传统抗震结构体系通常利用金属的塑性变形或摩擦阻尼器等耗散地震能量，具有良好的耗能能力和延性，但震后往往会出现较大的残余变形而无法恢复正常使用。为使结构在地震作用后快速恢复使用功能，研究者们提出了可恢复功能结构。而减小建筑结构震后残余变形、有效控制结构最大变形的自复位结构是可恢复功能结构的一种典型形式，近年来逐渐成为国内外研究的热点。

Ricles等首先将后张拉技术应用于钢框架结构，提出一种顶底角钢耗能的后张拉自复位梁柱节点，并对8个十字形节点进行了试验研究。结果表明，该节点具有较高的初始刚度、承载能力及延性，其初始刚度与焊接节点基本相同。Christopoulos等提出一种带耗能钢筋的自复位梁柱节点，并对该节点进行试验研究。结果表明，在较大的层间位移角时，梁柱主体仍未破坏，残余变形得到较好的控制。Garlock等对6个顶底角钢连接的足尺十字形梁柱节点进行试验研究，考察了初始预应力、预应力钢绞线数量等对节点破坏模式的影响。Kim等提出一种在梁上下翼缘均布置摩擦阻尼器的自复位梁柱节点，对8个十字形节点进行试验研究。结果表明，该节点具有良好的延性和耗能能力。Hoseok等提出一种带防屈曲钢板(BRS板)的自复位柱脚形式，对24个2/3比例模型进行试验研究和理论分析。结果表明，节点破坏主要集中于防屈曲钢板，震后仅需更换钢板即可恢复正常使用。潘振华等对9个顶底角钢连接的自复位钢框架节点进行有限元模拟和参数分析。张爱林等对一种腹板摩擦耗能的预应力装配式钢框架节点进行试验研究和理论分析。结果表明，该节点具有良好的自复位性能和耗能能力，可实现震后快速修复的目标。

综上所述，目前的自复位结构主要通过金属的塑性变形或摩擦阻尼器耗散地震能量，此类节点在卸载过程中通常存在较大的复位抗力，对节点的复位产生不利影响。对于带防屈曲钢板的自复位节点，钢板的面内抵抗矩较大，卸载时板件受压产生较大的抗力。为减小此类节点的复位抗力，本文提出一种带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点，并设置悬挑梁段将钢绞线的锚固端移至柱外侧，避免张拉钢绞线对柱节点域的削弱。采用有限元软件ABAQUS对带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点的抗震性能和自复位性能进行研究，分析耗能板的开槽数量、厚度、宽度及钢绞线初始预应力对节点滞回性能的影响。

带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点的基本构造如图1所示。该节点通过在翼缘外侧布置耗能板耗能，通过张拉预应力钢绞线实现复位，震后仅需更换耗能板即可恢复正常使用，满足可恢复功能的要求。其中，悬挑梁段焊接在方钢管混凝土柱上，端部焊有锚固板以便张拉预应力钢绞线，H型钢梁与悬挑梁段通过抗剪连接板连接，抗剪连接板上开有水平长槽孔，以便H型钢梁在地震作用下转动。耗能板布置于钢梁上下翼缘外侧，通过高强螺栓将其一端与悬挑梁连接，另一端与H型钢梁连接，中部耗能段开设不同尺寸和数量的长槽以减小耗能板面内抵抗矩，从而减小节点的复位抗力。耗能板外侧设置防屈曲盖板以约束其面外变形。预应力钢绞线对称布置于H型钢梁腹板两侧，锚固于悬挑梁端部和H型钢梁端部的锚固板上。

该节点在多遇地震下梁端截面不脱开，近似刚性连接，各构件均保持弹性。在设防地震作用下，节点绕H型钢梁上下翼缘转动，耗能板开始耗能，除耗能板外其余构件均保持弹性。在罕遇地震作用下，除耗能板外其余构件基本保持弹性，允许悬挑梁段和H型钢梁局部进入塑性，但钢绞线不屈服，以保证节点的可靠性。

图1 带开槽耗能板的自复位梁柱节点

相关文献对带BRS板的外张拉式自复位方钢管混凝土柱脚进行了试验研究和理论分析。试件中方钢管柱截面规格为300×10，柱高2.7 m，内填C40混凝土。每个试件布置4根直径为15.2 mm的1×7钢绞线。BRS板耗能段尺寸为8 mm×40 mm×210 mm。加劲角钢、填板、BRS板和盖板与柱均通过8.8级M24高强螺栓连接，BRS板与底座通过10.9级高强螺栓连接。

采用ABAQUS软件建立试件的有限元模型。钢材本构采用线性强化模型，强化模量取钢材弹性模量的2%，泊松比取0.3，其余参数取材性试验值。钢绞线弹性模量为195 000 MPa，抗拉强度为1 860 MPa，预应力通过降温法施加。钢材和混凝土均采用实体单元C3D8R，钢绞线采用三维二结点桁架单元T3D2。法向定义为“硬”接触，切向采用库仑摩擦模型，钢材与混凝土的摩擦系数取0.6，钢材间的摩擦系数取0.35。

