可恢復功能全螺栓梁柱節點抗震性能試驗

摘要： 為了實現結構震后快速恢復功能，基于可更換和附加耗能的思想，本文提出一種可恢復功能全螺栓梁柱節點。通過設置T型耗能板解決全螺栓節點加載至大位移工況下節點耗能能力不足的缺點。研究T型耗能板耗能段長度和長細比對可恢復功能全螺栓節點抗震性能的影響，完成了3個可恢復功能全螺栓節點和1個傳統全焊接節點的低周往復加載試驗。試驗結果表明：可恢復功能全螺栓節點的抗震性能優于傳統的焊接節點；可恢復功能全螺栓節點能夠集中塑性和損傷，將塑性區轉移至T型耗能板上，避免梁端焊接區斷裂。本文給出了耗能段長度的下限取值方法，當耗能段有足夠的變形長度，且耗能段截面形狀、尺寸保持不變時，長細比保守取為13.2，能夠使節點具有良好的承載力和延性，并充分發揮節點的抗震性能。

關鍵詞： 裝配式鋼結構； 可恢復功能； 低周往復荷載試驗； 滯回性能； 梁柱節點； 長細比

中圖分類號： TU391；TU352.1""" 文獻標志碼： A""" 文章編號： 1004-4523（2024）12-2045-10

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.12.006

收稿日期： 2022-10-19； 修訂日期： 2023-01-12

基金項目："國家自然科學基金資助項目（52178161，51608433）；安徽省建筑抗震減災與綠色運維重點實驗室（安徽省建筑科學研究設計院）開放課題資助項目（2021-JKYL-001）；安徽建工集團科研立項項目（2021-19JF）；安徽省住房城鄉建設科學技術計劃項目（2022-YF013）。

引" 言

鋼結構在節約資源、減少能耗、促進建筑產業化、提高建筑質量、節約成本、縮短工期等方面具有顯著優勢［1?2］。然而，在已發生的罕遇地震［3?4］中發現，傳統鋼結構梁柱節點焊接處出現大量的脆性破壞，結構抗震性能未充分發揮而失去承載力，導致地震能量不能被充分耗散。由于現有鋼結構耗能機制的缺陷，無法避免地震作用下梁柱節點處出現塑性損傷，特別是在強震之后框架和構件會產生較大的殘余變形，導致修復成本過高。因此，研究可恢復功能的結構體系，實現震后快速修復已成為鋼結構領域的研究重點。陳以一等［5］提出可恢復的結構體系由主結構和損傷元構成，從預期地震作用下使結構損傷集中于特定構件的要求出發，重新認識分散耗能的機理、作用和抗震設計方法。XIANG等［6］提出一種低損傷搖擺柱鋼框架可恢復功能體系，設計振動臺試驗測試框架抗震性能，試驗結果表明在強激勵作用下，未發現主體結構的嚴重損壞或結構剛度的顯著降低，震后殘余變形和損傷可以忽略不計，該體系具有卓越的抗震性能和可恢復功能。ZHANG等［7］提出一種雙法蘭蓋板預制梁柱節點可恢復功能體系，建立了11組57個有限元模型，驗證了該體系的合理性和適用性，該體系設計的節點具有較好的承載力和延性。

目前，研究可更換構件的結構體系是鋼結構領域可恢復功能結構體系的熱點，通過耗能件耗散地震能量，將損傷轉移至可更換的耗能件，保證主體結構無損傷或損傷不影響建筑整體結構使用。PENG等［8］提出一種可更換鋼梁柱節點及其設計方法，研究了耗能件尺寸、屈曲約束板尺寸和螺栓間距對節點抗震性能的影響。WANG等［9］提出了一種可更換低屈服點鋼連接部件的螺栓接頭，建立了全螺栓接頭的詳細非線性數值模型，并結合現有的循環試驗進行了驗證。JIANG等［10］提出了一種雙法蘭蓋板預制梁柱鋼節點，建立了關于節點抗震的設計理論，試驗表明該理論設計的接頭具有優越的承載力和延性。胡陽陽等［11］提出一種帶“保險絲”連接板的高強鋼梁柱節點，進行了4個構件的往復試驗，研究表明兩種損傷控制“保險絲”均有效控制了試件承載力的增長，確保高強鋼梁、柱構件大震彈性狀態和連接節點的安全。INOUE等［12］提出一種無焊接鋼結構體系，采用金屬屈服阻尼器的機械接頭作為梁?柱連接，介紹了無焊鋼結構的節點構造和承載機理，試驗表明無焊接鋼結構體系具有良好的承載力和耗能能力。

