PEC柱-鋼梁邊節點摩擦耗能部分自復位連接抗震性能分析

金豪，耿蘇齊，翟耀，方有珍，徐飛

（蘇州科技大學江蘇省結構工程重點實驗室，江蘇　蘇州　215011）

PEC柱-鋼梁邊節點摩擦耗能部分自復位連接抗震性能分析

金豪，耿蘇齊，翟耀，方有珍，徐飛

（蘇州科技大學江蘇省結構工程重點實驗室，江蘇蘇州215011）

為研究新型PEC柱-鋼梁組合框架中層邊節點摩擦耗能部分自復位連接的抗震性能，考慮PEC柱的布置方式、PEC柱軸壓力、預拉桿預應力、加強型蓋板厚度與長度、對穿螺栓設置方式等設計參數，利用有限元商業軟件ABAQUS建立對應系列數值模型試件并進行循環荷載下的抗震性能的數值模擬。基于數值模擬結果，對各試件的承載能力、耗能能力、自復位功效和節點區傳力機理進行了對比分析。結果顯示，PEC柱布置方式引起的梁柱剛度匹配的改變和柱軸壓力引起的二階效應相應改變自復位連接的受力發展進程，但對部分自復位傳力機理影響甚微；Ma/Mb設計取值對節點連接的自復位功效和耗能能力影響顯著，建議合理取值范圍為0.40～0.70；所有試件殘余轉角均不超過自復位殘余轉角限值0.005 rad，而實際工程作法II型試件在達到預定設計中震側移角限值0.02 rad后，連接轉化為承壓型傳力模式，隨后進一步發揮主體構件梁的受力性能，表明該連接實現了良好的耗能能力、自復位效果和安全冗余度有機統一的性能設計目標。

新型卷邊PEC柱；部分自復位連接；摩擦耗能；抗震性能；數值模擬

自復位結構（Self-Centering Structure，SC結構），即在結構主要受力構件（梁、柱或剪力墻）上增設預拉桿和輔助耗能元件，以實現結構震后自行復位、減小殘余變形、延緩結構主要受力構件損傷進程和保證結構耗散地震能能力的預定性態設計目標并降低震后修復成本。對于我國處于地震多發區的既有建筑物，一旦震后存在明顯殘余變形或主要構件遭受嚴重損傷，則預示其修復難度的加大和相應成本的提高，甚至部分建筑物難以滿足其使用功能而喪失了修復繼續使用的價值。為此，自復位結構成為了目前結構工程領域的熱點研究方向［1-3］。

2005年Rojas等［1］對采用預應力摩擦阻尼連接（PEDC）的6層自復位鋼框架進行了數值模擬，對比分析了PEDC的自復位鋼框架與焊接抗彎鋼框架（WMRF）在8條記錄地震波下的抗震性能。研究結果顯示:自復位鋼框架與焊接抗彎鋼框架層間側移峰值接近，而在設計地震（DBE）水平和罕遇地震（MCE）作用下，其殘余側移峰值分別為焊接抗彎鋼框架的23%和20%；2008年Kim和Christopoulos［3］開發了采用硬質鋼材與非石棉有機破碎墊片作為摩擦面的自復位連接形式，研究顯示其抗彎剛度、極限承載能力和抗震延性均優于常規焊接連接；2009年Iyama等［4］對比分析了梁頂/底翼緣采用摩擦阻尼耗能元件和僅在梁底翼緣采用摩擦阻尼耗能元件的預應力連接6層自復位抗彎框架在實際記錄地震波下的抗震性能，結果表明:采用非對稱摩擦阻尼耗能元件自復位連接增大了梁截面面積，建造成本提高；2009年Lin等［5］進一步提出了設置在梁腹板部位的摩擦耗能元件（WFD）并進行了系列研究，其中預應力鋼絞線和WFD共同提供抗彎鋼框架連接的抗彎能力；隨后1棟基于性態設計且帶有WFD的7跨4層自復位實體結構在洛杉磯堅硬地基上建成，同時利哈伊大學學者采用混合模擬方法對一個0.6比例縮尺的兩跨自復位抗彎鋼框架模型試驗進行了數值模擬以考慮其他部分的影響，結果驗證:結構較好實現了“自復位能力、設計地震（DBE）下無損傷和罕遇地震（MCE）下的輕微損傷”的預定性態設計目標。

