钢板组合PEC柱-钢梁T形件摩擦耗能型连接抗震性能研究

万财知，方有珍，陈赟，杨永龙，赵凯

（1.江苏省结构重点实验室，江苏苏州215011；2.苏州中固建筑科技有限公司，江苏苏州215009）

钢板组合PEC柱-钢梁T形件摩擦耗能型连接抗震性能研究

万财知1，方有珍1，陈赟2，杨永龙1，赵凯1

（1.江苏省结构重点实验室，江苏苏州215011；2.苏州中固建筑科技有限公司，江苏苏州215009）

针对采用摩擦耗能、承压型受力的PEC柱-钢梁双T形摩擦螺栓连接方式，通过低周往复荷载试验研究和采用有限元软件ABAQUS模拟验证，对比分析其承载能力、耗能能力和破坏模式，以验证模拟的合理性，并进一步对PEC柱截面布置方式（强/弱轴）、轴压力的影响规律进行系列有限元分析。结果表明：PEC柱轴压力产生的二阶效应只是影响连接耗能的发挥进程；PEC柱的布置方式决定梁柱连接刚度匹配而影响力的分配；预拉对穿高强螺栓的设置具有部分自复位功效，且较好实现了混凝土斜压带传力机理；所有试件破坏模式均由于钢梁相对薄弱截面处形成塑性机构而破坏，且节点连接转角基本达到0.035 rad，充分体现摩擦耗能型耗能模式能够满足结构耗能性能的要求，而承压型传力模式又保证连接的必要安全冗余度，且能较好满足抗震对其转动能力的要求。

钢板组合截面PEC柱；摩擦耗能型连接；抗震性能；试验研究；有限元分析

钢板组合截面PEC柱是采用热轧薄壁钢板组合焊接而成，并在两翼缘板间设置横向拉结筋或拉结板条，且浇筑混凝土而形成的组合柱。这种柱可以通过混凝土与钢板间组合效应来提高构件承载力，增大构件抗侧刚度，改善构件的抗震延性[1-7]。到目前为止，国内外对于梁柱采用对穿高强螺栓、T形件摩擦耗能型连接的相关研究较少。2000年，James A.Swanson[8]对48个T形件试件进行试验并对螺栓连接方式的受力性能进行了研究；2008年，胡安吉等[9]为了研究高强螺栓摩擦耗能型连接的力学性能，对8个高强螺栓拼接连接进行数值模拟分析；2012年，方有珍等[10-11]为了研究新型卷边PEC柱-钢梁连接节点的抗震性能，对6个新型PEC柱-钢梁端板预拉对穿高强螺栓连接中节点进行了试验研究。而目前国内外对PEC柱多数集中在单调荷载下的性能研究，特别是PEC柱-钢梁连接方面的研究更少。

结合梁柱对穿高强螺栓与T形件相关连接的研究成果[8-12]，提出了通过摩擦实现耗能和采用承压型强度设计的新型PEC柱-钢梁节点连接形式，并对其进行了试验研究、数值模拟验证和设计参数的有限元分析，揭示连接的抗震机理，为后续研究和工程应用提供了理论依据。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验选取多层框架结构二层梁柱中节点作为研究对象，根据框架结构受力特点和实验室加载能力提取试验试件原型结构，即柱梁边界点为其反弯点处，再按照1∶1.6比例加以缩尺得到试验试件模型。试验试件SLJ1中PEC柱为卷边钢板组合截面强轴布置，钢板材为Q235，混凝土C25；钢梁为Q235的I25a工字钢；钢梁与T形件腹板通过摩擦耗能型螺栓连接，预紧力为50 kN，摩擦系数为0.30；T形件翼缘与PEC柱采用10.9级M20对穿高强螺栓进行连接，试件详见图1。梁、柱翼缘与腹板钢板各取3个材性试样，每批混凝土各预留3个标准试块，材性实测值见表1。

图1 试验试件设计详图

表1 试件材性实测材性指标

1.2 试验方案设计

1.2.1 测点布置与试验边界条件测试仪表和应变片如图2（a）布置，节点域两个位移计用于测量节点域剪切变形；节点左右梁翼缘中线处布置位移计测出节点转角能力，其中两个位移计布置于端板表面测试节点梁端转动变形，另外两个布置于柱翼缘表面测试整个节点转动变形。为了真实模拟试件边界条件，专门设计制作了6个平面铰支座，以保证加载与实际受力状况吻合，见图2（b）。

1.2.2 加载方案试验在苏州科技学院江苏省结构工程重点实验室的四连杆加载架上进行，采用位移加载方案，对梁柱节点的柱顶施加水平低周反复荷载：加载前期4级以5 mm为初级，且按5 mm递增至20 mm；随后从27 mm荷载级开始按9 mm递增，每个加载级循环3次；加载至99 mm，连接转角达到结构大震层间侧移角限值0.035 rad时宣告试验结束。试验加载方案见图3。