綜上所述，現有的鋼結構可更換構件體系主要是通過梁柱節點的塑性區外移，將損傷集中于耗能件，通過耗能件的更換實現快速可修復功能。本文基于已有研究和課題組先前研究的理論［13］，提出一種可恢復功能全螺栓梁柱節點，將節點的力和彎矩解耦，剪力由高強蓋板承擔，彎矩由T形耗能板承擔，節點傳力路徑清晰，便于進行結構設計。在地震作用下，該節點通過T型耗能板耗散地震能量，解決大變形工況下耗能能力不足的缺點。為研究T型耗能板耗能段長度和長細比對可恢復功能全螺栓節點抗震性能的影響，通過試驗研究2個參數對節點滯回曲線、骨架曲線、應變分布、能量累積、等效黏滯阻尼系數等關鍵指標的影響。

1 可恢復功能全螺栓節點

1.1 部件組成

本文研究的可恢復功能全螺栓節點由短梁、長梁和連接節點組成，連接節點由兩塊高強蓋板和T型耗能板組成，如圖1所示。

通過高強蓋板、梁上下翼緣的T型耗能板和高強螺栓的協同工作，實現耗能節點的快速施工安裝。為了避免耗能板提前屈曲，可恢復功能全螺栓節點采用T型耗能板來增大截面的抗彎剛度，充分發揮材料的力學性能。在地震作用下，通過耗能段實現梁的塑性鉸區由梁端轉移至梁上下翼緣的T型耗能板，保護梁主體結構不發生破壞，地震能量主要通過耗能板拉壓耗散。蓋板破壞將導致節點提前失效，采用高強度鋼材制作蓋板，使高強蓋板在地震作用下始終處于彈性狀態，保證耗能段連接的可靠性且只有摩擦耗能，震后只需要更換梁上下翼緣的耗能板，就能使結構主體具備快速可恢復功能。

1.2 受力分析

圖2為全螺栓節點的工作機制，關鍵尺寸參數如圖3所示，參數a為耗能板肋高，參數b為耗能段腹板寬度。連接節點的最大旋轉角度取為0.05 rad，耗能板鋼材極限應變保守取為0.1，通過下式可以得到耗能板耗能段l的最小長度lmin［14?15］：

（1）

式中" yo為T型耗能板耗能段截面中性軸至梁翼緣的距離；h為肋板高度。當耗能段截面形狀、尺寸保持不變時，耗能板耗能段lmax可由長細比最大值λmax確定。由于耗能板耗能段進入塑性狀態難以分析，難以推導，結合課題組先前研究取為 19［16］。

