EXPERIMENTAL STUDY ON SEISMIC PERFORMANCE OF REINFORCED CONCRETE COLUMNS CONNECTED WITH SELF-CENTERING ENERGY DISSIPATION REBAR SPLICES
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摘要:
通过预压碟簧提供自复位力，碟簧与外套筒的摩擦滑移耗散部分地震能量，提出一种自复位耗能钢筋接头(self-centering energy dissipation rebar splices，SEDRS)，设计制作了2种预紧力接头并开展了接头力学性能试验。采用SEDRS连接钢筋混凝土柱纵筋，设计了一节段和两节段的钢筋混凝土柱各一个以及传统钢筋混凝土柱一个。一节段钢筋混凝土柱在柱脚处采用SEDRS连接所有纵筋，两节段钢筋混凝土柱在柱脚和柱中部均采用SEDRS连接纵向钢筋。对三个钢筋混凝土柱开展低周往复荷载试验，对比分析了滞回曲线、刚度退化、残余变形、耗能等，结果表明：与传统钢筋混凝土柱相比，SEDRS连接的钢筋混凝土柱裂缝集中在接头部位，裂缝少而宽；SEDRS可以很好地提供自复位能力，最大残余位移仅为传统钢筋混凝土柱的10%；SEDRS连接的钢筋混凝土柱最大耗能能力只有传统钢筋混凝土柱的31.5%；SEDRS连接的钢筋混凝土柱等效粘滞系数在0.05~0.10，远小于传统钢筋混凝土柱。
Abstract:A new Self-centering Energy Dissipation Rebar Splice (SEDRS) is proposed and tested. The self-resetting force was provided by preloading disc springs, and the energy dissipation can be realized by the friction slip between the disc spring and the outer sleeve. SEDRS is used to connect the longitudinal rebars of reinforced concrete columns, then designed were a reinforced concrete column with one segment and a reinforced concrete column with two segments. The longitudinal rebars of the one-segment column were connected by SEDRS, the longitudinal rebars at the bottom and middle height of the two-segment column were both connected by SEDRS, and traditional reinforced concrete column was designed for comparison. The columns were tested under low cyclic loading, compared and analyzed were mechanic properties of the hysteresis curve, stiffness degradation, residual deformation, and energy dissipation. The results show that compared with traditional reinforced concrete columns, the cracks of reinforced concrete columns connected by SEDRS are concentrated at the joints area, and that the cracks are few and wide; that SEDRS can provide