2012年方有珍等［6-8］在對常規PEC柱研究基礎上提出的新型卷邊鋼板組合截面PEC柱截面形式，不僅維持了原有PEC柱的受力性能優勢（增大構件的抗壓承載力和水平抗側剛度，較大幅度改善構件的抗震延性），且消除了常規PEC柱雙向剛度差異明顯和拉結筋設置造成施工不便的缺陷；節點區對穿螺栓連接不僅增強了自復位功能，還可以將梁受拉翼緣的拉力轉化為對節點域的壓力，更好實現節點域混凝土斜壓帶傳力機理，從而降低了常規鋼結構節點對節點域剪切變形的要求，更好滿足了抗震“強節點”的設計要求［9-10］；此外，PEC柱不僅較好地滿足SC結構對豎向傳力構件抗側剛度與承載能力要求，且為預拉鋼絞線的錨固提供了可靠保障。

由于常規自復位結構必須保證主體結構構件處于彈性狀態，造成了結構過大的安全冗余度和較高的建造成本，為了更好實現結構自復位功能、耗能能力和結構安全冗余度三者的有機協調，2014年方有珍等［11-12］對現有自復位連接進行改進，提出了在梁柱節點區梁有限長度范圍設置預拉桿和輔助耗能元件的部分自復位連接形式，并對新型卷邊PEC柱-鋼梁中節點摩擦耗能部分自復位進行試驗研究和數值模擬，研究結果證實:試件連接轉角接近設計預定的中震層間側移角限值0.02 rad之前，殘余轉角均小于小震層間側移角限值0.005 rad，隨后摩擦板長圓孔壁與高強螺栓接觸擠壓，連接轉化為承壓型受力模式，即使層間側移角超過大震層間側移角限值0.035 rad，其卸載殘余轉角仍不超過0.01 rad，即該連接形式實現了良好自復位功效、耗能能力和安全冗余度有機統一的設計目標。

為了系統研究新型卷邊PEC柱-鋼梁框架節點部分自復位連接的抗震性能，取框架中層邊節點作為研究對象，考慮調整PEC柱的布置方式、預拉桿預應力大小、蓋板的厚度與長度、軸向力等設計參數，利用有限元商業軟件Abaqus建立系列計算模型試件并進行數值模擬，研究各設計參數對節點連接復位功效、耗能能力的影響規律，揭示其抗震機理。

1　摩擦耗能型部分自復位連接設計

1.1設計理念與方法

摩擦耗能型梁柱部分自復位連接設計理念參見文獻［12］，其彎矩-轉角曲線如圖1。基于部分自復位設計理念，假定梁在彎曲轉動過程中繞梁端翼緣與摩擦T形件接觸面外邊緣交接點轉動，則節點連接受力機理見圖2。

圖1　彎矩-轉角（M-θ）曲線

圖2　連接受力機理

基于圖2，邊節點摩擦耗能部分自復位連接計算公式。

式中，Nc為PEC柱軸壓力；Vt為PEC柱頂水平力；Vb為PEC柱底水平剪力；V為梁中剪力；H為PEC柱頂底平面鉸支座中心距離；δ為PEC柱頂底相對水平位移；L梁為梁端平面鉸支座到節點區中心水平距離；Ma為柱與梁端受拉翼緣消壓彎矩；Mb為梁端受拉翼緣側的摩擦T形件與蓋板和梁翼緣開始摩擦滑動時的對應彎矩；FP近似為預拉桿預拉力；ΔFP為柱與粱端脫開至對應階段預拉桿應力增量；hb為梁翼緣上下摩擦T形件腹板中心間距；Ff為摩擦T形件與蓋板和梁翼緣靜摩擦合力；EPT為預拉桿的彈性模量；APT為預拉桿的總面積；Δl為梁端受拉部位與摩擦T形件接觸面脫開至對應階段的預拉桿彈性伸長量；l為預拉桿長。

