裝配式可更換耗能鉸滯回性能試驗研究

葉建峰，鄭蓮瓊，顏桂云，薛潘榮，馬永超

(福建省土木工程新技術與信息化重點實驗室，福建工程學院，福州350118)

裝配式鋼筋混凝土結構是我國“十三五”期間綠色建筑及建筑工業化領域的重點發展方向，具有廣泛的應用前景。目前，在實際工程應用中，裝配式框架結構節點及連接仍然是裝配式結構的薄弱環節，其影響框架結構的整體性、地震安全性能。裝配式框架結構節點及連接在現場施工過程中較為復雜，且強震下造成的裝配式框架結構節點與連接的損傷或破壞，不可進行更換與修復，影響結構的使用功能。為此，國內外學者展開大量裝配式框架結構節點與連接的研究。

部分學者就提高裝配式框架結構節點與連接的抗震性能展開研究。吳剛等[1]研究表明影響裝配式混凝土結構抗震性能的重要因素是梁柱連接節點構造方式。Koshikawa[2]研究了采用摩擦裝置的無粘結后張預應力預制混凝土梁柱連接方式，結果表明該連接方式具有良好的承載力和滯回耗能性能。Yan 等[3]設計一種帶灌漿套管的預制混凝土梁柱連接節點并進行了抗震試驗研究，結果表明該類預制節點可以達到現澆節點相似的抗震性能。吳從曉等[4]提出了一種基于扇形鉛黏彈性阻尼器的裝配式消能減震節點，研究表明該節點具有良好的耗能效果，節點延性與承載能力均得到了提高。

一些學者通過干式連接的方式，簡化裝配式框架結構節點與連接的施工難度，提高了部分抗震性能指標。韓春等[5]采用端板螺栓連接形式設計了一種全裝配式預應力混凝土梁與高強鋼筋約束混凝土柱節點，試驗表明該節點實現了“強柱弱梁”的設計目標。Daniel 等[6]研究一種裝配式節點中Cazaly-Hanger 裝置，結果表明節點連接強度提高17%。Nzabonimpa 等[7]提出鋼與混凝土填充板進行機械連接的鋼混凝土復合預制框架連接方式，研究表明采用該連接方式的裝配式框架可以取代傳統的整體式現澆混凝土框架。楊松森等[8]對裝配式外套筒-加強式外伸端板組件梁與柱連接節點試件進行加載試驗，表明控制梁柱對拉螺栓連接產生的“對拉效應”，可提高節點的剛度以及耗能能力。操禮林等[9]設計了一種新型外套筒式梁柱裝配節點，研究表明新型外套筒式梁柱裝配節點的滯回曲線穩定飽滿，剛度退化平穩，延性及耗能能力良好。Marco等[10]通過環形接頭和鋼纖維現澆混凝土來實現裝配式結構梁與柱的連續性，試驗表明其在強度和延展性方面優于現澆結構。

部分學者研究裝配式框架結構節點與連接的損傷可控及其震損后抗震性能可恢復。王萌等[11]研究表明連接組件采用低屈服點鋼材，可改變節點破壞模式，使塑性累積變形主要集中在連接組件上，耗散大部分能量，避免主體結構過早進入塑性階段。丁杰等[12]提出一種損傷可控型鋼框架節點，在梁端腹板上設置連接鋼板，通過高強摩擦螺栓將梁、柱拼接在一起，并在梁內布置預應力筋來提供節點的復位能力，試驗表明更換連接鋼板后，節點的承載力和耗能能力基本不變，節點具有良好的抗震性能。李祚華等[13?14]進行裝配式RC梁柱塑性可控鋼質節點與現澆節點擬靜力加載足尺試驗，結果表明裝配式RC梁柱塑性可控鋼質節點耗能能力更強，延性更好。謝魯齊等[15]提出一種安裝于裝配式混凝土梁柱連接部位的可更換耗能連接組件，可以誘導結構的損傷集中在連接區域，試驗表明可更換耗能連接組件的滯回性能穩定，具有優良的延性和低周疲勞性能。Song 等[16]提出帶有腹板摩擦裝置的自復位混凝土梁柱新型連接方式，研究表明該結構具有減小殘余變形能力，減少了結構損傷。

