STUDY ON SEISMIC BEHAVIOR AND ON EARTHQUAKE-RESILIENT PERFORMANCE OF BEAM-COLUMN JOINT WITH REPLACEABLE T-STUBS
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摘要:
为了实现钢框架结构在地震作用下的集中耗能和震后功能快速恢复，提出了一种带可拆换T型钢连接件的梁柱节点。通过控制T型钢连接件与框架梁的承载力比值，即设计承载力系数，即可实现集中耗能的设计目标，震后仅需更换受损的T型钢连接件即可快速恢复结构功能。设计并制作了4个带T型钢连接件的梁柱节点试件，通过试验和有限元相结合的方法研究了其抗震性能。对典型试件拆换受损的T型钢连接件，并采用可拆换残余转角、滞回性能和组件耗能等指标，从功能恢复效率和功能恢复质量两个方面评估了其震后功能快速恢复性能。研究表明：所有试件均呈现出半刚性节点的特性。采用低屈服点T型钢的试件具有较高的刚度、较好的延性和较大的安全储备，建议在工程中优先采用。除了设计承载力系数较大的试件在试验后期钢梁悬臂段根部出现轻微塑性以外，其余试件的梁柱等非耗能构件均处于弹性状态，且T型钢的耗能比例达到90%以上，为震后功能快速恢复提供了可能。T型钢腹板较薄的RT-2试件具有最大的T型钢可拆换残余转角和梁端可拆换残余转角，采用低屈服点T型钢试件的拆换性能优于普通钢试件。拆换试件与原试件相比，虽然延性系数略有降低，但初始刚度和承载能力几乎没有差别，T型钢连接件仍能发挥集中耗能的作用，试件拆换后功能快速恢复性能良好。
Abstract:To realize concentrated dissipate energy and structural function resilience of steel frame, a kind of beam-column joint with replaceable T-stubs has been proposed. The design objective can be achieved by controlling design resistance capacity coefficients with T-stubs and frame beams, whilst the structural function can be quickly recovered by only replacing the damaged T-stubs. A total of four specimens are designed and fabricated, and the seismic performance was studied through tests and finite element analysis. Then, the damaged T-stubs were replaced, and the structural function resilience performance was evaluated by function recovery efficiency and function recovery quality, including replacement residual rotation, hysteresis response, components energy dissipation and so on. The results show that all specimens are semi-rigid connection. The specimens with low yield point steel T-stub components have higher rigidity, better ductility, and larger safety stock, which is recommended to give priority to actual engineering structures. In addition to the slight plasticity at the root of the steel beam cantilever section in the later stage of the test, the non-energy dissipation members such as beams and columns of the other specimens are in an elastic state, and the energy dissipation ratio of T-shaped steel is more than 90%. It provides the possibility for the rapid recovery of function after earthquakes. With the relatively thin stem plates, the RT-2 has the largest T-stub replaceable residual rotation and beam end replaceable residual rotation. The replaceable performance of T-stub specimen with low yield point is better than that of ordinary steel