PEC柱-钢梁边节点摩擦耗能部分自复位连接抗震性能分析

金豪，耿苏齐，翟耀，方有珍，徐飞

（苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室，江苏　苏州　215011）

PEC柱-钢梁边节点摩擦耗能部分自复位连接抗震性能分析

金豪，耿苏齐，翟耀，方有珍，徐飞

（苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室，江苏苏州215011）

为研究新型PEC柱-钢梁组合框架中层边节点摩擦耗能部分自复位连接的抗震性能，考虑PEC柱的布置方式、PEC柱轴压力、预拉杆预应力、加强型盖板厚度与长度、对穿螺栓设置方式等设计参数，利用有限元商业软件ABAQUS建立对应系列数值模型试件并进行循环荷载下的抗震性能的数值模拟。基于数值模拟结果，对各试件的承载能力、耗能能力、自复位功效和节点区传力机理进行了对比分析。结果显示，PEC柱布置方式引起的梁柱刚度匹配的改变和柱轴压力引起的二阶效应相应改变自复位连接的受力发展进程，但对部分自复位传力机理影响甚微；Ma/Mb设计取值对节点连接的自复位功效和耗能能力影响显著，建议合理取值范围为0.40～0.70；所有试件残余转角均不超过自复位残余转角限值0.005 rad，而实际工程作法II型试件在达到预定设计中震侧移角限值0.02 rad后，连接转化为承压型传力模式，随后进一步发挥主体构件梁的受力性能，表明该连接实现了良好的耗能能力、自复位效果和安全冗余度有机统一的性能设计目标。

新型卷边PEC柱；部分自复位连接；摩擦耗能；抗震性能；数值模拟

自复位结构（Self-Centering Structure，SC结构），即在结构主要受力构件（梁、柱或剪力墙）上增设预拉杆和辅助耗能元件，以实现结构震后自行复位、减小残余变形、延缓结构主要受力构件损伤进程和保证结构耗散地震能能力的预定性态设计目标并降低震后修复成本。对于我国处于地震多发区的既有建筑物，一旦震后存在明显残余变形或主要构件遭受严重损伤，则预示其修复难度的加大和相应成本的提高，甚至部分建筑物难以满足其使用功能而丧失了修复继续使用的价值。为此，自复位结构成为了目前结构工程领域的热点研究方向［1-3］。

2005年Rojas等［1］对采用预应力摩擦阻尼连接（PEDC）的6层自复位钢框架进行了数值模拟，对比分析了PEDC的自复位钢框架与焊接抗弯钢框架（WMRF）在8条记录地震波下的抗震性能。研究结果显示:自复位钢框架与焊接抗弯钢框架层间侧移峰值接近，而在设计地震（DBE）水平和罕遇地震（MCE）作用下，其残余侧移峰值分别为焊接抗弯钢框架的23%和20%；2008年Kim和Christopoulos［3］开发了采用硬质钢材与非石棉有机破碎垫片作为摩擦面的自复位连接形式，研究显示其抗弯刚度、极限承载能力和抗震延性均优于常规焊接连接；2009年Iyama等［4］对比分析了梁顶/底翼缘采用摩擦阻尼耗能元件和仅在梁底翼缘采用摩擦阻尼耗能元件的预应力连接6层自复位抗弯框架在实际记录地震波下的抗震性能，结果表明:采用非对称摩擦阻尼耗能元件自复位连接增大了梁截面面积，建造成本提高；2009年Lin等［5］进一步提出了设置在梁腹板部位的摩擦耗能元件（WFD）并进行了系列研究，其中预应力钢绞线和WFD共同提供抗弯钢框架连接的抗弯能力；随后1栋基于性态设计且带有WFD的7跨4层自复位实体结构在洛杉矶坚硬地基上建成，同时利哈伊大学学者采用混合模拟方法对一个0.6比例缩尺的两跨自复位抗弯钢框架模型试验进行了数值模拟以考虑其他部分的影响，结果验证:结构较好实现了“自复位能力、设计地震（DBE）下无损伤和罕遇地震（MCE）下的轻微损伤”的预定性态设计目标。

