20世纪90年代，我国兴建了一批预应力装配式大板结构，柱子和楼板采用后张预应力连接在一起，而后浇带形成暗梁。这种结构体系板与柱的相对转角可达1/20，变形能力大，但板柱摩擦节点耗散地震能量少^[1]。板柱节点承压面小时，由于柱主筋偏位、保护层太厚，被板角挤落，造成板角突然跳出平面失稳(施工过程中曾发生)^[2]。梁柱节点抗震冗余度小，对楼板的支撑作用和对地震的抵抗机制耦合在一起，很难满足现行规范的抗震要求。而采用传统方法进行抗震加固也面临施工量大、经济性差等问题。采用耗能牛腿对其进行抗震加固，在小震时为梁柱节点提供刚度，大震时代替节点耗能，既起到耗能作用，又可保护梁柱节点，而且几乎不占用建筑空间。

Yu等^[3]提出了采用梁端加腋对钢框架节点进行加固的设计方法。Chen和Pampanin^[4-6]提出无抗震构造措施的节点采用腋撑加固前后的基于塑性的简化计算模型。尹庆利等^[7-9]通过对带不同耗能腋撑钢筋混凝土框架结构进行数值分析和试验研究，证明了设置耗能腋撑可有效改善钢筋混凝土框架结构的抗震性能。黄俊聪^[10]给出了腋撑在钢筋混凝土框架中的设置位置和强柱系数的建议。本文提出一种与耗能腋撑类似的装配式耗能牛腿，见图1，其主要工作原理为利用耗能牛腿加强梁柱节点，改善结构节点的受力性能，使结构满足“强节点弱构件”的延性设计要求。同时耗能牛腿金属耗能板的变形可耗散一定地震输入能量，起到消能减震的作用。

图  1  耗能牛腿

Figure  1.  Energy dissipation bracket

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1   试验概况

1.1   试件设计

本耗能牛腿主要由耗能板，上约束板，下约束板和端板等构成，构造见图2。上、下约束板之间和耗能牛腿与梁柱之间采用高强螺栓连接，实现了全装配式安装，便于安装和更换。上、下约束板之间凹槽的厚度${t_{\rm{c}}} = {t_{\rm{h}}} + 2$(单位/mm)，其中，${t_{\rm{h}}}$为耗能板的厚度，凹槽为耗能板的面外屈曲提供了一定的空间。上、下约束板的长度略小于耗能板长，为耗能板压缩提供了一定的空间。耗能板端部宽度约为耗能段宽度的2倍，保证耗能牛腿工作时只有耗能段耗能。耗能板两端加肋，能有效地防止耗能板两端无端板约束处面外屈曲。下约束板上开槽，耗能板上相应位置设合适大小的凸起，起限位作用，使上下约束板位于耗能板中央。钢材采用Q235。

图  2  耗能牛腿构造

Figure  2.  Construction of the energy dissipation bracket

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试验中共设计了5种不同的耗能板，其中有2种为截面积相同但宽厚比不同(4-60和6-40)。耗能牛腿具体参数见表1。

表  1  耗能牛腿参数

Table  1.  Parameters of the energy dissipation bracket

序号	耗能板厚	耗能段宽	简称	数量/个
1	4	60	4-60	3
2	4	50	4-50	3
3	6	40	6-40	3
4	6	50	6-50	3

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试验采用了两种厚度的耗能板，因为约束板和端板的厚度均远大于耗能板，且耗能牛腿达到极限承载力时为耗能板破坏，故只对耗能板进行材性试验。钢材的力学性能指标均按GB/T 228.1−2010《金属材料拉伸试验：第1部分：室温试验方法》规定的方法测得，具体结果见表2。

表  2  材料力学性能

Table  2.  Material properties

材料种类	钢材型号	屈服强度/MPa	抗拉强度/MPa	弹性模量/MPa
4 mm厚耗能板	Q235	321	418	229055
6 mm厚耗能板	Q235	328	455	217455

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1.2   加载方案及测点布置

将耗能牛腿通过螺栓连接于梁柱节点，钢梁与钢柱采用铰接，在梁端采用拟静力循环往复加载，以耗能板压缩或拉伸变形量为控制位移，控制耗能板长的1/1000、1/700、1/600、1/500、1/400、1/300、1/200、1/100、1/70、1/50、8 mm(1/38)、10 mm(1/30)、12 mm(1/25)……的拉伸和压缩往复各3次变形，直至破坏。每级加载过程中观察耗能板面外屈曲等现象。疲劳加载为在分级加载的基础上在耗能板长的1/500的位移幅值下往复循环30圈。试验装置和加载制度如图3和图4所示。

