帶可更換耗能鋼棒的裝配式混凝土單側屈服梁柱節點抗震性能試驗研究

朱云青，吳 京，童 超，柳東森，謝魯齊

(1. 東南大學混凝土及預應力混凝土結構教育部重點實驗室，南京 211189；2. 東南大學國家預應力工程技術研究中心，南京 211189)

構件的連接區域是影響裝配式混凝土框架整體結構抗震性能的核心受力部位，也是結構的薄弱部位[1]。在預制構件的連接中，鋼筋連接至為關鍵，目前常見的連接方式包括搭接、灌漿套筒連接、焊接連接、螺栓連接和機械連接等[2?4]。灌漿套筒連接典型，但施工期間的灌漿質量不易把控[5]；而焊接連接的焊縫在往復荷載下容易發生脆性破壞；螺紋套筒連接以及許多新型機械連接的構造也逐漸被提出與研究[6]，但常常受限于安裝精度，難以在施工現場使用。為了實現施工現場鋼筋的可靠連接，本文提出了一種新型可調組合鋼筋連接套筒。

近年來我國裝配式結構的梁柱節點連接區域多采用“濕連接”，并以“等同現澆”為原則進行設計，取得了長足的進步和發展[7?8]。這種濕連接的體系雖然可以做到與現澆結構等效或接近，但也繼承了現澆結構普遍存在的梁端塑性鉸延性受限[9]，損傷分散、不易修復、屈服機制不理想等問題[10]。針對這些問題，國內外專家學者提出了可更換耗能結構體系的概念，在結構適當部位設置延性耗能連接件，集中塑性變形耗散地震能量，保證結構其余主體構件不受破壞，誘導結構出現理想的損傷機制?；谶@一概念，Oh和Koken 等[11?12]提出一種可更換的帶縫鋼阻尼器，并將其設置在鋼梁端部便于耗能與更換；Castiglioni等[13]提出在梁柱節點用矩形鋼板分別將斷開的鋼梁翼緣和腹板進行連接，來充當結構的“保險絲”。此外，構造形式多樣的耗能裝置也逐漸被提出與研究，如屈曲約束支撐(BRB)[14?16]、黏彈性阻尼器[17?18]、鉛擠壓阻尼器[19?20]等。目前耗能連接裝置在混凝土結構體系中的研究和運用大多是作為結構體外的附加構造，其荷載傳遞并不直接。因此將耗能裝置直接作為荷載傳遞機制的一部分融入主體構件中成為了一種訴求。Dywidag公司提出了高延性耗能連接(dywidag ductile connector，DDC)[21]，并運用到梁柱節點中，實現了裝配施工，傳力直接且耗能效果良好，但難以更換；李春雨等[22?23]提出將可更換耗能連接組件通過焊接內置于框架的梁端與柱腳處，試驗驗證了其優異的延性與耗能能力。但多數可更換耗能結構體系的塑性變形主要集中于節點上、下兩側，這種變形模式不利于與樓板的變形協調，也會給樓板造成嚴重損傷，增加了震后修復的難度[24]。

另外，大量的震害調查表明，雖然在框架結構的設計中充分強調了“強柱弱梁”抗震原則，但在實際地震激勵下框架結構仍往往表現為“強梁弱柱”，發生不利的層間變形機制，限制了整體結構抗震能力的發揮。其中很重要的一個原因是，樓板內的板筋對框架梁抗彎承載能力的增強作用是難以精確考慮的，導致框架梁出現超強現象，抑制了梁鉸機制的出現。

針對上述問題，本文提出了一種新型的帶可更換耗能鋼棒的裝配式混凝土框架單側屈服梁柱節點(REDB-SYBC)。在地震激勵下，節點單側屈服的模式使結構損傷集中在耗能連接件，樓板的損傷較少，板內的縱向鋼筋保持在彈性或者局部輕微屈服的狀態，震后只需更換耗能連接件即可實現結構的快速修復；其抗彎承載能力由梁端底部的耗能連接所控制，利于實現“強柱弱梁”的抗震原則；梁頂較小的變形也有利于與相鄰樓板的協調變形。