2012年方有珍等［6-8］在对常规PEC柱研究基础上提出的新型卷边钢板组合截面PEC柱截面形式，不仅维持了原有PEC柱的受力性能优势（增大构件的抗压承载力和水平抗侧刚度，较大幅度改善构件的抗震延性），且消除了常规PEC柱双向刚度差异明显和拉结筋设置造成施工不便的缺陷；节点区对穿螺栓连接不仅增强了自复位功能，还可以将梁受拉翼缘的拉力转化为对节点域的压力，更好实现节点域混凝土斜压带传力机理，从而降低了常规钢结构节点对节点域剪切变形的要求，更好满足了抗震“强节点”的设计要求［9-10］；此外，PEC柱不仅较好地满足SC结构对竖向传力构件抗侧刚度与承载能力要求，且为预拉钢绞线的锚固提供了可靠保障。

由于常规自复位结构必须保证主体结构构件处于弹性状态，造成了结构过大的安全冗余度和较高的建造成本，为了更好实现结构自复位功能、耗能能力和结构安全冗余度三者的有机协调，2014年方有珍等［11-12］对现有自复位连接进行改进，提出了在梁柱节点区梁有限长度范围设置预拉杆和辅助耗能元件的部分自复位连接形式，并对新型卷边PEC柱-钢梁中节点摩擦耗能部分自复位进行试验研究和数值模拟，研究结果证实:试件连接转角接近设计预定的中震层间侧移角限值0.02 rad之前，残余转角均小于小震层间侧移角限值0.005 rad，随后摩擦板长圆孔壁与高强螺栓接触挤压，连接转化为承压型受力模式，即使层间侧移角超过大震层间侧移角限值0.035 rad，其卸载残余转角仍不超过0.01 rad，即该连接形式实现了良好自复位功效、耗能能力和安全冗余度有机统一的设计目标。

为了系统研究新型卷边PEC柱-钢梁框架节点部分自复位连接的抗震性能，取框架中层边节点作为研究对象，考虑调整PEC柱的布置方式、预拉杆预应力大小、盖板的厚度与长度、轴向力等设计参数，利用有限元商业软件Abaqus建立系列计算模型试件并进行数值模拟，研究各设计参数对节点连接复位功效、耗能能力的影响规律，揭示其抗震机理。

1　摩擦耗能型部分自复位连接设计

1.1设计理念与方法

摩擦耗能型梁柱部分自复位连接设计理念参见文献［12］，其弯矩-转角曲线如图1。基于部分自复位设计理念，假定梁在弯曲转动过程中绕梁端翼缘与摩擦T形件接触面外边缘交接点转动，则节点连接受力机理见图2。

图1　弯矩-转角（M-θ）曲线

图2　连接受力机理

基于图2，边节点摩擦耗能部分自复位连接计算公式。

式中，Nc为PEC柱轴压力；Vt为PEC柱顶水平力；Vb为PEC柱底水平剪力；V为梁中剪力；H为PEC柱顶底平面铰支座中心距离；δ为PEC柱顶底相对水平位移；L梁为梁端平面铰支座到节点区中心水平距离；Ma为柱与梁端受拉翼缘消压弯矩；Mb为梁端受拉翼缘侧的摩擦T形件与盖板和梁翼缘开始摩擦滑动时的对应弯矩；FP近似为预拉杆预拉力；ΔFP为柱与粱端脱开至对应阶段预拉杆应力增量；hb为梁翼缘上下摩擦T形件腹板中心间距；Ff为摩擦T形件与盖板和梁翼缘静摩擦合力；EPT为预拉杆的弹性模量；APT为预拉杆的总面积；Δl为梁端受拉部位与摩擦T形件接触面脱开至对应阶段的预拉杆弹性伸长量；l为预拉杆长。

1.2试验试件设计

试验试件选取多层框架结构中的中层梁柱边节点作为研究对象，按照1∶1.6的比例缩尺制作，为更好实现连接部分自复位功效，参照文献［12］对自复位连接脱开弯矩与开始出现摩擦滑移弯矩的比值建议取值范围进行设计:Ma/Mb比值取0.6；PEC柱强轴与钢梁抗弯刚度比按1.4∶1，设计以满足“强柱弱梁”的抗震要求。试件设计结果如下:PEC柱采用Q235B卷边钢板焊接组合截面，混凝土强度等级为C25；钢梁选用Q345工字型钢I25a；摩擦T形件钢材强度为Q235B；盖板由Q345的I25a工字钢剖分而成；摩擦T形件翼缘与PEC柱连接（预紧力50 kN）采用10.9级M20对穿高强螺栓，腹板与盖板和梁翼缘采用M20的12.9级高强螺栓连接（预紧力190 kN、摩擦系数为0.3）预拉杆采用10.9级高强长螺杆，设计详见图3。

