BRS板部分自复位连接新型卷边PEC柱-钢梁组合框架边节点抗震机理试验

方有珍,赵帅领,徐 飞,金 晶,汪逸萍

(苏州科技大学土木工程学院,江苏 苏州 215011)

BRS板部分自复位连接新型卷边PEC柱-钢梁组合框架边节点抗震机理试验

方有珍,赵帅领,徐 飞,金 晶,汪逸萍

(苏州科技大学土木工程学院,江苏 苏州 215011)

为了研究BRS板部分自复位连接新型卷边PEC柱-钢梁组合框架边节点的抗震性能,对考虑PEC柱布置方式和柱顶竖向力的3个缩尺试件进行水平低周往复荷载下的抗震性能试验研究。基于试验结果,从试件的承载力、刚度衰减规律、自复位功效、耗能能力和节点传力机理等方面分析试件的抗震机理。研究结果显示:(a)BRS板部分自复位连接可通过BRS板屈服耗散地震能和预拉杆实现自复位功效,且整个加载过程中结构主要构件处在弹性状态。(b)PEC柱顶竖向力明显提高了其初始抗弯刚度,且其二阶效应加快了连接的耗能发展进程,而PEC柱的布置对初始抗弯刚度、刚度退化和耗能发展进程影响较小。(c)试件SYJ1加载至中震层间侧移限值1/50时其残余相对侧移角小于0.005 rad,而加载至大震层间侧移限值1/30时其残余相对侧移角仍小于0.01 rad,表明该试件具有极佳的自复位功效;试件SYJ3的自复位功效稍劣于试件SYJ1,前者在加载至中震层间侧移限值1/50之前时自复位功效尚好,但加载后期其自复位功效退化明显。

建筑结构;卷边PEC柱-钢梁组合框架;部分自复位连接;BRS板耗能;自复位功效;水平低周往复荷载试验;抗震机理

常规建筑物在经历地震后,一旦出现明显的残余变形或主要受力构件遭受严重破坏,将加大震后修复难度和大幅度提高修复成本,甚至导致其使用功能不满足而失去修复继续使用的价值,因而控制建筑结构震后残余变形和保证结构主要受力构件不出现严重破坏是提高其抗震性能和降低震后修复成本的关键,由此促使了自复位结构(self-centering structure)这种新型结构形式的诞生。自复位结构主要通过合理设置预拉杆以实现结构震后自行复位、减小残余变形、延缓主要受力构件损伤进程,同时增设辅助耗能元件来保证结构耗散地震能能力,为此成为目前结构工程抗震领域的研究热点。

迄今为止,国外学者对自复位结构性能研究系统、成果丰富,而国内相关研究还处在初步阶段,成果相应匮乏。Ricles等[1-2]于2002年和2007年钢管混凝土柱-钢梁(宽翼缘)采用上、下双角钢为耗能元件的自复位连接进行试验研究和有限元分析,结果显示:该连接在循环荷载作用下具有较大的弹性刚度、较高的极限承载能力和良好的耗能能力;主体构件梁柱未出现损伤;侧移达到4%时连接仍未出现残余变形,具备良好自复位能力;试验结果与现行设计规范估算结果基本吻合。Chou等[3]于2006年对采用钢梁上、下翼缘加强板作为耗能元件的钢梁-钢管混凝土柱自复位连接结构体系进行试验研究,结果证实:在层间侧移达到4%时结构仍未出现极限承载力衰减和自复位功能的失效。Ikenaga等[4]于2006年提出了通过设置耗能元件耗能的柱脚自复位连接形式,并进行了拟静力抗震性能试验研究,对轴压比、钢绞线直径和初始预拉力大小等设计参数的影响规律进行分析,结果表明:相对转角小于0.02 rad时,柱脚表现出良好的自复位功效;当相对转角大于0.02 rad时,钢绞线的预应力出现一定程度的损失,柱脚自动复位功能降低。Chi[5]于2009年提出采用防屈曲钢板(BRS)自复位的柱脚连接形式,地震作用下,柱脚与基础接触面分离,BRS板屈服耗散地震能量,避免了框架柱脚形成塑性铰,研究结果进一步显示:在水平相对侧移达到5%时BRS板仍具备耗能能力,且震后预拉杆也能实现连接有效复位,连接性能保持良好。