图  3  试验加载装置

Figure  3.  Loading apparatus

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图  4  试验加载制度

Figure  4.  Loading cases

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在下约束板中间开槽，在耗能板上贴应变片，用于测量耗能板的应变变化；在平行于耗能牛腿的方向设置位移计，将位移计两端分别固定在耗能板两侧的肋上，用于测量耗能板自身的变形情况，并以此位移值作为本次试验的控制位移。试验装置和测点布置如图5所示。

图  5  试验测点布置

Figure  5.  Arrangement of test measuring points

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耗能牛腿与梁柱通过螺栓连接，认为耗能牛腿只提供轴力，对梁柱铰接点取距，有：

则：

式中：F_z为加载时提供的竖向力；F_n为牛腿的轴力；l_n为作动器至梁柱铰接点的距离；${s_{\rm{n}}}$为耗能牛腿在梁上的位置距梁柱铰接点的距离；$\alpha$为耗能牛腿与柱的夹角。

2   耗能牛腿的设计计算

为保证耗能板耗能段两端的的拉压刚度远大于耗能段，使耗能段两端的宽度大于耗能段宽度的两倍，并在耗能段加肋，故可只考虑耗能板耗能段的屈服，认为耗能板只受拉压，耗能板长为266 mm，则耗能板厚为4 mm，宽为60 mm时，屈服荷载为：

此时耗能板耗能段的抗拉刚度为：

取最大拉力的1.5倍为最大压力，则约束板可能受的最大压力为：

取屈曲荷载为上下约束板受到的最大力，则连接上下约束板的8个螺栓受剪力为：

故螺栓的强度满足要求。

取耗能板的抗拉强度计算所需焊缝，耗能板与端板连接的两个角焊缝的两焊脚边夹角分别为120°和60°，焊脚尺寸取6 mm，则角焊缝受力为：

故焊缝强度低于耗能板强度，耗能牛腿最后的破坏状态有时为焊缝破坏，采用塞焊，焊脚尺寸为10 mm。

3   试验结果及其分析

3.1   破坏形态及应力状态

耗能牛腿的破坏形态主要有两种：耗能板断裂和耗能板端部焊缝撕裂，见图6(a)和图6(b)。

1)耗能板断裂

耗能牛腿4-50和4-60均为耗能板断裂。耗能牛腿4-50的力-应变曲线见图6(c)。耗能板变形达到1/300阻尼器耗能板长度时，阻尼器开始屈服，耗能板变形达到10 mm时，阻尼器达到最大荷载158.7 kN，并在耗能板变形达到12 mm时于耗能段中部破坏，破坏荷载152.14 kN，耗能板出现高阶屈曲。耗能板破坏处距贴应变片处较远，故加载到后期时贴应变片处耗能板未发生变形，应变几乎为0。

耗能牛腿4-60的力-变形曲线见图6(d)。耗能牛腿在加载到1/100耗能板长度时开始屈服。屈服后应变片处耗能板出现较大塑性变形，且在后续加载过程中无法完全恢复。耗能板变形达到10 mm时，阻尼器达到最大荷载215.4 kN，并在耗能板变形达到12 mm时于耗能段中部破坏，破坏荷载206.22 kN，是比较理想的破坏方式。

2)耗能板端部焊缝撕裂

耗能牛腿6-40和6-50均为耗能板端部焊缝撕裂。耗能牛腿6-40的力-变形曲线见图6(e)。耗能牛腿在加载到1/100耗能板长度时开始屈服。耗能板变形达到1/65阻尼器耗能板长度时，阻尼器达到最大荷载209.28 kN，并在耗能板变形达到1/50阻尼器耗能板长度时于耗能段与端板连接处焊缝撕裂，破坏荷载163.79 kN。

耗能牛腿6-50的力-变形曲线见图6(f)。耗能牛腿在加载到1/100耗能板长度时开始屈服，变形较大时应变片处耗能板出现较大塑性变形，且在后续加载过程中无法完全恢复。耗能板变形达到1/50阻尼器耗能板长度时，阻尼器达到最大荷载255.79 kN，并在此时于耗能段与端板连接处焊缝撕裂破坏。

耗能牛腿6-40和6-50虽然为耗能板端部焊缝撕裂破坏，但应力-应变曲线更饱满，是因为4 mm厚的耗能板易出现高阶屈曲，导致变形集中。

图  6  耗能牛腿破坏形态及力-应变曲线

Figure  6.  Failure pattern and force-strain curve of Energy dissipation bracket

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3.2   滞回性能分析

4组耗能牛腿的力-变形试验曲线和骨架曲线见图7。滞回曲线饱满。图中变形以耗能板受压为正，耗能牛腿的抗压承载力大于抗拉承载力，是由于上下约束板的刚度远大于耗能板，在受压时为耗能牛腿提供了一定的刚度。图7(a)和图7(b)出现折线是由于大变形时耗能板出现高阶屈曲。图7(d)为耗能牛腿6-40在1/500耗能板长度位移幅值下往复循环加载30圈后继续进行分级加载的滞回曲线，曲线饱满，与图7(c)相比没有明显变化，说明耗能牛腿具有良好的疲劳性能。

