王先鐵，賈子涵，謝川東，郭藝偉

(西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西，西安 710055)

傳統(tǒng)抗震結(jié)構(gòu)體系通過結(jié)構(gòu)構(gòu)件的塑性發(fā)展?jié)M足延性需求，具有良好的延性和耗能能力，但震后往往產(chǎn)生較大殘余變形而難以修復(fù)。為此，研究者們提出可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)[1-3]。自復(fù)位結(jié)構(gòu)是可恢復(fù)功能結(jié)構(gòu)的一種形式，近年來國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了廣泛研究[4]。

Ricles 等[5-6]首先將預(yù)應(yīng)力技術(shù)引入鋼框架結(jié)構(gòu)，提出具有頂?shù)捉卿摰淖詮?fù)位節(jié)點(diǎn)，對(duì)十字形節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)。結(jié)果表明，該節(jié)點(diǎn)具有較高的抗彎剛度、承載力和變形能力。此后，研究者們提出了不同耗能形式的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)，主要包括金屬塑性變形耗能和摩擦耗能。對(duì)于金屬塑性變形耗能的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)，Christopoulos等[7]提出沿梁軸向布置防屈曲耗能鋼筋的自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)并開展試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，該節(jié)點(diǎn)殘余變形很小，具有良好的自復(fù)位性能。Hoseok 等[8]提出防屈曲鋼板耗能的自復(fù)位柱腳節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明，加載過程中該柱腳沒有明顯的剛度退化，節(jié)點(diǎn)的塑性損傷集中于耗能鋼板。Ying 等[9]提出T 型鋼塑性變形耗能的自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)，并對(duì)足尺節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明，T 型鋼厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的變形能力和耗能能力影響較大。王先鐵等[10]提出具有防屈曲鋼板的外張拉式自復(fù)位方鋼管混凝土柱腳節(jié)點(diǎn)，試驗(yàn)研究表明，該自復(fù)位柱腳不僅滿足結(jié)構(gòu)空間變形需求，還具有良好的自復(fù)位能力和耗能能力。

摩擦耗能已廣泛應(yīng)用于自復(fù)位結(jié)構(gòu)中，通過合理的設(shè)計(jì)可實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)地震作用下低損傷，提高結(jié)構(gòu)韌性[11]。Kim 等[12]提出梁上下翼緣布置摩擦阻尼器的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)，對(duì)十字形節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明，加載過程中主要構(gòu)件未發(fā)生破壞。Zhang 等[13]提出腹板摩擦耗能的裝配式鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，結(jié)果表明，該節(jié)點(diǎn)可實(shí)現(xiàn)震后快速修復(fù)的目標(biāo)。方有珍等[14]提出T 形連接件摩擦耗能的PEC 柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，預(yù)拉桿和T 形連接件可實(shí)現(xiàn)“耗能與復(fù)位有機(jī)統(tǒng)一”的性能化設(shè)計(jì)目標(biāo)。徐龍河等[15-16]提出摩擦耗能的自復(fù)位支撐并應(yīng)用于鋼框架結(jié)構(gòu)，研究表明，該支撐系統(tǒng)具有穩(wěn)定的滯回特性和耗能能力，且無殘余變形。張艷霞等[17]將梁腹板摩擦耗能的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)應(yīng)用于框架-鋼板墻結(jié)構(gòu)，研究表明，該結(jié)構(gòu)具有良好的開口閉合機(jī)制。Elena 等[18]提出具有摩擦裝置的自復(fù)位柱腳并進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，該構(gòu)造可有效避免柱腳在地震下的塑性損傷，且在低層結(jié)構(gòu)中優(yōu)勢(shì)更加明顯。綜上所述，以上兩種耗能方式均可為節(jié)點(diǎn)提供穩(wěn)定的耗能，但卸載時(shí)耗能構(gòu)件產(chǎn)生的抗力通常對(duì)節(jié)點(diǎn)的自復(fù)位性能造成不利影響，如何減小卸載時(shí)的抗力是自復(fù)位節(jié)點(diǎn)的關(guān)鍵問題之一。

對(duì)于防屈曲鋼板耗能的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)，由于鋼板面內(nèi)抵抗矩較大，因此卸載時(shí)鋼板受壓產(chǎn)生較大抗力。針對(duì)該問題，本文提出帶開槽耗能板的自復(fù)位方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)[19]。該節(jié)點(diǎn)通過耗能板拉壓產(chǎn)生塑性變形從而耗能，通過在耗能板上設(shè)置長(zhǎng)槽以減小復(fù)位抗力，該節(jié)點(diǎn)可在工廠張拉鋼絞線從而實(shí)現(xiàn)現(xiàn)場(chǎng)裝配。對(duì)帶開槽耗能板的自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究和理論分析，研究其抗震性能及自復(fù)位性能，提出恢復(fù)力模型和彎矩計(jì)算公式，為該節(jié)點(diǎn)的工程應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 帶開槽耗能板的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)