近年来,方有珍等[6-7]、夏腾云等[8]在常规PEC柱研究基础上提出了新型卷边钢板组合截面PEC柱并对其受力性能进行了系列研究,结果显示:新型卷边钢板组合截面PEC柱不仅维持了原有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。此外,PEC柱还能较好地满足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。2014年杨永龙等[9]、方有珍等[10]又提出了设置有限长度预拉杆的部分自复位连接形式,并对采用BRS板部分自复位连接的新型PEC 柱-钢梁中节点进行抗震性能试验研究和数值模拟,结果表明:试件通过BRS板可有效实现其耗能能力;连接转角达到中震层间侧移角限值0.02 rad,其残余转角小于0.005 rad,即使连接转角超过大震层间侧移角限值0.035 rad,其残余转角仍不超过0.01 rad,即连接实现了自复位功效、耗能能力与安全冗余度三者的有机协调。

笔者基于课题组提出的部分自复位连接的设计思想,为了系统研究部分自复位连接的抗震性能,取新型卷边PEC柱-钢梁组合框架中层边节点作为研究对象,考虑PEC柱布置方式、PEC柱竖向力2个参数,设计制作3个BRS耗能板部分自复位连接的新型卷边PEC柱-钢梁组合框架边节点试件并进行水平低周往复荷载下的抗震性能试验研究,以揭示其抗震机理。

1 试 验 概 况

1.1 试件设计

取层高3.6 m的新型PEC柱-钢梁组合框架中层边节点作为研究对象,截取与节点相连的上下柱与梁反弯点间(中层柱反弯点取柱中间截面处,梁反弯点取距端部1/4～1/3跨相应截面处)子结构为试件原型。

以PEC柱布置方式和柱顶竖向力作为设计参数,并考虑试验室加载设备的加载能力,按1∶1.6缩尺比例设计制作3个试件。卷边PEC柱钢构架采用Q235B钢板(翼缘为310 mm×5 mm的钢板且端部卷边30 mm,腹板为240 mm×5 mm的钢板)焊接组合截面,填充混凝土为C25;钢梁选用Q345工字钢I25 a;BRS板采用Q235B钢板加工焊接;加强盖板利用Q345工字钢I25a剖分而成;BRS板与PEC柱采用10.9级M20对穿螺栓连接,而与梁翼缘和加强盖板采用10.9级M18螺栓连接(预紧力设计值取10 kN);自复位预拉杆采用10.9级M20长螺杆,其预紧力设计值为100 kN;SYJ1和SYJ2为PEC柱强轴与钢梁连接,SYJ3为PEC柱弱轴与钢梁连接,实体试件见图1。PEC柱钢构架组合截面和梁翼缘/腹板各取3个材性试样,材性实测值见表1;每批混凝土预留3个标准试块(150 mm×150 mm×150 mm),实测立方体强度平均值fcu,m=28.12 MPa。

图1 试验试件Fig.1 Test specimens

表1 试件材性实测指标

1.2 试验方案

1.2.1 测试设备布置

图2 测试仪表布置Fig.2 Arrangement of measuring instruments

为了获取用于研究采用BRS板部分自复位连接的PEC柱-钢梁组合框架边节点抗震性能的关键数据,试验测试仪表布置见图2(位移计DT1和DT2的量程为300 mm,位移计DT3～DT7的量程皆为100 mm)。位移计DT1、DT2与DT7测量PEC柱顶和底的侧移量;梁翼缘布置位移计测量节点连接转动角,其中位移计3和4测量节点连接转动变形,位移计5和6测试连接转动变形;应变花(位于节点区中心:竖向应变片1、45°应变片2和水平应变片3)测量节点区剪切变形,应变花(位于BRS板前排螺栓间梁腹板中部:竖向应变片4、45°应变片5和水平应变片6)测量梁端剪切变形,而BRS板前排螺栓端部梁截面应变片7(梁上翼缘内侧)、8(梁腹板中部)和9(梁下翼缘内侧)用于判别梁截面受力状态。