以上研究圍繞提高裝配式框架節點或連接的抗震性能、簡化裝配式框架節點或連接的施工難度和開發裝配式框架節點或連接的震后可恢復性能展開。但目前行業內關于裝配式結構節點與連接的做法不一，沒有統一標準，研究還不充分。基于新型裝配式框架結構節點與連接同時滿足良好的抗震性能、方便施工和震后功能可恢復理念，本文提出一種基于可更換耗能鉸的可恢復功能裝配式節點。該可更換耗能鉸由金屬阻尼器、高強鋼腹板及銷軸組成，其可獨立拼裝且可拆卸，金屬阻尼器與高強鋼腹板端部的端板帶有圓孔，通過高強螺栓連接預制梁與節點核心區外伸梁。可恢復功能裝配式節點各構件均預制加工完成，施工簡單，且金屬阻尼器震損后可更換，恢復其抗震性能。可更換耗能鉸的滯回性能是裝配式節點抗震性能的關鍵影響因素。鑒于此，為了更真實地模擬可更換耗能鉸的約束邊界條件，將可更換耗能鉸布置在裝配式節點中，通過可更換耗能鉸的2次低周往復荷載試驗，考察其破壞模態、滯回性能與能量耗散能力等抗震性能，探討可更換耗能鉸更換部件后的力學性能與能力耗散機制。

1 可恢復功能裝配式節點

可恢復功能裝配式節點，如圖1所示。可更換耗能鉸作為裝配式節點的人工塑性鉸，通過高強螺栓布置在預制梁與節點核心區外伸梁端之間，將裝配式節點薄弱處從節點核心區外移至可更換耗能鉸。可更換耗能鉸由金屬阻尼器、高強鋼腹板及銷軸組成。金屬阻尼器包括削弱鋼板、屈曲約束套筒及端板。節點核心區混凝土采用外設鋼套筒保護，且在鋼套筒的內隔板預留柱筋貫穿孔。預制下柱的鋼筋穿過預留貫穿孔并灌漿連接后，再與預制上柱的灌漿套筒進行灌漿連接。中震或大震作用下，結構損傷、破壞集中于可更換耗能鉸的金屬阻尼器上，結構的塑性耗能集中于可更換耗能鉸，從而保護框架梁、柱與節點核心區，防止結構重要部位發生損傷破壞。震后僅更換耗能鉸中破壞的金屬阻尼器，裝配式結構的功能可恢復。可更換耗能鉸是影響可恢復功能裝配式節點抗震性能關鍵部件。

圖1 可恢復功能裝配式節點Fig.1 An earthquake-resilient prefabricated joint

2 裝配式節點中可更換耗能鉸滯回性能試驗

2.1 試件設計

可更換耗能鉸的構造如圖2所示，上下為金屬阻尼器，水平放置，主要承受軸力作用；中間為高強鋼腹板，銷軸作為轉動軸穿過高強鋼腹板的通孔，金屬阻尼器屈服后可更換耗能鉸可繞銷軸轉動。根據耗能鉸與相應混凝土梁端塑性鉸等強原則設計可更換耗能鉸試件尺寸參數。金屬阻尼器的構造如圖3所示，削弱鋼板為豎縫開孔，削弱鋼板總長度為450 mm，總寬度為250 mm。金屈曲約束套筒各鋼板厚度均為10 mm，屈曲約束套筒與削弱鋼板之間厚度方向間隙為1 mm，寬度方向間隙左右各為10 mm。一套可更換耗能鉸的整體重量為75.1 kg，造價約為1600元，實現規模化生產后可進一步節省人工成本，降低總造價。

