可恢复功能的装配式预应力钢框架拟动力试验研究

张爱林, 张艳霞, 赵　微, 费晨超(1.北京工业大学 建筑工程学院，北京　10014； . 北京建筑大学 工程结构与新材料北京市高校工程研究中心， 北京　100044; 3. 北京工业大学 北京市高层和大跨度预应力钢结构工程技术研究中心，北京　10014)



可恢复功能的装配式预应力钢框架拟动力试验研究

张爱林1,3, 张艳霞1,2, 赵微2, 费晨超2(1.北京工业大学 建筑工程学院，北京100124； 2. 北京建筑大学 工程结构与新材料北京市高校工程研究中心， 北京100044; 3. 北京工业大学 北京市高层和大跨度预应力钢结构工程技术研究中心，北京100124)

摘要：针对高层建筑，提出了腹板摩擦耗能的可恢复功能装配式预应力钢框架结构体系和性能化设计目标。并设计了一个3×5跨4层原型结构，进行了0.75倍缩尺的子结构拟动力加载试验。试验结果表明:装配式预应力钢框架具有良好的开口闭合机制，震后能够自动复位和恢复结构功能。试验结束后，钢绞线索力损失在8%以内，说明钢绞线、锚具性能和钢预应力的施加方法是可靠的。结构实现了“多遇地震无开口、无损伤，设防地震开口耗能且主体结构无损伤、罕遇地震结构损伤很小能正常使用，超罕遇地震主体结构损伤较小且仍能正常使用”的性能化设计目标。

关键词：可恢复功能的装配式预应力钢框架；拟动力试验；性能化设计目标

可恢复功能预应力钢框架结构能够发挥预应力钢结构的优势，在强震发生后具有控制结构损伤，减少或消除残余变形，震后容易修复等优点受到了国内外学者广泛的关注。国内外研究主要集中在不同耗能装置的预应力钢框架的结构性能上,其中研究最多的有角钢耗能[1]、耗能棒耗能[2]、上下翼缘摩擦耗能[3-4]和腹板摩擦耗能[5-9]等。我国高层建筑较多，国外提出的可恢复功能预应力钢框架体系(Resilient Prestressed Steel Frame，RPSF)如果用于高层建筑中，需要高空张拉预应力钢绞线，施工难度大、施工周期长。作者对此提出了一种腹板摩擦耗能的可恢复功能装配式预应力钢框架体系(Resilient Prefabricated Prestressed Steel Frame，RPPSF)，该体系能够实现在施工现场地面张拉预应力钢绞线，柱翼缘无需开孔穿钢绞线，梁柱节点只需像传统梁柱节点一样采用栓焊混合的方法进行连接。从而降低了施工难度，提高了施工质量同时缩短工期。本文在已经完成的装配式预应力钢框架梁柱节点试验的基础上对该体系平面框架进行子结构拟动力试验,进一步研究和探讨该体系的抗震性能。

1装配式预应力钢框架典型节点构造

预应力钢框架节点构造如图1所示，腹板摩擦耗能的预应力钢框架梁腹板与柱采用剪切板和高强螺栓连接，梁翼缘与柱通过预应力钢绞线连接，剪切板和高强螺栓同时作为耗能装置。装配式预应力钢框架节点构造如图2所示，其中钢梁包括中间梁段和两短梁段，三者通过中间梁腹板两侧剪切板、耗能用高强螺栓、竖板及预应力钢绞线连接，短梁段上焊有用于加强的横向加劲肋和纵向加劲肋，同时用于放置钢绞线的锚固端。中间梁段腹板与高强度螺栓对应位置设置长孔，允许高强螺栓发生相对滑移耗散能量。中间梁段腹板和剪切板间夹有黄铜板，用以保证稳定的摩擦系数。

图1　预应力钢框架节点构造Fig.1 Details of RPSF connection

图2　装配式预应力钢框架节点构造Fig.2 Details of RPPSF connection

当地震作用达到一定程度时，中间梁段与连接竖板的接触面一端脱开，详见图3，腹板高强螺栓摩擦耗能，从而避免或减少了钢框架梁和柱等主体构件的损坏。地震作用后，钢框架在预应力作用下可以自动复位，恢复了结构原有的功能。

