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(cái)知，方有珍，陳赟，楊永龍，趙凱

（1.江蘇省結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(cái)知1，方有珍1，陳赟2，楊永龍1，趙凱1

（1.江蘇省結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(duì)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(fù)荷載試驗(yàn)研究和采用有限元軟件ABAQUS模擬驗(yàn)證，對(duì)比分析其承載能力、耗能能力和破壞模式，以驗(yàn)證模擬的合理性，并進(jìn)一步對(duì)PEC柱截面布置方式（強(qiáng)/弱軸）、軸壓力的影響規(guī)律進(jìn)行系列有限元分析。結(jié)果表明：PEC柱軸壓力產(chǎn)生的二階效應(yīng)只是影響連接耗能的發(fā)揮進(jìn)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(yù)拉對(duì)穿高強(qiáng)螺栓的設(shè)置具有部分自復(fù)位功效，且較好實(shí)現(xiàn)了混凝土斜壓帶傳力機(jī)理；所有試件破壞模式均由于鋼梁相對(duì)薄弱截面處形成塑性機(jī)構(gòu)而破壞，且節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)角基本達(dá)到0.035 rad，充分體現(xiàn)摩擦耗能型耗能模式能夠滿足結(jié)構(gòu)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(duì)其轉(zhuǎn)動(dòng)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(yàn)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(shè)置橫向拉結(jié)筋或拉結(jié)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(yīng)來提高構(gòu)件承載力，增大構(gòu)件抗側(cè)剛度，改善構(gòu)件的抗震延性[1-7]。到目前為止，國(guó)內(nèi)外對(duì)于梁柱采用對(duì)穿高強(qiáng)螺栓、T形件摩擦耗能型連接的相關(guān)研究較少。2000年，James A.Swanson[8]對(duì)48個(gè)T形件試件進(jìn)行試驗(yàn)并對(duì)螺栓連接方式的受力性能進(jìn)行了研究；2008年，胡安吉等[9]為了研究高強(qiáng)螺栓摩擦耗能型連接的力學(xué)性能，對(duì)8個(gè)高強(qiáng)螺栓拼接連接進(jìn)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(diǎn)的抗震性能，對(duì)6個(gè)新型PEC柱-鋼梁端板預(yù)拉對(duì)穿高強(qiáng)螺栓連接中節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究。而目前國(guó)內(nèi)外對(duì)PEC柱多數(shù)集中在單調(diào)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(jié)合梁柱對(duì)穿高強(qiáng)螺栓與T形件相關(guān)連接的研究成果[8-12]，提出了通過摩擦實(shí)現(xiàn)耗能和采用承壓型強(qiáng)度設(shè)計(jì)的新型PEC柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)連接形式，并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)研究、數(shù)值模擬驗(yàn)證和設(shè)計(jì)參數(shù)的有限元分析，揭示連接的抗震機(jī)理，為后續(xù)研究和工程應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)選取多層框架結(jié)構(gòu)二層梁柱中節(jié)點(diǎn)作為研究對(duì)象，根據(jù)框架結(jié)構(gòu)受力特點(diǎn)和實(shí)驗(yàn)室加載能力提取試驗(yàn)試件原型結(jié)構(gòu)，即柱梁邊界點(diǎn)為其反彎點(diǎn)處，再按照1∶1.6比例加以縮尺得到試驗(yàn)試件模型。試驗(yàn)試件SLJ1中PEC柱為卷邊鋼板組合截面強(qiáng)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(yù)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(jí)M20對(duì)穿高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接，試件詳見圖1。梁、柱翼緣與腹板鋼板各取3個(gè)材性試樣，每批混凝土各預(yù)留3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試塊，材性實(shí)測(cè)值見表1。

圖1 試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)詳圖

表1 試件材性實(shí)測(cè)材性指標(biāo)

