自2009年在NEES/E-Defense美日地震工程第二阶段合作会议上，美日学者首次提出地震工程合作的方向为“可恢复功能城市”[1]以来，自复位结构迅速成为近年来地震工程领域的研究前沿和热点。我国学者也对自复位结构进行了系统的论述和展望，吕西林等[2]首次提出了可恢复功能结构的概念，周颖和吕西林[3]对摇摆结构和自复位结构进行了系统论述，张爱林等[4－5]论述了震后可恢复功能的预应力钢结构体系。
自复位结构体系由后张拉预应力单元和能量耗散元件或其他具有自复位特性的元件组成，在地震作用下，它能表现出非线性软化、延性变形和能量耗散等受力特征。自复位结构能够最大限度地减小结构震后残余变形，迅速恢复结构使用功能，因而引起了国内外研究者的广泛关注。1993年，Priestley和Tao[6]最早提出了允许预制框架结构中框架梁发生转动，构成自复位框架的概念。1996年，Priestley和MacRae[7]又进行了无粘结预应力自复位钢筋混凝土框架节点的抗震性能试验研究。2002年，Ricles等[8]进行了9个大比例自复位钢框架梁柱节点的抗震试验。2011年，潘振华等[9]对9个足尺自复位钢框架节点进行了有限元模拟和参数分析。2012年，郭彤等[10]提出了一种腹板摩擦式自定心预应力混凝土框架梁柱节点，并对其进行了理论分析和试验研究。2014年，张艳霞等[11―12]对3个腹板摩擦耗能钢框架预应力梁柱节点进行了低周反复加载试验，结果表明该类节点实现了自复位机制。蔡小宁和孟少平[13]研究了预应力自复位混凝土框架节点的恢复力特性，并给出了其恢复力模型。
到目前为止，自复位结构研究主要集中在钢结构、钢筋混凝土结构方面。组合结构作为一种重要的结构形式，关于其自复位能力的研究鲜有报道[14－15]。虽然自复位和耗能机理基本一致，但组合结构节点比钢筋混凝土节点、钢结构节点连接构造和受力性能更为复杂。钢管混凝土柱—钢梁框架结构强度高、延性好，是一种典型的组合结构，其梁柱连接节点主要有柱贯通式和梁贯通式两大类。现有的柱贯通式节点因大量使用焊接，地震作用下易发生脆性破坏，并在地震后因产生较大的残余变形而使结构无法继续修复使用[16]。本文针对以上问题，提出一种新型腹板摩擦式自复位圆钢管混凝土柱—钢梁连接节点。该节点的构造型式一方面要解决钢梁和圆钢管混凝土柱表面的接触问题，另一方面要解决楼板对耗能元件的影响。本文通过低周反复加载试验研究该新型节点的自复位和耗能能力。
1 节点基本构造
腹板摩擦式自复位圆钢管混凝土柱—钢梁连接节点的基本构造如图1所示。圆钢管混凝土柱圆表面上焊接槽钢找平件，为避免槽钢受荷时屈曲变形，可在其内部设置纵向加劲肋。槽钢找平件表面焊接垫板，保证梁端部和找平件具有更好的接触。预应力钢绞线水平布置，通过后张拉预应力使节点在震后恢复到初始位置。摩擦耗能装置由槽钢、黄铜片通过高强螺栓固定在钢梁腹板处，其中，黄铜片夹在钢梁腹板与槽钢之间。槽钢靠近柱侧的端部焊接连接板，采用螺栓和圆钢管混凝土柱连接。钢梁上、下翼缘焊接梯形加强板以防止梁端受荷时局部屈曲。
图1 腹板摩擦式自复位圆钢管混凝土柱—钢梁连接节点
Fig.1 Self-centering circular concrete-filled steel tubular column to steel beam connection with web friction device
当外荷载达到一定大小时，梁柱发生相对转动，槽钢和和钢梁发生相对运动，实现摩擦耗能。卸载后，在钢绞线施加的预应力作用下实现节点的自动复位。
2 理论分析
2.1 节点受力分析