图3　RPPSF节点脱开示意图Fig.3 Schematic of RPPSF gap opening

2原型结构和试验模型

2.1原型结构

参照国内外研究成果[10-13]，结合装配式预应力钢框架特点和《建筑抗震设计规范》[10]，提出了“多遇地震无开口、无损伤，设防地震开口耗能且主体结构无损伤、罕遇地震结构损伤很小能正常使用，超罕遇地震主体结构损伤较小且仍能正常使用”的性能化设计目标(性能化设计另文发表)。按此原则设计了一个采用腹板摩擦耗能的装配式预应力钢框架的4层原型结构，设计使用年限50年，安全等级二级，抗震设防类别为重点设防类，设防烈度为8度，设计基本地震加速度为0.2 g，场地类别为Ⅲ类。楼面恒载包括楼板自重取7.0 kN/m2，楼面活载取2.0 kN/m2，屋面活载2.0 kN/m2，雪荷载按北京地区100年一遇取值0.45 kN/m2。结构平面如图4所示，横向3跨，纵向5跨，每跨跨度为8 m，首层层高3.9 m，2～4层层高均为3.6 m。图4中长方形高亮框选的梁柱截面为框架柱和框架梁，梁柱节点为装配式预应力连接方式，框架柱采用箱形截面，截面尺寸为□400×400×34，框架梁截面尺寸p88×300×12×20，其余梁柱节点采用铰接连接，柱截面尺寸□400×400×30，梁截面尺寸p88×300×12×20。耗能用螺栓和梁柱连接螺栓规格为M24，钢绞线采用1×19、极限强度为1 860 MPa的钢绞线，公称直径21.8 mm，公称面积为312.9 mm2，屈服力值Ty为540 kN，极限力值Tu为591 kN。

图4　原型结构平面图(单位：mm)Fig.4 Plane schematic of prototype structure

2.2试验模型

本试验采用子结构拟动力试验方法，选取柱脚易出现塑性的底层中间一榀装配式预应力钢框架作为试验子结构，基本处于弹性状态的二到四层框架作为计算子结构，如图5所示。

图5　试验结构示意图Fig.5 Structural schematic of experiment

考虑试验条件，对原结构缩尺0.75倍，试验模型框架柱与原型结构轴压比相同，开口临界弯矩与长梁截面塑性极限弯矩之比与原模型相同。试验模型详细尺寸如图6所示。层高3.15 m，跨度6 m，框架柱截面尺寸h100×300×20×30，中间梁段截面尺寸p50×250×14×16，短梁段截面尺寸p82×250×14×30，柱加劲肋厚为30 mm，短梁横向加劲肋和纵向加劲肋厚度分别为30 mm和20 mm，连接竖板厚为30 mm，中间梁段翼缘加强板厚为16 mm，长度800 mm，耗能用螺栓为8个10.9级M24扭剪型高强螺栓，梁柱连接螺栓为8个10.9级M20扭剪型高强螺栓。预应力钢绞线采用8根1×19-1860钢绞线。单根预应力钢绞线初始预应力值取0.25Tu。

图6　试验框架详图Fig.6 Details ofspecimen RPPSF

2.3材料性能

试件截面的厚度分别为14 mm、16 mm、18 mm、20 mm、30 mm五种，钢材的牌号为Q345B，试件材料力学性能试验[14]结果见表1。钢绞线材性试验结果见表2。螺栓采用10.9级扭剪型高强螺栓，黄铜板与钢板之间的摩擦系数经检测机构测试为0.34～0.38。

3试验方案

3.1加载装置和输入参数

整个试验采用子结构拟动力试验方案，试验采用由湖南大学郭玉荣教授等人开发的多层结构远程协同拟动力实验平台 (NetSLab_MSBSM1.0.0)。 由于试验

表1　标准板状试样拉伸试验数据

表2　钢绞线材性试验

框架跨度较大，实验室条件所限，柱顶上不容易施加轴向压力，因此轴向压力通过预应力竖索施加，钢绞线仍然采用公称直径21.8 mm的1×19-1860钢绞线。施加的索力大小为189 kN。侧向力由200 t作动器施加，试验加载装置示意图和照片如图7和8所示。作动器施加的位移来自试验平台结构输入地震波计算的结果，计算子结构需要输入楼层质量和理论层间恢复力模型，楼层质量按照原型楼层质量和相似关系输入地震质量。因为每个楼层共有八根框架柱承受侧向力，试验模型有两根框架柱，所以原形楼层质量为整个楼层质量的四分之一。理论层间恢复力模型为课题组提供的如图9所示的双旗帜模型，输入参数有开口前刚度K1、开口后刚度K2、临界开口时的位移d1和最大开口转角时的位移d2。具体参数取值通过平面框架有限元推覆分析并结合图9所示的理论层间恢复力模型获得，详见表3。