1.2 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.2.1 測(cè)點(diǎn)布置與試驗(yàn)邊界條件測(cè)試儀表和應(yīng)變片如圖2（a）布置，節(jié)點(diǎn)域兩個(gè)位移計(jì)用于測(cè)量節(jié)點(diǎn)域剪切變形；節(jié)點(diǎn)左右梁翼緣中線處布置位移計(jì)測(cè)出節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角能力，其中兩個(gè)位移計(jì)布置于端板表面測(cè)試節(jié)點(diǎn)梁端轉(zhuǎn)動(dòng)變形，另外兩個(gè)布置于柱翼緣表面測(cè)試整個(gè)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形。為了真實(shí)模擬試件邊界條件，專門設(shè)計(jì)制作了6個(gè)平面鉸支座，以保證加載與實(shí)際受力狀況吻合，見圖2（b）。

1.2.2 加載方案試驗(yàn)在蘇州科技學(xué)院江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室的四連桿加載架上進(jìn)行，采用位移加載方案，對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)的柱頂施加水平低周反復(fù)荷載：加載前期4級(jí)以5 mm為初級(jí)，且按5 mm遞增至20 mm；隨后從27 mm荷載級(jí)開始按9 mm遞增，每個(gè)加載級(jí)循環(huán)3次；加載至99 mm，連接轉(zhuǎn)角達(dá)到結(jié)構(gòu)大震層間側(cè)移角限值0.035 rad時(shí)宣告試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)加載方案見圖3。

圖2 試驗(yàn)設(shè)備

圖3 試驗(yàn)加載方案

2 有限元模擬驗(yàn)證

采用現(xiàn)有有限元軟件ABAQUS對(duì)試驗(yàn)試件模型進(jìn)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(yàn)中為了與實(shí)際框架受力吻合，專門設(shè)計(jì)了6個(gè)平面鉸支座對(duì)柱梁端部反彎點(diǎn)加以簡(jiǎn)化，有限元模型中也相應(yīng)將梁端與柱端耦合到試驗(yàn)鉸轉(zhuǎn)軸線位置，對(duì)不同轉(zhuǎn)軸線上點(diǎn)賦予不同的約束條件：梁端只存在水平平動(dòng)和繞平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)；柱底只存在繞平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，而柱頂部存在水平、垂直方向的平動(dòng)和繞平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動(dòng)。

（2）單元選擇與網(wǎng)格劃分。在單元選擇過程中，為了更真實(shí)模擬連接節(jié)點(diǎn)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(shí)體單元；而拉結(jié)筋近似為二力桿，為此按桁架單元處理。為了減少計(jì)算時(shí)間和提高精度，采用了結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與掃掠網(wǎng)格技術(shù)，且在布置網(wǎng)格種子時(shí)，考慮到各個(gè)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(jìn)階算法?；谝陨蟽蓚€(gè)方面處理，試驗(yàn)試件幾何模型見圖4。

圖4 幾何模型

2.1.2 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形件以及螺栓均采用線性強(qiáng)化彈塑性模型，其各個(gè)參數(shù)值均取自試驗(yàn)實(shí)測(cè)值，相應(yīng)表達(dá)式見公式（1）。鋼材循環(huán)荷載作用下的材料本構(gòu)采用Von Mises屈服準(zhǔn)則、等向強(qiáng)化與相關(guān)聯(lián)的流動(dòng)法則。

式中，εy為型鋼的屈服應(yīng)變；σy為鋼材屈服應(yīng)力；Es為鋼材彈性模量；Est為強(qiáng)化階段直線斜率。

（2）混凝土。采用混凝土單軸受壓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線模型[13]，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(duì)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(duì)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，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(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段參數(shù)值，fc表示混凝土單軸抗壓強(qiáng)度代表值，ε0表示與fc相應(yīng)的混凝土峰值壓應(yīng)變，dc為混凝土單軸受壓損傷演化參數(shù)?？紤]單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線的上升段和下降段，二者在峰值點(diǎn)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(jié)構(gòu)、PEC柱與T形件、T形件與鋼梁以及對(duì)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?yàn)槟Σ撩?；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(yàn)初步測(cè)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(yù)緊力取試驗(yàn)值50 kN。