self-resetting ability well, and that the maximum residual displacement is only 20% of that of traditional reinforced concrete columns; that the maximum energy dissipation capacity of SEDRS connected RC columns is only 31.5% of that of traditional RC columns; and that the equivalent viscosity coefficient is between 0.05~0.10, which is far less than that of traditional reinforced concrete columns.
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随着中国经济由高速增长向高质量发展转变，人员和财富逐渐向经济发达城市密集，基于“三水准”的建筑抗震设计理念虽然能保证人员生命安全，但建筑功能在震时维持、震后快速恢复方面存在严重不足。地震后高档社区和写字楼等因建筑功能中断等造成的损失已经远大于建筑主体结构造价。为提高结构震后快速恢复能力，国内外学者针对可恢复功能结构体系、可更换结构构件等开展了一系列研究并取得了丰硕的研究成果[1-6]，并采用自复位支撑、形状记忆合金(SMA)以及预应力钢绞线等方式提供自复位性能。
在自复位支撑构件方面，MILLER等[7]在防屈曲支撑的基础之上提出使用超弹性SMA的自复位耗能支撑，通过反复的试验表明，该自复位支撑有着防屈曲支撑的耗能能力和自复位性能。CHRISTOPOULOS等[8]和TREMBLAY等[9]分析了通过预应力筋和摩擦及粘弹性组成的新型耗能支撑在拟静力低周往复加载作用下的滞回性能，研究结果表明：该支撑装置在大震作用下的自恢复耗能较强，残余位移几乎为零，同时可以展现出饱满的旗形滞回曲线。徐龙河等[10-11]提出一种使用预压碟簧提供自复位和摩擦板耗散能量的新型自恢复支撑，试验研究表明，该支撑在拟静力低周往复荷载下呈现饱满旗形滞回曲线，且具有极好的耗能能力和自恢复性能，此后徐龙河等[12]还将自复位支撑应用到钢框架-筒结构地震-风耦合作用下的力学性能研究中。金双双等[13]提出了一种采用组合碟簧实现复位的全装配式自复位防屈曲支撑，试验结果表明新型全装配式自复位防屈曲支撑滞回曲线有明显的旗帜型特征，滞回性能稳定。新西兰奥克兰大学PIERRE教授团队[14-16]采用碟簧提出一种新型弹性滑动摩擦滑动接头，试验表明此装置在大震作用下的自恢复能力较强。同济大学王伟团队等[17]利用高强钢碟簧与摩擦材料组成自复位耗能减震阻尼器，并对其进行拟静力加载试验研究及理论推导，试验结果表明由碟簧和耗能材料组成的阻尼器具有良好的承载力及优异的自复位性能，整体的滞回性能较稳定。哈尔滨工业大学丁玉坤、刘洋涛团队等[18]提出一种将预压碟簧系统与防屈曲支撑进行叠合组成的自复位防屈曲支撑，拟静力试验表明，该支撑可以展现出良好的“旗形”滞回曲线，并且残余位移大幅度减小，有很好的复位性能。
SMA在自复位耗能结构中亦有应用，CHANG等[19]利用超弹性形状记忆合金(SMA)研制了一种新型自复位摩擦阻尼器，结果表明该阻尼器同时具有自复位和耗能能力。IASNII等[20]提出了一种基于预拉伸SMA丝的新型耗能阻尼器，试验研究表明，所提出的阻尼器具有良好的自复位能力和阻尼性能。KARI等[21]用超弹性SMA支撑替代钢支撑，提出一种自复位耗能防屈曲支撑，对比研究表明，采用该支撑的框架结构比采用传统BRB的框架最大层间位移和残余位移更小。钱辉等采用形状记忆合金研制了一系列自复位梁柱构件[22]、节点[23]、剪力墙[24]等，并通过低周往复荷载试验，验证了所研发的自复位结构构件在实现快速修复、降低结构残余位移方面的优越性能。