（2）

當耗能板達到極限應力時，節點承載力由耗能板和高強螺栓兩部分提供，其中節點極限承載力可通過下式求得：

（3）

式中" 和分別表示耗能板耗能段截面的極限應力和截面面積；為高強蓋板和梁腹板接觸面的摩擦系數；為摩擦面個數；為高強螺栓預緊力；為第i個高強螺栓旋轉半徑。

（4）

（5）

式中" 為鋼梁的屈服承載力；為鋼梁的屈服應力；W為鋼梁截面抵抗矩。

式（5）的成立保證了耗能板達到極限承載力，試件主體未屈服。通過式（5）推導得到下式，確定了耗能板耗能段截面面積：

（6）

2 試驗概況

2.1 試驗設計

為研究耗能板的耗能段長度l和長細比λ對可恢復功能全螺栓節點抗震性能的影響，本文共設計了4個梁柱節點試件，其中全焊接節點試件作為對照試件，其余試件為可恢復功能全螺栓節點試件。為了排除框架柱影響，研究重點關注梁柱連接區域，框架柱由可重復使用的剛性底座代替。長梁長度為1340 mm，各試件長梁均采用H300 mm×150 mm×6.5 mm×9 mm規格的H型鋼。為了避免鋼梁根部出現破壞，保證塑性鉸區的外移，短梁（H300 mm×150 mm×12 mm×16 mm）采用較大的截面尺寸，保證受力較大的鋼梁根部保持彈性狀態，短梁長度為390 mm，底部設有40 mm厚的剛性連接板，將試驗試件與底座固定連接。高強蓋板尺寸為240 mm×220 mm×6 mm，為避免試驗加載過程中短梁和長梁之間出現碰撞和擠壓，在高強蓋板連接處設置20 mm的空隙。耗能板及高強蓋板連接使用的高強摩擦型螺栓規格為10.9級M22螺栓，螺栓孔表面均采用鋼絲刷清除浮銹。除長梁腹板螺栓孔采用長圓孔外，其余各部件均為圓孔，長圓孔平直段長度為10 mm，具體試件尺寸如圖4所示。

其中WJ為對照試件，試件尺寸參數除無耗能段，其他尺寸參數與可恢復功能全螺栓節點一致。試件BJ?1為基礎試件，結合課題組已有的研究，保守設計長細比λ為13.2，耗能段長度為160 mm。BJ?2和BJ?3除耗能板尺寸變化外，其余尺寸及設計參數均保持一致，耗能段截面面積由公式（6）求得，面積均為1200 mm2。其中試件BJ?2與試件BJ?1耗能段長度相同，通過減小耗能段肋板高度降低長細比，為了便于計算，長細比取為20.5，數值接近理論值。試件BJ?3耗能板耗能段長度取為80 mm，約為0.5lmin，各試件耗能板主要參數如表1所示。表中節點極限承載力Fuc和試件的屈服承載力分別由公式（3）和（4）求得，滿足理論設計要求。

本次試驗耗能板采用強度等級相對較低的Q235鋼制作，低屈服點鋼材塑性變形能力較強，受不同加載制度影響較小，能夠較好地應用于耗能減震構件［17］，高強蓋板采用Q690鋼材制作，其余部件均采用Q345鋼制作。各部件的鋼材材性如表2所示。

2.2 加載方案

本次試驗加載裝置圖如圖5所示。試件上部通過加載板、絲桿與作動器相連，試件底部設置2個千斤頂，保證加載過程中試件底部無松動。長梁兩側設置了側向支撐避免構件出現平面外失穩，在梁翼緣和側向支撐的接觸面涂抹潤滑油，減少金屬接觸面的摩擦。

本次試驗采用全位移加載制度，位移加載制度如表3所示［18］。

2.3 量測方案

試件應變片布置圖如圖6所示，分別在梁上下翼緣、腹板、高強蓋板外表面和耗能板布置應變片監測各薄弱截面處的應變情況。

試件自上而下共布置6個水平位移計，每個位移計的間距為400 mm，其中W1～W5為拉線式位移計，監測梁的平面側移情況，W6為頂桿式位移計，監測有無松動，位移計測點布置如圖7所示。

3 試驗現象

本次試驗除試件BJ?3未加載至0.06 rad，其余所有試件均完成了所有工況加載。試驗結束后，節點的T型耗能板和高強蓋板連接處均出現明顯滑移；所有試件耗能段塑性變形嚴重，由于試件BJ?2耗能板的肋板高度減小，減小了截面抗彎剛度，變形較其余試件更為明顯；試件WJ的梁柱連接處變形明顯，承載力下降較快。

3.1 試件WJ

對照試件WJ在加載初期的變形處于彈性階段，滯回曲線正、負方向均保持線性增長。當加載至第5級的第1圈（節點轉角為0.015 rad）時，試件進入屈服階段。當加載至第7級的第1圈負向（節點轉角為0.03 rad）時，梁端部受壓，側翼緣順時針扭轉失穩；第2圈正向，梁端部受壓側翼緣逆時針扭轉失穩，側向支撐發揮作用。當加載至第8級（節點轉角為0.04 rad）時，整個構件失穩更加嚴重，梁腹板向外鼓起屈曲，且油漆面大幅脫落，承載力開始下降。繼續加載，塑性區變形加劇，回到初始位置時，殘余變形較大，當加載至第10級（節點轉角為0.06 rad）時主體結構出現明顯的屈曲失穩，承載力急劇下降，梁腹板嚴重塑性變形、向外鼓起。試件WJ最終破壞狀態見圖8。