图3　试件设计详图

2　有限元模型建立

2.1模拟试件设计

根据T形连接件对穿螺栓布置方式进行分类:即将在摩擦T形连接件翼缘外侧单边布置螺栓的试验试件模型定义为I型，而将对拉螺栓在T形连接件翼缘内外双侧近似对称布置的实际工程作法定义为II型。特别针对II型，重点分析PEC柱强弱轴布置方式、预拉杆初始预拉力大小、加强型盖板厚度和长度、柱顶轴压力等设计参数设计了8个试件，所有试件主要设计参数见表1。

表1　试件主要设计参数

2.2几何模型

（1）边界条件。为了模拟节点上下柱与梁反弯点处，将梁端与柱端耦合到试验铰转轴线对应理想铰接点，并对不同铰接点赋予不同约束条件:梁端铰接点仅在平面内具有水平与转动自由度；柱底铰接点仅在平面内具有转动自由度，而柱顶部则在平面内具有水平、垂直和转动自由度。

（2）单元选择与划分。为了更真实模拟节点连接受力性能，具体单元选取:新型卷边PEC柱钢板组合截面与混凝土、钢梁、摩擦T形件以及螺栓均选择六面体的三维实体单元；而预拉杆采用杆单元（TRUSS）模拟。

试件几何模型见图4。

2.3材料本构

（1）钢材。钢材近似为匀质、各向同性材料，PEC柱钢板组合截面、钢梁、T形耗能板均采用线性强化弹塑性模型，而高强螺栓与预拉杆材料屈服强度较高，受力过程中基本维持在弹性范围内，且所有钢材泊松比取0.3，相应表达式见式（6），具体见图5。文中钢材循环荷载作用下的材料本构采用了Von Mises屈服准则、等向强化与相关联的流动法则。

（2）混凝土。采用混凝土单轴受压的应力-应变曲线模型，同时考虑到实际结构中混凝土处于约束状态和拉结板条对混凝土的约束增强作用，其应力-应变关系与棱柱体轴心受压试验结果存在差异，为此对混凝土的抗压强度代表值、峰值压应变以及曲线形状参数作适当修正［13］。

式中，εy为钢材屈服应变；σy为钢材屈服应力；Est为强化模量。

图4　几何模型

图5　线性强化弹塑性模型

2.4接触面的处理

设计的所有试件模型中，PEC柱中混凝土与钢结构、PEC柱与T形件摩擦板、T形件摩擦板与钢梁和加强型盖板接触面均采用库伦摩擦型接触加以处理:切向采用罚摩擦公式，法向为硬接触，摩擦系数取值为0.3；对穿螺栓与周边混凝土之间摩擦力较小，为此定义为硬接触，而连接高强摩擦螺栓杆与孔壁之间仅在规定距离范围内考虑为法向硬接触；预拉杆与PEC柱之间接触面摩擦作用不考虑。

2.5加载方案

数值模拟中加载分为两步:（1）释放梁端与柱顶所有约束后，对高强螺栓和预拉杆施加的预紧力分别为50 kN和10 kN，预紧力分两次施加，第一次施加较小的预紧力，第二次施加到相应的设计预应力值，其中预拉杆采用降温法进行施加。（2）在梁端与柱顶设置必要约束后，先在PEC柱试件顶部施加设定的恒定轴压力，随后采用位移加载方式对柱顶施加水平往复荷载，且均按7.5mm递增，每级荷载为1个循环，加载应保证达到设计预定的加载，达到设计预定的大震层间侧移角限值0.035 rad作为加载结束标志，见图1。

3　有限元模型验证

首先针对试验试件进行有限元数值模拟以验证文中有限元模型的可行性，模拟对比结果见图6。通过对图对比分析显示:（1）数值模拟得到受力过程中摩擦T形件内翼缘脱开现象与试验基本一致；（2）加载初期，由于主体构件处于弹性状态，数值模拟得到的初始刚度与试验结果吻合较好；（3）随着位移荷载的继续，由于试验试件预应力施加工艺难度和试验过程中预应力损失相对模拟过大，以致模拟承载力相对试验偏低，而数值模拟的卸载自复位相对试验更佳，且受力机理完全相同，充分表明有限元模型的合理性与可行性。