假设节点上部张开，选取隔离体进行受力分析，如图2所示。节点弯矩主要由梁端轴向力F和摩擦板处摩擦力合力Ff提供，如式(1)所示：
式中：d为梁截面中心点至转动中心的距离；r为腹板处摩擦力的合力至转动中心的距离。转动中心为梁受压翼缘与找平构件的接触点处。摩擦力Ff提供的弯矩为MFf=Ff r。
图2 节点开口受力示意图
Fig.2 Force diagram at joint opening
摩擦力Ff根据式(2)计算：
式中：μ为摩擦片与梁腹板之间的摩擦系数；Nb为一个高强螺栓在摩擦面上施加的正压力；nb为梁腹板处高强螺栓的总数量。式(2)假定作用于每个摩擦表面的总法向力等于摩擦螺栓的总预紧力。
式(1)中力F包括了钢绞线的总拉力T及楼板产生的轴向力Ffd，如式(3)所示：
本文不考虑楼板的作用，即F=T，其中T由式(4)计算[17－18]：
式中：T0为钢绞线初始总拉力；kb和ks分别为梁的轴向刚度和钢绞线的轴向刚度；θr为梁和柱找平件之间的相对转角。
梁与柱找平件的接触面即将张开时的弯矩称为临界开口弯矩MIGO，可根据式(1)及F=T0计算，如式(5)所示[19]：
相同条件下，和钢柱、钢筋混凝土柱相比，圆钢管混凝土柱承载力大，相同竖向荷载下轴压比小，节点的变形能力更大。
2.2 节点弯矩-转角关系
在低周反复荷载作用下，节点处所受弯矩与梁柱间的相对转角关系如图3所示[20]，其中横轴代表梁柱间相对转角，纵轴代表节点梁端弯矩。正反向加载节点的受力过程相同，现以正向加载为例进行说明。加载初期，从0点开始到1点，节点所受弯矩由钢绞线预应力和耗能装置的摩擦力来承担。当梁端弯矩增大到节点临界开口弯矩MIGO(钢绞线初始总拉力与耗能装置摩擦力提供的弯矩之和)时，到达1点，此时节点梁柱接触面开始张开。继续加载到1点～2点阶段，节点产生开口导致钢绞线伸长，钢绞线索力增大。3点为钢绞线屈服点，在3点之前的2点开始卸载，从2点～4点，梁柱相对转角θr保持不变，摩擦力提供的弯矩MFf 开始减小到0，随后反向增大到
从4点继续卸载，梁柱相对转角在钢绞线拉力作用下开始减小，到5点梁柱相对转角为0，开口闭合。继续卸载到6点，梁端弯矩逐渐减小为0，梁柱接触面在钢绞线初始预应力的作用下被压紧，节点恢复到初始状态[21－22]。
图3 节点理论M-θr滞回曲线
Fig.3 Theoretical M-θr hysteretic curve of the connection
3 试验概况
3.1 试件设计
试验以钢管混凝土柱—钢梁框架结构梁柱连接边节点为原型，节点试件取自侧向荷载作用下，梁柱反弯点之间的典型单元。梁、柱的长度均为3 m，梁截面尺寸为HN400×200×8×13，钢管混凝土柱截面尺寸为φ325×8。柱内按预应力钢绞线的走向预埋4个φ25的孔道。连接板和柱对应位置均设有4个φ18的对拉螺栓孔道。槽钢和摩擦片上设有6个φ20的螺栓圆孔，并在钢梁腹板相应位置设置6个φ40的螺栓椭圆形长孔。试验设计了3个节点试件，编号为SCC1-SCC3，3个试件的尺寸相同，试件参数如表1所示，试件如图4所示。其中T0表示钢绞线的初始预应力之和，N0表示腹板摩擦装置6根螺栓的初始预紧力之和，R0表示钢绞线的标准化初始预应力(钢绞线初始应力和屈服应力的比值)。为了使节点在加载过程中钢绞线不屈服，并在卸载后具有一定的复位能力，将R0控制在0.30～0.55，以此确定钢绞线的初始预应力。根据摩擦装置中螺栓的设计抗拉强度和抗剪强度来确定N0的取值范围，即使N0小于螺栓的设计抗拉强度，使摩擦力Ff小于螺栓的设计抗剪强度。
表1 试件主要参数
Table 1 Parameters of specimens