图7　试验加载装置示意图(单位:mm)Fig.7 Test setup

图8　试验加载装置示意图Fig.8 Test photograph

图9　理论层间恢复力模型Fig.9 Theretical story hysteresis model

3.2加载制度

选取Taft、LOS000和EL-Centro三条地震动进行试验，图10～图12给出了三条地震动时程曲线，将三条地震动峰值调整至0.4 g，并利用SeismoSignal软件将时程曲线转换为加速度反应谱，如图13所示。原模型第一周期为1.23 s，由此可见，所用地震时程记录幅值与持时满足规范要求，反应谱曲线与规范谱曲线在自振周期处也基本吻合。

表3　拟动力试验输入的参数

试验按照8度多遇、设防、罕遇和8度半罕遇四个不同的震级，分别输入不同加速度峰值0.07 g、0.2 g、0.4 g和0.51 g的地震加速度记录，三条地震动时间步长0.01 s，考虑缩尺比例，调整时间步长为0.008 6 s。阻尼比取0.05。输入地震动之前先进行预加载测量试验子结构的实际刚度，作为下一步计算的依据。

3.3测量内容

(1) 荷载的测量：作动器自带荷载传感器测量试验过程中往复荷载的变化。

(2) 预应力钢绞线索力的测量：采用16个50 t压力传感器用来实时记录加载过程中梁和柱的钢绞线索力的变化。

(3) 螺栓压紧力的测量：螺栓应变计实时记录加载过程中耗能螺栓压紧力的变化。

图10 Taft波时程曲线Fig.10Taftgroundmotionrecord图11 LOS000波时程曲线Fig.11LOS000groundmotionrecord图12 EL-Centro波时程曲线Fig.12EL-Centrogroundmotionrecord图13 加速度反应谱Fig.13Accelerationresponsespectrum

(4) 位移的测量：如图14所示。节点开口处设置8个直线位移电位计，测量开口宽度；作动器自带位移传感器记录加载位置构件侧向位移值；在东侧柱顶布置1个量程为150 mm的位移计记录柱顶位移，在东西两柱底分别布置两个量程为50 mm的位移计记录柱脚的水平滑移量。

图14　位移计布置示意图Fig.14 Arrangement of displacement meter

(5) 应变的测量：分别在柱翼缘、柱腹板、梁上下翼缘及梁腹板纵横方向粘贴应变片，用于测量加载过程中各位置的应变变化，具体布置如图15所示。

图15　应变片布置示意图Fig.15 Arrangement of strain gauges

4试验结果分析

4.1楼层位移响应

在8度多遇、设防、罕遇和8度半罕遇地震作用下，Taft波、LOS000波、EL-Centro波结构侧移的时程曲线如图16所示，图中均选取了地震动典型的15 s。东西侧试验数据均列于表4中。由于作动器作用于西侧梁上，结构刚度不对称，西侧侧移和东侧侧移往往不一致，且西侧位移为作动器外位移，为此下面讨论结构的性能时以未加作动器的东侧框架柱为例进行。从各级数据看，均是EL-Centro波作用下位移响应最大。在多遇地震作用下，试验框架最大位移响应为17.21mm，最大层间位移角1/218超出了文献[10]中弹性位移角1/250的限值。在设防地震作用下，框架最大位移响应为30.65 mm，最大层间位移角为1/103。在罕遇地震作用下，最大位移响应为62.2 mm，最大层间位移角为1/50，正好达到了文献[10]钢框架弹塑性位移角1/50的限值。在8度半罕遇地震作用下，最大位移响应71.53 mm，最大层间位移角分别1/44，已经超出了文献[10]钢框架弹塑性位移角1/50的限值。图17为0.2 g、0.4 g和0.51 g地震动作用下试验框架柱最大位移时的照片。

图16　三条地震动下结构位移时程曲线Fig.16 Lateral displacement time history from EL-Centro,LOS000 and Taft