2.2 加載方案

為了保證驗(yàn)證與試驗(yàn)更為吻合，有限元模擬中加載方案按照試驗(yàn)實(shí)際加載方案進(jìn)行，首先施加對(duì)拉螺栓預(yù)緊力，隨后按試驗(yàn)位移加載模式對(duì)試件實(shí)施加載。

2.3 試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

2.3.1 試件滯回曲線試驗(yàn)與模擬得到水平循環(huán)荷載-柱頂點(diǎn)側(cè)移（P-Δ）對(duì)比見圖5（a），M-θ曲線見圖5（b）。根據(jù)圖5分析可知，試驗(yàn)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(yù)拉對(duì)穿螺栓彈性變形較小，自復(fù)位功能未體現(xiàn)；隨著加載的繼續(xù)，節(jié)點(diǎn)連接處出現(xiàn)摩擦滑移，試件承載力不變，預(yù)拉對(duì)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(dāng)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(zhuǎn)化為承壓型受力模式，試件承載能力繼續(xù)增大，預(yù)拉對(duì)穿螺栓產(chǎn)生彈性變形增加使得其自復(fù)位功效得以發(fā)揮；隨后T形件外排螺栓附近鋼梁相對(duì)薄弱截面開始屈服并不斷擴(kuò)展。從連接彎矩-轉(zhuǎn)角（M-θ）滯回曲線中可以看出，節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)角達(dá)到0.04 rad時(shí)，試件承載力未出現(xiàn)下降趨勢(shì)，這進(jìn)一步表明該連接形式有效實(shí)現(xiàn)了摩擦耗能和承壓型受力的設(shè)計(jì)目標(biāo)，較好滿足了結(jié)構(gòu)抗震對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的需求。

圖5 試件滯回曲線對(duì)比

2.3.2 試件耗能結(jié)構(gòu)耗能是評(píng)價(jià)其抗震性能的重要指標(biāo)，參照FEMA273建議的方法[17]，各試件等效耗能系數(shù)計(jì)算結(jié)果見圖6。為了對(duì)比試件試驗(yàn)與模擬的耗能規(guī)律，通過試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果和模擬數(shù)據(jù)處理得到的M-θ滯回曲線計(jì)算等效耗能系數(shù)發(fā)展規(guī)律。

通過圖6對(duì)比分析可知，在加載初期，試驗(yàn)由于試件連接間隙導(dǎo)致其耗能相對(duì)模擬偏大；而當(dāng)試件出現(xiàn)摩擦滑移耗能而未出現(xiàn)栓桿與孔壁擠壓時(shí)，試驗(yàn)與模擬耗能發(fā)展趨勢(shì)基本一致；當(dāng)栓桿與孔壁達(dá)到擠壓后，模擬耗能大于試驗(yàn)耗能，原因主要在于模擬滑移量大于試驗(yàn)滑移量，導(dǎo)致摩擦滑移耗能增大所致；在整個(gè)加載過程中連接的傳力機(jī)理基本一致。

2.3.3 試件破壞模式為了進(jìn)一步驗(yàn)證有限元模型的合理性，將試驗(yàn)與模擬得到的破壞模式進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見圖7。通過破壞模式比較發(fā)現(xiàn)，試件試驗(yàn)和模擬得到的破壞模式均為在鋼梁相對(duì)薄弱截面處屈服并形成塑性機(jī)構(gòu)。