specimen. Although the ductility coefficient of the replaced specimen is slightly lower than that of the original one, the initial stiffness and bearing capacity are almost consistent. The replaceable T-stubs can still play the role of concentrated energy consumption. After the specimen is disassembled and replaced, the structural function recovers quickly and the resilient performance is good.
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随着我国基建水平的不断进步和抗震理念的不断更新，人们对于建筑物的抗震要求逐渐从“小震不坏，中震可修，大震不倒”，转移到“震后功能可恢复”上来。设计者通常采用摇摆、自复位或者可拆换耗能构件[1-4]等技术，将地震损伤集中在特定构件上，从而保护主体结构不破坏，震后修复或拆换受损的构件即可恢复结构功能。在上述措施中，可拆换耗能构件由于其“工厂化、模块化程度高”以及“全生命周期成本效益优良”等特点，已经成为当今研究的热点。常见的可拆换耗能构件如剪力墙[5-6]、框筒结构[7-8]和框架结构[9-11]中的耗能梁段以及梁柱节点中的T型钢连接[12]、角钢连接[13]、铸铁连接[14]、盖板连接[15-16]等。
梁柱节点作为钢框架结构中荷载传递的关键部位，其传统的连接形式以焊接为主，施工质量难以保证且在地震作用下容易发生脆性破坏，对人们的生命财产安全产生较大的威胁。为此，工程界通常采用减小梁中翼缘截面和增加梁端翼缘截面方式使塑性铰外移，这种方式虽然避免了节点破坏，但是震后修复仍然较为复杂。因此，研究人员采用螺栓连接代替传统焊接，既保证了现场施工质量，也为震后快速更换受损构件提供了可能。
为了实现钢框架结构的震后功能可恢复，国内外学者针对可更换梁柱节点做了不少研究。邵铁峰、陈以一、贺修樟等[17-19]通过拟静力试验的方式，研究了角钢连接可更换钢梁的抗震性能和更换性能。研究表明，破坏主要集中在耗能角钢中，梁段基本处于弹性状态，受损角钢更换前、后，试件抗震性能基本一致。张爱林、刘学春等[20-22]在基于模块化装配式多高层钢结构理念的基础上，提出了一系列带悬臂段拼接的梁柱节点。通过拟静力试验和有限元分析发现，地震损伤主要集中在连接件上，成功实现了塑性铰的外移，主体结构全部处于弹性状态，为震后结构功能恢复提供了前提。JIANG等[23-25]通过试验和有限元分析了不同形式的腹板连接件对圆钢管柱—工字钢梁节点震后功能恢复性能的影响。研究表明，修复试件在低周疲劳试验下的耗能性能稳定，具有良好的震后功能恢复性能。腹板连接形式会影响试件的应力分布。王萌等[26-28]通过ABAQUS软件对设置低屈服点连接组件的梁柱节点进行了大量的参数分析，研究了不同削弱形式、拼接位置对各组件耗能占比和损伤程度的影响。研究表明，通过合理的设计，连接件的耗能比例可以达到90%以上；在相同的削弱程度下，低屈服点钢连接件可以有效避免平面外屈曲，从而提高结构延性；试件残余转角接近于0 rad，为结构功能的快速恢复提供了可能性。朱青云等[29]提出了一种带可更换耗能钢棒的单侧屈服梁柱节点。试验研究表明，破坏集中发生在可更换耗能钢棒内，梁柱等主要构件基本保持弹性，通过更换梁底耗能钢棒即可实现完成试件修复。孙东德等[30]对8个可更换梁柱连接件进行拟静力试验。分析表明，连接段翼缘设置角钢可以增加试件的承载能力和刚度，但是会降低自复位能力，震后仅需更换角钢即可快速恢复抗震性能。LIN等[31]提出了一系列的带有不同形式盖板连接件的高强钢梁柱节点，通过控制盖板厚度来调节荷载控制系数(FCR)。试验和有限元分析结果表明，增加盖板厚度和设置盖板防屈曲装置可以提高试件的耗能能力、承载能力和变形能力，但是荷载控制系数不宜大于1，否则会影响结构的震后功能恢复能力。文章最后给出了此类型结构的设计流程。
对于具有震后恢复功能的结构，其在地震作用下的基本工作原理为可拆换组件或连接件集中耗能，梁柱等主要构件基本处于弹性状态，震后只需拆换受损的组件或连接件即可恢复结构功能。因此，可更换组件与主要构件之间的设计承载力比值(或称设计承载力系数)是一个值得关注的问题。当设计承载力系数过大时，非耗能构件可能会进入塑性，进而影响整体结构的震后功能恢复性能；当设计承载力系数过小时，又会影响整体结构的耗能能力和承载能力。同时，采用低屈服点钢材作为可更换组件对于结构滞回性能和耗能机理的影响也是一个值得研究的问题。
基于此，本文设计并制作了4个带可拆换T型钢连接件的梁柱节点试件，通过试验和有限元相结合的方式研究了不同设计承载力系数和T型钢钢材类型对试件抗震性能的影响。然后，对典型试件拆换受损的T型钢连接件，提出了基于功能恢复效率和功能恢复质量的震后功能快速恢复性能概念。最后，通过可拆换残余转角以及滞回性能、组件耗能等拆换后功能恢复性能指标，评估了其震后功能快速恢复性能。
1 试件设计
1.1 节点组成和构造