图2 试验设备

图3 试验加载方案

2 有限元模拟验证

采用现有有限元软件ABAQUS对试验试件模型进行有限元分析。

2.1 有限元模型建立

2.1.1 几何模型

（1）边界条件。试验中为了与实际框架受力吻合，专门设计了6个平面铰支座对柱梁端部反弯点加以简化，有限元模型中也相应将梁端与柱端耦合到试验铰转轴线位置，对不同转轴线上点赋予不同的约束条件：梁端只存在水平平动和绕平面内的转动；柱底只存在绕平面内的转动自由度，而柱顶部存在水平、垂直方向的平动和绕平面内的转动。

（2）单元选择与网格划分。在单元选择过程中，为了更真实模拟连接节点受力性能，PEC柱钢板组合截面与混凝土、钢梁、T形件以及螺栓均选择六面体的三维实体单元；而拉结筋近似为二力杆，为此按桁架单元处理。为了减少计算时间和提高精度，采用了结构化网格与扫掠网格技术，且在布置网格种子时，考虑到各个部分形状以及模型中组成部位差异，所有部件选择以0．01～0．05的尺寸大小布置全局种子。模拟中螺栓及螺栓孔附近选用中性轴算法，其他各部分选用进阶算法。基于以上两个方面处理，试验试件几何模型见图4。

图4 几何模型

2.1.2 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形件以及螺栓均采用线性强化弹塑性模型，其各个参数值均取自试验实测值，相应表达式见公式（1）。钢材循环荷载作用下的材料本构采用Von Mises屈服准则、等向强化与相关联的流动法则。

式中，εy为型钢的屈服应变；σy为钢材屈服应力；Es为钢材弹性模量；Est为强化阶段直线斜率。

（2）混凝土。采用混凝土单轴受压的应力-应变曲线模型[13]，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，按下列公式[14]确定。

其中，n=Ecε0/（Ecε0-fc）；ρc=ρc/Ecε0；x=ε/ε0。式中，ac表示混凝土单轴受压应力-应变曲线下降段参数值，fc表示混凝土单轴抗压强度代表值，ε0表示与fc相应的混凝土峰值压应变，dc为混凝土单轴受压损伤演化参数。考虑单轴受压应力-应变曲线的上升段和下降段，二者在峰值点处连续，则

（3）接触面处理。试件有限元模型中，PEC柱中混凝土与钢结构、PEC柱与T形件、T形件与钢梁以及对穿螺栓与周边混凝土均采用库伦摩擦型接触加以处理，法向选为硬接触，切向为摩擦面；其中钢材与混凝土摩擦面的抗滑移系数取值为0．33[15]，钢材与钢材摩擦面的抗滑移系数取值为0．3[16]；摩擦耗能螺栓杆与孔径差值取试验初步测试的1．0 mm，且栓杆与孔壁之间为考虑为法向硬接触，其螺栓预紧力取试验值50 kN。

2.2 加载方案

为了保证验证与试验更为吻合，有限元模拟中加载方案按照试验实际加载方案进行，首先施加对拉螺栓预紧力，随后按试验位移加载模式对试件实施加载。

2.3 试验与模拟结果对比

2.3.1 试件滞回曲线试验与模拟得到水平循环荷载-柱顶点侧移（P-Δ）对比见图5（a），M-θ曲线见图5（b）。根据图5分析可知，试验与模拟荷载位移滞回曲线吻合较好；加载初期滞回曲线“捏缩”现象不明显，主要由于预拉对穿螺栓弹性变形较小，自复位功能未体现；随着加载的继续，节点连接处出现摩擦滑移，试件承载力不变，预拉对穿螺栓产生的弹性变形基本不变，试件“捏缩”现象近似相同；当加载至摩擦滑移最大值后，滞回曲线“捏缩”现象越来越显著，原因在于试件中连接从摩擦型转化为承压型受力模式，试件承载能力继续增大，预拉对穿螺栓产生弹性变形增加使得其自复位功效得以发挥；随后T形件外排螺栓附近钢梁相对薄弱截面开始屈服并不断扩展。从连接弯矩-转角（M-θ）滞回曲线中可以看出，节点连接转角达到0.04 rad时，试件承载力未出现下降趋势，这进一步表明该连接形式有效实现了摩擦耗能和承压型受力的设计目标，较好满足了结构抗震对节点转动能力的需求。