图6　试件试验与模拟结果对比

4　模拟结果分析

4.1节点连接M-θ曲线

根据数值模拟结果计算节点弯矩M和转角θ，其中弯矩M=PH和转角θ=Δ/h（P为柱顶水平力；H为柱上下反弯点距离；Δ为柱边梁端部由弯矩产生的受拉翼缘与柱边脱开的距离；h为梁的高度），得出了各试件的M-θ关系曲线见图7，对应关键数据见表2。

对图7进行分析可知，试验试件模型I-SMJ1的连接弯矩达到33.3 kN·m之前，摩擦T形耗能件与PEC柱接触面仍处于闭合，所有构件均处于弹性状态；继续加载进行，摩擦T形耗能件翼缘内边产生弹性面外变形引起节点连接转角0.000 32 rad，连接转动刚度出现明显下降趋势；加载至连接弯矩达58.452 kN·m，摩擦T形耗能件与梁端接触面脱开进一步增大；随着加载的继续，摩擦T形耗能件与梁和加强型盖板间开始出现滑移耗能；所有卸载至零时，最大连接残余转角均不超过为0.005 rad，基本满足自复位连接的0.005 rad限值要求，表明该连接具有较好的自复位功效；此外，试验试件由于缩尺造成对穿螺栓全部在摩擦T形件翼缘外侧单边布置，翼缘内侧过大的面外弹性变形导致其与PEC柱过早脱开，以致连接转角达到0.02 rad时，摩擦T长圆孔壁仍未与高强螺栓接触挤压，未实现转化承压型连接的设计思想。

图7　节点弯矩-转角滞回曲线

对于采用对穿螺栓在摩擦T形件翼缘内外侧双边布置的相应实际做法的Ⅱ型试件，摩擦T形件与PEC柱接触面在整个加载过程中保持接触紧密，摩擦T形件与梁端接触面脱开弯矩（对应图1中Ma）增大，而对应开始出现摩擦滑移的连接转角（对应为图1中θb）明显减小；当试件连接转角接近设计预定的中震层间侧移角限值0.02 rad（对应图1中θfmax）时，摩擦T形件摩擦高强螺栓杆与长圆孔壁开始接触挤压，连接转化为承压型传力模式，试件承载力又开始明显增大；所有试件卸载至零时，残余转角（θr）均不超过自复位连接残余侧移限值0.005 rad，自复位功效明显。因此，实际做法的II型试件能较好实现了自复位功效、耗能能力与结构安全冗余度有机统一的性能设计目标。

表2　试件关键数据

结合表2进一步分析可知:（1）由于缩尺造成对穿螺栓全部在摩擦T形件翼缘外侧单边布置的试验试件I-SMJ1，加载过程中摩擦T形件翼缘内侧出现过大的面外弹性变形，导致自复位功效、耗能能力与结构安全冗余度三者协调不够理想，而对穿螺栓全部在摩擦T形件翼缘内外侧双边布置的实际做法II型试件，较好实现了部分自复位性能设计目标；（2）PEC柱的布置方式仅改变梁柱连接的刚度匹配，相应影响连接部位力的分配模式，而对部分自复位连接受力机理影响甚微；（3）预拉杆预应力的大小对连接的自复位功效影响明显，当Ma/Mb在0.4～0.7范围之间取值，卸载连接残余转角均不超过自复位残余转角限值0.005 rad，为此建议Ma/Mb在0.4～0.7范围内取值；（4）PEC柱轴压力引起的二阶弯矩加快了自复位连接的受力进程，而不影响其自复位受力机理；（5）加强型盖板改变梁端应力集中现象，相应影响部分自复位连接的承载力与自复位功效。

4.2节点连接耗能

结构滞回耗能是评价结构抗震性能优劣的关键指标，滞回环越饱满，试件耗能能力越强。由于试件为新型PEC柱-钢梁组合框架中层边节点摩擦T形件耗能部分自复位连接，其耗能主要是通过摩擦T形件耗能来实现消耗地震能需求，为此仅从绝对耗能值（即滞回环所包的面积）加以对比分析，计算结果见对比图8。

