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user: 4. 模拟结果分析 4.1. 试件整体与层间侧移曲线 通过对模拟结果数据处理，整理得到了各试件的整体与层间荷载—侧移曲线，见图4。 对图4试件I-SMJ1分析可得，在试件位移加载至侧移角0.025 rad前，主体构件均处于弹性阶段，试件卸载呈现良好的自复位效果；随着荷载的继续加大，盖板首先出现屈服，试件卸载存在微小残余侧移；当水平位移加载至105 mm时(第7个加载级)，梁少部分进入屈服耗能，且摩擦T形件内翼缘受拉弹性面外翘曲变形导致摩擦螺栓杆未与孔壁接触承压，但试件卸载后残余侧移角仍未超过0.005 rad，自复位效果表现良好；对比试件I-SMJ1和II-SMJ2，试件II-SMJ2的承载力显著提高，原因在于试件II-SMJ2摩擦T形件与PEC柱连接采用内外翼缘均布置螺栓方式，消除了试件I-SMJ1中的T形件面外翘曲，使试件摩擦高强螺栓与T形件孔壁接触转化为承压型受力模式；对比II-SMJ2和II-SM4，在位移加载至侧移角达到0.035 rad时，II-SMJ4自复位效果较差，表明摩擦长圆孔长度减小，摩擦耗能较小，梁端受压区域较早进入塑性阶段，整体和层间残余变形较大；对比试件II-SMJ1，II-SMJ2，II-SMJ3，当M a /M b 的值在从0.4增大到0.7时，滞回曲线捏缩现象愈加明显，主要由于预拉杆预应力的增大导致自复位效果改善，且所有试件加载至105 mm时(第7个加载级)卸载，整体残余转角均未超过小震侧移角限值0.005 rad，表现出优越的自复位功效。对比各试件层间和整体侧移曲线，两曲线几乎重合，即层间与整体受力变形基本趋于一致，即表明PEC柱–摩擦耗能性自复位框架整体性良好，抗震性能优越。 图4. 试件P-θ滞回曲线 4.2. 连接弯曲–转角曲线 由于框架结构整体性能取决于梁柱连接性能，为此本文对梁柱节点连接弯矩–转角曲线进行了整理，见图5。 图5. 试件M-θ滞回曲线 通过图5分析发现，试件I-SMJ1连接弯矩达到13.845 kN·m前，高强预拉杆预紧力引起的梁端压力尚未消除，T形件与钢梁端部紧密接触。当加载进一步增大，高强预拉杆预紧力引起的梁端压力尚消除，T形件未设置对穿螺栓的翼缘部分出现撬拔面外变形而与PEC柱间产生脱开，节点处转动刚度存在下降趋势；当加载逐渐增大至滑移弯矩达到25.33 kN·m时，T形件与梁连接接触面出现滑动摩擦耗能，节点处转动刚度进一步下降；当位移加载至90 mm (第6个加载级)时，由于T形件自身变形过大，T形件下翼缘撬拔与PEC柱脱开明显，摩擦螺栓与螺栓孔壁仍未接触而转化为承压型受力模式；当位移加载至105 mm (第7个加载级)时，此时节点侧移转角达到0.035 rad，钢梁仅翼缘少部分区域进入塑性阶段耗能，且在卸载过程中，由于预拉杆预拉力的作用，仍较好实现自复位功效。 实际工程应用的II型试件相比试验缩尺设计的I型试件，由于在摩擦耗能T形件内翼缘增设了一排对穿螺栓，明显减小了T形件的撬拔变形，T形件翼缘与PEC柱接触面接触紧密。试件I-SMJ1和II-SMJ2相比，加载初期，试件II-SMJ2中T形件与梁端脱开弯矩有所提高，梁与T形件产生相对滑动时对应连接转角显著减小；当位移加载至90 mm (第6个加载级)时，摩擦高强螺栓与对应长螺孔壁接触挤压，试件连接转化为承压型受力模式，承载力显著提升，节点刚度明显增强；当位移加载至105 mm (第7个加载级)时，T形件上下翼缘处受到对穿螺栓的限制故变形较小，梁端进入屈服耗能，自复位效果与试件I-SMJ1相比弱化。试件II-SMJ4相对试件II-SMJ2仅改小了摩擦孔的长度，故梁端脱开弯矩与滑动到最大位移时对应弯矩基本相同，但由于摩擦孔的减小，导致II-SMJ4在位移加载至0.02 rad时便进入承压型受力模式，试件耗能主要由梁承担，故梁屈服较早，试件自复位效果随之减弱；对比试件II-SMJ1，II-SMJ2，II-SMJ3，随着M a /M b 的值在从0.4增大到0.7，梁端脱开弯矩与滑动到最大位移时对应弯矩逐渐提高，卸载后残余转角均小于0.005 rad，均表现出优越的自复位功效。 