地震波峰值加速度最大位移/mm最大层间位移角/rad最大开口转角%rad最大残余转角%rad东侧西侧东侧西侧东侧西侧东侧西侧Taft8.289.281/3801/339————0.07gLOS00012.6513.341/2491/236————EL-Centro17.2119.391/2181/162————Taft20.2823.291/1551/1350.260.410.020.030.2gLOS00024.6733.851/1281/930.410.650.030.07EL-Centro30.6541.081/1031/770.630.890.020.03Taft33.2444.901/951/700.811.060.180.010.4gLOS00044.0255.551/721/570.781.230.060.13EL-Centro62.2081.371/501/391.922.780.040.09Taft43.7358.101/781/541.041.650.060.020.51gLOS00053.9166.111/581/481.532.000.110.31EL-Centro71.5391.801/441/342.543.230.240.07

图17　试验框架柱最大位移时的照片Fig.17 Photograph of maximum displacement of frame column

4.2装配式预应力梁柱节点开口

由表4可知，在多遇地震下，节点无开口。在设防地震作用下，西侧加载端节点开口大于东侧节点开口，最大开口转角为EL-Centro地震动下的0.89%。最大的残余转角为LOS000波作用后，数值为0.07%。在罕遇地震作用下，最大开口转角为2.78%，最大残余转角为0.18%。在8度半罕遇地震作用下，最大开口转角为3.23%，图18 (a)～(b)为框架节点的东、西侧最大开口时的照片。最大残余转角为0.31%，节点基本回到原始位置，如图18 (c)～(d)所示。试验结果证实了装配式预应力钢框架节点表现出较好的开口闭合机制，结构具有良好的自动复位能力。同时试验框架中选用的腹板摩擦耗能装置在不影响楼板和下翼缘空间布置的前提下，取得了良好而稳定的耗能效果。

图18　8度半罕遇EL-Centro地震动下节点照片Fig.18 Connection photograph from EL-Centro(PGA=0.51 g)

4.3滞回性能

4.3.1滞回曲线

在多遇地震作用下，滞回图形基本为线性，结构无塑性发展。此时试验框架与刚接框架受力性能基本相同。图19中列出了EL-Centro波在8度多遇、设防、罕遇和8度半罕遇地震作用下力-位移曲线。在设防地震作用下，由滞回模型可以看出，滞回环开始出现，这是因为在设防地震时梁柱节点已有最大宽度3.86 mm的开口，高强螺栓开始摩擦耗能。在罕遇地震作用下，滞回环已基本形成。摩擦耗能较0.2 g时有所增加。在8度半罕遇地震作用下，滞回环完全形成，框架摩擦耗能较0.4 g时又有所增加。

4.3.2耗能能力

结构的耗能能力可用耗能系数来定量分析，即是指滞回环包围面积与弹性应变能的面积之比。各级地震作用下结构耗能系数如表5所示。在多遇地震作用下，没有形成滞回环，能量耗散系数为0。设防地震EL-Centro地震波作用下，梁柱节点发生开口，开始形成滞回环，结构耗能系数为0.26，同一条地震动作用下，随着地震加速度峰值的增加， 耗能系数大体呈上升趋势，8度半罕遇地震作用下，梁柱节点发生最大开口，形成的滞回环面积最大，框架耗能能力最大，结构的耗能系数在0.33至0.55范围内。

图19　EL-Centro地震动下力-位移曲线Fig.19 Force-displacement responses from EL-Centro

地震动耗能系数刚度/(kN·m-1)0.2g0.4g0.51g0.2g0.4g0.51gTaft00.320.3318.8418.6917.39LOS00000.390.4119.2118.6016.55EL-Centro0.260.560.5518.6917.3615.02

4.3.3结构刚度的退化

结构刚度是结构变形能力的反映，由于试验框架梁柱节点开口，在往复荷载试验过程中，会发生结构刚度随着试验循环周数和结构变形增加而减小的现象，结构的刚度用割线刚度表达，如表5所示。结构从8度设防地震到8度半罕遇地震，刚接框架刚度由19.21 N/mm退化至15.02 kN/mm，随着节点开口增加，结构刚度呈下降趋势。