3.2 試件BJ-1

基礎試件BJ?1加載初期與對照組WJ相似，滯回曲線基本呈線性發展，變形處于彈性階段。當加載至第3級的第1圈時，上下翼緣耗能板的肋板應變達到1500 μ?，表明耗能板肋板材料首先進入屈服階段。第5級第2圈加載結束，觀察到耗能板蓋板失穩。當加載至第6級的第2圈結束時，觀察發現耗能板中部出現縫隙，有輕微的鼓曲。加載至第7級第1圈正向時，受拉側耗能板滑移2 mm；第2圈負向加載結束，高強蓋板沿螺栓群中心轉動。當加載至第8級第1圈，左右耗能板滑移明顯，約為4 mm，且耗能板屈曲加劇，第2圈加載過程中試件各部件有明顯的滑移。加載至第9級的第1圈負向時，受壓側耗能板翼緣扭轉；第2圈負向時，耗能板中心被拉伸3 mm，耗能段存在鼓曲的殘余變形。加載至第10級時，耗能板已發生嚴重的屈曲變形，但整個試件梁身主體無明顯變形。試件BJ?1最終破壞狀態見圖9。

3.3 試件BJ-2及試件BJ-3

試件BJ?2和試件BJ?3加載過程中的變形狀態基本與BJ?1相似，耗能板的耗能段均出現了明顯的鼓曲變形，梁身主體結構未發生明顯的塑性變形。試件BJ?2、試件BJ?3最終破壞狀態見圖10和11。

試件BJ?2相較于基礎試件BJ?1耗能段的鼓曲變形更為明顯，加載至第8級時，耗能板蓋板與梁翼緣滑移約為2 mm。承載力達到峰值后，隨著耗能板上塑性區變形不斷發展，承載力開始下降。加載至第10級時，受壓側肋板拉斷，拉裂伸長23 mm。第1圈負向回零時，耗能板倒角處拉裂。第2圈負向加載時，受拉側耗能板被拉斷，耗能板呈延性破壞。

試件BJ?3和基礎試件BJ?1前期加載相似，當加載第9級第2圈正向時，受壓側耗能板突然斷裂，耗能板呈脆性破壞，試驗提前結束，未加載至第10級。

4 試驗結果分析

4.1 滯回曲線

所有試件的滯回曲線如圖12所示，可恢復功能全螺栓節點試件的滯回曲線飽滿，表明試件具有良好的承載力和耗能性能。與對照試件WJ相比，采用可恢復功能全螺栓節點的試件曲線呈梭形，曲線比焊接節點WJ更飽滿，其中BJ?1試件的包絡面積最大。焊接節點WJ試驗后期曲線捏攏明顯，滯回曲線最終為紡錘形，試件耗能性能欠佳?？偟膩碚f，可恢復功能全螺栓節點的滯回環包絡面積均大于焊接節點，表明可恢復功能全螺栓節點抗震性能優于傳統焊接節點。

從圖12（a）和（b）可以看出，試件BJ?2加載至第8級時，承載力達到峰值，繼續加載承載力急劇下降，耗能面積減小，滯回環捏攏，而基礎試件BJ?1承載力緩慢上升，滯回環面積繼續增大，試件依然能夠保持較好的耗能能力。因此，耗能板耗能段長細比λ對可恢復功能全螺栓節點承載力和抗震性能至關重要。

從圖12（a）和（c）可以看出，試件BJ?1的滯回曲線更加飽滿，但試件BJ?3各級承載力均高于基礎試件BJ?1，試件BJ?3的前期耗能能力更強，由于耗能板的突然斷裂，試件BJ?3試驗未加載至第10級，表明減小耗能板耗能段長度、減小長細比能夠提高可恢復功能全螺栓節點的承載力，但將加速材料的損傷累積，使耗能板提前破壞。

