數(shù)作適當(dāng)修正［13］。

式中，εy為鋼材屈服應(yīng)變；σy為鋼材屈服應(yīng)力；Est為強(qiáng)化模量。

圖4　幾何模型

圖5　線性強(qiáng)化彈塑性模型

2.4接觸面的處理

設(shè)計(jì)的所有試件模型中，PEC柱中混凝土與鋼結(jié)構(gòu)、PEC柱與T形件摩擦板、T形件摩擦板與鋼梁和加強(qiáng)型蓋板接觸面均采用庫倫摩擦型接觸加以處理:切向采用罰摩擦公式，法向?yàn)橛步佑|，摩擦系數(shù)取值為0.3；對穿螺栓與周邊混凝土之間摩擦力較小，為此定義為硬接觸，而連接高強(qiáng)摩擦螺栓桿與孔壁之間僅在規(guī)定距離范圍內(nèi)考慮為法向硬接觸；預(yù)拉桿與PEC柱之間接觸面摩擦作用不考慮。

2.5加載方案

數(shù)值模擬中加載分為兩步:（1）釋放梁端與柱頂所有約束后，對高強(qiáng)螺栓和預(yù)拉桿施加的預(yù)緊力分別為50 kN和10 kN，預(yù)緊力分兩次施加，第一次施加較小的預(yù)緊力，第二次施加到相應(yīng)的設(shè)計(jì)預(yù)應(yīng)力值，其中預(yù)拉桿采用降溫法進(jìn)行施加。（2）在梁端與柱頂設(shè)置必要約束后，先在PEC柱試件頂部施加設(shè)定的恒定軸壓力，隨后采用位移加載方式對柱頂施加水平往復(fù)荷載，且均按7.5mm遞增，每級荷載為1個(gè)循環(huán)，加載應(yīng)保證達(dá)到設(shè)計(jì)預(yù)定的加載，達(dá)到設(shè)計(jì)預(yù)定的大震層間側(cè)移角限值0.035 rad作為加載結(jié)束標(biāo)志，見圖1。

3　有限元模型驗(yàn)證

首先針對試驗(yàn)試件進(jìn)行有限元數(shù)值模擬以驗(yàn)證文中有限元模型的可行性，模擬對比結(jié)果見圖6。通過對圖對比分析顯示:（1）數(shù)值模擬得到受力過程中摩擦T形件內(nèi)翼緣脫開現(xiàn)象與試驗(yàn)基本一致；（2）加載初期，由于主體構(gòu)件處于彈性狀態(tài)，數(shù)值模擬得到的初始剛度與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；（3）隨著位移荷載的繼續(xù)，由于試驗(yàn)試件預(yù)應(yīng)力施加工藝難度和試驗(yàn)過程中預(yù)應(yīng)力損失相對模擬過大，以致模擬承載力相對試驗(yàn)偏低，而數(shù)值模擬的卸載自復(fù)位相對試驗(yàn)更佳，且受力機(jī)理完全相同，充分表明有限元模型的合理性與可行性。

圖6　試件試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比

4　模擬結(jié)果分析

4.1節(jié)點(diǎn)連接M-θ曲線

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果計(jì)算節(jié)點(diǎn)彎矩M和轉(zhuǎn)角θ，其中彎矩M=PH和轉(zhuǎn)角θ=Δ/h（P為柱頂水平力；H為柱上下反彎點(diǎn)距離；Δ為柱邊梁端部由彎矩產(chǎn)生的受拉翼緣與柱邊脫開的距離；h為梁的高度），得出了各試件的M-θ關(guān)系曲線見圖7，對應(yīng)關(guān)鍵數(shù)據(jù)見表2。