圖2 可更換耗能鉸構造/mmFig.2 Configuration of replaceable energy-dissipating hinge

圖3 金屬阻尼器構造 /mmFig.3 Configuration of metal damper

為了更真實地模擬可更換耗能鉸的邊界條件與受力狀態，將可更換耗能鉸通過高強螺栓布置在裝配式節點預制梁與節點核心區外伸梁端之間。根據某框架結構中梁柱反彎點位置選取一中柱節點按足尺比例進行節點設計，節點構造如圖4所示。可恢復功能裝配式節點試件柱高3040 mm，梁長4000 mm，柱截面尺寸為400 mm×400 mm，梁截面尺寸為250 mm×500 mm，混凝土強度為C50，鋼筋等級均為HRB400。在節點柱端施加水平往復荷載，試驗過程中采集裝配式節點的荷載P-位移Δ滯回曲線。通過換算可得耗能鉸上承擔的彎矩M，通過在耗能鉸的上、下金屬阻尼器外側布置導桿引伸儀，測量可更換耗能鉸的轉角φ，從而得到耗能鉸的彎矩M-轉角φ滯回曲線。通過分析裝配式節點的荷載P-位移Δ滯回曲線與可更換耗能鉸的彎矩M-轉角φ滯回曲線，研究可更換耗能鉸在可恢復功能裝配式節點中的工作性能。

圖4 可恢復功能裝配式節點構造/mmFig.4 Configuration of an earthquake-resilient prefabricated joint

2.2 材料性能

根據《普通混凝土力學性能試驗方法標準》[17]，實測混凝土立方體抗壓強度為56 MPa、混凝土抗拉強度位7.6 MPa，混凝土材料性能如表1所示。

表1 混凝土材料性能Table1 Material propertiesof concrete

可更換耗能鉸的豎縫開孔削弱鋼板為Q235級鋼板，其余部位均為Q345級鋼板，鋼板厚度均為10 mm；縱筋與箍筋均為HRB400級。鋼材拉伸試驗參考《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》[18]，鋼板和鋼筋材性試驗結果見表2。

表2 鋼材力學性能Table2 Material properties of steel

采用的灌漿料為北京思達建茂科技發展有限公司生產的套筒專用高強灌漿料，為檢驗該產品是否符合《鋼筋連接用套筒灌漿料》(JG/T 408?2013)[19]的要求，按照產品說明書水灰比0.11進行配制，并對其開展了流動度試驗、豎向膨脹率試驗和抗壓強度試驗，灌漿料材料性能如表3所示。

表3 灌漿材料性能Table 3 Properties of grouting material

2.3 試驗裝置與加載方案

試件加載裝置如圖5所示，柱底與梁端均為鉸接，柱頂采用滑動支座連接。可更換耗能鉸試驗時，先在柱頂施加1600 kN 的軸向力，軸壓比為0.25，在加載過程中保持恒定不變。然后，用500 kN液壓伺服作動器施加水平低周往復荷載，本試驗參照《建筑抗震試驗方法規程》[20]進行加載，采用荷載-位移雙控制加載。即先進行荷載控制并分級加載，接近屈服荷載前減小級差進行加載。荷載分級為0.25Pc、0.5Pc、0.7Pc，每級循環1圈。以試件的骨架曲線出現轉折點判斷試件屈服，試件屈服后采用位移控制加載，位移分級為1Δy、1.5Δy、2Δy、3Δy···，每級循環3圈。直至試件的承載力下降到極限承載力的85%或者試件已破壞嚴重，不適合繼續加載后，停止加載。

圖5 試驗裝置Fig.5 Test setup

2.4 測試內容及測點布置

采用優泰Utekl 靜態應變測試系統采集試驗中的力、位移、變形與應變等，位移計及導桿引伸儀的布置如圖6所示。試驗主要量測內容有：①MTS加載系統自動采集裝配式節點的荷載P-位移Δ滯回曲線；②在可更換耗能鉸的上、下金屬阻尼器外側布置導桿引伸儀1、2和3、4，測量可更換耗能鉸的轉角；③節點核心區外包鋼套管交叉布置導桿引伸儀5、6，測量節點核心區的剪切變形；④上、下柱靠近節點核心區布置橫向位移計1～3，測量該處的水平位移。可更換耗能鉸中金屬阻尼器因屈曲約束套筒的存在，無法直接測得削弱鋼板削弱截面實時應力變化，只能測得削弱鋼板兩端的實時應力以及屈曲約束套筒上的應力，在削弱鋼板兩端及屈曲約束套筒上布置的應變片如圖7所示。