1.2試驗試件設計

試驗試件選取多層框架結構中的中層梁柱邊節點作為研究對象，按照1∶1.6的比例縮尺制作，為更好實現連接部分自復位功效，參照文獻［12］對自復位連接脫開彎矩與開始出現摩擦滑移彎矩的比值建議取值范圍進行設計:Ma/Mb比值取0.6；PEC柱強軸與鋼梁抗彎剛度比按1.4∶1，設計以滿足“強柱弱梁”的抗震要求。試件設計結果如下:PEC柱采用Q235B卷邊鋼板焊接組合截面，混凝土強度等級為C25；鋼梁選用Q345工字型鋼I25a；摩擦T形件鋼材強度為Q235B；蓋板由Q345的I25a工字鋼剖分而成；摩擦T形件翼緣與PEC柱連接（預緊力50 kN）采用10.9級M20對穿高強螺栓，腹板與蓋板和梁翼緣采用M20的12.9級高強螺栓連接（預緊力190 kN、摩擦系數為0.3）預拉桿采用10.9級高強長螺桿，設計詳見圖3。

圖3　試件設計詳圖

2　有限元模型建立

2.1模擬試件設計

根據T形連接件對穿螺栓布置方式進行分類:即將在摩擦T形連接件翼緣外側單邊布置螺栓的試驗試件模型定義為I型，而將對拉螺栓在T形連接件翼緣內外雙側近似對稱布置的實際工程作法定義為II型。特別針對II型，重點分析PEC柱強弱軸布置方式、預拉桿初始預拉力大小、加強型蓋板厚度和長度、柱頂軸壓力等設計參數設計了8個試件，所有試件主要設計參數見表1。

表1　試件主要設計參數

2.2幾何模型

（1）邊界條件。為了模擬節點上下柱與梁反彎點處，將梁端與柱端耦合到試驗鉸轉軸線對應理想鉸接點，并對不同鉸接點賦予不同約束條件:梁端鉸接點僅在平面內具有水平與轉動自由度；柱底鉸接點僅在平面內具有轉動自由度，而柱頂部則在平面內具有水平、垂直和轉動自由度。

（2）單元選擇與劃分。為了更真實模擬節點連接受力性能，具體單元選取:新型卷邊PEC柱鋼板組合截面與混凝土、鋼梁、摩擦T形件以及螺栓均選擇六面體的三維實體單元；而預拉桿采用桿單元（TRUSS）模擬。

試件幾何模型見圖4。

2.3材料本構

（1）鋼材。鋼材近似為勻質、各向同性材料，PEC柱鋼板組合截面、鋼梁、T形耗能板均采用線性強化彈塑性模型，而高強螺栓與預拉桿材料屈服強度較高，受力過程中基本維持在彈性范圍內，且所有鋼材泊松比取0.3，相應表達式見式（6），具體見圖5。文中鋼材循環荷載作用下的材料本構采用了Von Mises屈服準則、等向強化與相關聯的流動法則。

（2）混凝土。采用混凝土單軸受壓的應力-應變曲線模型，同時考慮到實際結構中混凝土處于約束狀態和拉結板條對混凝土的約束增強作用，其應力-應變關系與棱柱體軸心受壓試驗結果存在差異，為此對混凝土的抗壓強度代表值、峰值壓應變以及曲線形狀參數作適當修正［13］。

式中，εy為鋼材屈服應變；σy為鋼材屈服應力；Est為強化模量。

圖4　幾何模型

圖5　線性強化彈塑性模型

2.4接觸面的處理

設計的所有試件模型中，PEC柱中混凝土與鋼結構、PEC柱與T形件摩擦板、T形件摩擦板與鋼梁和加強型蓋板接觸面均采用庫倫摩擦型接觸加以處理:切向采用罰摩擦公式，法向為硬接觸，摩擦系數取值為0.3；對穿螺栓與周邊混凝土之間摩擦力較小，為此定義為硬接觸，而連接高強摩擦螺栓桿與孔壁之間僅在規定距離范圍內考慮為法向硬接觸；預拉桿與PEC柱之間接觸面摩擦作用不考慮。