4.3. 连接耗能 本文通过滞回环面积表征试件的绝对耗能能力，反映试件的损伤耗能进程，见图6。 图6. 试件滞回耗能变化规律 对比试件I-SMJ1和II-SMJ2，位移加载至75 mm (第5个加载级)前，II-SMJ2的耗能能力明显优于I-SMJ1，主要原因在于T形件内翼缘增设一排对穿螺栓相应减小了T形件撬拔面外变形，且摩擦滑移耗能相对加快。当位移加载至第5个加载级时，试件I-SMJ1和II-SMJ2的摩擦耗能T形件滑动距离基本一致，两试件耗能基本相同。当位移加载超过75 mm (第5个加载级)时，试件I-SMJ1中T形件由于下翼缘撬拔面外变形较大，且处于弹性阶段，而试件II-SMJ2中T形件撬拔面外变形较小，承载力较高，且梁端屈服耗能发展较快，耗能高于I-SMJ1；对比试件II-SMJ2和II-SMJ4，位移加载至60 mm (第4个加载级)前，耗能基本趋于一致；当位移加载至105 mm (第7个加载级)时，II-SMJ4由于长圆孔尺寸小而进入承压型受力模式早，其耗能大于试件II-SMJ2；对比试件II-SMJ1，II-SMJ2和II-SMJ3，随着预拉杆预应力的增大，相应梁与T形件的滑动摩擦滞后，延缓了T形件摩擦滑移耗能作用的发挥。 4.4. 残余变形 本文通过节点和整体残余转角分析试件损伤程度和自复位功效。基于模拟数据整理得到各试件相应的残余转角曲线，见图7。 图7. 残余转角发展规律 通过图8对比分析，在位移加载之初，各试件表现出基本一致的自复位功效，在预拉杆预应力的作用下，结构实现完全自复位，试件节点和整体残余转角十分微小；当加载位移逐渐增大，节点连接处产生摩擦滑动耗能，卸载后试件在预拉杆预应力作用下实现完全自复位，整体侧移转角和节点残余转角均很小；当位移加载至90 mm时(第6个加载级)，摩擦螺栓与摩擦孔壁挤压接触，试件连接转化为承压型模式，整体残余侧移转角和节点处残余转角明显增大；对比试件II-SMJ1，II-SMJ2和II-SMJ3，随着预应力的逐渐增大，整体侧移转角和节点残余转角会小幅度的降低；从图8(a)和图8(b)可以得到，试件II-SMJ2整体和节点残余转角均大于试件I-SMJ1，主要源于实践工程中T形件内外翼缘对称布置螺栓做法导致节点受拉处T形件面外撬拔作用减小，梁端塑性发展较快，整体和节点残余转角较大；在最后4级加载级中，II-SMJ4整体残余侧移转角和节点处残余转角均大于II-SMJ2，这是由于试件II-SMJ4的T形件耗能件摩擦孔长度的减小导致其连接较早转化为承压型受力模式，梁提前进入屈服耗能，残余转角相应增大。当位移加载至105 mm时(第7个加载级)，所有试件卸载后整体残余侧移转角和节点处残余转角均小于0.005 rad，表明实际工程采用T形件翼缘对称布置对穿螺栓的自复位连接试件具有更优越的自复位功效。 4.5. 自复位连接受力变形模式 为了研究两种T形件对穿螺栓布置的试件受力机理，本文针对试件I-SMJ1和试件II-SMJ2左上节点进行变形受力分析，应力云图见图8。 图8. 试件应力分布云图 从图8(a)应力云图中可得，在试件加载过程中，试件I-SMJ1和试件I-SMJ2受力模式基本趋于一致；由图8(b)对比看出当位移加载至90 mm (第6个加载级)时，试件I-SMJ1节点处T形件下翼缘由于撬拔作用，其与PEC柱表面脱开距离较大，摩擦高强螺栓与T形件螺栓孔接触进行承压型受力模式滞后。试件II-SMJ2节点处采用在T形件下翼缘处布置一排对穿螺栓的布置方式，保证了在加载过程中T形件与PEC柱接触紧密，当位移加载至90 mm (第6个加载级)时，节点受拉端摩擦高强螺栓与摩擦孔壁接触转化为承压型受力模式，试件承载力河刚度显著增大。从图8(c)应力云图中可得，在试件卸载完成后，试件I-SMJ1和试件II-SMJ2残余应力分布区域大致相同，残余转角均未超过0.005 rad，表明试件具有优越的自复位效果。