圖6 導桿引伸儀和位移計布置Fig.6 Arrangement of guide rod extensometer and displacement gauge

圖7 應變片布置Fig.7 Arrangement of strain gauge points

3 試驗現象及破壞形態

3.1 可更換耗能鉸第一次加載試驗(試件H-1)

可更換耗能鉸第一次加載試驗中，在荷載控制加載階段，無明顯現象，節點處于彈性階段。當骨架曲線上出現較為明顯的轉折點，試件屈服，且此時梁柱縱筋都沒有達到屈服應變，判斷為金屬阻尼器的削弱鋼板削弱截面處發生屈服。改位移控制加載后(加載屈服位移Δy=10 mm)，加載到Δ=6Δy時，加載位移達到層間位移角1/50，試件沒有發生明顯的破壞。在加載位移達到7Δy時，右側預制梁布置的可更換耗能鉸(H-1-R)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫開裂。在加載位移達到8Δy時，左側預制梁布置的可更換耗能鉸(H-1-L)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫出現裂縫。位移加載到Δ=9Δy時，可更換耗能鉸(H-1-R)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴重，導致削弱鋼板非約束區域出現屈曲。加載到Δ=10Δy時，可更換耗能鉸(H-1-L)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴重，導致削弱鋼板非約束區域出現屈曲，此時，加載位移達到層間位移角1/30。在Δ=11Δy 加載的第一圈循環中，可更換耗能鉸H-1-R、H-1-L 下部可更換金屬阻尼器的加勁肋已經基本完全開裂，試件承載力大幅下降，試驗終止。試驗過程中，采集的梁柱鋼筋應變均沒有達到屈服應變，梁柱構件沒有發生屈服，表明可更換耗能鉸先于構件屈服耗能，且試驗后期主要是可更換耗能鉸屈服耗能。可更換耗能鉸H-1-R、H-1-L 的破壞模態如圖8(a)、圖8(b)所示。

圖8 耗能鉸H-1-L、H-1-R 破壞模態Fig.8 Failuresmodesof specimens H-1-L and H-1-R

切開屈曲約束套筒后，金屬阻尼器的破壞模態如圖8所示。由圖8(c)可以看出，H-1-L 上部削弱鋼板削弱截面中心軸處出現開裂。由圖8(d)可以看出，H-1-L下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。由圖8(e)可以看出，H-1-R 上部削弱鋼板發生平面內側向屈曲。主要因為：金屬阻尼器為水平設置，與梁縱筋布置在同一平面內，主要受軸力的作用，約束套筒有效地約束了削弱鋼板的面外屈曲，但因削弱鋼板與約束套筒側向存在10 mm 的間隙，且豎縫削弱長度較長，削弱鋼板在阻尼器破壞階段發生了面內的側向屈曲變形，因此削弱鋼板與約束套筒的側向間隙、豎縫削弱長度需要進一步的優化。對比李祚華等[13?14]裝配式RC梁柱塑性可控鋼質節點足尺試驗，將阻尼器布置在梁側面，且無約束套筒約束，阻尼器發生了明顯的面外屈曲。由圖8(f)可以看出，H-1-R 下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。加勁肋開裂后削弱鋼板屈曲，主要是因為約束套筒與梁端加勁肋各有10 mm 的間隙，在加載過程中約束套筒活動，約束套筒與梁端的間隙增大從而導致屈曲。因此，約束套筒與加勁肋的間隙需要優化減小，加勁肋的焊縫需要加強。

3.2 可更換耗能鉸第二次加載試驗(試件H-2)