图8　试件滞回耗能变化规律

通过对图8分析对比显示:（1）由于缩尺造成对穿螺栓全部在摩擦T形件翼缘外侧单边布置的试验试件I-SMJ1，加载过程中摩擦T形件翼缘内侧出现过大的面外弹性变形，造成其摩擦滑移耗能滞后，且耗能发展进程相对采用对穿螺栓在T形件翼缘内外侧双边布置的实际工程作法试件延缓；（2）PEC柱的布置方式相应改变了梁柱的刚度匹配，继而影响连接的耗能发展进程，而PEC柱轴压力引起的二阶效应加快了节点连接的耗能进程，但对部分自复位受力机理影响甚微；（3）加强盖板的长度与厚度对连接的耗能能力影响甚微；（4）能够保证Ma/Mb在0.4～0.7范围的预拉杆预应力取值，随着预应力的增大，连接摩擦滑移相对滞后，一定程度延缓了连接耗能能力的发展进程。

4.3连接应力分布模式

旨在研究新型卷边PEC柱-钢梁组合框架中层边节点摩擦T形件部分自复位连接的抗震性能，为此选取其中一个实际做法II型试件节点连接转角接近设计预定的中震层间侧移角限值0.02 rad加载阶段的应力状况进行了分析，见图9。对图9进行分析可得:（1）对穿螺栓全部在摩擦T形件翼缘内外侧双边布置的实际做法的II型试件在加载至节点连接转角接近设计预定的中震侧移角限值0.02 rad（此时对应图1中θfmax）时，摩擦板长圆孔壁与高强螺栓开始接触挤压，连接转化为承压型受力模式，主受力构件梁进一步发挥作用，试件承载力增大，摩擦T形件摩擦耗能发挥极至，而加强型盖板较好分担了梁端压力，一定程度消除了梁端局压应力集中不利影响，见图9（a）；（2）卸载至零后，节点连接基本复位如初（见图9（b）），残余转角均不超过自复位0.005 rad的最小限值要求，即自复位连接较好实现了自复位功效、耗能能力与结构安全冗余度有机统一的性能设计目标。

5　节点区传力机理

常规钢框架梁柱节点受到与之相连的梁柱传来的弯矩、剪力、轴力等共同作用，处于复杂的应力状态，易发生剪切屈服破坏。试件梁柱节点通过对穿螺栓与预拉杆将梁截面受拉翼缘部分拉力转化为另一侧T形耗能板翼缘对节点区的压力，与PEC柱水平力产生的弯矩联合作用下使节点区混凝土形成斜向压力带传力模式［9-12］，相应降低对节点区剪切性能的要求，更好满足“强节点”的抗震需求，且边节点PEC柱外侧增设钢板使得预拉杆与对穿螺栓受拉转移到节点区的受压面积增大、压力分散，节点区斜压带没有中节点的节点区明显，见图10。

图9　试件Mises应力分布图

图10　节点区传力机理

6　结论与建议

通过对考虑相关设计参数的9个新型卷边PEC柱-钢梁框架中层边节点摩擦T形件部分自复位连接抗震性能的数值模拟，得出以下结论与建议:

（1）对于采用对穿螺栓在摩擦T形件翼缘内外侧布置的实际工程做法II型试件，当连接转角达到设计预定中震层间侧移角限值0.02 rad后，高强螺栓杆与摩擦T形件长圆孔壁接触挤压，连接转化为承压型受力模式，主体构件梁进一步发挥作用，摩擦T形件摩擦耗能发挥极至，且所有试件卸载残余变形均小于自复位0.005 rad的最小限值，即该连接较好实现了自复位功效、耗能能力与结构安全冗余度有机统一的性能设计目标。（2）PEC柱布置方式在一定程度上改变了梁柱的刚度匹配，相应影响连接的耗能发展进程，而PEC柱轴压力引起的二阶效应加快了节点连接的耗能进程，但对部分自复位受力机理影响甚微。（3）加强型盖板改变梁端应力集中现象，相应影响部分自复位连接的承载力与自复位功效，但基本不影响连接的耗能能力。（4）预拉杆预应力取值对连接的自复位功效影响明显，II型试件得Ma/Mb设计值在0.4～0.7范围取值，卸载残余转角均不超过自复位残余转角限值0.005 rad，为此建议Ma/Mb合理取值范围为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，FANG 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

国家自然科学基金项目（51478286）

金豪（1990-），男，河南信阳人，硕士研究生。

通信联系人:方有珍（1972-），男，教授，博士，从事组合结构抗震研究，E-mail:Fyz72@mail.usts.edu.cn。

（责任编辑:秦中悦）