該節(jié)點(diǎn)由方鋼管混凝土柱、懸挑梁段、H 型鋼梁、鋼絞線、抗剪連接板、耗能板和蓋板等組成。方鋼管混凝土柱外側(cè)設(shè)置懸挑梁段以便張拉鋼絞線，抗剪連接板焊接于懸挑梁段端部的錨固板，并開有長(zhǎng)槽孔以允許H 型鋼梁轉(zhuǎn)動(dòng)。耗能板通過高強(qiáng)螺栓安裝在鋼梁翼緣外側(cè)，且耗能段設(shè)置一定數(shù)量和尺寸的長(zhǎng)槽以減小節(jié)點(diǎn)的復(fù)位抗力。防屈曲蓋板布置于耗能板外側(cè)防止其發(fā)生面外變形。H 型鋼梁翼緣外側(cè)設(shè)有加強(qiáng)板以減小節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)過程中翼緣板端部應(yīng)力。預(yù)應(yīng)力鋼絞線一端錨固于懸挑梁段，另一端錨固于梁端錨固板上，具體構(gòu)造如圖1 所示。該節(jié)點(diǎn)通過耗能板的塑性變形耗能，通過鋼絞線的彈性變形復(fù)位，震后僅更換耗能板即可繼續(xù)使用。

圖1 帶開槽耗能板的自復(fù)位方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)Fig. 1 SC connection with slotted energy dissipation plates

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

結(jié)合工程實(shí)際，并根據(jù)前期的理論研究和有限元分析設(shè)計(jì)試驗(yàn)試件，共設(shè)計(jì)5 個(gè)足尺T 型梁柱節(jié)點(diǎn)試件，分別為試件SCJ-1～SCJ-5，研究參數(shù)如表1 所示。除耗能板外所有構(gòu)件幾何尺寸相同。其中，方鋼管柱采用□350×14 的Q355B 鋼板焊接組合截面，長(zhǎng)度為2.7 m，內(nèi)灌C40 混凝土。H 型鋼梁截面尺寸為H400×200×10×14，長(zhǎng)度為2.7 m。懸挑梁段截面尺寸為H428×200×14×25，長(zhǎng)度為0.3 m。懸挑梁端部焊有30 mm 厚的錨固板?？辜暨B接板和梁翼緣加強(qiáng)板采用14 mm 的Q355B 鋼板；耗能板采用Q235B 鋼板，耗能段采用線切割形成多個(gè)耗能板條，并通過10.9 級(jí)的M22 高強(qiáng)螺栓分別與懸挑梁段、H 型鋼梁連接。腹板抗剪螺栓規(guī)格為M24，強(qiáng)度為10.9 級(jí)。預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用抗拉強(qiáng)度為1860 MPa、直徑為15.2 mm 的1×7 鋼絞線，長(zhǎng)度為2.7 m，試件幾何尺寸如圖2 所示。

圖2 試件幾何尺寸Fig. 2 Dimensions of specimens

表1 主要研究參數(shù)Table 1 Main parameters of test specimens

2.2 材料力學(xué)性能

分別在耗能板、方鋼管柱以及H 型鋼梁腹板和翼緣位置取樣，鋼材力學(xué)性能如表2 所示?；炷翉椥阅Ａ繛?8 GPa，立方體抗壓強(qiáng)度為36.5 MPa。

表2 鋼材力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

2.3 加載裝置

試驗(yàn)主要研究自復(fù)位節(jié)點(diǎn)的受力特征和變形情況，因此為了方便試驗(yàn)，采用“橫柱豎梁”的加載模式，加載裝置如圖3 所示，加載受力簡(jiǎn)圖如圖4 所示。通過壓梁將柱兩端固定，利用柱底面與墊板之間的摩擦力防止試件滑移；通過500 kN的MTS 電液伺服作動(dòng)器在梁端施加低周往復(fù)荷載。為防止H 型鋼梁面外失穩(wěn)，在梁加載端附近平行于加載方向設(shè)置側(cè)向支撐。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig. 3 Test setup