带可拆换T型钢连接件的梁柱节点试件由钢柱和带T型钢连接件的钢梁组成。根据框架结构在地震作用下的弯矩分布特点，将钢梁分为2段，即悬臂段和中间段。相邻梁段之间采用可拆换T型钢连接件相连，T型钢通过高强螺栓连接悬臂段端板和中间梁翼缘，用以传递弯矩和剪力。通过降低连接处的抗弯承载力使得连接区域为预计塑性铰出现的位置。引入悬臂段使得塑性铰远离梁柱节点。在地震作用下，塑性集中于T型钢连接件中，悬臂段与中间段均保持弹性，震后只需拆换受损的T型钢连接件即可恢复结构功能。节点构造示意如图1 所示。
1.2 受力机理分析
为了发挥试件在地震作用下T型钢损伤控制、集中耗能的特点，提出了T型钢连接件与钢梁中间段之间的设计承载力系数αm。当αm小于1时，T型钢连接件可以在地震作用下率先屈服耗能，起到保护梁柱等非耗能构件的作用。设计承载力系数越小，表明连接处削弱程度越高，T型钢集中耗能作用越明显。αm的表达式为：
αm = Mt,pl/Mmb,e (1) Mmb,e=Wmb,efy,mb (2) 式中：Mt,pl为T型钢连接件的塑性抵抗弯矩；Mmb,e为钢梁中间段的弹性抵抗弯矩；Wmb,e为中间段的弹性截面模量；fy,mb为中间段钢材的屈服强度。
其中，T型钢连接件的塑性抵抗弯矩，由上部和下部T型钢连接件腹板拉压所形成一对力偶等效得出，受力分析如图2所示。已有研究[28]表明，受压侧T型钢腹板承受了绝大部分梁端剪力，所以受拉侧T型钢可以近似视为承受轴向拉力，即：
Mt,pl=Fy,th (3) Fy,t=fy,tAg (4) 式中：Fy,t为T型钢腹板抗拉强度；h为上、下T型钢腹板力偶之间的距离；fy,t为T型钢屈服强度；Ag为T型钢腹板横截面有效面积。
同时，为了避免带可拆换T型钢连接件梁柱节点的悬臂段进入塑性，基于“强节点、弱构件”的思想，要使T型钢连接件全面屈服时，钢梁悬臂段根部承受的弯矩小于悬臂段自身的弹性抵抗弯矩，即：
Mcb,e>lblmbMt,pl (5) Mcb,e=Wcb,efy,cb (6) 式中：Mcb,e为钢梁悬臂段弹性抵抗弯矩；lmb为中间段长度；lb为加载点到钢梁悬臂段根部的距离；Wcb,e为悬臂段的弹性截面模量；fy,cb为悬臂段钢材的屈服强度。同时，悬臂段和中间段的抗剪承载力应满足：
fv,cbAv,cb>Vcb=P (7) fv,mbAv,mb>Vmb=P (8) 式中：fv,cb和fv,mb分别为悬臂段和中间段的抗剪强度设计值；Av,cb和Av,mb分别为悬臂段和中间段的腹板抗剪面积；Vcb和Vmb分别为悬臂段和中间段受到的剪力；P为梁端荷载。同时，为了防止T型钢连接处发生剪切破坏，要保证连接处的剪力小于T型钢连接件腹板抗剪承载力和T型钢翼缘连接螺栓抗剪承载力的最小值，即：
Vt<min (9) 式中：k为孔型系数；nf为传力摩擦面数目；μ为摩擦面抗滑移系数，本文采用使用钢丝刷清除浮锈，对应的摩擦系数为0.3[32]；Fpb为单个高强螺栓的预拉力；fv,t为T型钢连接件腹板的抗剪强度设计值。
1.3 试件设计
本文以一栋带可拆换T型钢连接件的3层钢框架建筑为原型结构，选择其中间层的一个梁柱节点为试验研究对象，见图1。试验共包括4个试件，分别命名为RT-1、RT-1R、RT-2和RT-3。其中试件RT-1的设计承载力系数为0.72(T型钢腹板厚度为16 mm)，T型钢钢材等级为Q235。试件RT-2的设计承载力系数为0.53(T型钢腹板厚度为12 mm)，T型钢钢材等级与RT-1一致。通过RT-1和RT-2研究不同设计承载力系数对试件抗震性能的影响。RT-3试件的T型钢连接件采用低屈服点LYP160钢材，腹板厚度与RT-1一致(16 mm)，设计承载力系数与RT-2一致(αm=0.53)。通过RT-2和RT-3，研究T型钢钢材类型对试件抗震性能的影响。在RT-1试验过后，拆除并替换上新的T型钢连接件，更换后的试件命名为RT-1R，其设计承载力系数、几何尺寸、钢材等级均和RT-1一致。通过RT-1和RT-1R，研究带可拆换T型钢连接件梁柱节点的震后功能快速恢复性能。各个试件T型钢连接件细节尺寸见图3，钢梁各组件之间采用10.9 级 M22 高强螺栓连接，螺栓孔直径为24 mm，螺栓预拉力为190 kN。
试件的钢柱和钢梁均采用Q345级钢材。钢柱高度为1.2 m，悬臂段长度为375 mm，中间段长度为1.2 m。为了防止加载过程中钢梁中间段翼缘与T型钢翼缘发生挤压接触，在两者之间设置了30 mm的间距。钢柱截面尺寸为300×300×10×14，悬臂段截面尺寸为260×180×10×14，中间段截面尺寸为230×150×10×14，悬臂段端板尺寸为400×180×25。钢柱、悬臂段和端板之间采用全熔透对接焊缝连接。柱子加劲肋与腹板、翼缘之间采用角焊缝连接，焊脚高度为8 mm，满足AISC 341−10[33]和JGJ 81−2002[34]对焊缝承载力要求。试件几何尺寸见图4和表1。
表 1 试件基本参数Table 1. Basic parameters of specimens试件 钢柱 悬臂段 中间段 T型钢连接件 αm 钢材等级 腹板厚度 RT-1 300×300×
10×14260×180×
10×14230×150×
10×14Q235 16 0.72 RT-1R Q235 16 0.72 RT-2 Q235 12 0.53 RT-3 LYP160 16 0.53 2 试验方案
2.1 材性测试
根据GB/T 228.1−2010《金属材料拉伸试验：第1部分：室温试验方法》[35]的相关规定，对不同材料等级和厚度的钢材进行单向拉伸试验，每组制作3个试样，试验结果取平均值，材料性能如表2所示。
