帶開槽耗能板的自復位方鋼管混凝土柱-鋼梁節點抗震性能試驗研究

王先鐵，賈子涵，謝川東，郭藝偉

(西安建筑科技大學土木工程學院，陜西，西安 710055)

傳統抗震結構體系通過結構構件的塑性發展滿足延性需求，具有良好的延性和耗能能力，但震后往往產生較大殘余變形而難以修復。為此，研究者們提出可恢復功能結構[1-3]。自復位結構是可恢復功能結構的一種形式，近年來國內外學者開展了廣泛研究[4]。

Ricles 等[5-6]首先將預應力技術引入鋼框架結構，提出具有頂底角鋼的自復位節點，對十字形節點試件進行低周往復荷載試驗。結果表明，該節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位節點，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位節點，Christopoulos等[7]提出沿梁軸向布置防屈曲耗能鋼筋的自復位梁柱節點并開展試驗研究，結果表明，該節點殘余變形很小，具有良好的自復位性能。Hoseok 等[8]提出防屈曲鋼板耗能的自復位柱腳節點并進行低周往復荷載試驗，結果表明，加載過程中該柱腳沒有明顯的剛度退化，節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位梁柱節點，并對足尺節點試件進行擬靜力試驗，結果表明，T 型鋼厚度對節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位方鋼管混凝土柱腳節點，試驗研究表明，該自復位柱腳不僅滿足結構空間變形需求，還具有良好的自復位能力和耗能能力。

摩擦耗能已廣泛應用于自復位結構中，通過合理的設計可實現結構地震作用下低損傷，提高結構韌性[11]。Kim 等[12]提出梁上下翼緣布置摩擦阻尼器的自復位節點，對十字形節點試件進行低周往復荷載試驗，結果表明，加載過程中主要構件未發生破壞。Zhang 等[13]提出腹板摩擦耗能的裝配式鋼框架梁柱節點并進行低周往復荷載試驗，結果表明，該節點可實現震后快速修復的目標。方有珍等[14]提出T 形連接件摩擦耗能的PEC 柱-鋼梁節點并進行試驗研究，結果表明，預拉桿和T 形連接件可實現“耗能與復位有機統一”的性能化設計目標。徐龍河等[15-16]提出摩擦耗能的自復位支撐并應用于鋼框架結構，研究表明，該支撐系統具有穩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位節點應用于框架-鋼板墻結構，研究表明，該結構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位柱腳并進行了試驗研究，結果表明，該構造可有效避免柱腳在地震下的塑性損傷，且在低層結構中優勢更加明顯。綜上所述，以上兩種耗能方式均可為節點提供穩定的耗能，但卸載時耗能構件產生的抗力通常對節點的自復位性能造成不利影響，如何減小卸載時的抗力是自復位節點的關鍵問題之一。

對于防屈曲鋼板耗能的自復位節點，由于鋼板面內抵抗矩較大，因此卸載時鋼板受壓產生較大抗力。針對該問題，本文提出帶開槽耗能板的自復位方鋼管混凝土柱-鋼梁節點[19]。該節點通過耗能板拉壓產生塑性變形從而耗能，通過在耗能板上設置長槽以減小復位抗力，該節點可在工廠張拉鋼絞線從而實現現場裝配。對帶開槽耗能板的自復位梁柱節點進行試驗研究和理論分析，研究其抗震性能及自復位性能，提出恢復力模型和彎矩計算公式，為該節點的工程應用奠定基礎。

1 帶開槽耗能板的自復位節點

該節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設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 型鋼梁轉動。耗能板通過高強螺栓安裝在鋼梁翼緣外側，且耗能段設置一定數量和尺寸的長槽以減小節點的復位抗力。防屈曲蓋板布置于耗能板外側防止其發生面外變形。H 型鋼梁翼緣外側設有加強板以減小節點轉動過程中翼緣板端部應力。預應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，具體構造如圖1 所示。該節點通過耗能板的塑性變形耗能，通過鋼絞線的彈性變形復位，震后僅更換耗能板即可繼續使用。

圖1 帶開槽耗能板的自復位方鋼管混凝土柱-鋼梁節點Fig. 1 SC connection with slotted energy dissipation plates

