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，對十字形節(jié)點試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗。結(jié)果表明，該節(jié)點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，主要包括金屬塑性變形耗能和摩擦耗能。對于金屬塑性變形耗能的自復(fù)位節(jié)點，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)點并開展試驗研究，結(jié)果表明，該節(jié)點殘余變形很小，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)點并進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗，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，并對足尺節(jié)點試件進(jìn)行擬靜力試驗，結(jié)果表明，T 型鋼厚度對節(jié)點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，試驗研究表明，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)計可實現(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，對十字形節(jié)點試件進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗，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)點并進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗，結(jié)果表明，該節(jié)點可實現(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)點并進(jìn)行試驗研究，結(jié)果表明，預(yù)拉桿和T 形連接件可實現(xiàn)“耗能與復(fù)位有機統(tǒng)一”的性能化設(shè)計目標(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)勢更加明顯。綜上所述，以上兩種耗能方式均可為節(jié)點提供穩(wěn)定的耗能，但卸載時耗能構(gòu)件產(chǎn)生的抗力通常對節(jié)點的自復(fù)位性能造成不利影響，如何減小卸載時的抗力是自復(fù)位節(jié)點的關(guān)鍵問題之一。

對于防屈曲鋼板耗能的自復(fù)位節(jié)點，由于鋼板面內(nèi)抵抗矩較大，因此卸載時鋼板受壓產(chǎn)生較大抗力。針對該問題，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[19]。該節(jié)點通過耗能板拉壓產(chǎn)生塑性變形從而耗能，通過在耗能板上設(shè)置長槽以減小復(fù)位抗力，該節(jié)點可在工廠張拉鋼絞線從而實現(xiàn)現(xiàn)場裝配。對帶開槽耗能板的自復(fù)位梁柱節(jié)點進(jìn)行試驗研究和理論分析，研究其抗震性能及自復(fù)位性能，提出恢復(fù)力模型和彎矩計算公式，為該節(jié)點的工程應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 帶開槽耗能板的自復(fù)位節(jié)點

該節(jié)點由方鋼管混凝土柱、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，并開有長槽孔以允許H 型鋼梁轉(zhuǎn)動。耗能板通過高強螺栓安裝在鋼梁翼緣外側(cè)，且耗能段設(shè)置一定數(shù)量和尺寸的長槽以減小節(jié)點的復(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)有加強板以減小節(jié)點轉(zhuǎn)動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Fig. 1 SC connection with slotted energy dissipation plates

2 試驗概況

2.1 試件設(shè)計

結(jié)合工程實際，并根據(jù)前期的理論研究和有限元分析設(shè)計試驗試件，共設(shè)計5 個足尺T 型梁柱節(jié)點試件，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，長度為2.7 m。懸挑梁段截面尺寸為H428×200×14×25，長度為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耗能板條，并通過10.9 級的M22 高強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，強度為10.9 級。預(yù)應(yīng)力鋼絞線采用抗拉強度為1860 MPa、直徑為15.2 mm 的1×7 鋼絞線，長度為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。混凝土彈性模量為18 GPa，立方體抗壓強度為36.5 MPa。

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

2.3 加載裝置

試驗主要研究自復(fù)位節(jié)點的受力特征和變形情況，因此為了方便試驗，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 試驗裝置Fig. 3 Test setup

圖4 加載受力簡圖Fig. 4 Schematic diagram of loading

2.4 加載過程及加載制度

加載前首先對鋼絞線施加預(yù)應(yīng)力，然后對高強螺栓施加預(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。其中推向為正，拉向為負(fù)。層間位移角為0.25%、0.50%、0.75%時每一級循環(huán)6 圈，層間位移角為1.00%時循環(huán)4 圈，隨后每個加載級循環(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 測點布置