表 2 钢材材性试验结果Table 2. Test results of material properties of steel材料类型 厚度/mm fy/MPa fu/MPa E/MPa εy/(×10−6) 伸长率δ/(%) Q235 12 245.05 416.67 2.03×105 1174 33.3 Q235 16 255.00 421.67 2.07×105 1209 33.3 Q235 20 267.58 428.62 2.08×105 1273 32.6 LYP160 16 190.67 260.67 1.97×105 856 51.0 Q345 10 348.68 473.33 2.10×105 1601 31.2 Q345 14 363.33 540.00 2.09×105 1743 29.0 注：fy为屈服强度；fu为极限强度；E为弹性模量；εy为屈服应变。 2.2 加载方案
本文试件加载方式采用柱卧式，柱子通过压梁固定在刚性地面上。为了防止加载过程中出现滑移现象，在钢柱两端分别放置了1个水平千斤顶，试件加载装置如图5所示。采用50 t的MTS伺服作动器在梁端施加低周往复荷载，全程采用位移控制。由于作动器加载量程的限值，梁端最大加载位移为66 mm，对应的梁端转角0.04 rad，满足规范FEMA-350[36]对延性节点的最小转动要求(0.03 rad)，加载制度见图6。对于拆换试件RT-1R，在RT-1加载结束后，更换受损的T型钢并再次加载，其加载制度与RT-1完全相同。
2.3 测量方案
为了测量加载过程中各试件的应变和位移发展情况，在悬臂段、中间段和T型钢连接件上布置了大量的应变片和位移计。其中位移计D1、D2、D8和D9分别用于测量钢梁中间段的竖向相对位移和水平相对位移；位移计D3、D4、D5和D6分别用于测量上、下T型钢连接件的轴向变形以及与钢梁中间段的相对滑移；位移计D7用来测量悬臂段的竖向位移。具体测量方案见图7。
3 试验现象和抗震性能分析
3.1 试验现象
各试件最终破坏模式见图8，受力过程和屈服开始出现时对应的梁端转角如表3所示。试件RT-1与RT-1R的破坏过程几乎一致，在加载初期没有明显现象。随着梁端转角的增加，T型钢腹板与中间段翼缘开始出现滑移现象，并伴随的较大的响声。当循环荷载增加至第5级时(0.01 rad)，RT-1试件的T型钢腹板根部应变片T3达到屈服应变(1209 με)。当荷载施加至最后一级时(0.04 rad)，钢梁悬臂段根部翼缘进入塑性。由于RT-1试验过后中间段翼缘螺栓孔的塑性变形和摩擦界面实际抗滑移系数的降低，导致RT-1R试件T型钢腹板屈服出现在第6个荷载等级(0.013 rad)，比RT-1稍晚。
试件RT-2、RT-3的试验现象与RT-1几乎一致。其中，RT-2试件的T型钢连接件腹板较薄，试验后期平面外鼓曲现象严重。由于采用了低屈服点钢材，RT-3试件T型钢屈服发生在第4个荷载等级(0.007 rad)，早于RT-1和RT-2。同时，由于RT-2和RT-3的设计承载力系数较低，当梁端转角达到0.04 rad时，两个试件的梁柱等主要构件均处于弹性状态。
表 3 试件受力过程Table 3. Loading process of specimen试件 梁端转角/rad 0.007 0.01 0.013 0.04 RT-1 螺栓滑移 T型钢腹板屈服 悬臂段根部屈服 RT-1R 螺栓滑移 T型钢腹板屈服 悬臂段根部屈服 RT-2 螺栓滑移 T型钢腹板屈服 T型钢鼓曲现象
严重RT-3 T型钢腹板
屈服螺栓滑移 主要构件均未屈服 3.2 抗震性能分析
3.2.1 滞回曲线
图9给出了试件RT-1、RT-2和RT-3的滞回曲线。由图可知，在加载前期所有试件的滞回曲线基本为直线，包围面积较小，试件处于弹性状态。随着T型钢的屈服和T型钢腹板连接螺栓的滑移，滞回环面积逐渐增加，并伴随较长的滑移平台段。试验后期螺杆接触螺栓孔壁，各试件承载能力持续上升，直至试验结束。整体而言，各试件滞回环稳定，承载能力良好，T型钢腹板和中间段翼缘之间的摩擦滑移增加了试件的耗能能力和变形能力。
结合各试件的破坏模式(图8)可知，三个试件的滞回曲线形态和破坏过程基本相似，说明降低T型钢腹板厚度和采用低屈服点钢材并不会明显改变试件的受力性能。与RT-1相比，RT-2试件由于T型钢腹板较薄，在试验后期出现了明显的平面外屈曲现象，增加了试件脆性破坏的几率。在与RT-2设计承载力系数相同的情况下，RT-3中采用低屈服点钢材制成的T型钢连接件腹板较厚，使得腹板屈曲现象明显减轻。同时，T型钢连接件主要通过腹板的轴向拉压来抵抗梁端荷载产生的弯矩，可以发挥低屈服点钢材延展性较好的优势，使得试件具有较好的延性和安全储备。
3.2.2 抗震性能指标
各试件骨架曲线和主要性能指标见图10和表4。由图表可知，所有试件都可以完成至少0.04 rad的加载幅值，均满足规范FEMA-350对延性节点的要求(0.03 rad)。随着设计承载力系数的减小，各试件屈服转角依次降低，导致试件塑性变形能力逐渐增加。RT-2与RT-1相比，设计承载力系数由0.72降低至0.53，正负向平均延性系数增加了15.6%。与普通钢相比，由低屈服点钢材制成的T型钢连接件发挥了其变形能力强的特点，试件RT-3正、负向平均延性系数分别比RT-1和RT-2高31.0%和13.1%。