2 試驗概況

2.1 試件設計

結合工程實際，并根據前期的理論研究和有限元分析設計試驗試件，共設計5 個足尺T 型梁柱節點試件，分別為試件SCJ-1～SCJ-5，研究參數如表1 所示。除耗能板外所有構件幾何尺寸相同。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。抗剪連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。腹板抗剪螺栓規格為M24，強度為10.9 級。預應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Table 1 Main parameters of test specimens

2.2 材料力學性能

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 鋼材力學性能Table 2 Mechanical properties of steel

2.3 加載裝置

試驗主要研究自復位節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荷載。為防止H 型鋼梁面外失穩，在梁加載端附近平行于加載方向設置側向支撐。

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應力，然后對高強螺栓施加預定扭矩，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。層間位移角為0.25%、0.50%、0.75%時每一級循環6 圈，層間位移角為1.00%時循環4 圈，隨后每個加載級循環2 圈，達到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角。

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

為監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。為監測耗能板和節點區的應力發展，在耗能板、H 型鋼梁及懸挑梁翼緣布置應變片，在柱節點區及懸挑梁腹板布置應變花，應變測點如圖7 所示。

圖7 應變測點布置Fig. 7 Arrangement of strain gauges

3 試驗結果及分析

3.1 試驗現象及破壞形態

對試件SCJ-1 進行低周往復荷載試驗，梁端轉動情況及試驗現象總結如表3 所示。試驗結束后拆下兩側蓋板，觀察到耗能板發生明顯的塑性變形，主要為中間耗能段的平面內屈曲。

表3 試件SCJ-1 試驗現象Table 3 Experimental phenomenon of specimen SCJ-1

其余4 個試件與試件SCJ-1 試驗現象相似，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 初始預應力較小，節點開口時間較早，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%位移角前的試驗現象與第一次加載相同。

各試件的耗能板破壞形態如圖8 所示。試件SCJ-1～SCJ-4 耗能板主要發生面內屈曲，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，轉角和彎矩為梁截面與錨固板接觸端的轉角和彎矩。試件SCJ-1 的滯回曲線為典型的“雙旗幟”形，殘余變形較小，節點具有良好的自復位性能。加載初期，節點的初始剛度較大，近似于傳統剛接節點。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，進入塑性，此時梁端荷載為57.69 kN，彎矩為138.45 kN·m。隨著轉角增大，節點承載力進一步提高，而剛度逐漸降低。加載至4.00%層間位移角時，節點承載力為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-轉角滯回曲線對比如圖10 所示，試驗結果如表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 試驗結果Table 4 Experimental results

圖10 各試件彎矩-轉角滯回曲線對比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，說明節點脫開前的剛度和脫開彎矩與鋼絞線預應力有關，初始預應力越大，初始剛度和脫開彎矩越大。由于張拉鋼絞線時預應力難以精確控制，因此對試件的受力性能產生一定影響。其中，試件SCJ-4 的鋼絞線實際預拉力較設計值偏大，且材性試驗結果表明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%，說明節點承載力與鋼絞線初始預應力、耗能段寬度和耗能板厚度均有關，且鋼絞線預應力的影響最為顯著，增大鋼絞線初始預應力、耗能段寬度或耗能板厚度均可提高節點承載力。

3.3 自復位能力

各試件的殘余轉角如圖11 所示，一般認為2.00%層間位移角時，結構的殘余轉角小于0.20%則具有良好自復位性能[21]。2.00%層間位移角時各試件的殘余轉角分別為0.11%、0.04%、0.04%、0.04%和0.09%，均滿足殘余變形小于0.20%的自復位要求，說明該節點具有良好的自復位性能。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生縫隙，耗能板出現多個波峰狀的面外屈曲，隨著波峰數量的增多，試件的復位抗力不斷增大；另一方面是試件SCJ-5 的預應力損失最大，因此自復位能力降低，殘余轉角較大。

圖11 各試件的殘余轉角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，其原因為耗能板發生面內屈曲后，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，其面內抵抗矩顯著降低，節點復位抗力減小。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，節點的自復位性能越差。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，說明鋼絞線預應力對節點自復位性能有顯著影響，在一定范圍內增大鋼絞線預應力可顯著提高節點的自復位性能。