圖6 試件的滯回耗能對(duì)比

圖7 試件破壞模式對(duì)比

基于以上對(duì)試件試驗(yàn)和模擬得到的滯回曲線、耗能規(guī)律和破壞模式對(duì)比可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)吻合較好，充分驗(yàn)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(yàn)驗(yàn)證的有限元模型，為進(jìn)一步研究非卷邊PEC柱截面布置方式（強(qiáng)/弱軸）、軸壓力對(duì)連接性能的影響規(guī)律，設(shè)計(jì)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(qiáng)軸與梁連接），并進(jìn)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(yàn)初步測(cè)試的1.5 mm；對(duì)穿螺栓和摩擦耗能型螺栓預(yù)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(yàn)材性實(shí)測(cè)強(qiáng)度取值，且所有參數(shù)試件模擬加載均以節(jié)點(diǎn)連接鋼梁相對(duì)薄弱截面處形成塑性機(jī)構(gòu)作為模擬結(jié)束標(biāo)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(yīng)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(yù)拉對(duì)穿螺栓只發(fā)生較小的彈性變形，自復(fù)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(dāng)摩擦滑移在設(shè)計(jì)范圍內(nèi)達(dá)到極限時(shí)，連接轉(zhuǎn)化為承壓型受力方式，試件承載力進(jìn)一步增大，預(yù)拉對(duì)穿螺栓彈性變形也相應(yīng)增大，試件自復(fù)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(yīng)”使得梁進(jìn)入摩擦滑移耗能加快，后期也進(jìn)一步加快了梁進(jìn)入屈服的進(jìn)程；試件SLJ-C由于采用PEC柱弱軸與梁連接，PEC柱弱軸抗側(cè)剛度相對(duì)較弱導(dǎo)致后期梁進(jìn)入屈服的進(jìn)程延緩。

通過圖9分析可知，（1）3個(gè)試件初始抗側(cè)剛度基本相同，表明在加載初期，鋼柱翼緣間的拉結(jié)筋的設(shè)置增強(qiáng)了混凝土的約束作用，從而更好實(shí)現(xiàn)“抗側(cè)受壓構(gòu)件雙向等剛度”的要求；（2）隨著加載的繼續(xù)，試件均達(dá)到滑動(dòng)摩擦力而進(jìn)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(cè)剛度較試件SLJ-A和SLJ-B低，主要是因?yàn)樵嚰LJ-C為PEC柱弱軸與梁連接，PEC柱弱軸抗側(cè)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(cè)移的關(guān)系，進(jìn)一步對(duì)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(yīng)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(jìn)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(yù)拉對(duì)穿螺栓發(fā)生較小的彈性變形，以致自復(fù)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(dāng)滑移到達(dá)設(shè)計(jì)預(yù)定滑移限值時(shí)，摩擦耗能發(fā)揮極致，隨即試件轉(zhuǎn)化為承壓型受力模式，試件承載力不斷提高，預(yù)拉對(duì)穿螺栓彈性變形增大導(dǎo)致連接自復(fù)位效果更明顯，相應(yīng)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(kuò)展，模擬以試件節(jié)點(diǎn)連接鋼梁相對(duì)薄弱截面處進(jìn)入全截面塑性而形成塑性機(jī)構(gòu)宣告結(jié)束。

對(duì)圖11分析表明，（1）3個(gè)試件初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度基本一樣，即加載初期，預(yù)拉對(duì)穿螺栓變形較小，連接轉(zhuǎn)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(zhuǎn)動(dòng)角度逐漸變大，耗能能力增強(qiáng)；當(dāng)試件滑動(dòng)摩擦達(dá)到設(shè)計(jì)預(yù)定限值，連接摩擦耗能發(fā)揮極致，梁柱連接轉(zhuǎn)化為承壓型受力模式，連接抗彎剛度進(jìn)一步增大、承載力相應(yīng)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(dāng)進(jìn)入全截面屈服時(shí)，則試件塑性機(jī)構(gòu)形成而宣告加載結(jié)束；（3）試件SLJ-C的轉(zhuǎn)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(cè)剛度偏小造成其本身變形過大而延緩了梁柱連接轉(zhuǎn)動(dòng)能力的發(fā)揮。（4）所有試件節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)角度基本達(dá)到大震層間側(cè)移角限值0.035 rad，即該連接能較好滿足結(jié)構(gòu)抗震對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的需求。