1 構造機理

1.1 可調組合鋼筋連接套筒

本文提出的可調組合鋼筋連接套筒，可以適應現場裝配施工中的安裝精度，實現兩段鋼筋的可靠連接。圖1利用新型連接套筒實現了耗能鋼棒與縱向鋼筋的連接?？烧{組合鋼筋接頭包括外套筒、設于外套筒內部的第一內套筒和第二內套筒、與第二內套筒相抵的并帽。其中外套筒一端設置為直徑大于縱向鋼筋公稱直徑的等徑縮口，另一端內壁設有內螺紋與第二內套筒連接。第一內套筒一端開設有中心沉頭孔，并在內壁加工有內螺紋與梁體縱向鋼筋相連；另一端設置有半球形導向頭，利用導向頭和第二內套筒之間的導向作用，迫使鋼筋與鋼棒產生微小的彎曲從而來調節其軸線上的微小誤差。第二內套筒一側開有內螺紋，來與耗能鋼棒相連；另一側設有外螺紋與外套筒的內螺紋配合旋接。并帽內壁設有內螺紋，旋緊于第二內套筒末端，限制第二內套筒與耗能鋼棒的相對滑動。圖1(a)展示了各部件間螺紋的相互咬合情況，通過各組件之間合理的構造以實現拉壓力的無間隙傳遞?？烧{組合鋼筋連接套筒荷載傳遞路徑如圖1(b)所示，具體如下：

圖1 可調組合鋼筋連接套筒示意圖Fig. 1 Schematic diagram of threaded sleeve assembly

1)在傳遞拉力時，從耗能鋼棒一端說起：耗能鋼棒外螺紋與第二套筒內螺紋相互咬合→第二內套筒外螺紋與外套筒內螺紋相互咬合→外套筒等徑縮口卡住第一內套筒尾端→第一內套筒內螺紋與梁內縱向鋼筋外螺紋相互咬合，實現拉力的傳遞。

2)在傳遞壓力時，從耗能鋼棒一端說起：耗能鋼棒外螺紋與并帽內螺紋相抵→并帽與第二內套筒相抵→第二內套筒與第一內套筒相抵→第一內套筒與梁內縱向鋼筋相抵，實現壓力的傳遞。

1.2 耗能連接件

依據屈曲約束支撐的原理，利用新型連接套筒組裝一套可更換耗能裝置作為裝配式梁柱的連接件，如圖2所示。耗能鋼棒依次劃分為連接段、過渡段、耗能段，誘導屈服發生在耗能段范圍內。兩側連接段端部設有與連接套筒相配套的螺紋從而實現軸向連接。耗能鋼棒的表面包裹無粘結材料。為約束耗能鋼棒的受壓屈曲，耗能連接件主要采用兩種約束體系。第一種方式是在耗能鋼棒上、下方安裝2塊內刻凹槽的約束鋼板，對穿螺栓，形成一個整體的約束體系。如圖2(a)所示，在耗能連接件兩端設置變形層為耗能鋼棒的縱向變形預留空間，并在中部設置定位栓，避免兩端變形層的互相干擾；第二種方式采用螺桿將約束鋼板固定預埋在梁構件內的螺紋套筒里，然后，采用流動度良好的灌漿料等填充梁端下部企口的剩余空間，分別用以防止耗能鋼棒屈服后向梁外側和內側的屈曲變形。第二種約束方式的耗能鋼棒無需設置定位栓，其約束鋼板與梁體混凝土無相對位移，因此耗能鋼棒的變形空間只需預留在柱端一側，如圖2(b)所示。在實際工程運用中，耗能連接件主要采用第二種約束方式。