圖4 加載受力簡(jiǎn)圖Fig. 4 Schematic diagram of loading

2.4 加載過程及加載制度

加載前首先對(duì)鋼絞線施加預(yù)應(yīng)力，然后對(duì)高強(qiáng)螺栓施加預(yù)定扭矩，最后在梁端施加水平荷載。采用位移控制的加載制度[20]，如圖5 所示。其中推向?yàn)檎?，拉向?yàn)樨?fù)。層間位移角為0.25%、0.50%、0.75%時(shí)每一級(jí)循環(huán)6 圈，層間位移角為1.00%時(shí)循環(huán)4 圈，隨后每個(gè)加載級(jí)循環(huán)2 圈，達(dá)到4.00%位移角后停止加載。

圖5 加載制度Fig. 5 Loading history

2.5 測(cè)點(diǎn)布置

試件的位移和轉(zhuǎn)角測(cè)點(diǎn)布置如圖6 所示。在水平加載位置布置1 個(gè)位移計(jì)LVDT1，用于測(cè)量梁端位移；梁翼緣與錨固板相交處對(duì)稱布置4 個(gè)位移計(jì)LVDT2～LVDT5，用于測(cè)量梁端開口距離；在柱端布置1 個(gè)位移計(jì)LVDT6，用于測(cè)量試件整體水平位移。分別在懸挑梁段錨固板、梁底和梁頂加載處各布置1 個(gè)傾角儀QY1～QY3，用于測(cè)量加載過程中試件各部位轉(zhuǎn)角。

圖6 位移和轉(zhuǎn)角測(cè)點(diǎn)布置Fig. 6 Arrangement of displacement and angle measuring points

為監(jiān)測(cè)鋼絞線拉力變化情況，在每根鋼絞線錨固端布置穿心軸式壓力傳感器。為監(jiān)測(cè)耗能板和節(jié)點(diǎn)區(qū)的應(yīng)力發(fā)展，在耗能板、H 型鋼梁及懸挑梁翼緣布置應(yīng)變片，在柱節(jié)點(diǎn)區(qū)及懸挑梁腹板布置應(yīng)變花，應(yīng)變測(cè)點(diǎn)如圖7 所示。

圖7 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置Fig. 7 Arrangement of strain gauges

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞形態(tài)

對(duì)試件SCJ-1 進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，梁端轉(zhuǎn)動(dòng)情況及試驗(yàn)現(xiàn)象總結(jié)如表3 所示。試驗(yàn)結(jié)束后拆下兩側(cè)蓋板，觀察到耗能板發(fā)生明顯的塑性變形，主要為中間耗能段的平面內(nèi)屈曲。

表3 試件SCJ-1 試驗(yàn)現(xiàn)象Table 3 Experimental phenomenon of specimen SCJ-1

其余4 個(gè)試件與試件SCJ-1 試驗(yàn)現(xiàn)象相似，各試件梁端最大抬升量分別為13.78 mm、14.02 mm、13.59 mm 和14.47 mm。其中，試件SCJ-5 初始預(yù)應(yīng)力較小，節(jié)點(diǎn)開口時(shí)間較早，抬升距離最大。試件SCJ-5 加載至0.75%位移角推向第一圈時(shí)，最外側(cè)鋼絞線脫錨。將位移卸載至零后更換鋼絞線重新加載，0.75%位移角前的試驗(yàn)現(xiàn)象與第一次加載相同。

各試件的耗能板破壞形態(tài)如圖8 所示。試件SCJ-1～SCJ-4 耗能板主要發(fā)生面內(nèi)屈曲，試件SCJ-5由于加載過程中蓋板螺栓松動(dòng)，耗能板與加強(qiáng)板間出現(xiàn)縫隙，因此變形呈多個(gè)波峰狀的面外屈曲。

圖8 耗能板破壞形態(tài)Fig. 8 Failure patterns of energy dissipation plates

3.2 滯回特性及承載力

試件SCJ-1 的荷載-位移及彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖9 所示。其中，位移和荷載為梁加載端的位移和荷載，轉(zhuǎn)角和彎矩為梁截面與錨固板接觸端的轉(zhuǎn)角和彎矩。試件SCJ-1 的滯回曲線為典型的“雙旗幟”形，殘余變形較小，節(jié)點(diǎn)具有良好的自復(fù)位性能。加載初期，節(jié)點(diǎn)的初始剛度較大，近似于傳統(tǒng)剛接節(jié)點(diǎn)。層間位移角約為0.33%時(shí)，梁端截面脫開，此時(shí)荷載為43.24 kN，開口臨界彎矩為103.77 kN·m。隨后耗能板軸向屈服，進(jìn)入塑性，此時(shí)梁端荷載為57.69 kN，彎矩為138.45 kN·m。隨著轉(zhuǎn)角增大，節(jié)點(diǎn)承載力進(jìn)一步提高，而剛度逐漸降低。加載至4.00%層間位移角時(shí)，節(jié)點(diǎn)承載力為106.00 kN，最大彎矩為254.42 kN·m。