试件T0/kN R0 N0/kN 备注SCC1350 0.35 90 标准节点SCC2500 0.48 90 考察钢绞线初始预应力的影响SCC3500 0.48 180 考察螺栓预紧力的影响
图4 试件几何尺寸
Fig.4 Dimensions of specimens
3.2 材料性能
梁柱均采用Q235钢。圆钢管柱的厚度为8 mm，制作了3个试件进行材性试验，屈服强度平均值为308 MPa，极限强度平均值为485 MPa；梁翼缘的厚度为13 mm，制作了3个试件进行材性试验，屈服强度平均值为263 MPa，极限强度平均值为437 MPa。混凝土设计强度等级为C35，制作了3个边长为150 mm的混凝土立方体试块进行抗压强度测试，抗压强度平均值为39.0 MPa。钢绞线采用低松弛高强预应力钢绞线，每股钢绞线由7根直径为5 mm的钢丝组成，公称直径为15.2 mm，公称截面面积为140 mm2，强度标准值为1860 MPa，弹性模量为195 GPa，分两排布置，间距为280 mm。螺栓有8.8级和10.9级高强螺栓，其中，8.8级高强螺栓用于钢管混凝土柱和连接板的连接，10.9级高强螺栓用于给摩擦装置施加预紧力。钢板与黄铜摩擦片之间的摩擦系数为0.3。
3.3 加载方案与测点布置
采用100 t液压千斤顶为柱子施加竖向荷载，为了保证试验过程中轴向力的稳定性，采用手动液压油泵控制液压千斤顶。柱端水平荷载由电液伺服作动器施加，加载装置如图5所示。
图5 试验加载装置
Fig.5 Test setup
试验时，先在柱顶施加竖向轴力668.58 kN(设计轴压比为0.20)，然后采用MTS作动器在柱端施加低周反复荷载。在加载初期，对试件进行预加载，调试仪表以保证其能正常工作。试验加载采用位移控制，在每级位移值下循环加载2次。每级加载的位移值按照层间位移角确定，层间位移角分别取0.2%、0.5%、0.75%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%、4.0%、4.5%和5.0%，对应的位移值分别为6 mm、15 mm、22.5 mm、30 mm、45 mm、60 mm、75 mm、90 mm、105 mm、120 mm、135 mm和150 mm。
试验测点布置如图6所示。梁柱之间的相对转角θr通过设置在梁端上、下翼缘处的两支位移计的读数来计算获得，θr=(ΔH1-ΔH2)/D ，其中ΔH1和ΔH2分别为两支位移计的读数，D为两支位移计之间的距离。柱加载端的荷载和位移由MTS加载系统自动采集，同时，在加载端布置位移计ΔH3用以校核柱端位移数据。在柱顶和梁端分别设置一个压力传感器，用来测试柱端和梁端荷载。在梁端沿对角线方向设置两个力传感器，测试试验过程中钢绞线的应力变化。为了测试加载过程中圆钢管混凝土柱、钢梁、翼缘加强板的应力变化，分别在相应位置布置应变片，如图6(b)所示。
图6 测点布置
Fig.6 Layout of measuring points
4 试验结果及分析
4.1 试验结果及现象
试验测试结果如表2所示，表中K0为节点初始刚度，θf为节点临界张开时加载位移对应的层间位移角，θmax为梁柱最大相对转角，Δres为梁柱间残余开口值，Tmax为钢绞线最大拉力值，Ty为钢绞线屈服索力，大小为260 kN。由表2可知，3个试件的临界开口弯矩MIGO的试验值和计算值较为接近。试验中三个试件试验现象基本相同，以SCC2为例进行说明。图7(a)为加载到层间位移角为5%时试件SCC2梁柱接触面开口图，图7(b)为加载结束后试件复位图。加载初期，节点表现出较好的强度和刚度。当加载位移值对应的层间位移角为0.72%时，节点处梁柱接触面开始张开，此时节点刚度有一个明显的下降。随着柱端荷载的增大，开口继续增大，此时节点刚度主要由钢绞线提供。当加载位移值对应的层间位移角为5%时，梁柱相对转角为0.042 rad，节点开口达到最大值17.9 mm。卸载后节点恢复到原位，残余开口值为0.38 mm。试验结束后3个试件主体结构基本完好，SCC2和SCC3试件梁翼缘的梯形加强板两侧出现轻微的屈曲变形。