圖2 約束體系安裝示意圖Fig. 2 Schematic diagram of constraint systems

1.3 REDB-SYBC梁柱節點

通過新型套筒將耗能連接件作為REDB-SYBC節點中梁體下部鋼筋與柱內預埋錨固鋼筋之間的連接部件，使其在受拉和受壓時進入大范圍屈服發揮良好的耗能性能，如圖3(a)所示。利用裝配式施工中為滿足構件安裝要求而在預制梁、柱之間留有的天然縫隙，來避免梁端下部的混凝土受壓，從而保護這部分混凝土不因負彎矩引起的壓力而破壞，提高節點梁端塑性鉸的延性。REDCSPCF節點通過合理的構造，實現抗剪機制與抗彎機制的分離。如圖3(b)所示，分別利用預制梁柱預埋的剪力鍵以及梁板上部剪壓區混凝土傳遞向下和向上的梁端剪力。其中柱側剪力鍵包括預埋在柱面的錨固鋼板以及焊接的暗牛腿；梁側剪力鍵設置在預制梁的兩個側面，包括預埋在梁體內的條狀U型鋼板以及與之焊接的牛腿。梁端承受較大正彎矩時，耗能鋼棒受拉屈服，此時由梁頂及樓板有效翼緣內的混凝土和縱向鋼筋承受壓力；當梁端承受負彎矩時，上部混凝土開裂退出工作，由上部縱向鋼筋承受拉力，下部耗能連接件承受所有的壓力，形成一對力偶平衡外荷載作用下產生的彎矩。通過性能化配筋設計，使梁上部縱向鋼筋(包括樓板有效翼緣板內鋼筋)、梁下部縱向鋼筋的屈服承載能力以及柱內錨固鋼筋的錨固承載能力大于底部耗能連接件考慮其循環強化后的承載能力。另外，由于梁底的留縫構造，負彎矩下梁底的混凝土是不承受壓力的。這樣無論梁端承受正彎矩或負彎矩，屈服主要都發生在連接件內，可避免上部縱向鋼筋在受壓和受拉過程中出現多度屈服，保證上部疊合梁疊合區域的混凝土不被壓碎或出現太大的裂縫。

圖3 REDB-SYBC梁柱節點示意圖Fig. 3 Schematic diagram of REDB-SYBC connection

通過留縫構造以及性能化的配筋設計，使地震作用下REDC-SPCF節點的轉動中性軸始終位于梁板的轉角區域，基本實現單側屈服，則靠近中性軸一側的主要承重構件的樓板的變形與損傷較小，而位于梁端底部遠離中性軸一側的耗能連接件可以在大幅值的變形下全截面的屈服耗能，充分發揮耗能鋼棒Q235鋼材優良的延性和耗能能力。另外，REDC-SPCF節點的正負屈服彎矩取決于耗能連接件的屈服強度，這使得梁的屈服彎矩可控，便于實現“強柱弱梁”的抗震設計原則。

利用新型連接套筒可以完成耗能連接組件以及預制梁柱間鋼筋的連接，并借助梁柱預埋的剪力鍵的搭接，從而實現REDC-SPCF節點現場裝配式施工的目的。REDC-SPCF節點的結構損傷主要集中于耗能鋼棒，震后在梁底更換耗能鋼棒即可恢復結構的功能。損傷集中、震后修復快捷是本連接的最大特點。詳細修復方法如下：

1)對于第一種約束方式，首先卸下兩塊約束鋼板，砸掉清除連接套筒周邊的混凝土，然后將外套筒后退至漏出導向頭，將并帽及第二內套筒擰出退至耗能鋼棒耗能段，露出耗能鋼棒與導向頭之間的預留空間。最后將耗能鋼棒從柱內的直螺紋套筒擰出，耗能鋼棒即被換下，如圖3(c)所示。隨后按照相反的步驟安裝新耗能鋼棒及約束裝置，并在連接套筒周邊后澆混凝土進行養護。