在可更換耗能鉸第一次試驗的基礎上，不更換預制梁柱，僅更換耗能鉸中破壞的上、下部金屬阻尼器。修復耗能鉸后，進行可更換耗能鉸第二次加載試驗(試件H-2)。試件(H-2)在加載前期，無新裂縫發展。當骨架曲線上出現較為明顯的轉折點，試件屈服，且此時梁柱縱筋都沒有達到屈服應變，判斷為金屬阻尼器的削弱鋼板削弱截面處發生屈服。此后改位移控制加載，同第一次試驗一樣，在加載位移達到7Δy，即Δ=70 mm 時，右側預制梁布置的可更換耗能鉸(H-2-R)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫開裂。在加載位移達到8Δy，即Δ=80 mm 時，左預制梁布置的可更換耗能鉸(H-2-L)下部金屬阻尼器的加勁肋處焊縫出現裂縫。位移加載到Δ=9Δy時，可更換耗能鉸(H-2-R)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴重，導致削弱鋼板非約束區域出現屈曲，裝配式節點的承載力出現下降。位移加載到Δ=10Δy時，可更換耗能鉸(H-2-L)下部金屬阻尼器的加勁肋開裂嚴重，導致削弱鋼板非約束區域出現屈曲。在Δ=11Δy加載的第一圈循環中，可更換耗能鉸H-2-R、H-2-L 下部可更換金屬阻尼器的加勁肋已經基本完全開裂，試驗終止。試驗過程中，采集的梁柱鋼筋應變均沒有達到屈服應變，梁柱構件沒有發生屈服，可更換耗能鉸先于構件屈服耗能。可更換耗能鉸H-2-R、H-2-L 的破壞模態如圖9(a)、圖9(b)所示。

切開屈曲約束套筒后，觀察削弱鋼板的破壞模態如圖9所示。由圖9(d)可以看出，H-2-L下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。由圖9(f)可以看出，H-2-R下部削弱鋼板的加勁肋開裂，削弱鋼板在加勁肋開裂與約束套筒之間屈曲。

圖9 耗能鉸H-2-L、H-2-R 破壞模態Fig.9 Failuresmodesof specimens H-2-L and H-2-R

4 試驗結果及分析

4.1 裝配式節點荷載P-位移Δ滯回曲線

圖10為可恢復功能裝配式節點試件的力-位移滯回曲線。由圖10可知，加載初期，試件H-1、試件H-2均處于彈性階段，滯回曲線呈線性發展。當可更換金屬阻尼器的削弱鋼板達到屈服應力后，金屬阻尼器開始塑性耗能。在層間位移角1/50前，由于約束套筒防止金屬阻尼器的削弱鋼板面外屈曲，試件的耗能和塑性破壞集中在鋼板削弱截面處，充分發揮了可更換耗能鉸中上、下可更換金屬阻尼器的塑性耗能作用，因而試件H-1、試件H-2的荷載P-位移Δ滯回曲線飽滿、呈現梭形，具有良好的耗能能力，符合耗能鉸的設計預期。此外，在加載位移較大后，峰值后強度衰退較快。主要是由于在加載位移較大后，削弱鋼板加勁肋焊縫開裂，且削弱鋼板在焊縫開裂處發生屈曲，導致強度衰退過快。但在焊縫開裂之前，已經實現了結構層間位移角不超1/50的目標，裝配式節點承載力下降至85%時，實現了結構層間位移角不超1/30，實現了結構抗震性能。但后期研究可以進一步優化阻尼器的參數，充分發揮阻尼器的性能。

圖10 力-位移滯回曲線Fig.10 Force-displacement hysteretic curves

綜上說明試件H-1、試件H-2的滯回曲線基本相近，具有相近的承載力、耗能能力等抗震性能，表明修復可更換耗能鉸后，試件的功能可恢復。

4.2 裝配式節點能量耗散能力

依據文獻[20]中規定，計算獲得可恢復功能裝配式節點各級荷載下的累積滯回耗能，如圖11所示。由圖11可知，試件H-1的總耗能為222 999.39 kN·mm，試件H-2的總耗能為210 913.86 kN·mm。試件H-1的累積耗能略微高于試件H-2，主要因為試件H-2的梁柱混凝土初始狀態為帶裂縫工作。

圖11 試件累積滯回耗能對比Fig.11 Comparison of accumulated hysteretic energydissipation for each specimen

更換破壞的金屬阻尼器，修復耗能鉸后，節點試件H-2的累積滯回耗能與試件H-1的相近，表明可更換耗能鉸后，裝配式節點的耗能能力可恢復，金屬阻尼器在裝配式節點耗能中起控制作用。