2.5加載方案

數值模擬中加載分為兩步:（1）釋放梁端與柱頂所有約束后，對高強螺栓和預拉桿施加的預緊力分別為50 kN和10 kN，預緊力分兩次施加，第一次施加較小的預緊力，第二次施加到相應的設計預應力值，其中預拉桿采用降溫法進行施加。（2）在梁端與柱頂設置必要約束后，先在PEC柱試件頂部施加設定的恒定軸壓力，隨后采用位移加載方式對柱頂施加水平往復荷載，且均按7.5mm遞增，每級荷載為1個循環，加載應保證達到設計預定的加載，達到設計預定的大震層間側移角限值0.035 rad作為加載結束標志，見圖1。

3　有限元模型驗證

首先針對試驗試件進行有限元數值模擬以驗證文中有限元模型的可行性，模擬對比結果見圖6。通過對圖對比分析顯示:（1）數值模擬得到受力過程中摩擦T形件內翼緣脫開現象與試驗基本一致；（2）加載初期，由于主體構件處于彈性狀態，數值模擬得到的初始剛度與試驗結果吻合較好；（3）隨著位移荷載的繼續，由于試驗試件預應力施加工藝難度和試驗過程中預應力損失相對模擬過大，以致模擬承載力相對試驗偏低，而數值模擬的卸載自復位相對試驗更佳，且受力機理完全相同，充分表明有限元模型的合理性與可行性。

圖6　試件試驗與模擬結果對比

4　模擬結果分析

4.1節點連接M-θ曲線

根據數值模擬結果計算節點彎矩M和轉角θ，其中彎矩M=PH和轉角θ=Δ/h（P為柱頂水平力；H為柱上下反彎點距離；Δ為柱邊梁端部由彎矩產生的受拉翼緣與柱邊脫開的距離；h為梁的高度），得出了各試件的M-θ關系曲線見圖7，對應關鍵數據見表2。

對圖7進行分析可知，試驗試件模型I-SMJ1的連接彎矩達到33.3 kN·m之前，摩擦T形耗能件與PEC柱接觸面仍處于閉合，所有構件均處于彈性狀態；繼續加載進行，摩擦T形耗能件翼緣內邊產生彈性面外變形引起節點連接轉角0.000 32 rad，連接轉動剛度出現明顯下降趨勢；加載至連接彎矩達58.452 kN·m，摩擦T形耗能件與梁端接觸面脫開進一步增大；隨著加載的繼續，摩擦T形耗能件與梁和加強型蓋板間開始出現滑移耗能；所有卸載至零時，最大連接殘余轉角均不超過為0.005 rad，基本滿足自復位連接的0.005 rad限值要求，表明該連接具有較好的自復位功效；此外，試驗試件由于縮尺造成對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣外側單邊布置，翼緣內側過大的面外彈性變形導致其與PEC柱過早脫開，以致連接轉角達到0.02 rad時，摩擦T長圓孔壁仍未與高強螺栓接觸擠壓，未實現轉化承壓型連接的設計思想。

圖7　節點彎矩-轉角滯回曲線

對于采用對穿螺栓在摩擦T形件翼緣內外側雙邊布置的相應實際做法的Ⅱ型試件，摩擦T形件與PEC柱接觸面在整個加載過程中保持接觸緊密，摩擦T形件與梁端接觸面脫開彎矩（對應圖1中Ma）增大，而對應開始出現摩擦滑移的連接轉角（對應為圖1中θb）明顯減小；當試件連接轉角接近設計預定的中震層間側移角限值0.02 rad（對應圖1中θfmax）時，摩擦T形件摩擦高強螺栓桿與長圓孔壁開始接觸擠壓，連接轉化為承壓型傳力模式，試件承載力又開始明顯增大；所有試件卸載至零時，殘余轉角（θr）均不超過自復位連接殘余側移限值0.005 rad，自復位功效明顯。因此，實際做法的II型試件能較好實現了自復位功效、耗能能力與結構安全冗余度有機統一的性能設計目標。