表 4 试验主要性能指标Table 4. Main performance indices from tests试件 方向 My/(kN·m) θy/(×10−2 rad) Ki/((kN·m)/rad) M0.04/ (kN·m) μ0.04 RT-1 推 127.2 0.97 13 076.64 200.62 4.12 拉 110.2 0.90 12 310.77 −148.80 4.44 RT-2 推 92.4 0.90 10 301.35 147.06 4.44 拉 75.9 0.73 −10 341.45 −117.80 5.48 RT-3 推 90.3 0.79 11 461.15 124.31 5.06 拉 79.2 0.65 −12235.96 −122.74 6.15 注：My为试件屈服弯矩，My=Plb；θy为试件屈服转角；Ki为试件初始刚度。 通过计算可知，各试件的初始刚度均处于0.5EIb/Lb~25EIb/Lb之间，属于半刚性节点[37]。与RT-1相比，RT-2的T型钢腹板较薄，平面外刚度较低，其正、负向初始刚度分别比RT-1低21.2%和16.0%；在设计承载力系数相同的情况下，试件RT-3 的T型钢连接件腹板较厚，其正、负向初始刚度分别比RT-2高11.3%和18.3%。
3.3 有限元分析
3.3.1 有限元建模
为了进一步分析带可拆换T型钢连接件梁柱节点在地震作用下的受力性能和各构件的耗能占比，本节采用ABAQUS软件对试验试件进行有限元模拟。为了计算结果的准确性，所有构件均采用 8 节点线性缩减积分单元 C3D8R，并在T型钢连接处附近区域进行网格加密处理。采用“面对面接触”来模拟试验中各构件之间的接触作用，切线方向为库仑摩擦，摩擦系数与试验一致，取0.3，法向方向为“硬接触”。为了计算易于收敛，螺栓预紧力分为2步施加，即第一个分析步中施加少量预紧力(50 kN)，然后在第二个分析步中施加全部预紧力(190 kN)，并在后续的分析步中设置“固定当前长度”(fix at current length)以捕捉螺栓预紧力的损失。为了避免加载过程中出现应力集中现象，将加载点附近区域耦合至参考点(RP.1)，荷载通过参考点施加在梁端。采用混合强化准则来模拟钢材在循环荷载作用下的应变强化现象，各参数见表5。有限元中边界条件、加载制度均与试验一致，有限元模型见图11。
表 5 混合强化模型参数Table 5. Parameters of hardening combined model钢材 σ|0/MPa Q∞/MPa biso Ckin,1/MPa γ1 Ckin,2/MPa γ2 Ckin,3/MPa γ3 Ckin,4/MPa γ4 LYP160 190 118 4.5 18667 1133 1267 233 2730 127 50 9 Q235 255 21 1.2 6013 173 5024 120 3026 32 990 35 Q345 349 21 1.2 7993 175 6773 116 2854 34 1450 29 注：σ|0为等效塑性应变为0时的应力；Q∞为屈服面最大变化值；biso为屈服面随着塑性应变的增加而变化的比率；Ckin,i/γi为背应力的最大变化值；γi为随着塑性应变的增加而变化的背应力的变化率。 3.3.2 模拟结果验证
试验与有限元滞回曲线对比见图12，与试验相比，有限元滞回曲线较为饱满，其主要原因是，有限元中没有考虑到反复摩擦作用下界面实际抗滑移系数的降低。同时，试验中钢材的初始缺陷和试件柱底的滑移，也是导致试验滞回曲线与有限元相比捏缩现象严重的重要原因。总体而言，有限元滞回曲线与试验在刚度、承载能力和整体形态方面拟合较好。
3.3.3 模拟结果分析
有限元与试验破坏模式对比见图13，有限元中灰色的部分表示应力值超过钢材的屈服应力。由图可知，当梁端转角为0.04 rad时，设计承载力系数较大的RT-1试件钢柱节点区腹板、钢梁悬臂段与中间段翼缘已经屈服，T型钢集中耗能作用减弱，这与3.1节观察到的试验现象一致；而对于设计承载力系数较小的RT-2和RT-3试件，塑性发展主要集中在T型钢连接件上，梁柱等非耗能构件均保持弹性状态。与RT-3试件相比，RT-2试件的T型钢连接件腹板较薄，平面外屈曲现象较为严重，存在承载力突然下降的风险。
以上分析表明，合理控制连接处的设计承载力系数可以更好地将损伤控制在T型钢耗能连接件上，从而起到保护主体结构的目的，为震后功能快速恢复提供了可能。低屈服点钢材制成的T型钢具有较高的刚度、较好的延性和较大的安全储备，建议在工程中优先使用。
4 震后功能快速恢复性能分析
4.1 震后功能快速恢复性能的概念
一般文献对结构震后功能可恢复性能的定义是，结构在遭受地震作用时保持可接受的功能，震后不需修复或在部分使用状态下稍加修复即可恢复其使用功能的能力[38]。本文在既有研究的基础上，进一步强调结构的功能恢复效率和功能恢复质量，即震后功能快速恢复性能。主要包含2个层面的内容：① 可快速拆换性能；② 拆换后功能恢复性能。可快速拆换性能，指的是震后拆卸和更换受损组件或连接件的时间和难易程度，代表了震后结构功能恢复的效率。拆换后功能恢复性能，指的是拆换后结构与原结构在各抗震指标上的差异，代表了震后结构功能恢复的质量。
本节首先分析了各试件的应变发展规律和耗能机理，评估其震后功能恢复的可能性；然后，对典型试件进行拆卸和安装T型钢的工作，分析其可快速拆换性能；最后，对修复试件进行再次加载，评估其拆换后功能恢复性能。
4.2 应变和耗能机理分析
4.2.1 应变分析
图14给出了各试件关键部位的应变发展规律。由图可知，随着梁端转角增加，各试件同一部位应变逐渐增加。其中，T型钢连接件率先屈服，并在随后的循环中一直处于高应变状态，通过自身的塑性变形消耗能量。除了设计承载力系数较高的RT-1试件在梁端转角为0.04 rad时悬臂段根部进入塑性之外，其余试件的梁柱等主要构件的应变均低于Q345钢材的屈服应变(1743 με)。在同一荷载等级下，RT-2和RT-3的T型钢应变(T3、T4)均大于RT-1，因此可以认为前者的T型钢连接件通过塑性变形消耗的能量大于后者。以上结果表明，带可拆换T型钢连接件的梁柱节点通过合理的设计，可以使塑性集中在T型钢连接件上，非耗能构件基本处于弹性状态，为震后功能快速恢复提供了可能。