試件的位移和轉(zhuǎn)角測點布置如圖6 所示。在水平加載位置布置1 個位移計LVDT1，用于測量梁端位移；梁翼緣與錨固板相交處對稱布置4 個位移計LVDT2～LVDT5，用于測量梁端開口距離；在柱端布置1 個位移計LVDT6，用于測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 個傾角儀QY1～QY3，用于測量加載過程中試件各部位轉(zhuǎn)角。

圖6 位移和轉(zhuǎn)角測點布置Fig. 6 Arrangement of displacement and angle measuring points

為監(jiān)測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)測耗能板和節(jié)點區(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)點區(qū)及懸挑梁腹板布置應(yīng)變花，應(yīng)變測點如圖7 所示。

圖7 應(yīng)變測點布置Fig. 7 Arrangement of strain gauges

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

對試件SCJ-1 進(jìn)行低周往復(fù)荷載試驗，梁端轉(zhuǎn)動情況及試驗現(xiàn)象總結(jié)如表3 所示。試驗結(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 試驗現(xiàn)象Table 3 Experimental phenomenon of specimen SCJ-1

其余4 個試件與試件SCJ-1 試驗現(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)點開口時間較早，抬升距離最大。試件SCJ-5 加載至0.75%位移角推向第一圈時，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，耗能板與加強板間出現(xiàn)縫隙，因此變形呈多個波峰狀的面外屈曲。

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)點具有良好的自復(fù)位性能。加載初期，節(jié)點的初始剛度較大，近似于傳統(tǒng)剛接節(jié)點。層間位移角約為0.33%時，梁端截面脫開，此時荷載為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，節(jié)點承載力為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)角滯回曲線對比如圖10 所示，試驗結(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 試驗結(jié)果Table 4 Experimental results

圖10 各試件彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線對比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，說明耗能板單個板條寬度對節(jié)點受力性能影響甚微。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。由于張拉鋼絞線時預(yù)應(yīng)力難以精確控制，因此對試件的受力性能產(chǎn)生一定影響。其中，試件SCJ-4 的鋼絞線實際預(yù)拉力較設(shè)計值偏大，且材性試驗結(jié)果表明6 mm 耗能板較8 mm 耗能板強度偏高，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，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)點具有良好的自復(fù)位性能。4.00%位移角時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過程中蓋板與梁翼緣加強板間產(chǎn)生縫隙，耗能板出現(xiàn)多個波峰狀的面外屈曲，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，其原因為耗能板發(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，減小單個板條寬度可有效降低殘余變形，其原因為耗能板單個板條寬度越小，其面內(nèi)抵抗矩顯著降低，節(jié)點復(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)力對節(jié)點自復(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)點的自復(fù)位性能。

3.4 轉(zhuǎn)動剛度

相同層間位移角時各試件的梁端相對轉(zhuǎn)角如圖12 所示。試件SCJ-1 的轉(zhuǎn)動剛度比試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 大，試件SCJ-5 的轉(zhuǎn)動剛度最小。當(dāng)加載至4.00%層間位移角時，試件SCJ-1～SCJ-5的梁端相對轉(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)點的轉(zhuǎn)動剛度。

圖12 梁端相對轉(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，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，說明耗能板單個板條寬度越小，節(jié)點的耗能能力越低。因此，為了使節(jié)點達(dá)到較高的耗能水平，耗能板的單個板條寬度不宜過小。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節(jié)點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，其原因為加載后期兩者耗能板的破壞形態(tài)不同。

引入相對能量耗散系數(shù)βE描述節(jié)點自復(fù)位性能和耗能能力的關(guān)系[22]。βE為自復(fù)位節(jié)點滯回環(huán)面積與相同加載級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)點的相對能量耗散系數(shù)如圖14所示，βE為0.5 時，節(jié)點恰好復(fù)位，對應(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，滯回曲線退化為E′A和AF兩條折線，此時βE為0，節(jié)點不具有耗能能力。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)點相對能量耗散系數(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)點中，耗能系數(shù)可由下式計算：