图  7  耗能牛腿滞回曲线

Figure  7.  Hysteretic loops of Energy dissipation bracket

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3.3   基本力学性能

耗能牛腿的基本力学参数见表3，其中屈服力由骨架曲线得到，初始刚度取滞回曲线耗能牛腿屈服前的刚度。其中屈服力的设计值与实测值相差小于10%，但初始刚度的误差较大，且实测值均小于设计值，这是由于测量耗能牛腿耗能板位移的位移计通过螺杆与耗能板相连，与耗能板一起绕梁柱铰接点拉伸和压缩，螺杆高出耗能板的部分放大了耗能板的变形，使测得的变形略大于实际变形，导致初始刚度偏小。

表  3  耗能牛腿力学参数比较

Table  3.  Comparison of Energy dissipation bracket’s mechanics properties

试件编号	屈服力/kN				初始刚度/(kN/mm)
	设计值	实测值	差值/(%)		设计值	实测值	差值/(%)
4-60	77.0	83.6	7.9		206.7	206.8	0.1
6-40	78.7	78.3	−0.5		196.2	181.4	−8.1
4-50	64.2	71.0	9.6		172.2	168.1	−2.5
6-50	98.4	104.0	5.4		245.3	212.4	−15.5

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3.4   耗能能力

滞回环所包含的面积的积累反映了阻尼器耗能的大小，为便于对比，取耗能牛腿破坏前各循环滞回曲线外包络线包围的面积的最大值作为比较用的耗能量。实测所得试件的耗能值见表4。

表  4  耗能牛腿耗能实测值

Table  4.  Dissipation of energy dissipation brackets

试件编号	宽厚比	耗能/(kN•mm)	相对值
4-50	12.50	2781.16	1.000
4-60	15.00	3269.01	1.175
6-40	6.67	2225.79	0.800
6-50	8.33	1679.95	0.604

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由表4可见，试件6-50的耗能比试件4-50降低了39.6%，试件6-60的耗能比试件4-60的降低了68.8%，即耗能能力随耗能板厚度的增加而减小，这是由于耗能板与端板间焊缝的强度限制了耗能牛腿强度的发展，进而限制了耗能能力。试件4-60与试件6-40具有相同的设计屈服力和初始刚度，但试件6-40的耗能比试件4-60降低了39.6%，二者的耗能能力相差较大，即在一定范围内，耗能板的宽厚比越大，耗能能力越好。

3.5   位移与延性

试件的屈服位移由骨架曲线得到，极限位移取骨架曲线下降段最大力的85%时的位移或最大位移。试件的屈服位移，极限位移和延性系数见表5。

表  5  试件屈服位移和极限位移

Table  5.  Yield and ultimate displacement of specimens

试件编号	宽厚比	屈服位移/mm	极限位移/mm	延性系数	相对值
4-50	12.50	1.34	11.50	8.58	1.00
4-60	15.00	0.82	11.48	10.44	1.22
6-40	6.67	1.29	8.05	6.24	0.73
6-50	8.33	1.01	4.42	4.38	0.51

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由表5可见：与试件4-50相比，试件4-60的延性系数提高了22%，说明在耗能板厚度相同时，耗能牛腿的延性随试件宽度的增加而增加。当耗能板宽度相同时，耗能板厚度为6 mm的耗能牛腿的延性系数远小于耗能板厚度为4 mm的耗能牛腿，这是因为耗能板端部焊缝强度小于6 mm耗能板的强度，导致焊缝先坏。试件4-60和试件6-40具有相同的设计屈服强度和设计初始刚度，试件6-40的延性系数时是试件4-60的0.6倍，即在一定范围内，耗能板的宽厚比越大，延性越好。

4   结论

本文提出了一种耗能牛腿的新型构造方式，并对其进行了力学性能试验，试验结论如下：

(1)试验表明：本文设计的耗能牛腿滞回曲线饱满，具有良好的耗能性能和稳定的疲劳性能，是一种理想的耗能构件。

(2)在一定范围内，耗能板的宽厚比越大，耗能牛腿的延性和耗能能力越好。

(3)耗能板端部焊缝的强度对耗能牛腿的力学性能影响较大。