表2　試件關鍵數據

結合表2進一步分析可知:（1）由于縮尺造成對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣外側單邊布置的試驗試件I-SMJ1，加載過程中摩擦T形件翼緣內側出現過大的面外彈性變形，導致自復位功效、耗能能力與結構安全冗余度三者協調不夠理想，而對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣內外側雙邊布置的實際做法II型試件，較好實現了部分自復位性能設計目標；（2）PEC柱的布置方式僅改變梁柱連接的剛度匹配，相應影響連接部位力的分配模式，而對部分自復位連接受力機理影響甚微；（3）預拉桿預應力的大小對連接的自復位功效影響明顯，當Ma/Mb在0.4～0.7范圍之間取值，卸載連接殘余轉角均不超過自復位殘余轉角限值0.005 rad，為此建議Ma/Mb在0.4～0.7范圍內取值；（4）PEC柱軸壓力引起的二階彎矩加快了自復位連接的受力進程，而不影響其自復位受力機理；（5）加強型蓋板改變梁端應力集中現象，相應影響部分自復位連接的承載力與自復位功效。

4.2節點連接耗能

結構滯回耗能是評價結構抗震性能優劣的關鍵指標，滯回環越飽滿，試件耗能能力越強。由于試件為新型PEC柱-鋼梁組合框架中層邊節點摩擦T形件耗能部分自復位連接，其耗能主要是通過摩擦T形件耗能來實現消耗地震能需求，為此僅從絕對耗能值（即滯回環所包的面積）加以對比分析，計算結果見對比圖8。

圖8　試件滯回耗能變化規律

通過對圖8分析對比顯示:（1）由于縮尺造成對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣外側單邊布置的試驗試件I-SMJ1，加載過程中摩擦T形件翼緣內側出現過大的面外彈性變形，造成其摩擦滑移耗能滯后，且耗能發展進程相對采用對穿螺栓在T形件翼緣內外側雙邊布置的實際工程作法試件延緩；（2）PEC柱的布置方式相應改變了梁柱的剛度匹配，繼而影響連接的耗能發展進程，而PEC柱軸壓力引起的二階效應加快了節點連接的耗能進程，但對部分自復位受力機理影響甚微；（3）加強蓋板的長度與厚度對連接的耗能能力影響甚微；（4）能夠保證Ma/Mb在0.4～0.7范圍的預拉桿預應力取值，隨著預應力的增大，連接摩擦滑移相對滯后，一定程度延緩了連接耗能能力的發展進程。

4.3連接應力分布模式

旨在研究新型卷邊PEC柱-鋼梁組合框架中層邊節點摩擦T形件部分自復位連接的抗震性能，為此選取其中一個實際做法II型試件節點連接轉角接近設計預定的中震層間側移角限值0.02 rad加載階段的應力狀況進行了分析，見圖9。對圖9進行分析可得:（1）對穿螺栓全部在摩擦T形件翼緣內外側雙邊布置的實際做法的II型試件在加載至節點連接轉角接近設計預定的中震側移角限值0.02 rad（此時對應圖1中θfmax）時，摩擦板長圓孔壁與高強螺栓開始接觸擠壓，連接轉化為承壓型受力模式，主受力構件梁進一步發揮作用，試件承載力增大，摩擦T形件摩擦耗能發揮極至，而加強型蓋板較好分擔了梁端壓力，一定程度消除了梁端局壓應力集中不利影響，見圖9（a）；（2）卸載至零后，節點連接基本復位如初（見圖9（b）），殘余轉角均不超過自復位0.005 rad的最小限值要求，即自復位連接較好實現了自復位功效、耗能能力與結構安全冗余度有機統一的性能設計目標。

5　節點區傳力機理

常規鋼框架梁柱節點受到與之相連的梁柱傳來的彎矩、剪力、軸力等共同作用，處于復雜的應力狀態，易發生剪切屈服破壞。試件梁柱節點通過對穿螺栓與預拉桿將梁截面受拉翼緣部分拉力轉化為另一側T形耗能板翼緣對節點區的壓力，與PEC柱水平力產生的彎矩聯合作用下使節點區混凝土形成斜向壓力帶傳力模式［9-12］，相應降低對節點區剪切性能的要求，更好滿足“強節點”的抗震需求，且邊節點PEC柱外側增設鋼板使得預拉桿與對穿螺栓受拉轉移到節點區的受壓面積增大、壓力分散，節點區斜壓帶沒有中節點的節點區明顯，見圖10。

圖9　試件Mises應力分布圖

圖10　節點區傳力機理

6　結論與建議

通過對考慮相關設計參數的9個新型卷邊PEC柱-鋼梁框架中層邊節點摩擦T形件部分自復位連接抗震性能的數值模擬，得出以下結論與建議:

（1）對于采用對穿螺栓在摩擦T形件翼緣內外側布置的實際工程做法II型試件，當連接轉角達到設計預定中震層間側移角限值0.02 rad后，高強螺栓桿與摩擦T形件長圓孔壁接觸擠壓，連接轉化為承壓型受力模式，主體構件梁進一步發揮作用，摩擦T形件摩擦耗能發揮極至，且所有試件卸載殘余變形均小于自復位0.005 rad的最小限值，即該連接較好實現了自復位功效、耗能能力與結構安全冗余度有機統一的性能設計目標。（2）PEC柱布置方式在一定程度上改變了梁柱的剛度匹配，相應影響連接的耗能發展進程，而PEC柱軸壓力引起的二階效應加快了節點連接的耗能進程，但對部分自復位受力機理影響甚微。（3）加強型蓋板改變梁端應力集中現象，相應影響部分自復位連接的承載力與自復位功效，但基本不影響連接的耗能能力。（4）預拉桿預應力取值對連接的自復位功效影響明顯，II型試件得Ma/Mb設計值在0.4～0.7范圍取值，卸載殘余轉角均不超過自復位殘余轉角限值0.005 rad，為此建議Ma/Mb合理取值范圍為0.4～0.7。

［1］Rojas P，Ricles J，Sause R.Seismic performance of post-tensioned steelmoment resisting frameswith friction devices［J］.Journal of Structure Engineering，2005，131（4）:529-540.

［2］Ikenaga M，Nagae T，Nakashima K，et al.Development of column bases having self-centering and damping capability［C］.Behavior of Steel Structures in Seismic Areas，STESSA.

［3］Kim H-J，Christopoulos C.Seismic design procedure and seismic response of post-tensioned self-centering steel frames［J］.Earthquake Engineering and Structure Dynamic，2008，38:355-376.

［4］Iyama J，Seo C-Y，Ricles JM，et al.Self-centering MRFswith bottom flange friction devices under earthquake loading［J］.Journal of ConstructionSteel Research，2009，65:314-325.

［5］Lin Y C，Ricles JM，Sause R.Earthquake simulations on self-centering steelmoment resisting frame with web friction devices［C］//Proceeding of the ASCE Structures Congress，Austin，USA，2009.

［6］方有珍，陸承鐸，馬吉，等.新型卷邊鋼板組合截面PEC柱（弱軸）滯回性能足尺試驗研究［J］.土木工程學報，2013，46（1）:24-33.

［7］方有珍，馬吉，陸承鐸，等.新型卷邊鋼板組合截面PEC柱（強軸）滯回性能試驗研究［J］.工程力學，2013，30（3）:181-190.

［8］夏騰云，方有珍，張懷卿，等.相關設計參數對新型卷邊薄壁鋼板組合PEC柱受力性能的影響［J］.蘭州理工大學學報，2013，39（6）:118-123.

［9］馬吉，方有珍，陸承鐸，等.薄鋼板PEC柱-鋼梁端板對拉螺栓連接滯回性能性能試驗研究［J］.工程力學，2013，30（6）:107-115.

［10］方有珍，顧強，姚江峰，等.新型卷邊鋼板組合PEC柱-鋼梁中節點抗震性能試驗研究［J］.土木工程學報，2014，47（7）:53-62.

［11］方有珍，楊永龍，陳赟，等.新型PEC柱-鋼梁BRS耗能板部分自復位節點的抗震性能［J］.江蘇大學學報，2015，36（5）:598-603.

［12］方有珍，趙凱，陳赟，等.新型PEC柱-鋼梁中節點摩擦耗能型部分自復位連接抗震性能研究［J］.土木工程學報，2016，49（1）:22-30.

［13］周文峰、黃宗明、白紹良.約束混凝土幾種有代表性應力—應變模型及其比較［J］.重慶建筑大學學報，2003，25（4）:121-127.

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

國家自然科學基金項目（51478286）

金豪（1990-），男，河南信陽人，碩士研究生。

通信聯系人:方有珍（1972-），男，教授，博士，從事組合結構抗震研究，E-mail:Fyz72@mail.usts.edu.cn。

（責任編輯:秦中悅）