4.2.2 各组件的滞回曲线分析
为了进一步阐述带可拆换T型钢连接件梁柱节点的耗能机理，评估试件震后功能快速恢复的潜力，本节提取了钢梁各组件的滞回曲线，提取方法见图15。图中，x1和x2分别为T型钢腹板和翼缘在加载过程中的水平位移，分别取自D4、D3或 D6、D5位移计；ycb1为悬臂段的竖向位移，取自D7位移计；xmb1和xmb2为中间段根部上、下翼缘的水平位移，分别取自D8和D9位移计；ymb1和ymb2为中间段两端的竖向位移，分别取自D1和D2位移计。
各构件的滞回曲线见图16。图16(a)中，纵坐标为T型钢连接件腹板受到的轴力Ft，横坐标为T型钢的相对位移Xt，分别通过式(10)和式(11)计算：
{F_{\rm t}} = P{l_{{\text{mb}}}}/h (10) {X_{{t}}} = {x_{\text{2}}} - {x_1} (11) 图16(b)中纵坐标为钢梁悬臂段的弯矩Mcb，横坐标为钢梁悬臂段的转角θcb，分别通过式(12)和式(13)计算：
{M_{{\text{cb}}}} = P{l_{\text{b}}}\;\;\;\; (12) {\theta _{{\text{cb}}}} = {y_{{\text{cb1}}}}/{l_{{\text{cb}}}} (13) 图16(c)中纵坐标为钢梁中间段的弯矩Mmb，横坐标为钢梁中间段的转角θmb，分别通过式(14)和式(15)计算：
{M_{{\text{mb}}}} = P{l_{{\text{mb}}}} (14) {\theta _{{\text{mb}}}} = \frac{{{y_{{\text{mb2}}}} - {y_{{\text{mb1}}}}}}{{{l_{{\text{mb}}}}}} - \frac{{{x_{{\text{mb2}}}} - {x_{{\text{mb1}}}}}}{{{h_{{\text{mb}}}}}} (15) 由图16可知，随着荷载等级增加，T型钢滞回曲线包络面积逐渐增加，且呈左、右不对称形态，其主要原因为加载过程中T型钢腹板出现了不可恢复的单向平面外屈曲。对于设计承载力较大的RT-1试件，其钢梁悬臂段滞回曲线呈现出轻微的非线性，卸载过程中有大约0.002 rad的残余转角，表明悬臂段进入塑性。随着设计承载力系数的降低，RT-2和RT-3的悬臂段和中间段滞回曲线均呈直线型，卸载后残余转角基本为0 rad，表明悬臂段和中间段不参与耗能，能量消耗可以更好的集中在T型钢中。通过T型钢滞回曲线包围的面积来表征其耗能能力，RT-2和RT-3试件T型钢累计耗能分别比RT-1高42.8%和60.0%。以上结果表明，在循环荷载作用下，可拆换T型钢可以有效的集中耗散能量，起到保护主体结构的作用。当设计承载力系数降低或采用低屈服点钢材时，T型钢连接件耗能作用更加集中，非耗能构件没有残余变形，几乎不耗散能量，结构具备震后功能快速恢复的潜力。
当梁端转角达到0.04 rad时，各试件T型钢腹板的轴向伸长率分别为0.93%、1.40%、1.97%，远小于文献[39-40]中所提到的钢材极限强度所对应的应变。特别是对于采用低屈服点T型钢的RT-3试件，在梁端转角为0.04 rad时T型钢的轴向伸长率仅为其极限强度对应应变的3.9%，说明试件具有较大的安全储备。
在3.3节点基础上，通过ABAQUS中的ALLPD功能提取了钢梁各组件的耗能占比，见图17。随着设计承载力系数降低，T型钢连接件集中耗能程度逐渐增加，与RT-1相比，RT-2的T型钢连接件在加载过程中的平均耗能占比由80.0%增加至90.2%。在设计承载力系数相同的情况下，采用低屈服点钢材的RT-3试件T型钢耗能占比一直处于95%以上，集中耗能程度较高，较好的起了到保护主要构件的作用。
4.3 震后功能快速恢复性能评估
4.3.1 可快速拆换性能
带可拆换T型钢连接件梁柱节点的可快速拆换性能可由以下2个指标衡量：① T型钢可拆换残余转角，指的是能将受损的T型钢连接件拆卸下来时对应的T型钢腹板残余转角，即θrt=Δrt/lt，Δrt为将受损T型钢拆卸下来时其腹板端部的残余位移，lt为T型钢腹板长度；② 梁端可拆换残余转角，指的是当荷载卸载至0 kN时对应的梁端角度，即θrb=Δrb/lb，Δrb为荷载卸载至0时梁端加载点处的残余位移。
为了评估试件在带有残余转角情况下的拆换性能，在最后一级荷载循环结束时，将作动器荷载降至0 kN。具体拆换步骤如下：① 拆除任意一侧受损的T型钢连接件，并安装新的T型钢，同时施加少量螺栓预紧力以固定T型钢位置；② 采用同样的步骤拆换另一侧T型钢；③ 操纵作动器使试件处于竖直状态，并使用激光仪校准试件位置，保证试件在下次加载之前没有残余变形；④ 使用扭矩扳手对高强螺栓施加完整的预紧力。整个拆换过程共有3个工作人员参与，为了避免不同人员对拆换性能的影响，所有试件的拆换均由同一批工作人员操作。
实际工程中，带可拆换T型钢连接件梁柱节点的钢梁平行于地面。为了保证安全，在拆换工作进行之前，先用千斤顶托住中间段，在拆换上侧T型钢时，下侧T型钢与千斤顶可以提供支撑作用。通过上述步骤完成T型钢连接件的拆换后移除千斤顶，即可完成带可拆换T型钢连接件梁柱节点在实际工程中的拆换工作。同时，楼板对于此类型结构拆换性能的影响，需要在今后的工作中进一步研究。
各试件可快速拆换性能指标见表6。在所有试件中，T型钢腹板较薄的RT-2试件具有最大的T型钢可拆换残余转角。与原试件RT-1相比，拆换试件RT-1R可以在更大的T型钢残余转角和梁端残余转角时拆换，拆换性能更好。采用低屈服点T型钢的RT-3试件，T型钢可拆换残余转角和梁端可拆换残余转角均大于普通钢试件，具有较优的拆换性能。