4.3 可更換耗能鉸彎矩M-轉角φ滯回曲線

試驗設計中，可更換耗能鉸的彎矩M-轉角φ滯回曲線可通過換算得到，具體示意圖如圖12所示。其中彎矩可以通過加載端的水平力換算到得到，如式(1)所示；轉角可通過可更換耗能鉸上、下金屬阻尼器的軸向變形計算得到，如式(2)所示。

圖12 彎矩-轉角計算示意圖Fig.12 Schematic diagram of bending moment and rotation calculation

式中：P為柱端水平荷載；H為加載點到節點中心的高度；l為節點中心到可更換耗能鉸中心的距離；L為梁端鉸接約束支座到節點中心的距離；Δc、Δt分別為可更換耗能鉸上、下金屬阻尼器的軸向變形；h為上、下金屬阻尼器中削弱鋼板形心軸之間的高度。

圖13 為各可更換耗能鉸的M-φ滯回曲線。由圖13(a)、圖13(b)表明，同一次試驗中左右兩側預制梁中的可更換耗能鉸的M-φ曲線相近，滯回曲線飽滿，呈梭型，說明可更換耗能鉸在金屬阻尼器在屈服后，繞銷軸轉動，轉動能力良好；且左右兩側的耗能鉸工作性能相近，受力對稱。2次加載試驗中，可更換耗能鉸的M-φ滯回曲線基本接近，滯回曲線飽滿，轉角達到0.04，表明更換金屬阻尼器后，耗能鉸的工作性能可恢復。

圖13 可更換耗能鉸彎矩M-轉角φ滯回曲線Fig.13 Moment-rotation hysteretic curves of replaceable energy-dissipating hinges

4.4 可更換耗能鉸的骨架曲線

圖14為可更換耗能鉸彎矩-轉角骨架曲線。由圖14(a)表明左側耗能鉸在2次試驗中彎矩-轉角骨架曲線基本重合，圖14(b)表明與右側耗能鉸在2 次試驗中彎矩-轉角骨架曲線基本重合。表4為可更換耗能鉸的承載能力。

圖14 彎矩-轉角骨架曲線Fig.14 Moment-rotation skeleton curves

表4 耗能鉸承載能力Table 4 Bearing capacity of specimens

4.5 可更換耗能鉸的強度退化

圖15為可更換耗能鉸的彎矩-轉角的強度退化曲線，其中λ2和λ3分別表示同一級加載中第2、3循環的強度退化系數。圖15 表明：左右兩側梁中可更換耗能鉸分別在2次試驗中，達到極限彎矩承載力前的強度退化均不明顯，強度退化系數都在1.0左右，說明可更換耗能鉸具有很好的強度退化性能，更換金屬阻尼器前與更換后的強度退化性能基本一致，強度退化性能可恢復。在可更換耗能鉸的金屬阻尼器加勁肋開裂、無約束段削弱鋼板屈曲后，耗能鉸出現強度退化。

圖15 強度退化曲線Fig.15 Strength reduction curve

4.6 可更換耗能鉸的剛度退化

圖16為可更換耗能鉸的彎矩-轉角剛度退化曲線。表明試件屈服前，剛度基本沒有退化；試件屈服后，隨著轉角位移的增大，各試件剛度退化越來越明顯；此外，左右兩側梁中的各耗能鉸在2次試驗中，其彎矩-轉角剛度退化曲線基本重合，耗能鉸的剛度退化規律相似。說明耗能鉸中金屬阻尼器更換前與更換后，耗能鉸的剛度退化性能基本一致，剛度退化性能可恢復。

圖16 剛度退化曲線Fig.16 Stiffnessreduction curves

4.7 可更換耗能鉸的滯回耗能

圖17為各耗能鉸的累積耗能曲線，圖18為各耗能鉸的黏滯阻尼系數。第二次試驗為僅更換破壞后的金屬阻尼器的耗能鉸，由圖17表明，耗能鉸的累積耗能能力與第一次試驗的相近，且隨轉角位移的增大而增大；圖18表明，黏滯阻尼系數隨著轉角位移的增大而增大，可以達到0.40以上，且粘滯阻尼系數曲線趨勢相近。表明僅更換金屬阻尼器，耗能鉸的耗能能力可以恢復。