以试件SCCB-3为例进行有限元模拟结果与试验结果对比。加载至4.00%层间位移角时的转动变形如图2所示。可知，有限元模拟能够实现柱脚绕底板边缘转动，其变形与试验一致，能够较为真实地反映试件的变形情况。试件SCCB-3的有限元与试验的滞回曲线的对比如图3所示，可知，有限元模拟结果与试验结果吻合较好，节点承载力基本相同。由于有限元模拟中未考虑试件与侧向支撑的摩擦以及钢绞线的预应力损失，因此有限元模型的自复位能力较强，耗能能力较弱，但总体上能够反映试验中试件的自复位性能、变形能力及耗能能力等。

a—有限元模型转动变形；b—试验试件转动变形。图2 加载至4.00%层间位移角时转动变形对比

图3 试件SCCB-3滞回曲线对比

采用同样的有限元方法对带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点进行数值模拟，通过改变关键参数研究节点性能与各参数之间的关系。模型几何尺寸如图4所示，方钢管截面为350×14，内填C40混凝土，钢梁截面为H400×200×10×14，腹板抗剪螺栓采用10.9级M24高强螺栓，耗能板连接处采用10.9级M22高强螺栓，钢绞线直径为15.2 mm，分三排对称布置于梁腹板两侧。钢绞线弹性模量EPT=1.95×105MPa，除耗能板采用Q235钢外，其他板件均采用Q355钢材，弹性模量E=2.06×105MPa，泊松比v=0.3。模型中耗能板采用双线性随动强化模型，强化模量取0.02E，其他钢材采用理想弹塑性模型，混凝土采用塑性损伤模型。

a—立面；b—1—1。图4 模型几何尺寸

共设计5个节点模型，分别研究耗能板开槽数量、耗能段宽度、耗能板厚度及钢绞线初始预应力对节点自复位性能和抗震性能的影响，模型参数如表1所示。

表1 节点模型参数

有限元模型网格划分如图5所示，除钢绞线采用桁架单元T3D2外，其余部件均采用实体单元C3D8R。各部件间的接触关系法向定义为“硬”接触，切向采用库仑摩擦模型，其中方钢管与混凝土之间的摩擦系数取0.6，钢材之间的摩擦系数取0.3。

图5 节点有限元模型

通过施加螺栓荷载的方法对螺栓施加预紧力，通过降温法对钢绞线施加预应力，通过梁端位移对模型施加低周循环往复荷载。采用位移控制的加载制度，分九级且每级加载步对应的层间位移角分别为0.25%、0.50%、0.75%、1.00%、1.50%、2.00%、2.50%、3.00%、4.00%。其中，1.00%层间位移角之前，每级循环6圈，1.00%层间位移角时循环4圈，此后每级循环2圈直至4.00%层间位移角。

以节点SCJ-1为例，分析带开槽耗能板的自复位节点应力发展过程。当加载至0.25%层间位移角时，梁端未发生转动。当加载至0.50%层间位移角时，梁端截面与锚固板脱开并开始转动，此时耗能板处于弹性状态。随着梁端脱开距离的增大，受拉侧耗能板的耗能段持续受拉增长。当加载至0.75%层间位移角时，耗能板的拉力卸载至零后开始受压屈服。当加载至1.00%层间位移角时，受压侧耗能板在防屈曲盖板的约束下发生面内屈曲变形，耗能板先屈服后屈曲。当加载至4.00%层间位移角时，除H型钢梁受压侧翼缘应力集中进入塑性外，梁柱主体构件基本处于弹性状态。此时耗能板发生明显的塑性变形，说明该节点可有效地将损伤控制于局部，即耗能板的耗能段，从而降低主体构件的塑性损伤。图6为节点SCJ-1～SCJ-5加载至4.00%层间位移角时的应力云图，此时各节点梁端脱开距离分别为13.77，13.78，13.96，13.95，14.18 mm。当荷载降为零时，除耗能板外其他构件恢复到初始状态，此时耗能板应力如图7所示，塑性变形主要集中在中部削弱的耗能段。

a—SCJ-1；b—SCJ-2；c—SCJ-3；d—SCJ-4；e—SCJ-5。图6 4.00%层间位移角时的von Mises应力 MPa

图7 耗能板的von Mises应力 MPa

各节点的弯矩-转角滞回曲线如图8所示，典型滞回环对比如图9所示。可知，滞回曲线为典型的“双旗帜”型，说明该节点具有良好的自复位能力。从图8中可以看出，当加载位移较小时，各节点均处于弹性状态，滞回环包围面积较小，初始抗弯刚度与传统焊接节点相近。随着加载位移的增加，耗能板开始发生塑性变形，滞回环面积逐渐增大，耗能能力增强。随着耗能板塑性区域的扩大，节点刚度逐渐降低。当耗能板全截面屈服后，节点的刚度基本保持不变。