表 6 试件可快速拆换性能指标Table 6. Quick replaceable index of specimens试件 T 型钢可拆换残余转角θrt/rad 梁端可拆换残余转角θrb/rad RT-1 0.0345 0.0226 RT-1R 0.0453 0.0231 RT-2 0.1030 0.0293 RT-3 0.0552 0.0290 4.3.2 拆换后功能恢复性能
带可拆换T型钢连接件梁柱节点的拆换后功能恢复性能主要通过以下 3个指标进行衡量：① 滞回性能指的是拆换T型钢连接件后，拆换试件与原试件在滞回曲线及其抗震特征点上的差异；② 应变发展指的是拆换T型钢连接件后，各组件应变发展与原试件的差异，用来判断拆换试件的T型钢连接件是否仍能集中损伤，是评估试件能否经历多次震后拆换的重要依据；③ 组件耗能指的是拆换T型钢连接件后，各组件耗能能力与原试件的差异，用来判断拆换试件是否仍能发挥T型钢集中耗能的特点。本小节仅分析了RT-1和拆换试件RT-1R在拆换后功能恢复性能上的差异。
1) 滞回性能
图18和图19为RT-1和RT-1R滞回曲线和骨架曲线的对比。由图可知，两试件滞回曲线和骨架曲线几乎重合，均表现出半刚性节点的特性，表明震后拆换T型钢连接件不会影响试件的滞回性能和节点性质。由表7可知，拆换T型钢前后，试件正、负向平均弹性刚度仅相差3.6%，正、负向平均承载力相差不到1%，表明本文提出的带可拆换T型钢连接件的梁柱节点具有良好的震后刚度和承载力恢复性能。由于RT-1试验过后，摩擦界面实际抗滑移系数的降低使得RT-1R试件的屈服转角增加，所以RT-1R在梁端转角为0.04 rad时的正负向平均延性系数与RT-1相比降低了9.8%。
表 7 拆换前、后试件性能指标Table 7. Main performance indices before and after replacement试件 方向 初始刚度Ki/
((kN·m)/rad)弯矩M0.04/(kN·m) 延性系数μ0.04 RT-1 推 13 076.64 200.62 4.12 拉 −12 310.77 −148.80 4.44 RT-1R 推 12 673.53 195.71 3.76 拉 −11 799.10 −152.42 3.96 2) 应变发展
图20为T型钢拆换前后试件关键部位应变发展的对比。由图可知，T型钢拆换前后，试件同一位置的应变发展规律几乎一致，T型钢塑性发展较为充分，悬臂段根部处于轻微塑性状态。在不同荷载等级下，拆换试件T型钢同一位置处的应变均低于原试件。其中，当梁端转角达到0.04 rad时，RT-1R的T型钢根部(T3)和端部(T4)应变分别比RT-1低12.8%和2.0%。其主要原因为，中间段翼缘螺栓孔的塑性变形加剧了螺栓的滑移，从而导致拆换试件的T型钢连接件在同级荷载下的受力低于原试件。
3) 组件耗能
试件RT-1和RT-1R各组件耗能能力对比见图21，拆换试件各组件耗能机理与原试件相似，T型钢仍为主要耗能构件，耗散了绝大多数的能量。悬臂段滞回曲线表现出轻微的非线性，卸载后有0.001 rad左右的残余变形，结合图20可知，这是由于RT-1R在加载后期悬臂段根部屈服所导致的。中间段滞回曲线基本呈直线，几乎不耗能。通过对比滞回曲线包围的面积可知，RT-1R的T型钢连接件累计能量消耗与 RT-1相比仅减少了3.2%，表现出与原试件几乎相当的耗能能力。
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21 更换前、后组件滞回曲线对比21. Comparison of components hysteresis curves before and after replacement5 结论
本文设计并制作了4个带可拆换T型钢连接件的梁柱节点试件，通过试验和有限元相结合的方式研究了其抗震性能和震后功能恢复性能，得到的主要结论如下：
(1) 带可拆换T型钢连接件的梁柱节点属于半刚性节点。在地震作用下，T型钢连接件率先屈服并通过自身的塑性变形消耗能量，梁柱等非耗能构件基本处于弹性状态，为震后功能快速恢复提供了可能。降低设计承载力系数可以使T型钢集中耗能作用更加明显，同时也会导致试件初始刚度和节点强度的降低。
(2) 本文采用的有限元设置方式可以较好地模拟试验结果。采用低屈服点钢材制成的T型钢连接件耗能占比达到95%以上，且不易发生平面外屈曲，具有良好的集中耗能性能和较高的刚度。当梁端转角达到0.04 rad时，低屈服点T型钢的轴向伸长率仅为其极限强度对应应变的3.9%，具有较好的延性和较大的安全储备，建议在实际工程中优先考虑。
(3)拆换试件RT-1R与原试件RT-1相比，具有更大的T型钢可拆换残余转角和梁端可拆换残余转角，可快速拆换性能较好。采用低屈服点T型钢的RT-3试件，T型钢可拆换残余转角和梁端可拆换残余转角均大于普通钢试件，具有较优的可快速拆换性能。
(4) 震后拆换T型钢连接件不会改变节点性质。拆换试件与原试件相比，各项抗震指标差异均在10%以内。同一位置处的应变发展几乎一致，塑性主要集中于T型钢连接件。拆换试件的T型钢连接件仍能发挥集中耗能的特点，累计能量消耗与原试件相比仅减少了3.2%，试件震后功能快速恢复性能良好。
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21 更换前、后组件滞回曲线对比