2)對于第二種約束方式，首先取下耗能鋼棒下方的約束蓋板。而耗能鋼棒的更換過程同上述相同。隨后對整個梁端下部啟口進行后澆養護。

2 耗能連接組件的試驗研究

對耗能連接組件開展了軸向的低周往復加載的試驗研究。耗能鋼棒兩端通過新型連接套筒與夾持段鋼筋相連接。為約束耗能鋼棒受壓屈曲，在試件S1外側設有閉合鋼管并在內部注入高強砂漿；在耗能鋼棒的兩端各設置20 mm的變形層，并在其表面包裹無粘結材料。耗能連接組件的制作如圖4所示。試件采用MTS-810型試驗機進行加載(圖5)。為了考察耗能組件的延性與耗能能力，采用變幅加載制度進行加載[14]，依次取為0.25%、0.5%、1.0%、1.5%、2.0%、2.5%、3.0%、3.5%、4.0%、4.5%、5.0%、5.5%、6.0%，每級幅值循環3次，直至試件斷裂。耗能鋼棒材性試驗測得鋼材的屈服強度和極限強度分別為282.52 MPa和423.44 MPa，彈性模量為21 561 N/mm2，延伸率為35.3%，滿足規范要求[25]。

圖4 耗能連接組件詳圖Fig. 4 Details of non-slipping threaded sleeve assembly

圖5 加載裝置Fig. 5 Test setup

試件的軸向力-位移滯回曲線穩定飽滿無捏縮(圖6)，且幾乎無滑移。在加載至應變幅為5.5%的第二次循環時，試件出現斷裂。其CPD值為3130.5，遠大于AISC抗震規程中給出的下限值200[26]，體現出良好的低周疲勞特性和塑性變形能力。由于耗能鋼棒受壓屈曲后與外部約束混凝土之間產生接觸，并在相對滑動中產生摩擦力，參與了軸向受壓，其滯回曲線在第三象限受壓時表現出較為顯著的強化效應[27]，整體呈現出拉壓不對稱的現象。試驗結果驗證了可調組合連接套筒荷載傳遞的可靠性以及耗能連接件優良的耗能能力。

圖6 滯回曲線Fig. 6 Moment-drift ratio relationships

3 REDB-SYBC節點試驗設計

3.1 試件設計

選取梁柱反彎點之間的二維邊節點作為試驗單元。試驗構件設計的幾何尺寸如圖7(a)所示，預制梁長1700 mm，設計為T型截面，尺寸為550 mm×130 mm+300 mm×470 mm；預制柱長3000 mm，截面為550 mm×600 mm；梁端底部在預制梁柱交界面處預留高470 mm、寬25 mm的縫隙；耗能連接件的凈連接長度為360 mm。

結合性能化設計以及設計規范[25,29]，對試件的截面配筋、剪力鍵等進行設計驗算。梁柱構件設計的具體配筋如下：梁內上部縱筋為8 28，梁內下部縱筋為4 28，柱內縱筋為4 25。加密區箍筋采用10@60，非加密區箍筋采用10@100。具體的試驗構件的構件尺寸及配筋如圖7(a)所示。混凝土立方體抗壓強度實測平均值為29.5 MPa。耗能連接件的詳細尺寸見圖7(b)，核心耗能鋼棒總長為450 mm，其中屈服耗能段長300 mm、直徑為20 mm；核心耗能鋼棒與約束鋼板之間的徑向間隙取1 mm，其兩端各設置10 mm的變形層。試件所采用的鋼筋、鋼材等材料的性能參數見表1。

表1 鋼筋、鋼材材料性能指標值Table 1 Material Properties of reinforcing bars and ED bars

圖7 試件尺寸與配筋圖 /mmFig. 7 Configurations and reinforcement details of test specimens

3.2 加載方案

試驗加載裝置如圖8(a)、圖8(b)所示，柱底鉸接支座與梁端鏈桿支撐的設置用以模擬水平地震作用下梁柱反彎點的邊界條件。在梁體與柱體兩側分別設置一對側向支撐避免加載過程中發生平面外變形；柱底固定鉸支座兩側設置限位裝置和千斤頂以限制其平面內的滑移。