4.4钢绞线索力的变化

4.4.1柱上钢绞线索力的变化

图20为不同水准地震动作用下柱上钢绞线索力的时程曲线，由图中可以看出，在8度多遇、设防、罕遇和8度半罕遇地震作用下，柱顶轴力的变化最大分别在0.59%、1.23%、2.87%和3.85%以内，满足试验柱顶施加轴力的要求。

图20　EL-Centro地震动下竖向索力时程曲线Fig.20 PT force time-histories of vertical strand from EL-Centro

4.4.2梁上钢绞线索力的变化

8度多遇地震作用下，节点无开口，钢绞线无伸长，索力无损失。在8度设防、罕遇、8度半罕遇地震作用下，试验框架在EL-Centro波作用下钢绞线索力随平均内转角的变化如图21所示，在8度设防地震作用下，索力由于开口后钢绞线长度的增加而有所增大，最大值为0.30Tu，地震动结束后，索力又恢复到初始索力0.25Tu的大小，索力基本无损失。8度罕遇地震作用下，索力最大值为0.41Tu，地震动结束后，索力又恢复到初始索力0.25Tu的大小，索力损失很小。8度半罕遇地震作用下，索力最大值为0.43Tu，地震动结束后，索力恢复为0.23Tu或0.24Tu的大小，在峰值0.51g地震动作用下三条地震动钢绞线平均预应力损失为2.18%、3.25%和3.05%。从试验开始到试验结束，钢绞线索力损失最大为7.95%，平均索力损失为6.12%。说明试验框架钢绞线、锚具性能和预应力张拉方法是可靠的。这也为罕遇地震和超罕遇地震后结构能够正常使用和承受较大和多次余震作用奠定了良好的基础。

图21　EL-Centro地震动下框架梁上钢绞线索力变化Fig.21 PT force variation of frame beams from EL-Centro

4.5应变变化

在8度多遇地震作用下，节点无开口，所有结构构件及预应力钢绞线全部处于弹性状态；在8度设防地震作用下，结构只有EL-Centro波作用下翼缘加强板进入塑性，其他主体结构均保持弹性状态。8度罕遇EL-Centro地震作用下典型部位的应变时程曲线如图22所示，表6为8度罕遇地震作用下各个部位的最大应变值。由此可以看出，结构在罕遇地震作用下，长梁近竖板处加强板塑性应变较大，长梁翼缘、节点域腹板处于弹性状态。除此以外，短梁翼缘、节点域翼缘、柱脚翼缘和腹板均进入屈服，但是应变值均未超过2εy(根据材性试验，屈服应变εy为2 000)，不会产生明显的残余变形。

图22　8度罕遇EL-Centro地震作用下典型部位的应变时程曲线Fig.22 Strain time history of typical position of specimen from EL-Centro(PGA=0.4 g)

序号地震动记录应变短梁翼缘长梁翼缘加强板节点域翼缘节点域腹板柱脚翼缘柱脚腹板1Taft最大应变203790932192389124423352076残余应变68721181154375179618332LOS000最大应变239693838522850156327682119残余应变1868419221692234216720203EL-Centro最大应变3296126547342984180629512240残余应变28891352647165418423772096

表7为8度半罕遇地震下典型部位最大应变值。从表7来看，长梁加强板近竖板处塑性应变最大，长梁翼缘处于弹性状态。短梁翼缘也进入屈服，最大屈服应变达2.25εy。除此以外，节点域腹板、节点域翼缘、柱脚翼缘和腹板均进入屈服，但是塑性值均没有超过2εy。

综上所述，8度多遇地震作用下，节点无开口，所有结构构件及预应力钢绞线全部处于弹性状态，加载结束后，钢绞线索力无损失，实现了“多遇地震无开口、无损伤”的性能化设计目标。8度设防地震作用下，节点开口耗能，主体构件及预应力钢绞线全部处于弹性状态，加载结束后，结构恢复到原来的位置，钢绞线索力无损失，实现了“设防地震开口耗能且主体结构无损伤”的性能化设计目标。8度罕遇地震作用下，节点开口耗能，主体构件中柱节点域、柱底、短梁翼缘和腹板屈服，但应变均在2倍屈服应变范围以内，长梁翼缘、腹板及预应力钢绞线处于弹性状态，加载结束后，结构恢复到原来的位置，钢绞线索力损失很小，实现了“罕遇地震主体结构损伤很小且能正常使用”的性能化设计目标。8度半超罕遇地震作用下，节点开口耗能进一步增大，柱节点域、柱底、短梁翼缘和腹板均已屈服，最大应变值虽较8度罕遇地震值略大，但均在2εy左右，长梁翼缘、腹板和预应力索仍处于弹性状态。加载结束后，结构恢复到原来的位置，钢绞线索力损失均在8%以内，实现了“超罕遇地震主体结构损伤较小且仍能使用”的性能化设计目标。