预应力钢绞线是另一种实现结构自复位性能的有效方法。DAWOOD等[25]对无粘结预应力筋钢绞线连接节点拼装自复位桥墩进行拟静力试验研究，试验表明，桥墩的滞回曲线呈现S型，在卸载之后的残余位移很小可以忽略不计。CHOU等[26]等将钢管混凝土作为预制节段用于预制拼装桥墩，结果表明，墩顶位移6%时仅发生较小的强度退化和残余位移。NIKBAKHT等[27]将钢管混凝土用于自复位预制节段桥墩的底部，避免墩底产生破坏，将形状记忆合金棒用于底部接缝位置，提高自复位预制节段桥墩的耗能能力和自复位能力。贾俊峰等[28]在装配式节段中加设钢管混凝土增强其抗剪性能及自复位性能。葛继平等[29]对钢筋混凝土桥墩和预应力拼装桥墩进行拟静力加载试验，研究结果表明，预应力拼装试件的耗能能力只有现浇试件的1/3，残余位移为现浇试件的44%，具有良好的自复位能力。李建中等[30-32]研究了预制拼装钢管混凝土桥墩的抗震性能，通过将灌浆套筒预埋在预制拼装桥墩或增加耗能钢筋的用量或底部接缝处采用UHPC高强混凝土来提升桥墩的耗能能力。吕西林等[33]通过放松结构与基础间的约束，通过预应力使结构复位，设计了自复位钢筋混凝土框架结构并开展了振动台试验，结果表明自复位框架结构延性和变性能力好，震后无残余变形。王海深等[34]在梁截面中心后穿无黏结预应力钢绞线提供自复位能力，试验研究了5个梁柱节点抗震性能，结果表明节点在大位移角下仍具有良好的复位和耗能能力。
分析可知，自复位支撑可以替代传统支撑以及防屈曲支撑实现结构自复位性能，但其占用空间较大，影响建筑的使用功能，并且在地震过程中，支撑节点处会产生一个较大的集中力，结构将承担支撑产生的附加荷载造成连接节点破坏，影响结构的使用功能；SMA价格较贵，还不适合在普通钢筋混凝土结构中使用；预应力钢绞线需要结构浇筑成型后张拉，施工较为复杂，在桥墩等大型结构构件中具有较好的应用前景，但对普通钢筋混凝土柱存在构造和施工复杂等问题，并且预应力损失可能造成结构自复位性能的降低。
本文提出一种自复位耗能钢筋连接接头(self-centering energy dissipation rebar splices，SEDRS)，接头通过预压碟簧提供自复位力，并通过碟簧与套筒之间的摩擦耗散地震能量。采用SEDRS连接钢筋混凝土柱纵筋，设计了传统、一节段和两节段的钢筋混凝土柱构件各一个，开展了柱子低周往复荷载试验，对比分析了滞回曲线、刚度退化、残余变形、耗能等力学性能，结果表明：SEDRS可以很好地提供自复位能力，将传统自复位和耗能性能从结构和构件层面降低到钢筋层面。
1 自复位钢筋接头和试验设计
1.1 SEDRS工作原理
SEDRS主要由套筒、滑杆、碟簧、密封螺母、储能螺母组成，其构造与自复位支撑相近，通过预压碟簧组件为纵向钢筋提供自复位力。
通过密封螺母和储能螺母施加预压力，正常使用时接头拉力处于自平衡状态；地震作用下，钢筋所受拉力带动滑杆使碟簧受压，预紧力在初始预紧力基础上增大，提升结构自复位能力。同时，碟簧与套筒之间的摩擦滑动可以耗散部分地震能量。SEDRS可用于任意构件如钢筋混凝土柱、桥墩、梁柱节点等纵向钢筋连接，从钢筋层面实现结构自复位和分散耗能。预压前后的构件如图1所示。
通过合理设计SEDRS，正常使用极限状态下或小震时，钢筋所受拉力小于接头初始预紧力，接头不张开，在中震作用下，碟簧逐渐进入压紧状态，此时钢筋受力与普通钢筋相似，但钢筋未进入屈服阶段；大震或超大震作用下，钢筋发生屈服并进入强化阶段甚至被拉断。与常规钢筋对比，采用SEDRS连接的钢筋变形能力较普通钢筋提高碟簧压缩行程，节段发生刚体转动，结构变形能力增强，同时通过碟簧的压紧力实现结构的自复位性能。
1.2 SEDRS设计及力学性能
自复位耗能钢筋接头设计需要确定碟簧组件总行程d、刚度K、预紧力Fp以及静摩擦力Ff。在满足上述4个参数要求的情况下，确定套筒直径，并按照钢筋抗拉强度确定套筒壁厚。选用的碟簧由50CrVA钢制作，自由高度a=4.3 mm，碟簧厚度b=3.5 mm，碟簧内径c=18.3 mm，碟簧外径d=45 mm，单片碟簧行程e=a-b=0.8 mm。单片碟簧力学性能试验和结果如图2和图3所示。由图3计算得到单篇碟簧受压刚度K0约为25 kN/mm。
设计了两组不同预压力的SEDRS并开展了接头力学性能试验。设计参数如表1所示，以T2为例，接头设计过程如下：