試驗的加載方案包括豎向軸壓荷載和水平荷載的施加。豎向軸壓荷載通過張拉錨固于柱頂鋼梁和柱底轉動支座之間的4根精軋螺紋鋼施加，試驗軸壓比為0.3且保持軸壓穩定；水平荷載采用500 kN電液伺服MTS作動器按照加載制度對柱端施加水平位移。參考規范ACI374.2-R13[30]，采用層間位移角為0.2%、0.25%、0.5%、0.75%、1.0%、1.25%、1.5%、1.75%、2.0%、2.5%、3.0%的加載序列(圖8(c))，針對不同工況的試驗目標分別選取不同的加載制度，具體如表2所示。對同一試件進行3次更換修復，共開展4個工況的試驗。試件更換修復步驟如圖9所示。其中S1-20工況作為初始工況加載至2%，不斷循環至破壞；R1-20工況在S1-20工況結束后第一次更換耗能鋼棒，用以驗證更換修復后節點的抗震性能是否能得到保證；R2-20#H工況的耗能連接件采用第二種約束體系，用以驗證REDB-SYBC節點在實際工程運用中的抗震性能，并加載至3%來考察節點的極限變形能力。R3-18#H工況用以考察耗能鋼棒直徑的變化對節點性能的影響。

圖9 試件現場更換修復過程圖Fig. 9 Repair process diagram of specimens

表2 試件工況設計參數Table 2 Parameters of test specimens

3.3 測量方案

本次試驗采用靜態數據采集儀TDS-530進行位移和應變數據的采集。采集的數據主要包括：柱頂水平位移、耗能鋼棒變形量、梁端塑性鉸區域五點相對變形量、節點核心區剪切變形量、柱底固定鉸支座滑移量、梁約束端水平及豎向位移、試件關鍵鋼筋的應變等。位移計測點以及試件關鍵鋼筋的應變片布置圖分別如圖8(a)、圖10所示。

圖8 加載裝置與制度Fig. 8 Experimental setup and loading protocol

圖10 應變片布置圖 /mmFig. 10 Locations of strain gauges

4 REDB-SYBC節點抗震性能研究

4.1 破壞形態

試件四個工況加載中的裂縫開展及破壞形態均相似。以S1-20工況為例進行說明，在0.2%～0.25%的位移角加載中，梁柱交界處的轉角區域逐漸開展出裂縫，并在后續工況的加載中不斷張開閉合與延伸。圖11(a)展示了轉角區域在2%加載位移角峰值位移下正、負兩方向的裂縫開展情況，最大裂縫寬度都在1 mm以內。隨著加載位移角的不斷增大，以及后續工況的累計加載，從梁固定端(梁柱交界處)到懸挑端(梁端支撐鉸位置)，在梁底與梁頂部逐漸開展了一些貫通的受彎裂縫。由于混凝土的積累損傷，梁體在后續工況的加載中也逐漸出現了一些彎剪斜裂縫。四個工況加載后試件的累計裂縫開展情況如圖11(b)所示，除轉角區域的部分裂縫在卸載后有殘余縫隙，其他梁體的裂縫幾乎都可在卸載后閉合。

圖11 試驗現象Fig. 11 Experimental phenomena

在加載至破壞的工況中，均由于梁端底部耗能鋼棒大量累計塑性損傷發生破壞而導致節點的破壞，如圖11(c)所示。梁體腹中的彎剪斜裂縫較少且均可閉合，說明抗剪能力得到了有效保證。且柱體幾乎沒有裂縫，這種破壞模式實現了“強柱弱梁”的設計原則。