圖9 試件SCJ-1 滯回曲線Fig. 9 Hysteretic curves of specimen SCJ-1

各試件的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線對(duì)比如圖10 所示，試驗(yàn)結(jié)果如表4 所示。試件SCJ-1 的滯回曲線較試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 飽滿，試件SCJ-4的滯回曲線與試件SCJ-5 飽滿程度相近。

表4 試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Experimental results

圖10 各試件彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線對(duì)比Fig. 10 Comparison of moment-rotation hysteretic curves

試件SCJ-1 和SCJ-2 的初始剛度、承載力及特征彎矩均相近，說明耗能板單個(gè)板條寬度對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能影響甚微。試件SCJ-1～SCJ-4 的初始剛度和脫開彎矩較為接近，且均大于試件SCJ-5，說明節(jié)點(diǎn)脫開前的剛度和脫開彎矩與鋼絞線預(yù)應(yīng)力有關(guān)，初始預(yù)應(yīng)力越大，初始剛度和脫開彎矩越大。由于張拉鋼絞線時(shí)預(yù)應(yīng)力難以精確控制，因此對(duì)試件的受力性能產(chǎn)生一定影響。其中，試件SCJ-4 的鋼絞線實(shí)際預(yù)拉力較設(shè)計(jì)值偏大，且材性試驗(yàn)結(jié)果表明6 mm 耗能板較8 mm 耗能板強(qiáng)度偏高，因此試件SCJ-4 的承載力和峰值彎矩偏大。

試件SCJ-1 的承載力比試件SCJ-3 和SCJ-4 分別提高5.44%和1.22%，試件SCJ-4 的承載力比試件SCJ-5 提高13.49%，說明節(jié)點(diǎn)承載力與鋼絞線初始預(yù)應(yīng)力、耗能段寬度和耗能板厚度均有關(guān)，且鋼絞線預(yù)應(yīng)力的影響最為顯著，增大鋼絞線初始預(yù)應(yīng)力、耗能段寬度或耗能板厚度均可提高節(jié)點(diǎn)承載力。

3.3 自復(fù)位能力

各試件的殘余轉(zhuǎn)角如圖11 所示，一般認(rèn)為2.00%層間位移角時(shí)，結(jié)構(gòu)的殘余轉(zhuǎn)角小于0.20%則具有良好自復(fù)位性能[21]。2.00%層間位移角時(shí)各試件的殘余轉(zhuǎn)角分別為0.11%、0.04%、0.04%、0.04%和0.09%，均滿足殘余變形小于0.20%的自復(fù)位要求，說明該節(jié)點(diǎn)具有良好的自復(fù)位性能。4.00%位移角時(shí)各試件的殘余變形分別為0.17%、0.04%、0.04%、0.05%和0.44%，除試件SCJ-5 外，其余試件仍未超過0.20%。加載后期，試件SCJ-5 殘余變形較大，其原因一方面是試驗(yàn)過程中蓋板與梁翼緣加強(qiáng)板間產(chǎn)生縫隙，耗能板出現(xiàn)多個(gè)波峰狀的面外屈曲，隨著波峰數(shù)量的增多，試件的復(fù)位抗力不斷增大；另一方面是試件SCJ-5 的預(yù)應(yīng)力損失最大，因此自復(fù)位能力降低，殘余轉(zhuǎn)角較大。

圖11 各試件的殘余轉(zhuǎn)角Fig. 11 Residual rotation angle of specimens

試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 加載至約1.00%層間位移角，試件SCJ-1 加載至約2.50%層間位移角后，殘余變形基本保持不變，甚至略有減小，其原因?yàn)楹哪馨灏l(fā)生面內(nèi)屈曲后，截面抗力基本不再提高，并逐漸退化，因此試件的殘余變形保持穩(wěn)定或開始減小。試件SCJ-2 的殘余變形比試件SCJ-1 減小76.47%，說明耗能板總寬度相同時(shí)，減小單個(gè)板條寬度可有效降低殘余變形，其原因?yàn)楹哪馨鍐蝹€(gè)板條寬度越小，其面內(nèi)抵抗矩顯著降低，節(jié)點(diǎn)復(fù)位抗力減小。試件SCJ-3 和SCJ-4 的殘余變形比試件SCJ-1 分別減小76.47%和70.59%，說明耗能板厚度和耗能段寬度越大，節(jié)點(diǎn)的自復(fù)位性能越差。試件SCJ-4 的滯回曲線明顯高于試件SCJ-5，且殘余變形明顯小于試件SCJ-5，說明鋼絞線預(yù)應(yīng)力對(duì)節(jié)點(diǎn)自復(fù)位性能有顯著影響，在一定范圍內(nèi)增大鋼絞線預(yù)應(yīng)力可顯著提高節(jié)點(diǎn)的自復(fù)位性能。