弹簧组件通过并联2片碟簧后再串联14组28片碟簧得到，不考虑摩擦组件时，并且预压力取钢筋屈服强度的ω倍，自复位钢筋接头主要参数如下：
① 总行程d=n×e=14×0.8 = 11.2 mm；
② 刚度K=K0n=25×214=3.571 kN/mm；
③ 预紧力Fp=ωfyAs1=0.2×360×254.5= 18 324 N；
④ 预压长度d0=FpK=18.323.571=5.13 mm；
⑤ 有效行程de=d − d0 = 6.07 mm。
表 1 SEDRS参数Table 1. Parameter of SEDRS试件 总行程
/mm预压力
/kN预压长度
/mm有效行程
/mmT1 11.2 9.16 2.56 8.64 T2 11.2 18.32 5.13 6.07 设计制作的接头如图4所示，按接头有效行程的1/3、2/3和1倍进行加载，T1和T2的加载位移分别为2.88 mm、5.76 mm、8.64 mm和2.02 mm、4.05 mm、6.07 mm，试验结果如图5所示。
1.3 构件设计
设计制作了3个钢筋混凝土柱，包括传统钢筋混凝土柱(RC)，一节段钢筋混凝土柱(SCRC-1)和两节段钢筋混凝土柱(SCRC-2)。3个钢筋混凝土柱的截面尺寸均为400 mm×400 mm，柱高1600 mm，底座长×宽×高为1500 mm × 1000 mm × 600 mm，试件总高度为2200 mm。所有试件均采用C40混凝土，纵筋采用HPB235钢筋，其中纵筋配筋为6Φ18，沿加载方向两侧各配置3根钢筋，箍筋为Φ8@100，如图6所示。构件SCRC-1所有纵筋在柱底位置采用SEDRS连接，连接装置参数如表1中T2所示；构件SCRC-2采用两层SEDRS连接，其中柱底连接装置为T2，距柱底600 mm的柱中部位置连接装置为T1；构件RC为传统钢筋混凝土柱，试验中作为对照组。
1.4 材料力学性能
在混凝土试件浇筑过程中，制作了6个150 mm×150 mm×150 mm立方体试块，并与试件在相同条件下养护。在做试件拟静力加载的时候进行混凝土强度的测试，测得C40混凝土强度平均值为44 MPa。
试验前对各型号钢筋材料取样，表2所示为3个钢筋样品测得的钢筋力学性能平均值。
表 2 钢筋力学性能Table 2. Mechanical properties of steel bars钢筋型号 直径/mm 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa HRB400 18 458 622 HPB235 18 252 361 HRB400 8 437 597 1.5 测点布置及加载方案
采用位移计、力传感器和应变片分别测量柱顶位移、柱底剪力以及钢筋应变。应变片粘贴在柱底纵筋和SEDRS外套筒上。
在施加水平荷载之前，在柱顶施加305.6 kN的竖向荷载，此时按混凝土实际抗压强度计算柱子轴压比为0.043。采用位移加载，加载装置如图7所示，按照2 mm~10 mm位移增量2 mm，15 mm~30 mm位移增量5 mm，30 mm~60 mm位移增量10 mm的加载制度分级加载，其中位移幅值为2 mm~10 mm时加载循环1次，其余位移幅值每级循环3次。当出现核心区混凝土压碎、纵筋拉断或承载力下降至最大承载力的85%时认为试件破坏结束试验。
2 试验结果与分析
2.1 结果概述
表3给出了3个试件低周往复荷载试验主要试验结果。从表3可以看出，纵筋采用SEDRS连接的构件与传统钢筋混凝土柱具有较小的屈服荷载、最大荷载和极限荷载，主要原因是试验过程中发生接头螺纹脱落现象，降低了构件的屈服和峰值强度。纵筋采用SEDRS连接的柱SCRC-2和SCRC-1残余位移分别仅为6.68 mm和5.29 mm，远小于RC构件的53.70 mm，表现出非常优越的自复位性能。钢筋混凝土框架结构的最大位移角限值为1/550，安装自复位耗能钢筋接头的混凝土柱在地震作用下可以恢复至原始状态。此外，SEDRS连接的构件开裂荷载大于普通钢筋混凝土柱，延缓了构件开裂。