4.2 滯回特性

試件的滯回曲線均采用彎矩-層間位移角的形式表達。層間位移角由橫向位移除以柱的有效高度(Hc=2975 mm)計算出，而彎矩則由橫向荷載乘以柱的有效高度計算出。滯回曲線均穩定飽滿，卸載剛度幾乎沒有退化，表現出優異的耗能性能。滯回曲線(圖12(a) ～ 圖12(e))在荷載為0處都存在約3 mm的低剛度段。根據梁遠端豎向位移計DT11所監測的荷載-位移曲線(圖12(f))可以看出，梁遠端約束的鉸接支撐桿幾乎一直保持在彈性狀態，較好地模擬出梁反彎點的邊界條件。但圖12(f)有近1.8 mm的滑移量，這主要是由梁遠端鉸支座(圖8(b))的銷軸與耳板之間的縫隙引起的。依據剛體的虛功原理，節點梁末端發生1.8 mm位移時，柱端位移為3.12 mm，這與滯回曲線中的滑移長度較為一致，表明了滯回曲線的“滑移臺階”是梁遠端約束處的縫隙引起的。另外，以S1-20為例，圖12(b)中采用節點塑性鉸區域所監測的梁柱相對轉角繪制的彎矩-轉角曲線中并沒有滑移，也佐證了節點本身是沒有滑移的。各工況的最大彎矩與屈服彎矩之比介于1.28～2.32，試件在屈服后其正、負方向都存在明顯的屈服后剛度，這是由于耗能鋼棒在加載中的循環強化所致。而滯回曲線在負方向存在相較于正方向更為明顯的強化效應，這主要是耗能組件的拉壓不對稱以及負彎矩下轉角區域底部混凝土受壓的額外貢獻所引起的。

圖12(c)可以看出耗能鋼棒更換前后滯回曲線的重合度較高，表明修復后節點的抗震性可以得到保證。R2-20#H工況(圖12(d))加載至3%其承載能力沒有退化驗證了節點較好的延性，也證實了第二種約束體系的可行性。其正向承載能力在0.25%～1%位移角有一定的突出現象，這主要是由于R2-20#H工況加載前梁頂修復的灌漿料材料強度高于原混凝土。圖12(e)可以看出，試件的承載能力與耗能鋼棒耗能段的直徑成正相關的關系。

圖12 滯回曲線Fig. 12 Moment-drift ratio relationships

4.3 耗能能力

試件的耗能能力是基于滯回曲線所包含面積的大小來衡量的。圖13(a)展示的4個工況單周耗能曲線整體上都呈階梯上升趨勢。從0.5%位移角開始，單周耗能值隨著位移角的增大穩步上升。每一級加載的3次循環，中單周耗能值都保持得較為穩定，說明混凝土的損傷較少。S1-20與R1-20工況的單周耗能值在每級位移角中都較為一致，佐證了REDB-SYBC節點更換修復的可行性。由于試件多次加載后原有混凝土的積累損傷以及梁頂部修復后新混凝土的剝離，R2-20#H工況在相同幅值下的單周耗能值有所減少。假設節點除塑性鉸之外其他部件均為剛體且塑性鉸轉角中性軸位置固定，利用層間位移角-梁柱相對轉角-耗能鋼棒應變之間的關系，將同一位移角下耗能連接組件S1的單周耗能值與節點單周耗能值進行對比，如圖13(b)所示。可以看出節點的耗能主要都集中在耗能鋼棒上。在節點層間位移角較小時，由于梁柱的彎曲彈性變形的實際存在，轉換計算的耗能鋼棒的應變量是偏大的，因此圖中小位移幅值下節點的耗能值小于耗能連接組件S1的耗能值。

圖13 耗能能力Fig. 13 Energy dissipation capacity

4.4 變形模式

考慮到REDC-SPCF節點在梁柱交界處留有縫隙而引起的幾何不連續性，因此重點關注梁端塑性鉸區域兩端的平截面假定是否成立。以R1-20工況為例，各級位移角下所對應的塑性鉸區域DT3～DT7的位移值如圖14所示，可以看出節點在塑性鉸區域兩側的平截面假定是成立的。另外，隨著加載角的增大，正向加載中塑性鉸區域的中性軸在不斷上移，這與傳統混凝土節點正截面受彎的變形模式是一致的。整個循環加載過程中，正向加載的受壓區高度均在0.14倍～0.17倍梁高范圍內。而負向加載時，中性軸仍然集中在縫隙上方的轉角區域，由于負向受壓區較小，中性軸幾乎沒有變化，這與傳統混凝土節點承受負彎矩的變形模式有很大不同。中性軸始終保持在梁頂部轉角區域的變形特點將減小梁頂樓板的受彎變形與損傷，有利于協調與樓板體系的變形。從圖14可以看出，無論在正彎矩還是負彎矩作用下，底部耗能鋼棒變形都是頂部變形的4倍以上，基本實現了單側屈服的目標。因此，底部的耗能鋼棒更容易進行大范圍屈服，集中損傷，并最終由于低周疲勞而斷裂。