图5 试件滞回曲线对比

2.3.2 试件耗能结构耗能是评价其抗震性能的重要指标，参照FEMA273建议的方法[17]，各试件等效耗能系数计算结果见图6。为了对比试件试验与模拟的耗能规律，通过试验测试结果和模拟数据处理得到的M-θ滞回曲线计算等效耗能系数发展规律。

通过图6对比分析可知，在加载初期，试验由于试件连接间隙导致其耗能相对模拟偏大；而当试件出现摩擦滑移耗能而未出现栓杆与孔壁挤压时，试验与模拟耗能发展趋势基本一致；当栓杆与孔壁达到挤压后，模拟耗能大于试验耗能，原因主要在于模拟滑移量大于试验滑移量，导致摩擦滑移耗能增大所致；在整个加载过程中连接的传力机理基本一致。

2.3.3 试件破坏模式为了进一步验证有限元模型的合理性，将试验与模拟得到的破坏模式进行对比，结果见图7。通过破坏模式比较发现，试件试验和模拟得到的破坏模式均为在钢梁相对薄弱截面处屈服并形成塑性机构。

图6 试件的滞回耗能对比

图7 试件破坏模式对比

基于以上对试件试验和模拟得到的滞回曲线、耗能规律和破坏模式对比可以看出，模拟结果与试验吻合较好，充分验证了建立的有限元模型的合理性。

3 参数有限元分析

基于以上通过试验验证的有限元模型，为进一步研究非卷边PEC柱截面布置方式（强/弱轴）、轴压力对连接性能的影响规律，设计了SLJ-A、SLJ-B和SLJ-C试件（试件SLJ-C为PEC柱弱轴与梁连接，其余试件为PEC柱强轴与梁连接），并进行了有限元分析。所有试件中梁柱用T形件采用螺栓连接，栓杆与孔径差值取试验初步测试的1.5 mm；对穿螺栓和摩擦耗能型螺栓预紧力分别取为30 kN和150 kN，摩擦系数为0.3；试件SLJ-B施加了500 kN轴压力；试件材料材性均按照试验材性实测强度取值，且所有参数试件模拟加载均以节点连接钢梁相对薄弱截面处形成塑性机构作为模拟结束标志。

3.1 滞回曲线

模拟得到的柱顶水平P-Δ滞回曲线和相应骨架曲线分别见图8与图9。

从图8分析可得，（1）加载初期，试件基本上处于弹性受力状态，预拉对穿螺栓只发生较小的弹性变形，自复位现象不明显；随着荷载的加大，T形件腹板与钢梁发生摩擦滑移，试件摩擦耗能增大，但承载力基本维持不变；当摩擦滑移在设计范围内达到极限时，连接转化为承压型受力方式，试件承载力进一步增大，预拉对穿螺栓弹性变形也相应增大，试件自复位效果发挥更为明显。（2）试件SLJ-B轴压力产生的“二阶效应”使得梁进入摩擦滑移耗能加快，后期也进一步加快了梁进入屈服的进程；试件SLJ-C由于采用PEC柱弱轴与梁连接，PEC柱弱轴抗侧刚度相对较弱导致后期梁进入屈服的进程延缓。

通过图9分析可知，（1）3个试件初始抗侧刚度基本相同，表明在加载初期，钢柱翼缘间的拉结筋的设置增强了混凝土的约束作用，从而更好实现“抗侧受压构件双向等刚度”的要求；（2）随着加载的继续，试件均达到滑动摩擦力而进入滑移耗能阶段，试件承载力基本保持不变，但摩擦耗能不断增大；（3）在加载后期，试件SLJ-C的抗侧刚度较试件SLJ-A和SLJ-B低，主要是因为试件SLJ-C为PEC柱弱轴与梁连接，PEC柱弱轴抗侧刚度偏小所致。

图8 试件P-Δ曲线

图9 试件的P-Δ骨架曲线

为了更好揭示梁柱连接与层间侧移的关系，进一步对模拟数据加以处理得到了梁柱连接M-θ滞回曲线和相应骨架曲线分别见图10与图11。

图10 试件M-θ曲线

图11 试件M-θ骨架曲线

从图10进一步表明，加载初期，试件处于弹性受力状态而未出现摩擦滑移，且预拉对穿螺栓发生较小的弹性变形，以致自复位现象不明显；随着加载的继续，摩擦滑移开始出现和发展，试件耗能不断增大；当滑移到达设计预定滑移限值时，摩擦耗能发挥极致，随即试件转化为承压型受力模式，试件承载力不断提高，预拉对穿螺栓弹性变形增大导致连接自复位效果更明显，相应滞回曲线出现显著的“捏缩”现象；随后T形件端部外排螺栓附近钢梁截面出现屈服并不断扩展，模拟以试件节点连接钢梁相对薄弱截面处进入全截面塑性而形成塑性机构宣告结束。