表7　8度半罕遇地震作用下构件截面的最大应变值

同时从表7中还可以看出，即使结构在经历过8度半罕遇地震Taft和LOS000地震动后，再次承受强度更大的EL-Centro地震动的作用，试验框架仍能实现恢复原位，主体结构的最大残余应变值3 112也在2εy以内，钢材表面未见任何损伤。这本身就说明结构具有非常好的震后恢复结构功能的能力。

这里再进一步讨论震后可恢复功能的新型装配式预应力梁柱体系层间位移角的问题，由表4数据可知，在8度多遇时，试验框架柱层间位移角的最大值为1/218，已经超出了文献[10]普通钢框架弹性位移角1/250的限值，地震动后框架柱恢复到了初始位置。在8度半罕遇地震时，最大层间位移角达到了1/44，地震结束后，节点最大残余转角为0.31%，框架柱基本恢复到了初始位置，柱脚塑性应变值均未超出钢材两倍的屈服应变值。经过模型试验和整体结构进一步分析后，建议装配式预应力钢框架体系的弹塑性层间位移角限值可较普通钢框架的限值有所放松。

5结论

本文设计了一个3×5跨4层采用腹板摩擦耗能的可恢复功能装配式预应力钢框架原型结构，对其进行0.75倍缩尺，进行了不同水准地震动作用下的平面框架子结构拟动力试验，得出如下结论:

(1) 装配式预应力钢框架的楼层力-位移滞回曲线表现为双旗帜模型，在相当于8度多遇、设防、罕遇和8度半罕遇地震作用下，装配式预应力梁柱节点表现出了良好的开口闭合机制，整个结构实现了震后自动复位和恢复结构功能的目标。

(2) 节点开口后，该试验框架耗能能力良好，同时试验框架中选用的腹板摩擦耗能装置在不影响楼板和下翼缘空间布置的前提下，取得了良好而稳定的耗能效果。

(3) 试验结束后的钢绞线索力损失在8%以内，说明钢绞线、锚具性能和钢预应力的施加方法是可靠的。这也为罕遇地震和超罕遇地震后结构能够正常使用和承受较大和多次余震作用奠定了良好的基础。

(4) 从整个试验框架典型部位的应变时程和最大塑性应变值来看，在8度多遇、设防地震中，结构无塑性、无损伤；在罕遇和超罕遇地震后除长梁加强板塑性应变较大外，节点域腹板、节点域翼缘、柱脚翼缘、腹板和短梁翼缘等主体结构的应变值均没有超过屈服应变的两倍，主体结构仍能正常使用。

(5) 试验框架在8度多遇、罕遇和8度半罕遇地震时的最大层间位移角分别为1/218和1/44均已超出了文献[10]关于普通钢框架的弹性和弹塑性层间位移角限值，但地震动后框架柱恢复到了初始位置，框架柱柱脚塑性应变值都没有超出钢材两倍的屈服应变值。因此，建议将可恢复功能的装配式预应力钢框架体系的弹性和弹塑性层间位移角限值较普通钢框架的限值适当放宽，两限值有待模型试验和整体结构进一步分析后确定。

(6) 总体来看，试验框架实现了“多遇地震无开口、无损伤，设防地震开口耗能且主体结构无损伤、罕遇地震结构损伤很小能正常使用，超罕遇地震主体结构损伤较小且仍能正常使用”的性能化设计目标。

参 考 文 献

[ 1 ] Garlock M,Ricles J,Sause R.Cyclic load tests and analysis of bolted top-and-seat angle connections [J].Journal of Structural Engineering,2003,129(12):1615-1625.

[ 2 ] Chou C C, Tsai K C, Yang W C.Self-centering steel connections with steel bars and a discontinuous composite slab[J]．Earthquake Engineering and Structural Dynamics,2009,38(1):403-422.