1.2.2 加载方案与加载制度

表2 试验加载制度

注：相对侧移δ′=Δ/H,Δ为柱顶作动器位移,H为PEC柱上下铰支座中心转轴间距离。

为了实现试件理想边界条件,课题组专门设计了3个平面铰支座以达到反弯点铰接的效果,试验在苏州科技大学江苏省结构工程重点实验室四连杆加载架上采用液压伺服系统对PEC柱顶进行水平位移加载,所有试件正式加载之前均需实施预加载,以检查测试仪表是否工作正常,随后除试件SYJ2先在PEC柱顶施加至恒定竖向力(N=1 000 kN)后再进行水平加载外,其余试件均直接进行水平加载,水平加载制度参照国外相关文献[11],考虑到实际地震的特点(小震频遇、大震罕遇),见表2(注:9级之后的每级按照相对侧移0.5%递增)。

2 试 验 现 象

所有试件在加载过程中受力发展进程基本一致:加载初期(至相对侧移1.0%级之前),对穿螺栓与预拉杆的预应力使PEC柱与BRS板和BRS板与梁和盖板对应接触面处在消压状态,接触面紧密接触,且试件组成元件均处在弹性状态,见图3(a);继续加载至相对侧移1.0%级,BRS板与梁和盖板对应接触面完成消压,梁端受拉部位与BRS板接触面脱开,见图3(b);随后加载往后推进,梁端受拉部位BRS板开始发挥屈服并不断发展,相应梁端受拉部位与BRS板脱开现象不断加剧,且BRS板与钢梁接触面间出现明显相对滑移,而卸载至零时,各试件连接出现不同程度的残余变形,见图3(c)与3(d);加载至超过大震层间相对侧移限值1/30～1/20要求的相对侧移5.5%级,试验宣告结束。

图3 试验观测Fig.3 Observation of tests

3 试验结果分析

3.1 试件滞回曲线

为了研究BRS板耗能部分自复位连接的新型卷边PEC柱-钢梁边节点的抗震性能,基于试验测试数据,得出试件梁端弯矩与实测相对侧移角和节点连接转角滞回曲线并加以分析。

3.1.1 梁端弯矩-实测相对侧移角滞回曲线

根据梁柱节点处弯矩平衡条件,则梁端弯矩M=PH+N总Δ1,实测相对侧移角θ=Δ1/h,其中P为PEC柱顶水平荷载,N总为PEC柱顶加载梁自重G(70 kN)+竖向力N,Δ1为位移计实测位移,H为试件PEC柱上下支座转轴间距离,h为柱下部铰支座转轴到柱顶端板间距离(见图2)。通过试验数据得到的M-θ滞回曲线见图4。