對圖7進(jìn)行分析可知，試驗(yàn)試件模型I-SMJ1的連接彎矩達(dá)到33.3 kN·m之前，摩擦T形耗能件與PEC柱接觸面仍處于閉合，所有構(gòu)件均處于彈性狀態(tài)；繼續(xù)加載進(jìn)行，摩擦T形耗能件翼緣內(nèi)邊產(chǎn)生彈性面外變形引起節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)角0.000 32 rad，連接轉(zhuǎn)動(dòng)剛度出現(xiàn)明顯下降趨勢；加載至連接彎矩達(dá)58.452 kN·m，摩擦T形耗能件與梁端接觸面脫開進(jìn)一步增大；隨著加載的繼續(xù)，摩擦T形耗能件與梁和加強(qiáng)型蓋板間開始出現(xiàn)滑移耗能；所有卸載至零時(shí)，最大連接殘余轉(zhuǎn)角均不超過為0.005 rad，基本滿足自復(fù)位連接的0.005 rad限值要求，表明該連接具有較好的自復(fù)位功效；此外，試驗(yàn)試件由于縮尺造成對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣外側(cè)單邊布置，翼緣內(nèi)側(cè)過大的面外彈性變形導(dǎo)致其與PEC柱過早脫開，以致連接轉(zhuǎn)角達(dá)到0.02 rad時(shí)，摩擦T長圓孔壁仍未與高強(qiáng)螺栓接觸擠壓，未實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)化承壓型連接的設(shè)計(jì)思想。

圖7　節(jié)點(diǎn)彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線

對于采用對穿螺栓在摩擦T形件翼緣內(nèi)外側(cè)雙邊布置的相應(yīng)實(shí)際做法的Ⅱ型試件，摩擦T形件與PEC柱接觸面在整個(gè)加載過程中保持接觸緊密，摩擦T形件與梁端接觸面脫開彎矩（對應(yīng)圖1中Ma）增大，而對應(yīng)開始出現(xiàn)摩擦滑移的連接轉(zhuǎn)角（對應(yīng)為圖1中θb）明顯減小；當(dāng)試件連接轉(zhuǎn)角接近設(shè)計(jì)預(yù)定的中震層間側(cè)移角限值0.02 rad（對應(yīng)圖1中θfmax）時(shí)，摩擦T形件摩擦高強(qiáng)螺栓桿與長圓孔壁開始接觸擠壓，連接轉(zhuǎn)化為承壓型傳力模式，試件承載力又開始明顯增大；所有試件卸載至零時(shí)，殘余轉(zhuǎn)角（θr）均不超過自復(fù)位連接殘余側(cè)移限值0.005 rad，自復(fù)位功效明顯。因此，實(shí)際做法的II型試件能較好實(shí)現(xiàn)了自復(fù)位功效、耗能能力與結(jié)構(gòu)安全冗余度有機(jī)統(tǒng)一的性能設(shè)計(jì)目標(biāo)。

表2　試件關(guān)鍵數(shù)據(jù)

結(jié)合表2進(jìn)一步分析可知:（1）由于縮尺造成對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣外側(cè)單邊布置的試驗(yàn)試件I-SMJ1，加載過程中摩擦T形件翼緣內(nèi)側(cè)出現(xiàn)過大的面外彈性變形，導(dǎo)致自復(fù)位功效、耗能能力與結(jié)構(gòu)安全冗余度三者協(xié)調(diào)不夠理想，而對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣內(nèi)外側(cè)雙邊布置的實(shí)際做法II型試件，較好實(shí)現(xiàn)了部分自復(fù)位性能設(shè)計(jì)目標(biāo)；（2）PEC柱的布置方式僅改變梁柱連接的剛度匹配，相應(yīng)影響連接部位力的分配模式，而對部分自復(fù)位連接受力機(jī)理影響甚微；（3）預(yù)拉桿預(yù)應(yīng)力的大小對連接的自復(fù)位功效影響明顯，當(dāng)Ma/Mb在0.4～0.7范圍之間取值，卸載連接殘余轉(zhuǎn)角均不超過自復(fù)位殘余轉(zhuǎn)角限值0.005 rad，為此建議Ma/Mb在0.4～0.7范圍內(nèi)取值；（4）PEC柱軸壓力引起的二階彎矩加快了自復(fù)位連接的受力進(jìn)程，而不影響其自復(fù)位受力機(jī)理；（5）加強(qiáng)型蓋板改變梁端應(yīng)力集中現(xiàn)象，相應(yīng)影響部分自復(fù)位連接的承載力與自復(fù)位功效。

4.2節(jié)點(diǎn)連接耗能

結(jié)構(gòu)滯回耗能是評價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能優(yōu)劣的關(guān)鍵指標(biāo)，滯回環(huán)越飽滿，試件耗能能力越強(qiáng)。由于試件為新型PEC柱-鋼梁組合框架中層邊節(jié)點(diǎn)摩擦T形件耗能部分自復(fù)位連接，其耗能主要是通過摩擦T形件耗能來實(shí)現(xiàn)消耗地震能需求，為此僅從絕對耗能值（即滯回環(huán)所包的面積）加以對比分析，計(jì)算結(jié)果見對比圖8。