3.4 轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

相同層間位移角時(shí)各試件的梁端相對(duì)轉(zhuǎn)角如圖12 所示。試件SCJ-1 的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度比試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 大，試件SCJ-5 的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度最小。當(dāng)加載至4.00%層間位移角時(shí)，試件SCJ-1～SCJ-5的梁端相對(duì)轉(zhuǎn)角分別為3.27%、3.45%、3.51%、3.40%和3.62%，試件SCJ-1 的梁端轉(zhuǎn)角比試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 分 別 降 低5.50%、7.34%和3.98%，試件SCJ-5 的梁端轉(zhuǎn)角比試件SCJ-4 提高6.47%。因此，增大鋼絞線初始預(yù)應(yīng)力和耗能板耗能段截面面積均可提高節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度。

圖12 梁端相對(duì)轉(zhuǎn)角Fig. 12 Relative rotation angles of beam ends

3.5 耗能能力

各試件的單周滯回耗能和累積滯回耗能如圖13 所示。位移角較小時(shí)，耗能板未發(fā)生塑性變形，各試件耗能很小。梁端截面脫開后，耗能板屈服產(chǎn)生塑性變形，隨著塑性區(qū)擴(kuò)大，試件的耗能能力不斷提高。

圖13 各試件的耗能能力Fig. 13 Energy dissipating capacity of specimens

試件SCJ-2 的累積滯回耗能較試件SCJ-1 降低28.08%，且滯回曲線較試件SCJ-1 捏縮更明顯，說明耗能板單個(gè)板條寬度越小，節(jié)點(diǎn)的耗能能力越低。因此，為了使節(jié)點(diǎn)達(dá)到較高的耗能水平，耗能板的單個(gè)板條寬度不宜過小。試件SCJ-3和SCJ-4 的累積滯回耗能分別較試件SCJ-1 降低33.14%和18.81%，說明耗能板厚度和耗能段寬度均對(duì)節(jié)點(diǎn)的耗能能力有顯著影響。隨著耗能板厚度和耗能段寬度增大，節(jié)點(diǎn)的耗能能力提高。2.50%層間位移角前，試件SCJ-5 的累積滯回耗能與試件SCJ-4 相近，隨后逐漸高于試件SCJ-4，其原因?yàn)榧虞d后期兩者耗能板的破壞形態(tài)不同。

引入相對(duì)能量耗散系數(shù)βE描述節(jié)點(diǎn)自復(fù)位性能和耗能能力的關(guān)系[22]。βE為自復(fù)位節(jié)點(diǎn)滯回環(huán)面積與相同加載級(jí)下理想彈塑性模型滯回環(huán)面積的比值。βE越大表明耗能越多，結(jié)構(gòu)的耗能能力越好，自復(fù)位性能越差。

不同狀態(tài)下節(jié)點(diǎn)的相對(duì)能量耗散系數(shù)如圖14所示，βE為0.5 時(shí)，節(jié)點(diǎn)恰好復(fù)位，對(duì)應(yīng)于圖中多邊形ABCD′E′圍成的滯回曲線。隨著耗能板截面面積減小，“旗幟”高度減小，滯回曲線D′E′段逐漸偏離水平坐標(biāo)軸，βE逐漸減小。當(dāng)耗能板截面面積為零時(shí)，滯回曲線退化為E′A和AF兩條折線，此時(shí)βE為0，節(jié)點(diǎn)不具有耗能能力。因此，為使自復(fù)位結(jié)構(gòu)的耗能能力和自復(fù)位能力達(dá)到較好的平衡狀態(tài)，βE應(yīng)大于0.125[23]、小于0.5。

圖14 不同狀態(tài)下節(jié)點(diǎn)相對(duì)能量耗散系數(shù)示意Fig. 14 Relative energy dissipation coefficient at various states

在帶開槽耗能板的自復(fù)位方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)中，耗能系數(shù)可由下式計(jì)算：

式中：MIGO為節(jié)點(diǎn)的脫開彎矩；MD為節(jié)點(diǎn)開口閉合時(shí)的彎矩。

各試件的耗能系數(shù)分別為0.31、0.24、0.21、0.23 和0.44，均大于0.125、小于0.5，說明帶開槽耗能板的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)自復(fù)位性能和耗能能力可達(dá)到較好的平衡狀態(tài)。