表2 试验结果
Table 2 Experimental results
试件 K0/(kN/m)MIGO/( kN·m)试验值 计算值θf/(%) θmax/rad Δres/mmTmax/Ty SCC1 1830 86.8 79.7 0.77 0.046 0.97 0.69 SCC2 2040 116.0 109.7 0.72 0.042 0.38 0.74 SCC3 2250 124.0 119.4 0.96 0.041 1.21 0.79
图7 SCC2梁柱接触面变化
Fig.7 Change of the contact surface between the beam and the column of specimen SCC2
考虑到试验的安全性，本试验没有将试件加载到破坏状态。根据腹板摩擦式自复位圆钢管混凝土柱—钢梁连接节点的构造特点，以及试验结果和现象，其可能的破坏模式为：梁上、下翼缘加强板受压屈曲、槽钢找平件在局部压力作用下屈曲、预应力钢绞线受拉屈服、梁柱连接螺杆在拉力作用下破坏、摩擦装置螺杆因转角过大受孔道剪切而屈服、钢构件焊缝开裂等。
4.2 钢绞线预应力对节点受力性能影响
试件SCC1和SCC2的螺栓预紧力相同，通过对比试件SCC1和SCC2来考察钢绞线预应力对节点受力性能的影响。图8分别为两个试件的荷载-位移滞回曲线和弯矩-转角滞回曲线的对比图，这里荷载和位移分别指柱端施加的水平荷载和位移，弯矩和转角指梁柱接触面的弯矩和相对转角。
由图8可知，试件SCC1和SCC2的滞回曲线呈现出明显的双旗帜形状，与理论分析相符，节点表现出了较好的复位能力；两个试件的滞回曲线面积大致相同，说明钢绞线预应力大小对节点耗能能力没有明显影响。对比表2中的试验结果可知，提高钢绞线的预应力，节点初始刚度和开口弯矩均提高，最大相对转角和残余开口值均降低。
图8 SCC1和SCC2滞回特性对比
Fig.8 Comparison of hysteresis characteristics of specimens SCC1 and SCC2
4.3 螺栓预紧力对节点受力性能影响
试件SCC2和SCC3的钢绞线预应力相同，通过对比试件SCC2和SCC3来考察螺栓预紧力对节点受力性能的影响。图9分别为SCC2与SCC3两个试件的荷载-位移滞回曲线和弯矩-转角滞回曲线的对比图。
图9 SCC2和SCC3滞回特性对比
Fig.9 Comparison of hysteresis characteristics of specimens SCC2 and SCC3
由图9可知，试件SCC3的滞回曲线也呈现出双旗帜形状，表现出较好的自复位特性。试件SCC3的滞回曲线面积明显大于试件SCC2，说明提高螺栓预紧力可以提高节点的耗能能力。对比表2中的试验结果可知，提高螺栓预紧力，自复位节点的残余开口值增大，初始刚度和开口弯矩均增大。
4.4 钢绞线受力分析
图10所示为加载过程中力传感器2测试的试件钢绞线的应力变化过程，图中横坐标为加载层间位移角，纵坐标为钢绞线拉力值。