对图11分析表明，（1）3个试件初始转动刚度基本一样，即加载初期，预拉对穿螺栓变形较小，连接转角主要是来自于柱本身和梁与T形件弯曲弹性变形；（2）随着加载的继续，试件开始摩擦滑移，转动角度逐渐变大，耗能能力增强；当试件滑动摩擦达到设计预定限值，连接摩擦耗能发挥极致，梁柱连接转化为承压型受力模式，连接抗弯刚度进一步增大、承载力相应提高；随着加载的继续，T形件端部外排螺栓附近梁截面开始屈服，当进入全截面屈服时，则试件塑性机构形成而宣告加载结束；（3）试件SLJ-C的转角较试件SLJ-A和SLJ-B低，原因可能在于试件SLJ-C为PEC柱弱轴与梁连接，PEC柱弱轴抗侧刚度偏小造成其本身变形过大而延缓了梁柱连接转动能力的发挥。（4）所有试件节点转动角度基本达到大震层间侧移角限值0.035 rad，即该连接能较好满足结构抗震对节点转动能力的需求。

3.2 试件耗能

按照等效耗能系数计算方法[17]处理得到的各试件等效耗能系数，计算结果见图12。

图12 试件的滞回耗能变化规律

从图12分析，（1）在整个加载过程中，当T形件与梁接触面未出现相对滑动之前，试件基本处于弹性阶段，试件基本未耗能；当加载至摩擦面开始出现滑移，试件耗能能力瞬时增大，随后摩擦滑移耗能线性快速增长；当试件滑动摩擦达到设计预定限值约0．02 rad，试件摩擦耗能发挥到极致，连接相应转化为承压型受力模式，试件承载能力继续增大；随着加载继续，钢梁薄弱截面开始进入屈服，试件耗能能力有所增强，但增长趋势弱于摩擦耗能。（2）试件SLJ-B相比试件SLJ-A，前期耗能规律基本一致，而后期由于轴压力产生的二阶效应加速其耗能的发展；试件SLJ-C相对试件SLJ-A和SLJ-B耗能发展滞后，主要在于试件SLJ-C由于为PEC柱弱轴与梁连接，PEC柱弱轴抗侧刚度偏小造成其本身变形过大而延缓了梁柱连接转动能力的发挥，但未对耗能规律产生影响。

3.3 破坏模式

所有试件模拟得到的破坏模式均与试验结果相同，即T形件外排螺栓附近钢梁截面进入屈服并形成塑性铰。

4 节点域传力机理

一般钢框架中节点在轴力、剪力、弯矩等作用下处于复杂受力状态，容易发生剪切型破坏。本文采用的预拉对穿螺栓PEC柱（非卷边系列）-钢梁T形件摩擦耗能型连接，有限元模拟应力云图（见图13），进一步验证了预拉对穿高强螺栓节点的传力机理[10-11]：钢梁在弯矩的作用下，受拉翼缘的拉力通过对穿高强螺栓转化为对节点域的压力，与柱另一侧梁受压翼缘的压力共同作用下使混凝土产生水平方向压力；而上下柱弯矩作用使混凝土产生垂直方向压力，最终使混凝土形成斜压带传力方式，可视为常规钢结构节点域斜加劲作用，降低了节点域腹板剪切变形需求，相应增大了节点刚度，更好实现了“强节点”的抗震设计目标。

图13 节点域应力云图

5 结论

通过对钢板组合截面PEC柱-钢梁摩擦耗能型连接试件试验研究与有限元模拟验证和相关设计参数的有限元分析，得出以下结论与建议：

（1）有限元模拟与试验结果吻合较好，验证了有限元模拟方法的合理性，为后期相关研究提供了依据。

（2）PEC柱轴压力产生的二阶效应加快了其耗能的发展进程，但不影响耗能规律。

（3）PEC柱布置决定连接的刚度匹配，相应影响其耗能的发展进程。

（4）预拉对穿螺栓的设置不仅可以实现部分自复位功效，减少节点的残余变形，还可以实现节点域混凝土斜压带传力机理，更好地满足钢结构对节点域剪切变形的要求。

（5）所有试件均由于在钢梁相对薄弱截面处形成塑性铰而破坏，且破坏时连接转角基本达到0．035 rad，较好满足了抗震对节点转动能力的要求，其具有良好的抗倒塌能力。

（6）摩擦耗能型耗能模式不仅满足结构耗能性能能力，而承压型传力模式又能保证连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，FANG 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

（责任编辑：秦中悦）

2014－04-17

国家自然科学基金项目（51078247）；住房与城乡建设部科研项目（2009-K2-23）；江苏省自然科学基金项目（BK2009558）

万财知（1987-），男，湖北宜昌人，硕士研究生。