3.6 鋼絞線應(yīng)力

試件SCJ-1 的鋼絞線應(yīng)力如圖15 所示。節(jié)點(diǎn)張開后鋼絞線應(yīng)力隨開口角度的增大而增大，加載至4.00%層間位移角時(shí)，各試件的鋼絞線應(yīng)力達(dá)到最大，最大應(yīng)力分別為1290.57 MPa、1242.57 MPa、1295.07 MPa、1303.21 MPa 和1147.86 MPa，對(duì)應(yīng)鋼絞線抗拉強(qiáng)度的69.39%、66.80%、69.63%、70.07%和61.72%。各試件的鋼絞線特征應(yīng)力如表5 所示。每級(jí)加載后鋼絞線均存在一定的應(yīng)力損失，從而降低了節(jié)點(diǎn)的自復(fù)位性能。卸載至零后，試件SCJ-1～ SCJ-5 鋼絞線應(yīng)力分別損失了17.23%、13.53%、4.64%、6.99%和21.56%。

圖15 試件SCJ-1 鋼絞線應(yīng)力Fig. 15 Stress of PT strands of specimen SCJ-1

表5 鋼絞線特征應(yīng)力Table 5 Stress of PT strands

3.7 節(jié)點(diǎn)應(yīng)變

試件SCJ-1～SCJ-3 的耗能板應(yīng)變?nèi)鐖D16 所示。由圖可知，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)近轉(zhuǎn)動(dòng)中心的耗能板受壓，遠(yuǎn)離轉(zhuǎn)動(dòng)中心的耗能板受拉。當(dāng)加載至約0.50%層間位移角時(shí)，耗能板開始受拉屈服，隨后受壓屈服。

圖16 耗能板應(yīng)變Fig. 16 Strain of energy dissipating plates

以試件SCJ-4 為例，分析節(jié)點(diǎn)H 型鋼梁、懸挑梁段及節(jié)點(diǎn)域柱壁的應(yīng)變發(fā)展情況，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變?nèi)鐖D17 所示，圖中應(yīng)變均為每一加載級(jí)下各測(cè)點(diǎn)的最大應(yīng)變。加載過程中H 型鋼梁腹板應(yīng)變較小，一直處于低應(yīng)變狀態(tài)，H 型鋼梁翼緣受壓時(shí)應(yīng)變較大，但未達(dá)到屈服應(yīng)變，懸挑梁和柱節(jié)點(diǎn)域應(yīng)變均小于屈服應(yīng)變，說明該節(jié)點(diǎn)可有效將塑性損傷控制在局部，從而保護(hù)梁、柱等主體構(gòu)件不發(fā)生損壞。

圖17 試件各部位應(yīng)變Fig. 17 Strain of specimens

3.8 受力機(jī)理與破壞機(jī)制

在帶開槽耗能板的自復(fù)位節(jié)點(diǎn)中，由預(yù)應(yīng)力鋼絞線提供的非穩(wěn)定彈性應(yīng)變能復(fù)位，由耗能板提供的塑性應(yīng)變能耗能。在梁端水平荷載作用下，當(dāng)加載至較大位移角時(shí)，梁、柱等主要構(gòu)件仍處于彈性狀態(tài)，僅耗能板進(jìn)入塑性。加載過程中未出現(xiàn)鋼絞線失效、耗能板斷裂等現(xiàn)象，說明該節(jié)點(diǎn)具有較高的安全性，能夠?qū)崿F(xiàn)震后快速修復(fù)的性能目標(biāo)。

試件SCJ-4 完成4.00%層間位移角加載后，對(duì)其進(jìn)行6.00%層間位移角的推向加載，試件變形情況如圖18 所示，其荷載-位移關(guān)系如圖19 所示。結(jié)果表明，試件承載力仍繼續(xù)增加，未出現(xiàn)下降段，主要構(gòu)件仍基本處于彈性狀態(tài)，耗能板未發(fā)生斷裂，H 型鋼梁受壓側(cè)翼緣進(jìn)入塑性，節(jié)點(diǎn)連接處的螺栓與抗剪連接板孔壁剛好接觸，但未發(fā)生擠壓，說明該節(jié)點(diǎn)具有較高的安全儲(chǔ)備。加載至目標(biāo)位移角時(shí)，鋼絞線應(yīng)力超過控制應(yīng)力，但未達(dá)到抗拉強(qiáng)度。

圖18 試件SCJ-4 變形情況(推向6.00%)Fig. 18 Deformation pattern of specimen SCJ-4 (push to 6.00%)