4.2 骨架曲線

骨架曲線能夠反映出梁柱節點在低周往復荷載作用下，節點承載力、初始剛度和延性等力學性能指標，4個試件的骨架曲線如圖13所示。由圖可以看出，4個試件彈性階段骨架曲線圖像基本重合，采用等效彈塑性能量法得到所有試件的屈服點，進入屈服點后基礎試件BJ?1和試件BJ?3的承載力緩慢增加，節點的正、負向極限承載力均大于或等于焊接節點WJ，對照試件WJ和試件BJ?2達到承載力峰值后開始下降。表明耗能板的耗能段長度和長細比對試件的初始剛度影響較小，對試件后期的極限承載力影響較大。

結構、構件或截面的延性是指從屈服開始至達到最大承載力能力或達到以后而承載力還沒有明顯下降期間的變形能力。表4給出了全部試件的骨架曲線荷載、位移特征點和延性系數，其中屈服點位移Δy通過能量等效面積法計算，峰值點位移Δu取承載力峰值下降至85%時的位移值，試件BJ?1和BJ?3未出現明顯的承載力下降段，將位移幅值96 mm和80 mm作為極限位移，位移延性系數按下式計算［19］：

（7）

式中" μ為峰值位移延性系數；Δu 為峰值點位移；Δy為屈服點位移。試件BJ?1和試件BJ?2延性系數μ大于或接近3，表明兩試件具有很好的延性，因此，耗能板的耗能段長度和長細比是影響可恢復功能全螺栓節點延性性能的關鍵因素。

4.3 剛度退化曲線

剛度退化曲線反映每級循環荷載后試件剛度的退化程度，本試驗采用《建筑抗震試驗規程》（JGJ/T 101—2015）［19］定義的割線剛度分析各試件的剛度退化過程。初始剛度按照骨架曲線原點切線斜率計算，每級荷載下的割線剛度按下式計算：

（8）

式中" Ki為第i級循環荷載下試件的割線剛度；+Fi為第i級循環荷載下的正向峰值荷載；-Fi為第i級循環荷載下的負向峰值荷載；+Xi為第i級循環荷載下的正向峰值位移；-Xi為第i級循環荷載下的負向峰值位移。

各試件的剛度退化曲線如圖14所示，剛度速降階段可恢復功能全螺栓節點的試件剛度與普通焊接節點接近，僅試件BJ?1初始剛度較大，但剛度退化速率較快。進入到剛度緩降階段，試件BJ?3的剛度高于其他試件，表明減小耗能板耗能段的長度、減小長細比可以減緩節點的剛度退化速率，提高試件后期剛度。

4.4 耗能能力

耗能能力對梁柱節點的抗震性能至關重要，一般采用節點的總耗能和等效黏滯阻尼系數he來評價節點的耗能性能，he越大，抗震性能越好。等效黏滯阻尼系數按下式和圖15計算：

（9）

式中" SABC，SCDA分別表示滯回曲線ABC，CDA與坐標軸包圍的面積；SOBF和SODE分別表示三角形OBF和ODE的面積。

圖16為各試件總耗能隨位移角增大的總累積耗能變化曲線，從圖中可以看出可恢復功能全螺栓節點的耗能能力均優于焊接節點，其中試件BJ?1的耗能能力最強，表明合適的耗能板耗能段長度和長細比能夠提高節點試件的耗能能力，特別是當試件進入屈服階段之后影響加劇。當耗能板耗能段長度由80 mm增加至160 mm，加載至位移角為0.05 rad時，試件BJ?1比試件BJ?3總累積耗能提高了7.9%。當耗能板耗能段長細比由20.5減小至13.2，加載至位移角為0.06 rad時，試件BJ?1比試件BJ?2總累積耗能提高了22.9%。

圖17為各試件的等效黏滯阻尼系數he在不同位移角下的變化曲線，由圖可知在加載過程中，試件BJ?1的he普遍大于其他試件，當位移角超過0.03 rad時，等效黏滯阻尼系數首先超過0.3，且隨加載級數的增大穩定增長，試件BJ?1表現出良好的耗能性能，試驗后期試件的耗能主要通過耗能板的塑性變形控制，表明可恢復功能全螺栓節點耗能段長度和長細比對節點耗能能力影響較大。