3.2 試件耗能

按照等效耗能系數(shù)計(jì)算方法[17]處理得到的各試件等效耗能系數(shù)，計(jì)算結(jié)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(gè)加載過程中，當(dāng)T形件與梁接觸面未出現(xiàn)相對(duì)滑動(dòng)之前，試件基本處于彈性階段，試件基本未耗能；當(dāng)加載至摩擦面開始出現(xiàn)滑移，試件耗能能力瞬時(shí)增大，隨后摩擦滑移耗能線性快速增長(zhǎng)；當(dāng)試件滑動(dòng)摩擦達(dá)到設(shè)計(jì)預(yù)定限值約0．02 rad，試件摩擦耗能發(fā)揮到極致，連接相應(yīng)轉(zhuǎn)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(jìn)入屈服，試件耗能能力有所增強(qiáng)，但增長(zhǎng)趨勢(shì)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(yīng)加速其耗能的發(fā)展；試件SLJ-C相對(duì)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(cè)剛度偏小造成其本身變形過大而延緩了梁柱連接轉(zhuǎn)動(dòng)能力的發(fā)揮，但未對(duì)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(yàn)結(jié)果相同，即T形件外排螺栓附近鋼梁截面進(jìn)入屈服并形成塑性鉸。

4 節(jié)點(diǎn)域傳力機(jī)理

一般鋼框架中節(jié)點(diǎn)在軸力、剪力、彎矩等作用下處于復(fù)雜受力狀態(tài)，容易發(fā)生剪切型破壞。本文采用的預(yù)拉對(duì)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(yīng)力云圖（見圖13），進(jìn)一步驗(yàn)證了預(yù)拉對(duì)穿高強(qiáng)螺栓節(jié)點(diǎn)的傳力機(jī)理[10-11]：鋼梁在彎矩的作用下，受拉翼緣的拉力通過對(duì)穿高強(qiáng)螺栓轉(zhuǎn)化為對(duì)節(jié)點(diǎn)域的壓力，與柱另一側(cè)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(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)域斜加勁作用，降低了節(jié)點(diǎn)域腹板剪切變形需求，相應(yīng)增大了節(jié)點(diǎn)剛度，更好實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”的抗震設(shè)計(jì)目標(biāo)。

圖13 節(jié)點(diǎn)域應(yīng)力云圖

5 結(jié)論

通過對(duì)鋼板組合截面PEC柱-鋼梁摩擦耗能型連接試件試驗(yàn)研究與有限元模擬驗(yàn)證和相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)的有限元分析，得出以下結(jié)論與建議：

（1）有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了有限元模擬方法的合理性，為后期相關(guān)研究提供了依據(jù)。

（2）PEC柱軸壓力產(chǎn)生的二階效應(yīng)加快了其耗能的發(fā)展進(jìn)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(yīng)影響其耗能的發(fā)展進(jìn)程。

（4）預(yù)拉對(duì)穿螺栓的設(shè)置不僅可以實(shí)現(xiàn)部分自復(fù)位功效，減少節(jié)點(diǎn)的殘余變形，還可以實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)域混凝土斜壓帶傳力機(jī)理，更好地滿足鋼結(jié)構(gòu)對(duì)節(jié)點(diǎn)域剪切變形的要求。

（5）所有試件均由于在鋼梁相對(duì)薄弱截面處形成塑性鉸而破壞，且破壞時(shí)連接轉(zhuǎn)角基本達(dá)到0．035 rad，較好滿足了抗震對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)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(jié)構(gòu)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(zé)任編輯：秦中悅）

2014－04-17

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51078247）；住房與城鄉(xiāng)建設(shè)部科研項(xiàng)目（2009-K2-23）；江蘇省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（BK2009558）

萬財(cái)知（1987-），男，湖北宜昌人，碩士研究生。