圖17 累積耗能曲線對比Fig.17 Comparison of accumulated hysteretic energy-dissipation

圖18 黏滯阻尼系數對比Fig.18 Comparison of equivalent viscous damping coefficient

表5為可更換耗能鉸與裝配式節點的耗能占比。表5說明，第一次與第二次試驗中可更換耗能鉸耗散的能量分別占裝配式節點耗散能量的73.1%與74.3%，其余耗散能量主要為梁柱混凝土開裂引起的能量耗散，裝配式節點的耗能主要集中在可更換耗能鉸上。此外，裝配式節點第二次試驗中耗散的能量比第一次試驗略低，耗能鉸耗散能力占比略高于第一次試驗，主要由于第一次試驗加載中混凝土開裂會消耗一定的能量，第二次加載時，由于混凝土已開裂，加載過程中沒有明顯的新裂縫的發展，裝配式節點耗散能量略低而耗能鉸耗散能量占比略高。

表5 可更換耗能鉸與裝配式節點的耗能占比Table 5 Energy consumption ratio of replaceableenergyconsuming hinges to prefabricated joint

4.8 可更換耗能鉸的延性

表6 為各耗能鉸的延性系數。表6 中各耗能鉸的屈服轉角平均值與極限轉角平均值都比較接近，延性系數均達到10.78以上，說明可更換耗能鉸具有很好的延性，耗能鉸更換金屬阻尼器前與更換阻尼器后的延性性能接近，實現了其延性性能的可恢復性。

表6 耗能鉸延性系數Table 6 Ductility coefficient of energy-consuming hinge

4.9 金屬阻尼器應變分析

圖19為試件H-1、試件H-2中金屬阻尼器主要應變發展。圖19(a)、圖19(c)表明，左側梁中更換后的金屬阻尼器H-2-L的削弱鋼板與約束套筒各測點應變值與更換前阻尼器H-1-L各測點應變值接近，均未達到屈服應變；更換金屬阻尼器后，H-2-L應變變化規律與第一次試驗H-1-L 基本一致。圖19(b)、圖19(d)也表明，右側梁中金屬阻尼器H-1-R、H-2-R 各測點相同位置的應變片應變發展規律也基本一致，除約束套筒上5#應變片因加勁肋處焊縫開裂后削弱鋼板屈曲致使而達到屈服應變外，其余應變片均沒有達到屈服應變。此外，圖19還表明，約束套筒上各測點2或2#、3或3#、4或4#、5或5#應變相對較小，而削弱鋼板上應變1或1#、6或6#應變較大，表明屈曲約束鋼套筒對削弱鋼板的屈曲變形起到了很好的約束作用，且較少參與削弱鋼板板的軸向拉或壓作用。

圖19 H-1和H-2主要應變片發展Fig.19 Development of main strain gauges of specimens H-1 and H-2

5 結論

提出一種可恢復功能的裝配式節點，對其關鍵耗能部件可更換耗能鉸進行了底周往復荷載試驗，得出如下結論：

(1)可更換耗能鉸彎矩M-轉角φ滯回曲線飽滿且呈梭型，能量耗散量大，等效黏滯阻尼系數達0.40以上，具有良好的耗能能力；耗能鉸極限承載能力達220 kN·m 以上，在達到極限承載力前的強度退化系數均都在1.0 左右，具有良好的承載能力與強度退化性能；可更換耗能鉸延性系數均達到10.78以上，具有良好的延性性能，且耗能鉸屈服后具有較大的轉動能力。

(2)可更換耗能鉸在更換金屬阻尼器前的各項抗震性能指標與更換金屬阻尼器后的相應抗震性能指標基本一致，表明更換破壞的金屬阻尼器后，耗能鉸抗震性能基本可恢復。

(3)可更換耗能鉸實現了可恢復功能裝配式節點的損傷、破壞集中在耗能鉸上，耗能鉸耗散的能量占裝配式節點耗散總能量的70%以上，實現了裝配式節點抗震性能可恢復與失效模式可控。