圖8　試件滯回耗能變化規(guī)律

通過對圖8分析對比顯示:（1）由于縮尺造成對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣外側(cè)單邊布置的試驗(yàn)試件I-SMJ1，加載過程中摩擦T形件翼緣內(nèi)側(cè)出現(xiàn)過大的面外彈性變形，造成其摩擦滑移耗能滯后，且耗能發(fā)展進(jìn)程相對采用對穿螺栓在T形件翼緣內(nèi)外側(cè)雙邊布置的實(shí)際工程作法試件延緩；（2）PEC柱的布置方式相應(yīng)改變了梁柱的剛度匹配，繼而影響連接的耗能發(fā)展進(jìn)程，而PEC柱軸壓力引起的二階效應(yīng)加快了節(jié)點(diǎn)連接的耗能進(jìn)程，但對部分自復(fù)位受力機(jī)理影響甚微；（3）加強(qiáng)蓋板的長度與厚度對連接的耗能能力影響甚微；（4）能夠保證Ma/Mb在0.4～0.7范圍的預(yù)拉桿預(yù)應(yīng)力取值，隨著預(yù)應(yīng)力的增大，連接摩擦滑移相對滯后，一定程度延緩了連接耗能能力的發(fā)展進(jìn)程。

4.3連接應(yīng)力分布模式

旨在研究新型卷邊PEC柱-鋼梁組合框架中層邊節(jié)點(diǎn)摩擦T形件部分自復(fù)位連接的抗震性能，為此選取其中一個(gè)實(shí)際做法II型試件節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)角接近設(shè)計(jì)預(yù)定的中震層間側(cè)移角限值0.02 rad加載階段的應(yīng)力狀況進(jìn)行了分析，見圖9。對圖9進(jìn)行分析可得:（1）對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣內(nèi)外側(cè)雙邊布置的實(shí)際做法的II型試件在加載至節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)角接近設(shè)計(jì)預(yù)定的中震側(cè)移角限值0.02 rad（此時(shí)對應(yīng)圖1中θfmax）時(shí)，摩擦板長圓孔壁與高強(qiáng)螺栓開始接觸擠壓，連接轉(zhuǎn)化為承壓型受力模式，主受力構(gòu)件梁進(jìn)一步發(fā)揮作用，試件承載力增大，摩擦T形件摩擦耗能發(fā)揮極至，而加強(qiáng)型蓋板較好分擔(dān)了梁端壓力，一定程度消除了梁端局壓應(yīng)力集中不利影響，見圖9（a）；（2）卸載至零后，節(jié)點(diǎn)連接基本復(fù)位如初（見圖9（b）），殘余轉(zhuǎn)角均不超過自復(fù)位0.005 rad的最小限值要求，即自復(fù)位連接較好實(shí)現(xiàn)了自復(fù)位功效、耗能能力與結(jié)構(gòu)安全冗余度有機(jī)統(tǒng)一的性能設(shè)計(jì)目標(biāo)。

5　節(jié)點(diǎn)區(qū)傳力機(jī)理

常規(guī)鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)受到與之相連的梁柱傳來的彎矩、剪力、軸力等共同作用，處于復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)，易發(fā)生剪切屈服破壞。試件梁柱節(jié)點(diǎn)通過對穿螺栓與預(yù)拉桿將梁截面受拉翼緣部分拉力轉(zhuǎn)化為另一側(cè)T形耗能板翼緣對節(jié)點(diǎn)區(qū)的壓力，與PEC柱水平力產(chǎn)生的彎矩聯(lián)合作用下使節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土形成斜向壓力帶傳力模式［9-12］，相應(yīng)降低對節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切性能的要求，更好滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”的抗震需求，且邊節(jié)點(diǎn)PEC柱外側(cè)增設(shè)鋼板使得預(yù)拉桿與對穿螺栓受拉轉(zhuǎn)移到節(jié)點(diǎn)區(qū)的受壓面積增大、壓力分散，節(jié)點(diǎn)區(qū)斜壓帶沒有中節(jié)點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)區(qū)明顯，見圖10。