21. Comparison of components hysteresis curves before and after replacement
表 1 试件基本参数
Table 1 Basic parameters of specimens
试件 钢柱 悬臂段 中间段 T型钢连接件 αm 钢材等级 腹板厚度 RT-1 300×300×
10×14260×180×
10×14230×150×
10×14Q235 16 0.72 RT-1R Q235 16 0.72 RT-2 Q235 12 0.53 RT-3 LYP160 16 0.53 
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表 2 钢材材性试验结果
Table 2 Test results of material properties of steel
材料类型 厚度/mm fy/MPa fu/MPa E/MPa εy/(×10−6) 伸长率δ/(%) Q235 12 245.05 416.67 2.03×105 1174 33.3 Q235 16 255.00 421.67 2.07×105 1209 33.3 Q235 20 267.58 428.62 2.08×105 1273 32.6 LYP160 16 190.67 260.67 1.97×105 856 51.0 Q345 10 348.68 473.33 2.10×105 1601 31.2 Q345 14 363.33 540.00 2.09×105 1743 29.0 注：fy为屈服强度；fu为极限强度；E为弹性模量；εy为屈服应变。
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表 3 试件受力过程
Table 3 Loading process of specimen
试件 梁端转角/rad 0.007 0.01 0.013 0.04 RT-1 螺栓滑移 T型钢腹板屈服 悬臂段根部屈服 RT-1R 螺栓滑移 T型钢腹板屈服 悬臂段根部屈服 RT-2 螺栓滑移 T型钢腹板屈服 T型钢鼓曲现象
严重RT-3 T型钢腹板
屈服螺栓滑移 主要构件均未屈服
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表 4 试验主要性能指标
Table 4 Main performance indices from tests
试件 方向 My/(kN·m) θy/(×10−2 rad) Ki/((kN·m)/rad) M0.04/ (kN·m) μ0.04 RT-1 推 127.2 0.97 13 076.64 200.62 4.12 拉 110.2 0.90 12 310.77 −148.80 4.44 RT-2 推 92.4 0.90 10 301.35 147.06 4.44 拉 75.9 0.73 −10 341.45 −117.80 5.48 RT-3 推 90.3 0.79 11 461.15 124.31 5.06 拉 79.2 0.65 −12235.96 −122.74 6.15 注：My为试件屈服弯矩，My=Plb；θy为试件屈服转角；Ki为试件初始刚度。
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表 5 混合强化模型参数
Table 5 Parameters of hardening combined model
钢材 σ|0/MPa Q∞/MPa biso Ckin,1/MPa γ1 Ckin,2/MPa γ2 Ckin,3/MPa γ3 Ckin,4/MPa γ4 LYP160 190 118 4.5 18667 1133 1267 233 2730 127 50 9 Q235 255 21 1.2 6013 173 5024 120 3026 32 990 35 Q345 349 21 1.2 7993 175 6773 116 2854 34 1450 29 注：σ|0为等效塑性应变为0时的应力；Q∞为屈服面最大变化值；biso为屈服面随着塑性应变的增加而变化的比率；Ckin,i/γi为背应力的最大变化值；γi为随着塑性应变的增加而变化的背应力的变化率。
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表 6 试件可快速拆换性能指标
Table 6 Quick replaceable index of specimens
试件 T 型钢可拆换残余转角θrt/rad 梁端可拆换残余转角θrb/rad RT-1 0.0345 0.0226 RT-1R 0.0453 0.0231 RT-2 0.1030 0.0293 RT-3 0.0552 0.0290
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表 7 拆换前、后试件性能指标
Table 7 Main performance indices before and after replacement
试件 方向 初始刚度Ki/
((kN·m)/rad)弯矩M0.04/(kN·m) 延性系数μ0.04 RT-1 推 13 076.64 200.62 4.12 拉 −12 310.77 −148.80 4.44 RT-1R 推 12 673.53 195.71 3.76 拉 −11 799.10 −152.42 3.96
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