圖19 試件SCJ-4 荷載-位移關(guān)系(推向6.00%)Fig. 19 Load-displacement relationship of specimen SCJ-4 (push to 6.00%)

當(dāng)鋼絞線達(dá)到抗拉強(qiáng)度后，為節(jié)點(diǎn)提供的抗彎剛度將不再增加，且極易斷裂，節(jié)點(diǎn)形成機(jī)構(gòu)。因此在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，應(yīng)保證鋼絞線的最大應(yīng)力小于其抗拉強(qiáng)度。在極罕遇地震下，該節(jié)點(diǎn)理想的破壞形態(tài)為構(gòu)件發(fā)生塑性變形，呈延性破壞。綜上所述，該自復(fù)位節(jié)點(diǎn)理想狀態(tài)下的破壞過程為：耗能板進(jìn)入塑性→H 型鋼梁局部屈服→抗剪螺栓與孔壁擠壓→主要構(gòu)件發(fā)生塑性變形→試件破壞。

4 節(jié)點(diǎn)受力性能理論分析

4.1 理想滯回模型

帶開槽耗能板的自復(fù)位方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的理想彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖20 所示，其中：M為梁端彎矩；θref為梁端截面與錨固板的相對(duì)轉(zhuǎn)角。根據(jù)自復(fù)位節(jié)點(diǎn)受力狀態(tài)的不同，將節(jié)點(diǎn)受力過程分為5 個(gè)階段。當(dāng)梁端荷載產(chǎn)生的彎矩超過鋼絞線初始預(yù)拉力提供的彎矩時(shí)，梁端截面與錨固板脫開，圖中的A點(diǎn)即為臨界狀態(tài)。隨著水平荷載增加，節(jié)點(diǎn)的抗彎剛度為鋼絞線提供的抗彎剛度KPT與耗能板彈性階段提供的抗彎剛度Kp1之和。加載至B點(diǎn)時(shí)，耗能板達(dá)到屈服，隨后進(jìn)入塑性，此后節(jié)點(diǎn)的抗彎剛度為鋼絞線提供的抗彎剛度KPT與耗能板塑性階段提供的抗彎剛度Kp2之和。當(dāng)達(dá)到目標(biāo)轉(zhuǎn)角即C點(diǎn)時(shí)，梁端彎矩最大。從C點(diǎn)到D點(diǎn)耗能板的應(yīng)力先由受拉狀態(tài)卸載至零，隨后受壓直至屈服。卸載至E點(diǎn)時(shí)，梁端截面閉合。反向加載與正向加載的滯回特性相似。

圖20 自復(fù)位節(jié)點(diǎn)理想彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系Fig. 20 Idealized moment-rotation relation of SC joint

4.2 彎矩-轉(zhuǎn)角計(jì)算公式

取梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)部分隔離體為研究對(duì)象，對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力性能進(jìn)行分析，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)的受力簡(jiǎn)圖如圖21 所示。其中：T為鋼絞線拉力的合力；V為梁端剪力；RH為梁與錨固板接觸面的水平作用力；RV為梁與錨固板接觸面的豎向作用力；FBRS為耗能板的軸向力；d1為耗能板到旋轉(zhuǎn)中心的距離；d2為梁中線到旋轉(zhuǎn)中心的距離；LPT為鋼絞線的長(zhǎng)度。

圖21 節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)的受力簡(jiǎn)圖Fig. 21 Free body diagram of the SC joint

為計(jì)算帶開槽耗能板的自復(fù)位方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)不同受力階段的彎矩和轉(zhuǎn)角，做出以下假定：

1)假定節(jié)點(diǎn)旋轉(zhuǎn)中心位于梁翼緣和加強(qiáng)板總厚度的中心位置[24]。

2)由于鋼絞線對(duì)稱于梁中線布置，假定鋼絞線作用力的合力與梁中線重合。

3)不考慮耗能板板條受壓屈曲后截面抗力的變化。

4)不考慮加載過程中鋼絞線預(yù)應(yīng)力損失。

節(jié)點(diǎn)開口前彎矩由鋼絞線的初始預(yù)應(yīng)力提供，脫開彎矩Md為：

式中：Mi為i點(diǎn)時(shí)的節(jié)點(diǎn)彎矩；MBRS,i為對(duì)應(yīng)于i點(diǎn)時(shí)耗能板軸向力提供的彎矩；MΔPT為鋼絞線拉力增量提供的彎矩。

考慮梁軸向變形引起的預(yù)應(yīng)力損失，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)過程中鋼絞線拉力增量提供的彎矩為：csbbb