圖14 R1-20工況塑性鉸區域變形模式Fig. 14 Deformation patterns at plastic hinge regions of specimen R1-20

4.5 鋼筋應變

鋼筋的應變分析能反映試件的塑性損傷分布情況，以S1-20工況為例進行說明。圖15(a)與圖15(b)中分別為正負向加載中各級位移幅值對應的上部縱向鋼筋及底部縱向鋼筋的應變值分析，其中梁底無粘結耗能鋼棒的應變值由位移計DT7所測的變形量平均計算而來。正向加載時梁板上部縱向鋼筋受壓，應變值均小于2000 με，處在彈性范圍之內；而負向加載時，梁板上部縱向鋼筋受拉，應變值有部分超過2000 με，最高達到3000 με，表現出局部屈服的狀態，且屈服主要集中在梁柱交界面附近的縱向鋼筋。正、負向加載下，隨著位移角的增大，REDB-SYBC節點底部靠近耗能鋼棒兩側的鋼筋局部逐漸發生了屈服，在2%層間位移角下其部分最大應變值超過2000 με小于4500 με，而對應的耗能鋼棒的應變正向高達38 000 με，負向高達32 000 με，遠遠高于與之相連鋼筋的應變值，實現了耗能鋼棒大幅值屈服耗能的目的。圖15(c)展示了節點關鍵受力區域應變片的剪力-應變曲線，包括柱箍筋CS1，柱內豎向縱筋CT1、CT3，箍筋BS5。可以看到節點核心區鋼筋及梁內箍筋的應變值都始終在1000 με以內，保持在彈性范圍內。除耗能鋼棒嚴重屈服高達到近4%外，其他混凝土構件主體的鋼筋均保持彈性或局部屈服的狀態，基本實現了單側屈服、損傷集中于耗能連接件的目標。

圖15 試件鋼筋及耗能鋼棒應變值Fig. 15 Measured strains of rebars and ED bars

5 結論

本文基于提出的可調組合鋼筋連接套筒及可更換耗能連接組件，研發出一種帶可更換耗能連接的單側屈服梁柱節點。具體研究結論如下：

(1) 利用可調組合鋼筋套筒進行連接的耗能組件在低周往復試驗中的滯回曲線穩定飽滿，CPD值高達3130.5，且無滑移現象，驗證了其優異的耗能能力以及傳遞拉壓荷載的可靠性。

(2) REDC-SYBC節點擬靜力試驗的滯回曲線穩定飽滿無捏縮，表現出良好的抗震性能，充分發揮了梁底耗能連接件優異的耗能能力。各工況的最大彎矩與屈服彎矩之比介于1.28～2.32，試件在屈服后其正負方向都存在明顯的屈服后剛度。

(3) REDC-SYBC節點通過性能化配筋設計以及留縫構造，基本實現單側屈服，底部耗能鋼棒的變形是頂部變形的4倍以上，其主要損傷與破壞都發生在耗能連接件內，屬于典型的梁端出鉸機制。除梁頂轉角區域的混凝土與縱向鋼筋局部損傷外，其梁柱等主要構件基本保持在彈性狀態，實現了“強柱弱梁，強剪弱彎，強節點弱構件”的設計原則。

(4) 利用可調組合鋼筋套筒的內部空間更換梁底耗能鋼棒即可實現節點的震后修復。試驗結果表明震后修復后試件的抗震性能與初始節點基本相當，REDB-SYBC節點的震后修復是可行的。