圖9　試件Mises應(yīng)力分布圖

圖10　節(jié)點(diǎn)區(qū)傳力機(jī)理

6　結(jié)論與建議

通過對考慮相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)的9個(gè)新型卷邊PEC柱-鋼梁框架中層邊節(jié)點(diǎn)摩擦T形件部分自復(fù)位連接抗震性能的數(shù)值模擬，得出以下結(jié)論與建議:

（1）對于采用對穿螺栓在摩擦T形件翼緣內(nèi)外側(cè)布置的實(shí)際工程做法II型試件，當(dāng)連接轉(zhuǎn)角達(dá)到設(shè)計(jì)預(yù)定中震層間側(cè)移角限值0.02 rad后，高強(qiáng)螺栓桿與摩擦T形件長圓孔壁接觸擠壓，連接轉(zhuǎn)化為承壓型受力模式，主體構(gòu)件梁進(jìn)一步發(fā)揮作用，摩擦T形件摩擦耗能發(fā)揮極至，且所有試件卸載殘余變形均小于自復(fù)位0.005 rad的最小限值，即該連接較好實(shí)現(xiàn)了自復(fù)位功效、耗能能力與結(jié)構(gòu)安全冗余度有機(jī)統(tǒng)一的性能設(shè)計(jì)目標(biāo)。（2）PEC柱布置方式在一定程度上改變了梁柱的剛度匹配，相應(yīng)影響連接的耗能發(fā)展進(jìn)程，而PEC柱軸壓力引起的二階效應(yīng)加快了節(jié)點(diǎn)連接的耗能進(jìn)程，但對部分自復(fù)位受力機(jī)理影響甚微。（3）加強(qiáng)型蓋板改變梁端應(yīng)力集中現(xiàn)象，相應(yīng)影響部分自復(fù)位連接的承載力與自復(fù)位功效，但基本不影響連接的耗能能力。（4）預(yù)拉桿預(yù)應(yīng)力取值對連接的自復(fù)位功效影響明顯，II型試件得Ma/Mb設(shè)計(jì)值在0.4～0.7范圍取值，卸載殘余轉(zhuǎn)角均不超過自復(fù)位殘余轉(zhuǎn)角限值0.005 rad，為此建議Ma/Mb合理取值范圍為0.4～0.7。

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Study on the seismic performance of the innovative PEC column-steel beam exterior jointwith the post-tensioned friction damped connection

JIN Hao，GENG Suqi，ZHAIYao，F(xiàn)ANG Youzhen，XU Fei
（Jiangsu Key Laboratory of Structure Engineering，SUST，Suzhou 215011，China）

To investigate the seismic performance innovative PEC column-steel beam inter-story exterior joint with the post-tensioned friction damped connection，several design parameters such as the PEC column layout，the axial compression，the pre-stress of post-tensioned bar，the thickness and the length of reinforced cover plate and the layout of high-strength penetrating bolts were taken into account，and the finite element software ABAQUS was adopted to build a serial models of specimens to simulate their hysteretic behaviors under the lateral cyclic loading.Based on the numerical simulation data，the paper analyzed the specimens'performance including the carrying capacity，energy-dissipation capacity，self-centering function and force-transferring mechanism of the panel zone.The results showed that the PEC column layout and the second-order due to the axial compression only affected the mechanical process but not its self-centering function；the predetermined design value of Ma/Mb was critical for self-centering function and energy-dissipation capacity，and its rational range of 0.40～0.70 was suggested；the residual rotational angles of all specimens were less than 0.005 rad，and all partial self-centering connections of IIspecimen transferred to the bearing type connection when the rotational angle surpassed 0.02 rad at the design earthquake level，and the mechanical performance of steel beam was further developed，correspondingly the performance-based design object of the compatibility between the partial self-centering，the energy-dissipation and the safety redundancy was achieved.

Innovative PEC column；partial self-centering connection；friction energy-dissipation；seismic performance；numerical simulation

TU391

A

1672-0679（2016）03-0010-08

2016-04-18

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51478286）

金豪（1990-），男，河南信陽人，碩士研究生。

通信聯(lián)系人:方有珍（1972-），男，教授，博士，從事組合結(jié)構(gòu)抗震研究，E-mail:Fyz72@mail.usts.edu.cn。

（責(zé)任編輯:秦中悅）