式中：FBRS,y為耗能板的屈服荷載；σBRS,y為耗能板的屈服強(qiáng)度；ABRS為耗能段截面面積；LBRS為耗能段長(zhǎng)度；EBRS為耗能板的彈性模量；KBRS,e為耗能板彈性階段的軸向剛度；KBRS,p為耗能板塑性階段的軸向剛度；L為柱間跨度；Hc為方鋼管柱截面寬度；Lsb為懸挑梁長(zhǎng)度；Lb為H 型鋼梁加載位置到梁端錨固板的距離；Eb為H 型鋼梁的彈性模量；Ib為H 型鋼梁的截面慣性矩。

卸載至D點(diǎn)時(shí)，梁端彎矩及對(duì)應(yīng)梁端轉(zhuǎn)角為：

4.3 滯回模型驗(yàn)證

根據(jù)以上公式分別計(jì)算5 個(gè)試件各階段的特征彎矩和對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)角，試件尺寸和材性參數(shù)均采用試驗(yàn)值。各試件理論恢復(fù)力模型曲線與試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比如圖22 所示。推向加載時(shí)恢復(fù)力模型理論曲線與試驗(yàn)曲線基本吻合。而拉向加載時(shí)，恢復(fù)力模型的滯回環(huán)較試驗(yàn)略偏高，其原因?yàn)榧庸ぜ把b配誤差導(dǎo)致試件剛度不對(duì)稱。理論分析中計(jì)算H 型鋼梁彎曲變形引起的轉(zhuǎn)角時(shí)，為便于計(jì)算未考慮鋼絞線預(yù)應(yīng)力的影響，導(dǎo)致計(jì)算所得的梁端最大轉(zhuǎn)角較試驗(yàn)值偏大，但均在可接受范圍內(nèi)，總體上理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，恢復(fù)力模型能反映節(jié)點(diǎn)的受力特征和變形情況。

圖22 理論與試驗(yàn)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比Fig. 22 Comparison of theoretical and test moment-rotation curves

節(jié)點(diǎn)特征點(diǎn)彎矩理論值與試驗(yàn)值對(duì)比如表6所示。其中，節(jié)點(diǎn)的開口彎矩MA理論值與試驗(yàn)值較為接近，誤差均在10%以內(nèi)。試件的安裝誤差和初始缺陷導(dǎo)致試件SCJ-1 和SCJ-5 耗能板屈服時(shí)的彎矩MB理論值與試驗(yàn)值相差較大。各試件最大彎矩MC理論值與試驗(yàn)值吻合較好，最大誤差為6.54%。卸載時(shí)節(jié)點(diǎn)彎矩MD和ME理論值略高于試驗(yàn)值，其原因一方面是理論分析時(shí)難以計(jì)算耗能板板條受壓屈曲后截面抗力的變化情況；另一方面是鋼絞線預(yù)應(yīng)力損失所致，由壓力傳感器的實(shí)測(cè)結(jié)果可知，鋼絞線預(yù)應(yīng)力最大損失20.52%。

表6 特征點(diǎn)彎矩理論值與試驗(yàn)值Table 6 Theoretical and test moments

5 結(jié)論

帶開槽耗能板的自復(fù)位方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)通過在耗能板上設(shè)置一定尺寸和數(shù)量的長(zhǎng)槽，從而降低節(jié)點(diǎn)卸載時(shí)的抗力，具有良好的自復(fù)位性能。對(duì)該節(jié)點(diǎn)開展低周往復(fù)荷載試驗(yàn)研究和受力性能理論研究。主要結(jié)論如下：

(1)各試件的滯回曲線表現(xiàn)出明顯的“雙旗”形滯回特性，該節(jié)點(diǎn)具有良好的自復(fù)位性能和抗震性能。加載結(jié)束后梁端開口閉合，殘余變形較小，除耗能板外其余部件基本保持彈性，震后僅需更換耗能板。

(2)節(jié)點(diǎn)的耗能能力隨耗能板單個(gè)板條寬度的增大而提高，自復(fù)位性能隨單個(gè)板條寬度的增大而降低。耗能段厚度和寬度越大，節(jié)點(diǎn)耗能能力越強(qiáng)，自復(fù)位能力越弱。

(3)在一定范圍內(nèi)提高鋼絞線初始預(yù)拉力，節(jié)點(diǎn)的初始剛度和脫開彎矩增大，承載力和自復(fù)位能力增強(qiáng)，但對(duì)耗能能力影響較小。

(4)節(jié)點(diǎn)破壞機(jī)制為：耗能板進(jìn)入塑性→H 型鋼梁局部屈服→抗剪螺栓與孔壁擠壓→主要構(gòu)件發(fā)生塑性變形→試件破壞。

(5)恢復(fù)力模型理論結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。