3.4 轉動剛度

相同層間位移角時各試件的梁端相對轉角如圖12 所示。試件SCJ-1 的轉動剛度比試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 大，試件SCJ-5 的轉動剛度最小。當加載至4.00%層間位移角時，試件SCJ-1～SCJ-5的梁端相對轉角分別為3.27%、3.45%、3.51%、3.40%和3.62%，試件SCJ-1 的梁端轉角比試件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 分 別 降 低5.50%、7.34%和3.98%，試件SCJ-5 的梁端轉角比試件SCJ-4 提高6.47%。因此，增大鋼絞線初始預應力和耗能板耗能段截面面積均可提高節點的轉動剛度。

圖12 梁端相對轉角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，耗能板屈服產生塑性變形，隨著塑性區擴大，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，節點的耗能能力越低。因此，為了使節點達到較高的耗能水平，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不同。

引入相對能量耗散系數βE描述節點自復位性能和耗能能力的關系[22]。βE為自復位節點滯回環面積與相同加載級下理想彈塑性模型滯回環面積的比值。βE越大表明耗能越多，結構的耗能能力越好，自復位性能越差。

不同狀態下節點的相對能量耗散系數如圖14所示，βE為0.5 時，節點恰好復位，對應于圖中多邊形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軸，βE逐漸減小。當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，節點不具有耗能能力。因此，為使自復位結構的耗能能力和自復位能力達到較好的平衡狀態，βE應大于0.125[23]、小于0.5。

圖14 不同狀態下節點相對能量耗散系數示意Fig. 14 Relative energy dissipation coefficient at various states

在帶開槽耗能板的自復位方鋼管混凝土柱-鋼梁節點中，耗能系數可由下式計算：

式中：MIGO為節點的脫開彎矩；MD為節點開口閉合時的彎矩。

各試件的耗能系數分別為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位節點自復位性能和耗能能力可達到較好的平衡狀態。

3.6 鋼絞線應力

試件SCJ-1 的鋼絞線應力如圖15 所示。節點張開后鋼絞線應力隨開口角度的增大而增大，加載至4.00%層間位移角時，各試件的鋼絞線應力達到最大，最大應力分別為1290.57 MPa、1242.57 MPa、1295.07 MPa、1303.21 MPa 和1147.86 MPa，對應鋼絞線抗拉強度的69.39%、66.80%、69.63%、70.07%和61.72%。各試件的鋼絞線特征應力如表5 所示。每級加載后鋼絞線均存在一定的應力損失，從而降低了節點的自復位性能。卸載至零后，試件SCJ-1～ SCJ-5 鋼絞線應力分別損失了17.23%、13.53%、4.64%、6.99%和21.56%。

圖15 試件SCJ-1 鋼絞線應力Fig. 15 Stress of PT strands of specimen SCJ-1

表5 鋼絞線特征應力Table 5 Stress of PT strands

3.7 節點應變

試件SCJ-1～SCJ-3 的耗能板應變如圖16 所示。由圖可知，節點轉動時近轉動中心的耗能板受壓，遠離轉動中心的耗能板受拉。當加載至約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 耗能板應變Fig. 16 Strain of energy dissipating plates

以試件SCJ-4 為例，分析節點H 型鋼梁、懸挑梁段及節點域柱壁的應變發展情況，各測點的應變如圖17 所示，圖中應變均為每一加載級下各測點的最大應變。加載過程中H 型鋼梁腹板應變較小，一直處于低應變狀態，H 型鋼梁翼緣受壓時應變較大，但未達到屈服應變，懸挑梁和柱節點域應變均小于屈服應變，說明該節點可有效將塑性損傷控制在局部，從而保護梁、柱等主體構件不發生損壞。

圖17 試件各部位應變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位節點中，由預應力鋼絞線提供的非穩定彈性應變能復位，由耗能板提供的塑性應變能耗能。在梁端水平荷載作用下，當加載至較大位移角時，梁、柱等主要構件仍處于彈性狀態，僅耗能板進入塑性。加載過程中未出現鋼絞線失效、耗能板斷裂等現象，說明該節點具有較高的安全性，能夠實現震后快速修復的性能目標。