图4 M-θ滞回曲线Fig.4 Hysteretic loops of M-θ

图4中显示:试件SYJ1位移加载至相对侧移5.5%级的第1个循环时,推、拉方向最大实测相对侧移角分别为0.051 9 rad和-0.048 6 rad,对应的最大承载力分别为165.58 kN·m和-123.49 kN·m;试件SYJ2位移加载至相对侧移5.0%级的第1个循环时,推、拉方向最大实测相对侧移角分别为0.042 2 rad和-0.044 9 rad,对应的最大承载力分别为179.55 kN·m和-220.74 kN·m;试件SYJ3位移加载至相对侧移5.5%级的第1个循环时,推、拉方向最大实测相对侧移角分别为0.051 3 rad和-0.050 3 rad,对应的最大承载力分别为145.06 kN·m和-144.06 kN·m。此外,从图4中看出:(a)所有试件加载初期,梁端处于消压状态,节点转动变形主要来自于预拉杆的弹性变形,试件整体完好。(b)试件SYJ1由于PEC柱强轴与钢梁连接能更好地满足“强柱弱梁”的抗震要求,整个加载过程中具有良好的自复位功效。(c)试件SYJ2柱顶恒定竖向力明显提高了试件的初始刚度,但随着加载的进行,其二阶效应加快了试件的受力损伤进程,导致试件自复位功效明显下降。(d)试件SYJ3柱由于PEC柱弱轴抗侧刚度较强轴偏弱,相应延缓了自复位连接受力发展进程和小幅度降低了试件的自复位功效。

3.1.2 梁端弯矩-节点连接转角滞回曲线

框架结构体系整体性能取决于梁柱节点的连接性能,为此对位移计和实测数据进行整理(节点连接转角θ1=Δ2/h′,其中Δ2为位移计4与位移计3实测数据的差值;h′为位移计3与4的间距),得到试件的M-θ1滞回曲线,见图5。

图5 M-θ1滞回曲线Fig.5 Hysteretic loops of M-θ1

对图5加以分析可知,所有节点连接滞回曲线特征与实测相对侧移角滞回曲线基本相同:加载初期,对穿螺栓和预拉杆预应力对接触面产生的预压力未消除,试件整体处在弹性状态,节点连接残余转角近似为零;继续加载至梁端与BRS板接触面脱开前期,BRS板开始屈服,预拉杆自复位功效发挥较好,试件节点连接滞回曲线捏缩明显;加载后期,BRS板屈服向周边拓展,梁端与BRS板接触面脱开明显,试件构件出现了不同程度的损伤,预拉杆自复位功效出现不同程度的退化,其中试件SYJ1退化最慢,而试件SYJ2退化最明显。

图6 转动刚度示意Fig.6 Sketch of rotational stiffness

3.2 转动刚度退化

节点转动刚度退化规律是节点连接受力损伤进程的直观反映。为了清晰显示循环荷载作用下节点转动刚度的退化规律,参照文献[12-13]引入2种转动刚度:(a)等效转动刚度Keq,即加载力为零的起始点与加载峰值点连线斜率,Keq-A和Keq-B分别表示同一加载滞回环推拉方向等效转动刚度;(b)峰值转动刚度Kp,即同一加载滞回环推拉方向加载峰值点连线斜率,见图6。

图7 节点转动刚度退化曲线Fig.7 Rotational stiffness degradation curves of joints

图8 节点峰值刚度退化曲线Fig.8 Peak stiffness degradation curves of joints

对图7分析发现:(a)加载初期,所有试件推拉方向等效转动刚度存在一定差异,主要在于试件连接间隙导致先行加载推方向刚度相对后拉方向小;随着加载进行,初期缺陷的影响所占比重降低,推拉方向刚度逐步趋向一致。(b)所有试件推拉方向等效转动刚度与峰值转动刚度差异不明显,表明部分自复位连接节点自复位捏缩效果较好。(c)PEC柱布置对试件初始转动刚度和转动刚度退化规律影响较小,表明新型卷边PEC柱双向刚度接近相等,且PEC柱施加顶竖向明显增大了试件初始转动刚度,但随着加载进程发展,影响逐渐消退。

图8表明:(a)试件SYJ1和SYJ3初始峰值转动刚度分别为122.48 kN·m/rad和136.88 kN·m/rad,而试件SYJ3初始峰值转动刚度为281.14 kN·m/rad,即PEC柱布置对试件初始转动刚度影响较小,PEC柱施加顶竖向明显增大了试件的初始转动刚度。(b)所有试件加载初期,对穿螺栓和预拉杆预应力对接触面产生的预压力未消除,试件整体处在弹性状态,峰值转动刚度衰减缓慢。(c)所有试件随着加载的继续,BRS板耗能段截面先后出现屈服并不断发展,峰值转动刚度呈现明显衰减趋势,其中试件SYJ2衰减最快,主要在于轴压力的二阶效应加快了BRS板的屈服进程。(d)所有试件加载后期,BRS板耗能段截面屈服充分且向周边扩展,峰值转动刚度基本趋向一致。