式中：MIGO為節(jié)點的脫開彎矩；MD為節(jié)點開口閉合時的彎矩。

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，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，對應(yīng)鋼絞線抗拉強度的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)點轉(zhuǎn)動時近轉(zhuǎn)動中心的耗能板受壓，遠(yuǎn)離轉(zhuǎn)動中心的耗能板受拉。當(dāng)加載至約0.50%層間位移角時，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H 型鋼梁、懸挑梁段及節(jié)點域柱壁的應(yīng)變發(fā)展情況，各測點的應(yīng)變?nèi)鐖D17 所示，圖中應(yīng)變均為每一加載級下各測點的最大應(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 型鋼梁翼緣受壓時應(yīng)變較大，但未達(dá)到屈服應(yīng)變，懸挑梁和柱節(jié)點域應(yīng)變均小于屈服應(yīng)變，說明該節(jié)點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 受力機理與破壞機制

在帶開槽耗能板的自復(fù)位節(jié)點中，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，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)點具有較高的安全儲備。加載至目標(biāo)位移角時，鋼絞線應(yīng)力超過控制應(yīng)力，但未達(dá)到抗拉強度。

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)到抗拉強度后，為節(jié)點提供的抗彎剛度將不再增加，且極易斷裂，節(jié)點形成機構(gòu)。因此在結(jié)構(gòu)設(shè)計中，應(yīng)保證鋼絞線的最大應(yīng)力小于其抗拉強度。在極罕遇地震下，該節(jié)點理想的破壞形態(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轉(zhuǎn)角。根據(jù)自復(fù)位節(jié)點受力狀態(tài)的不同，將節(jié)點受力過程分為5 個階段。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，梁端截面與錨固板脫開，圖中的A點即為臨界狀態(tài)。隨著水平荷載增加，節(jié)點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點時，耗能板達(dá)到屈服，隨后進(jìn)入塑性，此后節(jié)點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點時，梁端彎矩最大。從C點到D點耗能板的應(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點時，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)角計算公式

取梁柱節(jié)點區(qū)部分隔離體為研究對象，對節(jié)點的受力性能進(jìn)行分析，節(jié)點轉(zhuǎn)動時的受力簡圖如圖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為鋼絞線的長度。

圖21 節(jié)點轉(zhuǎn)動時的受力簡圖Fig. 21 Free body diagram of the SC joint

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

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

2)由于鋼絞線對稱于梁中線布置，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點時的節(jié)點彎矩；MBRS,i為對應(yīng)于i點時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)點轉(zhuǎn)動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為耗能板的屈服強度；ABRS為耗能段截面面積；LBRS為耗能段長度；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點時，梁端彎矩及對應(yīng)梁端轉(zhuǎn)角為：

4.3 滯回模型驗證

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

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

節(jié)點特征點彎矩理論值與試驗值對比如表6所示。其中，節(jié)點的開口彎矩MA理論值與試驗值較為接近，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 耗能板屈服時的彎矩MB理論值與試驗值相差較大。各試件最大彎矩MC理論值與試驗值吻合較好，最大誤差為6.54%。卸載時節(jié)點彎矩MD和ME理論值略高于試驗值，其原因一方面是理論分析時難以計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，由壓力傳感器的實測結(jié)果可知，鋼絞線預(yù)應(yīng)力最大損失20.52%。

表6 特征點彎矩理論值與試驗值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)點通過在耗能板上設(shè)置一定尺寸和數(shù)量的長槽，從而降低節(jié)點卸載時的抗力，具有良好的自復(fù)位性能。對該節(jié)點開展低周往復(fù)荷載試驗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)點的耗能能力隨耗能板單個板條寬度的增大而提高，自復(fù)位性能隨單個板條寬度的增大而降低。耗能段厚度和寬度越大，節(jié)點耗能能力越強，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)點的初始剛度和脫開彎矩增大，承載力和自復(fù)位能力增強，但對耗能能力影響較小。

(4)節(jié)點破壞機制為：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)果與試驗結(jié)果吻合較好。