試件SCJ-4 完成4.00%層間位移角加載后，對其進行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-位移關系如圖19 所示。結果表明，試件承載力仍繼續增加，未出現下降段，主要構件仍基本處于彈性狀態，耗能板未發生斷裂，H 型鋼梁受壓側翼緣進入塑性，節點連接處的螺栓與抗剪連接板孔壁剛好接觸，但未發生擠壓，說明該節點具有較高的安全儲備。加載至目標位移角時，鋼絞線應力超過控制應力，但未達到抗拉強度。

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-位移關系(推向6.00%)Fig. 19 Load-displacement relationship of specimen SCJ-4 (push to 6.00%)

當鋼絞線達到抗拉強度后，為節點提供的抗彎剛度將不再增加，且極易斷裂，節點形成機構。因此在結構設計中，應保證鋼絞線的最大應力小于其抗拉強度。在極罕遇地震下，該節點理想的破壞形態為構件發生塑性變形，呈延性破壞。綜上所述，該自復位節點理想狀態下的破壞過程為：耗能板進入塑性→H 型鋼梁局部屈服→抗剪螺栓與孔壁擠壓→主要構件發生塑性變形→試件破壞。

4 節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位方鋼管混凝土柱-鋼梁節點的理想彎矩-轉角滯回曲線如圖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角。根據自復位節點受力狀態的不同，將節點受力過程分為5 個階段。當梁端荷載產生的彎矩超過鋼絞線初始預拉力提供的彎矩時，梁端截面與錨固板脫開，圖中的A點即為臨界狀態。隨著水平荷載增加，節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，耗能板達到屈服，隨后進入塑性，此后節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。當達到目標轉角即C點時，梁端彎矩最大。從C點到D點耗能板的應力先由受拉狀態卸載至零，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 自復位節點理想彎矩-轉角關系Fig. 20 Idealized moment-rotation relation of SC joint

4.2 彎矩-轉角計算公式

取梁柱節點區部分隔離體為研究對象，對節點的受力性能進行分析，節點轉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為耗能板到旋轉中心的距離；d2為梁中線到旋轉中心的距離；LPT為鋼絞線的長度。

圖21 節點轉動時的受力簡圖Fig. 21 Free body diagram of the SC joint

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

1)假定節點旋轉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應力損失。

節點開口前彎矩由鋼絞線的初始預應力提供，脫開彎矩Md為：

式中：Mi為i點時的節點彎矩；MBRS,i為對應于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應力損失，節點轉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，梁端彎矩及對應梁端轉角為：

4.3 滯回模型驗證

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

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

節點特征點彎矩理論值與試驗值對比如表6所示。其中，節點的開口彎矩MA理論值與試驗值較為接近，誤差均在10%以內。試件的安裝誤差和初始缺陷導致試件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應力損失所致，由壓力傳感器的實測結果可知，鋼絞線預應力最大損失20.52%。

表6 特征點彎矩理論值與試驗值Table 6 Theoretical and test moments

5 結論

帶開槽耗能板的自復位方鋼管混凝土柱-鋼梁節點通過在耗能板上設置一定尺寸和數量的長槽，從而降低節點卸載時的抗力，具有良好的自復位性能。對該節點開展低周往復荷載試驗研究和受力性能理論研究。主要結論如下：

(1)各試件的滯回曲線表現出明顯的“雙旗”形滯回特性，該節點具有良好的自復位性能和抗震性能。加載結束后梁端開口閉合，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)節點的耗能能力隨耗能板單個板條寬度的增大而提高，自復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，節點耗能能力越強，自復位能力越弱。

(3)在一定范圍內提高鋼絞線初始預拉力，節點的初始剛度和脫開彎矩增大，承載力和自復位能力增強，但對耗能能力影響較小。

(4)節點破壞機制為：耗能板進入塑性→H 型鋼梁局部屈服→抗剪螺栓與孔壁擠壓→主要構件發生塑性變形→試件破壞。

(5)恢復力模型理論結果與試驗結果吻合較好。