表 3 试件性能参数Table 3. Test piece performance parameters参数 SCRC-2 SCRC-1 RC 开裂荷载/kN 25.08 27.97 15.80 开裂位移/mm 2.00 2.00 2.00 屈服荷载/kN 63.90 62.38 75.64 屈服位移/mm 7.25 5.29 6.67 峰值荷载/kN 87.80 86.22 99.12 峰值位移/mm 49.98 39.65 39.94 极限荷载/kN 74.63 73.29 84.25 极限位移/mm 60.00 52.97 74.28 延性系数 8.29 10.01 11.13 残余位移/mm 6.68 5.29 53.70 累积耗能/kJ 29.64 29.32 113.20 2.2 破坏现象
试验加载前，在柱身4个面绘制50 mm×50 mm网格。作动器沿东西向加载。3个试件均发生了弯曲型破坏，破坏过程首先在柱底部塑性铰区域内出现微裂缝、裂缝逐渐变宽、正面裂缝局部贯通、底部保护层混凝土局部脱落、保护层混凝土大面积剥落、套筒构件失效、纵筋屈曲或拉断等过程。
2.2.1 试件SCRC-2
SCRC-2为两节段试件，在柱底和柱中部位置各设置6个SEDRS接头。当加载位移为0 mm~6 mm时，构件没有明显的破坏现象，试件东和南面底部钢筋连接接头处出现第1条裂缝，裂缝宽度较小，如图8(a)。当柱顶位移增加到15 mm时，第1条裂缝开始延长，且东面和西面底部SEDRS接头区域有轻微混凝土脱落，柱底钢筋接头位置的初始裂缝开始贯穿整个截面。当柱顶位移加载至20 mm时，柱底接头连接部位出现多条裂缝，距柱底600 mm的第二层SEDRS接头连接处的东面出现1条贯穿裂缝，此时两层钢筋接头碟簧都拉紧压短，接头部位张开。在20 mm位移加载第三圈时，柱部靠近作动器一侧出现响声，一根SEDRS接头因螺纹加工精度不满足要求出现拉脱现象，如图8(b)。当柱顶位移为20 mm~40 mm时，构件SCRC-2未产生新裂缝，底部钢筋接头连接区域裂缝逐渐增大，接头逐渐拉开，试件承载力达到最大值85 kN。此时构件水平变形主要由柱底接头碟簧压缩产生，但第二层接头还未拉开，因此柱中部裂缝无明显变化，套筒局部裂缝如图8(c)。当柱顶加载至40 mm时，裂缝逐渐加宽，底部混凝土逐步脱落，此时东面一根SEDRS接头螺纹被拉开，承载力出现下降。当顶部位移加载至50 mm时，底部混凝土脱落加剧，且作动器一侧西南角混凝土压碎，局部裂缝如图8(d)。顶部位移加载至60 mm时，东面中又有一根接头螺纹被拉开，此时裂缝中可以清楚看到接头张开，如图8(e)。试件混凝土底部100 mm高度处混凝土保护层彻底脱落，循环至第三圈时承载力降低到最大值的85%，停止试验，如图8(f)。试件SCRC-2滞回曲线如图9所示。
2.2.2 试件SCRC-1
试件SCRC-1为一节段试件，仅在底部设置6个SEDRS纵筋连接接头。在柱顶位移为0 mm~4 mm时，构件没有明显破坏现象，试件东面和南面底部纵筋连接位置出现第1条裂缝，裂缝宽度较小，如图10(a)。当柱顶位移为10 mm时，第1条裂缝延长并在南面出现第2条裂缝。在10 mm第二圈正向加载过程时，竖向千斤顶出现轻微响声，原因是顶部滑轮小车在加载过程中因顶紧产生卡顿，致使滞回曲线正方向荷载大于反方向。当柱顶位移加载至15 mm时，南面和东面底部裂缝逐渐延长并增大，纵筋接头区域出现多条裂缝。该级位移加载结束后，柱底接头部位裂缝贯穿整个南面和东面，接头区有轻微混凝土脱落现象。除底层套筒连接区域有裂缝出现，其余区域未发现裂缝，如图10(b)。当柱顶位移加载至20 mm时，原有裂缝继续延长和增大，无新裂缝产生。柱底接头连接区域裂缝增大，混凝土出现剥落现象，此时钢筋连接接头有受拉张开趋势。本级位移加载结束时底部裂缝局部如图10(c)。当柱顶位移加载至30 mm时，作动器侧西南角混凝土被压碎，东面和南面底部混凝土有明显脱落迹象，底部由于接头受拉张开，裂缝逐渐增大，如图10(d)。当柱顶位移加载至40 mm时，纵筋接头连接区域混凝土剥落严重，裂缝宽度逐渐增大，东面接头张开，如图10(e)。当柱顶位移加载至60 mm时，加载第一圈时正方向出现最大承载力为86.22 kN，距试件底部约100 mm高度处保护层剥落；加载第二圈时，试件底部靠近作动器一侧出现由于接头螺纹加工精度不足出现螺纹脱落现象。加载第三圈时，承载力降低到最大值的85%，停止试验，如图10(f)。SCRC-1构件滞回曲线如图11所示。