由图10可知，3个试件钢绞线应力变化趋势大致相同。正向加载(推)时，钢绞线的拉力随层间位移角的增加而增加；反向加载(拉)时，钢绞线的拉力随层间位移角的增加变化不明显。正向和反向加载过程中，钢绞线应力的变化不对称，这是因为对于某根钢绞线，正反向加载时，该根钢绞线对上、下2个转动中心的力臂不同造成的。3个试件的预应力最大值为205 kN，均未超过钢绞线屈服拉力260 kN。每次加载循环结束后，节点钢绞线预应力都有不同程度的损失，试验结束后3个试件下部钢绞线预应力损失百分比分别为27%、22%和28%。通过观察3个试件的滞回曲线可知，3个试件分别经过24次循环加载后，梁柱间残余开口值分别为0.97 mm、0.38 mm和1.21 mm，均很小，仍具有良好的自复位能力。加载结束后观察到槽钢找平件表面出现轻微凹陷，并在节点两侧锚固端锚具垫片及梁柱接触界面的垫板上出现明显的凹痕。结合试验现象分析，钢绞线预应力损失的主要原因是加载过程中槽钢找平件及锚固端板件受压产生凹陷变形。建议实际工程中在槽钢找平件内侧设置纵向肋板，减少构件变形从而降低钢绞线预应力损失。
图10 钢绞线拉力与层间位移角关系
Fig.10 Relationship between strand tension force and story drift ratio
4.5 应变分析
以试件SCC2为例，选取S4、S6和S12三个应变片对节点主要受力部位进行应变分析。3个应变片的应变变化曲线如图11所示。应变片S4测量圆钢管混凝土柱的轴向应变变化，试件施加轴向力后应变片做归零处理。由图11(a)可知，其应变变化曲线类似于试件SCC2的荷载-位移关系曲线，也呈现出明显的双旗帜形状，卸载后残余变形很小。整个加载过程中S4的应变较小，表明钢管混凝土柱在加载过程中一直保持弹性状态。应变片S6测量梁端上部梯形加强板的应变变化，其变化曲线呈现出单羽翼形状。正向加载时，上加强板受到梁柱的挤压，产生压应变；反向加载时，上部梁柱间产生间隙，上加强板应变很小，且基本没有变化。S6的最大压应变为1169 με，基本达到屈服应变，这和试验中加强板两端发生轻微的屈曲变形是一致的。这表明在梁端翼缘使用加强板是有必要的，实际工程中需要保证加强板的承载力和稳定性。S12测量梁上翼缘的应变变化，其变化曲线也呈现双旗帜形状，卸载后残余变形很小。整个加载过程中S12的应变较小，表明梁翼缘在加载过程中保持弹性状态。图11(c)曲线不对称，这是因为梁上翼缘在作动器施加推拉荷载时，受力状态不一样。施加推力时，梁上翼缘同时受到弯矩和轴向压力的作用产生压应变；施加拉力时，梁上翼缘与柱分离，只受到弯矩作用而产生拉应变。
图11 应变与柱端位移关系
Fig.11 Relationship between strains and displacement at column end
5 结论
本文提出了一种腹板摩擦式自复位圆钢管混凝土柱—钢梁连接节点型式，并对其受力性能进行了理论分析和低周反复加载试验，得到的主要结论如下：
(1)本研究提出的腹板摩擦式自复位圆钢管混凝土柱—钢梁连接节点构造合理，其在低周反复荷载作用下的滞回曲线呈现明显的双旗帜形状，具有良好的耗能和自复位能力，卸载后节点基本未出现损伤。
(2)提高钢绞线的初始预应力，节点初始刚度和开口弯矩提高，梁柱最大相对转角和残留开口值均降低；钢绞线预应力大小对节点耗能能力没有明显影响。每次加载循环结束后，钢绞线预应力都有不同程度的损失，但对节点的复位能力基本没有影响。
(3)自复位节点的耗能能力与螺栓预紧力(或摩擦力)的大小有关，螺栓预紧力越大，摩擦力越大，滞回曲线越饱满，耗能能力越强；提高螺栓预紧力，自复位节点的残余开口值增大，初始刚度和开口弯矩均增大。
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