4.5 應變變化規律

高強蓋板選用Q690鋼材制作，經試驗計算屈服應變為3.72×10-3，其余部件采用Q345鋼材制作，屈服應變為1.762×10-3。圖18為基礎試件BJ?1、試件BJ?2和試件BJ?3的短梁和長梁各薄弱截面處應變片在不同加載級數下的應變變化曲線。試件BJ?1和試件BJ?2大部分點位應變在試驗加載過程中未達到材料的屈服應變，表明短梁和長梁主體未發生損傷，大部分材料在外荷載作用下仍保持在彈性階段，耗能板尺寸設計使節點的受力較為合理，兩試件的破壞形式有利于構件的更換修復。然而試件BJ?3耗能段長度取為0.5，耗能段變形能力較弱，導致各薄弱截面處應變較大。因此，耗能板耗能段的長度和長細比對節點的可恢復功能具有重要影響。

5 結" 論

（1） 可恢復功能全螺栓節點的抗震性能優于傳統的焊接節點。

（2） 可恢復功能全螺栓節點能夠集中塑性和損傷，并耗散大量能量。將塑性區轉移至T型耗能板上，避免梁端焊接區斷裂。試件試驗加載過程中主體結構及高強蓋板未發生明顯變形，塑性變形主要集中于耗能板耗能段，可實現節點的可恢復功能。

（3） 本文給出了設計T型耗能段長度l的下限取值方法。在設計可恢復功能全螺栓節點時，連接區域的旋轉角度取為0.05 rad，耗能板極限應變取為0.1，能夠保證耗能板有足夠的變形長度，保證可恢復功能全螺栓節點具有持續耗能能力。

（4） 當耗能板耗能段截面面積相同，長細比保守取為13.2時，可恢復功能全螺栓節點具有良好的承載力和延性，并充分發揮節點的抗震性能。同樣工況下，長細比保守取為13.2時的耗能比長細比為7.92和20.5時分別增加7.9%和22.9%。

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Experimental study on seismic performance of earthquake-resilient fully bolted beam-column joint

BAO Yu1， WEI Jian-peng1， GUO Yang1， TIAN Li-min1，2， CHEN Dong3

（1.Anhui Provincial Key Laboratory of Building Earthquake Disaster Mitigation and Green Operations， Anhui Institute of Building Research amp; Design， Hefei 230031，China； 2.College of Civil Engineering， Xi’an University of Architecture and Technology， Xi’an 710055， China； 3.College of Civil Engineering， Anhui Jianzhu University， Hefei 230601， China）

Abstract： To achieve rapid recovery of structural function after the earthquake， based on the idea of replaceability and additional energy consumption， a new earthquake-resilient fully bolted beam-column joint is introduced in this study. The shortcoming of insufficient energy dissipation ability of the existing fully bolted joint loaded into large deformation condition is improved by setting up the T-shaped energy dissipator. The influence of the energy consumption length and slenderness ratio of the T-shaped energy dissipator on the seismic behavior of the new earthquake-resilient fully bolted joint is studied. Three new earthquake-resilient fully bolted joints and one welded joint were subjected to low-cycle loading. The results of tests show that the seismic performance of the new earthquake-resilient fully-bolted joint is better than that of the traditional welded joint. The new earthquake-resilient fully-bolted joint can concentrate the plasticity and damage， transfer the plastic zone to the T-type energy dissipation plate， and avoid the fracture of the welding zone at the beam end. In this paper， the lower limit of the length of the energy dissipation segment is given. When the energy dissipation segment has sufficient deformation length， and the cross-section area of the energy dissipation section is the same， the conservative slenderness ratio is determined to be 13.2， which can make the new joints have good bearing capacity and ductility， and give full play to the seismic performance of the new joint.

Key words： prefabricated steel structure；earthquake-resilient；low-cyclic loading test；hysteretic performance；beam-column joint；slenderness ratio

作者簡介： 鮑" 宇（1994―），男，碩士，助理工程師。E-mail：baoyu1129@163.com。

通訊作者： 田黎敏（1983―），男，博士，教授。E-mail：tianlimin@xauat.edu.cn。