分析试件SCRC-2和SCRC-1的滞回曲线可知，采用自复位耗能钢筋接头连接的钢筋混凝土柱滞回曲线出现“不稳定”现象，主要原因有：1)试验过程中自复位钢筋接头密封螺母滑脱破坏，造成钢筋混凝土柱抗弯承载力突然下降；2)所设计的自复位耗能钢筋接头碟簧组件有效行程较大，碟簧与套筒间摩擦耗能较小，因此相较普通钢筋混凝土柱的承载力和耗能能力低，滞回曲线捏缩更明显。
2.2.3 试件RC
RC试件是作为对照组的现浇混凝土试件。在柱顶位移为0 mm~4 mm时，构件没有明显的破坏现象，试件底部南面和东面300 mm高度位置出现第1条裂缝，如图12(a)。柱顶位移加载至6 mm时，原有第一条裂缝延长，并贯穿东面，无新裂缝的产生，如图12(b)。加载至8 mm时，南面和东面柱底部及塑性铰范围内出现多条新裂缝，且试件内部伴随轻微响声，如图12(c)。加载至15 mm~20 mm时，底部原有裂缝逐渐延伸并扩大，无新裂缝的产生。加载至30 mm时，柱底部混凝土明显剥落，如图12(d)。加载至50 mm时，混凝土保护层剥落加剧，如图12(e)，此时构件达到最大承载力96 kN。加载至60 mm时，RC构件承载力开始下降，且柱底100 mm范围内的混凝土保护层彻底剥落，循环至第3圈时承载力降低到最大值的85%，停止试验，如图12(f)。RC构件的滞回曲线如图13所示。
不同加载等级下，各构件裂缝发展情况如图14所示。对比试件SCRC-2和SCRC-1可知，纵筋采用SEDRS连接的构件裂缝发展、底部裂缝数量基本相同。SCRC-2试件在柱中第2层接头区域也出现了贯穿裂缝，在试件破坏时SCRC-1试件底部混凝土脱落程度大于SCRC-2。RC试件相较于试件SCRC-2和SCRC-1裂缝数量多分布广，底部混凝土脱落程度更严重。
2.3 应变分析
以SCRC-2为例，构件纵筋和SEDRS接头外套筒的应变如图15和图16所示(应变片位置见图6)。由于应变片过早破坏，纵向钢筋应变片仅采集到20 mm内的应变，接头应变片仅采集到25 mm内的应变。图15和图16应变表明，纵筋和接头应变均为“S”形，即钢筋拉力需要首先平衡接头预紧力，此时接头刚度较大；然后碟簧被压缩，此时接头刚度较小且与碟簧压缩变形刚度相等。预紧力被抵消时钢筋应变约为400 με，对应的钢筋应力为80 MPa，拉力为20.3 kN，与柱底SEDRS接头T2预紧力18.25 kN相近；水平位移20 mm时，钢筋拉应变约为600 με，对应的钢筋应力为120 MPa，拉力为30.5 kN，此时碟簧还未压紧。图16(a)所示为柱底钢筋接头应变，图16(b)所示为柱中部钢筋接头应变，可以看出，柱中接头应变约为柱底接头应变的二分之一，与按悬臂受弯构件近似计算结果符合。
2.4 骨架曲线及刚度退化
图17所示是三个构件的骨架曲线，从图17可以看出，三个构件的骨架曲线形状相近，均具有明显的屈服点、强度增长段以及强度下降段。SCRC强度约小于传统RC构件，原因是试验过程中钢筋接头螺纹被拉开，部分纵向钢筋退出工作，导致最大承载力减小。定义构件的刚度退化为：
Ki=n∑i=1pijn∑i=1Δij (1) 式中：pij为第i次荷载峰值；Δij为第i次加载位移峰值。计算得到3个构件刚度退化曲线如图18所示，可见，3个构件的刚度退化相近。
2.5 耗能能力及残余位移
耗能能力可以反应结构抵抗地震作用的能力，耗能能力的大小由滞回环的面积计算。各试件的累积耗能能力如图19所示。在加载位移较小时，钢筋接头处于预紧力压紧状态，构件受力与传统钢筋混凝土构件相同，此时3个构件累积耗能相近；随着加载位移增大，SCRC试件的耗能能力逐渐减小，主要原因是采用SEDRS接头连接的纵筋耗散的地震能量显著小于RC构件，加载位移为60 mm时，SCRC耗能为RC试件的31.5%。
3个构件的残余位移如图20所示，从图中可以看出，随着加载位移的增大，RC试件的残余位移显著增大，采用SEDRS接头连接的SCRC构件残余位移很小，并且残余位移随加载位移的增加无明显增大，当加载位移为60 mm时，SCRC试件的残余位移只有现浇RC试件的10%，SEDRS接头显著提升了试件从小震到大震的自复位能力。
2.6 等效粘滞阻尼系数