3.3 试件残余变形

结构卸载后的残余变形反映了其受力损伤水平,也是评定自复位结构抗震自复位功效的关键指标。由于本文重点研究部分自复位连接节点的抗震机理,为此根据M-δ滞回曲线对试件残余相对侧移角(即为每个加载级所有循环推拉卸载至零的残余相对侧移角平均值)进行进一步分析,以揭示试件的自复位功效,计算结果见图9。

图9 残余相对侧移角发展规律Fig.9 Change of residual drift angle

图10 滞回耗能发展进程Fig.10 Development process of hysteretic energy

分析图9可知:(a)加载初期,所有试件预拉杆和对穿螺栓预紧力使得试件梁端受拉翼缘处在消压状态,所有接触面密闭,试件整体处在弹性状态,卸载试件弹性恢复而基本回位;继续加载至BRS板开始屈服过程中,首先梁端受拉部位与BRS板接触面消压完成并开始脱开,紧接着梁端受拉与接触的BRS板克服静摩擦力而产生相对滑移,随后BRS板开始产生拉伸弹性变形至出现屈服,且整个过程中预拉杆使试件基本实现了完全复位;随后继续加载,BRS板耗能段屈服充分发展并逐渐向周边扩展,试件损伤程度加剧,预拉杆自复位效果减退,试件残余相对侧移角增大。(b)整个试验过程中,试件SYJ1自复位功效最佳,残余相对侧移较小,在加载至中震层间侧移限值1/50[14]时其残余相对侧移角小于0.005 rad,而在加载至大震层间侧移限值1/30[11]时其残余相对侧移角仍小于0.01 rad;试件SYJ3自复位功效稍弱,该试件在加载至中震层间侧移限值1/50之前,自复位功效尚可,但随后加载中其自复位功效衰减加快。

3.4 滞回耗能

结构耗能能力是反映结构抗震延性的重要指标,可通过滞回曲线中滞回环包括的面积(滞回耗能)进行评定[15]。本文试验试件采用的BRS耗能板部分自复位连接主要利用BRS板来满足试件耗散地震能的需求,为此对M-δ滞回曲线的滞回环面积进行计算,每个加载级取对应滞回环面积平均值,计算结果见图10。分析图10可发现:(a)试件SYJ2耗能发展明显快于另外2个试件,主要由于PEC柱顶恒定竖向力的二阶效应显著加快了试件耗能的发展进程。(b)采用PEC柱弱轴布置的试件SYJ3前期耗能发展与试件SYJ1一致,而后期耗能进程加快,进一步证明新型卷边PEC柱能更好地满足竖向构件“双向等刚度”的设计要求,而弱轴受弯边缘混凝土较强轴边缘钢板易于损伤耗能,以致后期耗能发展快于试件SYJ1。

4 节点传力机理

图11 节点区传力机理Fig.11 Force transfer mechanism of panel zone

框架结构的梁柱节点区位于梁柱交接部位的柱中,在梁传来的内力作用下容易发生剪切破坏。通过对试件节点区应变花(竖向应变片1、45°应变片2和水平应变片3)测试数据按相关公式计算,得出试件SYJ1、SYJ2和SYJ3的节点区最大剪应变分别为0.807×10-3、0.653×10-3和0.41×10-3,即剪切变形极小,主要源于试件增设的节点加强板提高了对节点区混凝土的约束作用,从而提高了节点区刚度,更好地实现了“强节点”的抗震设计要求。参考文献[9-10],本文试件节点传力机理为:预拉杆和预拉对穿螺栓将梁截面受拉部分的拉力转化为另一侧对节点区的压力,使节点区形成了混凝土斜压带传力模式,充分发挥了增设节点板的节点区约束混凝土抗压性能的优势,有效降低了节点区剪切性能的要求,更好地满足了“强节点弱构件”的抗震设计原则。节点传力机理见图11。