[ 3 ] Rojas P,Ricles J M,Sause R. Seismic performance of post-tensioned steel moment resisting frames with friction devices[J]. Journal Structural Engineering,2005,131(4):529-540.

[ 4 ] Wolski M,Ricles J M,Sause R. Experimental study of a self-centering beam-column connection with bottom flange friction device[J].Journal of Structural Engineering,2009, 135(5):479-488.

[ 5 ] Lin Y C M,Sause R,Ricles J M.Seismic performance of steel self-centering moment-resisting frame:hybrid simulations under design basis earthquake [J].Journal of Structural Engineering,2013,139(5):1823-1832.

[ 6 ] Lin Y C,Sause R,Ricles J.Seismic performance of a large-scale steel self-centering moment-resisting frame:MCE hybrid simulations and quasi-static pushover tests [J].Journal of Structural Engineering,2013,139(7):1227-1236.

[ 7 ] 张艳霞，叶吉健，赵微,等.自复位平面钢框架推覆分析[J]．地震研究,2014,37(3)：475-483.

ZHANG Yan-xia, YE Ji-jian, ZHAO Wei,et al.Pushover study of self-centering plane steel frame[J]. Journal of Seismiclogical Research,2014,37(3):475-483.

[ 8 ] 张艳霞，张爱林，孙文龙．震后可恢复功能的钢框架预应力梁柱节点性能研究[J].工业建筑,2014,44(502):160-167.

ZHANG Yan-xia, ZHANG Ai-lin, SUN Wen-long. Behavior study of self-centering beam-column connections in resilient steel frames after earthquake[J]. Industrial Construction,2014,44(502):160-167.

[ 9 ] 张爱林，张艳霞，刘学春.震后可恢复功能的预应力钢结构体系研究展望[J].北京工业大学学报,2013,04:507-515.

ZHANG Ai-lin,ZHANG Yan-xia,LIU Xue-chun. Research outlook of earthquake resilient prestressed steel structures [J].Journal Of Beijing University Of Technology, 2013,04:507-515.

[10] GB50011-2010.建筑抗震设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.

[11] American Institute of Steel Construction.Seismic Provisions for Structural Steel Buildings [S].Chicago:AISC Committee on Specifications,2010.

[12] Georgios A,Gary F,Andre F,et al.Computational framework for automated seismic design of steel frames with self-centering connections [J].Journal of Computing in Civil Engineering,2014,28:170-181.

[13] Matthew R,Asce M,Xiang M.Design concepts for controlled rocking of self-centering steel-braced frames [J].Struct. Eng,2014,140:1-11.

Pseudo dynamic tests for a resilient prefabricated prestressed steel frame

ZHANGAi-lin1,3,ZHANGYan-xia1,2,ZHAOWei2,FEIChen-chao2(1. College of Architecture and Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China;2. Beijing Municipal Higher Institution Engineering Research Center of Structural Engineering and New Materials, Beijing University of Civil Engineering and Architecture, Beijing 100044, China;3. Beijing Municipal Engineering Research Center of High- Rise and Large-Span Prestressed Steel Structure, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China)

Abstract:The structure system and performance-based design objectives of a resilient prefabricated prestressed steel frame with web friction energy-dissipation device were proposed for high-rise buildings. A four-story 3×5 span prototype structure was designed and a 0.75 scale substructure pseudo dynamic test was conducted. The results indicated that the resilient prefabricated prestressed steel frame has a good gap-opening and closing mechanism with self-centering and recovering the structural functions after earthquake; the loss of PT force is within 8% after test to reveal that PT strands, anchorage performance, and applying methods of PT force are reliable; the performance-based design objectives are realized with no gap-opening and damage under a frequent earthquake, with no damage of the main structure and the gap-opening energy-dissipated ability under a specified earthquake, with little damage and the normal serviceability under a rare earthquake, and with a little damage and the normal serviceability under a severe earthquake.

Key words:resilient prefabricated prestressed steel frame; pseudo dynamic test; performance-based design objective

中图分类号:TU375.4

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.05.034

通信作者张艳霞 女，博士生，副教授，1970年生

收稿日期：2015-01-21修改稿收到日期：2015-03-17

基金项目：国家自然基金面上项目资助(51278010);国家自然科学基金面上项目(51278027)

第一作者 张爱林 男，博士，教授，1961年生