a—节点SCJ-1和SCJ-2；b—节点SCJ-1和SCJ-3；c—节点SCJ-1和SCJ-4；d—节点SCJ-4和SCJ-5。图8 各节点滞回曲线

图9 各节点典型滞回环对比

各节点的承载力及特征弯矩如表2所示。其中，节点SCJ-1～SCJ-4的脱开弯矩基本相同，节点SCJ-4的脱开弯矩比节点SCJ-5的提高约21.33%，说明节点的脱开弯矩与钢绞线初始预应力有关，钢绞线初始预应力越大，节点的脱开弯矩就越大。节点SCJ-1的承载力比节点SCJ-3和SCJ-4的分别高约5.88%和5.92%，节点SCJ-4的承载力比节点SCJ-5的高约9.41%，说明节点承载力与钢绞线初始预应力、耗能段截面宽度及厚度有关，增大钢绞线初始预应力、耗能板厚度或耗能段宽度均可提高节点承载力。节点SCJ-1和SCJ-2的承载力及特征弯矩相近，说明承载力和脱开弯矩与耗能板的开槽数量无关。

表2 节点承载力及特征弯矩

耗能能力可以用滞回环包围的面积来表征，加载初期耗能板处于弹性，各节点的耗能能力基本相同，均处于低耗能状态。随着加载位移的增大，节点相对转角持续增加，耗能板逐渐进入塑性，且塑性区域不断扩大，节点的耗能能力不断提高。整个加载过程中节点SCJ-1～SCJ-5的单周滞回耗能如图10所示，节点SCJ-4和SCJ-5的单周滞回耗能基本一致，说明钢绞线初始预应力对节点的耗能能力影响较小。节点SCJ-3和SCJ-4的单周滞回耗能均低于节点SCJ-1，说明耗能段宽度和厚度对节点耗能能力有显著影响，随着耗能段宽度和厚度的增大，节点的耗能能力提高。与节点SCJ-1相比，节点SCJ-2的滞回环出现捏缩，耗能能力降低，说明耗能板开槽数量越多，耗能能力越低。

图10 各节点耗能能力

节点的自复位能力由荷载卸载至零时的残余变形来表征，各节点的残余变形如图11所示。可知，加载至4.00%层间位移角时，各节点的残余变形分别为0.06%、0.04%、0.03%、0.02%、0.04%，均满足残余变形小于0.20%的要求，该节点具有良好的自复位能力。加载至2.00%层间位移角前，随着加载位移的增大，节点残余变形逐渐增大，而后有所降低，其原因为加载后期耗能板发生面内屈曲，屈曲后截面承载力逐渐降低，因此节点的复位抗力降低，残余变形减小。节点SCJ-2的残余变形比节点SCJ-1的减小约24.14%，说明增加耗能板的开槽数量有利于节点复位，其原因为在相同恢复力作用下，节点的残余变形与复位抗力正相关，耗能板开槽数量越多，每个板带的宽度相应减小，截面抗力显著越低。节点SCJ-3和SCJ-4的残余变形比节点SCJ-1的分别减小约53.45%、62.07%，说明耗能段宽度和厚度越大，节点的自复位能力越差。节点SCJ-4的残余变形比节点SCJ-5的减小约48.84%，且节点SCJ-4的滞回环明显高于节点SCJ-5的，说明在一定范围内增大钢绞线初始预应力能提高节点的复位能力。

图11 各节点残余变形

以节点SCJ-1为例了解钢绞线的应力变化情况。加载过程中节点SCJ-1的钢绞线应力如图12所示。可知，随着加载位移的增大，钢绞线应力增大。当加载至4.00%层间位移角时，各节点钢绞线最大应力分别为1329，1329，1335，1336，1202 MPa，均小于控制应力0.75σy。

图12 节点SCJ-1钢绞线应力

本文提出一种带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点，对该节点进行循环荷载作用下的有限元模拟分析，主要结论如下：

1)带开槽耗能板的自复位节点具有良好的自复位能力和耗能能力。罕遇地震作用下，仅耗能板发生塑性变形，梁、柱等主要构件和钢绞线均保持弹性。

2)耗能板的开槽数量越多，节点的耗能能力越低，而复位能力越好。随着耗能段宽度和厚度的增大，节点的耗能能力增强，自复位能力降低。

3)提高钢绞线初始预应力，节点的初始刚度和脱开弯矩提高，承载能力和自复位能力增强，而对耗能能力影响较小。

来源：贾子涵, 王先铁, 谢川东, 等. 带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点抗震性能有限元分析[J]. 钢结构(中英文), 2020, 35(12): 1-7.

doi: 10.13206/j.gjgS20091601