5 结 论

a. BRS屈服耗能板部分自复位连接通过设置预拉杆和辅助BRS板以实现其部分自复位功效和满足结构耗散地震能的需求,且保证了结构主要受力构件基本处在弹性状态。

b. PEC柱顶竖向力大幅度提高了试件初始转动刚度,其二阶效应明显加快试件损伤耗能进程。

c. 新型卷边PEC柱截面布置对初始转动刚度、刚度退化和初期耗能发展进程影响极小,充分表明新型卷边PEC柱更好地满足竖向构件“双向等刚度”的设计要求。

d. 整个试验过程中,试件SYJ1自复位功效最佳,在加载达到中震层间侧移限值1/50时其残余相对侧移角小于0.005 rad,在加载达到大震层间侧移限值1/30时其残余相对侧移角仍小于0.01 rad;试件SYJ3自复位功效稍差于试件SYJ1,而试件SYJ3在加载至中震层间侧移限值1/50之前自复位功效尚可,但随后加载其自复位功效衰减加快。

e. 由于试验中发现PEC柱顶竖向力明显加快了预拉杆自复位功效的衰减,为此建议对预拉杆预应力度进行进一步研究,以得到更合理的设计取值。

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Experimental study on seismic mechanism of new PEC column-steel beam joint with partial self-centering BRS connection

FANG Youzhen, ZHAO Shuailing, XU Fei, JIN Jing, WANG Yiping

(CollegeofCivilEngineering,SuzhouUniversityofScienceandTechnology,Suzhou215011,China)

In order to investigate the seismic performance of the joint of a new PEC column-steel beam frame with a partial self-centering BRS energy-dissipation connection, the axial compression on the top of the PEC column and its layout were taken into consideration to design three reduced-scale specimens, and tests were conducted with low-cycle reversed lateral loading. Based on the experimental results, the seismic mechanisms of specimens were analyzed in terms of the load-carrying capacity, bending stiffness degradation, self-centering function, energy-dissipation capacity, and force-transfer mechanism of the joint. The results indicate that: (a) Partial self-centering BRS connectivity can provide self-centering functionality through dissipation of earthquake energy and reduction of structural response, and the main components are in the elastic state throughout the loading process. (b) The axial compression on the top of the PEC column significantly increases the initial bending stiffness, and accelerates the energy dissipation process, while the layout of the PEC column has little effect on the initial bending stiffness, stiffness degradation, and energy dissipation process. (c) The residual drift angle of specimen SYJ1 is less than 0.005 rad when the loading drift reaches the interstory drift limit of 1/50 at the medium earthquake level and 0.01 rad when the loading drift reaches the interstory drift limit of 1/30 at the maximum earthquake level, indicating its sound self-centering functionality. The self-centering functionality of specimen SYJ3 is slightly inferior to that of SYJ1, and the self-centering functionality of specimen SYJ3 is strong before the loading drift reaches the interstory drift limit of 1/50, but degenerates significantly in the late stage of loading.

building structure; PEC column-steel beam frame; partial self-centering connection; energy dissipation of BRS plate; self-centering function; low-cycle reversed loading test; seismic mechanism

10.3876/j.issn.1000-1980.2017.04.005

2016-10-24

国家自然科学基金(51478286,51078247);江苏省“青蓝工程”中青年学术带头人培养对象项目(苏教师[2014]23号);江苏省“六大人才高峰”高层次人才计划(JZ-033)

方有珍(1972—),男,安徽望江人,教授,博士,主要从事钢-混凝土组合结构抗震性能研究。E-mail:fyz72@mail.usts.edu.cn

TU398

A

1000-1980(2017)04-0309-08