等效粘滞阻尼比是一个滞回环的耗能与等效线弹性应变能之比，反应构件在一个滞回环内的耗能能力，计算公式可以表示为：
ξeq,h=12π⋅A1A2=Ah2πVmΔm (2) 式中：A1和A2代表滞回耗能和等效弹性应变能；Ah为一个滞回环的面积；Vm为平均最大水平力，按下式计算：
Vm=12(|Vmax (3) Δm为平均最大位移，按下式计算：
{\varDelta _{\rm{m}}} = \frac{1}{2}(\left| {{\varDelta _{\max }}} \right| + \left| {{\varDelta _{\min }}} \right|) (4) 图21所示为RC试件与SCRC试件的等效粘滞阻尼比。RC试件与SCRC试件在0 mm~10 mm的加载初始阶段相似，各个构件的等效阻尼比系数在0.03~0.07内浮动。随着位移增大，RC构件进入塑性阶段，其等效阻尼系数随之增大，最大可达到0.29，此时RC试件通过钢筋和混凝土塑性变形耗能。SCRC-1与SCRC-2的阻尼比在整个受力阶段相似，并且均小于0.1，其随加载位移的增大变化不明显，即SCRC构件表现出明显的弹性性能。
3 结论
本文提出一种自复位耗能钢筋接头，通过对采用SEDRS接头连接的钢筋混凝土柱与传统RC柱对比分析，得出如下结论：
(1) SCRC试件的力-位移滞回曲线呈双旗形，在相同的位移加载下，SCRC试件的残余位移仅为RC试件的10%，采用SEDRS连接的钢筋混凝土构件在小震、中震和大震作用下均具有很好的自复位能力；
(2) 静力荷载作用下RC试件的耗能能力远大于SCRC构件，在同等位移加载下，SCRC试件的耗能能力仅为RC试件的31.5%；
(3) SCRC试件与RC试件骨架曲线相近，由于SCRC试件在加载过程中SEDRS螺纹脱落，导致SCRC试件的承载力和延性比RC柱小，SCRC-1试件的峰值承载力为RC试件的86.9%，延性系数为RC试件的90.7%；
(4) SCRC试件破坏主要集中在SEDRS接头连接部位，该部位可以通过设计钢靴或钢筋网片进行加强，减小破坏，实现地震后不修复或快速修复；
(5) 当柱中SEDRS预紧力为柱底SEDRS一半时，两节段柱在柱底和柱中会同时开合，与一节段柱相比，两节段柱具有更大的自复位位移。
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表 1 SEDRS参数
Table 1 Parameter of SEDRS
试件 总行程
/mm预压力
/kN预压长度
/mm有效行程
/mmT1 11.2 9.16 2.56 8.64 T2 11.2 18.32 5.13 6.07 
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表 2 钢筋力学性能
Table 2 Mechanical properties of steel bars
钢筋型号 直径/mm 屈服强度/MPa 抗拉强度/MPa HRB400 18 458 622 HPB235 18 252 361 HRB400 8 437 597
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表 3 试件性能参数
Table 3 Test piece performance parameters
参数 SCRC-2 SCRC-1 RC 开裂荷载/kN 25.08 27.97 15.80 开裂位移/mm 2.00 2.00 2.00 屈服荷载/kN 63.90 62.38 75.64 屈服位移/mm 7.25 5.29 6.67 峰值荷载/kN 87.80 86.22 99.12 峰值位移/mm 49.98 39.65 39.94 极限荷载/kN 74.63 73.29 84.25 极限位移/mm 60.00 52.97 74.28 延性系数 8.29 10.01 11.13 残余位移/mm 6.68 5.29 53.70 累积耗能/kJ 29.64 29.32 113.20
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