带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点抗震性能试验研究

2022-09-03王先铁贾子涵谢川东郭艺伟

工程力学 2022年9期

王先铁，贾子涵，谢川东，郭艺伟

(西安建筑科技大学土木工程学院，陕西，西安 710055)

传统抗震结构体系通过结构构件的塑性发展满足延性需求，具有良好的延性和耗能能力，但震后往往产生较大残余变形而难以修复。为此，研究者们提出可恢复功能结构[1-3]。自复位结构是可恢复功能结构的一种形式，近年来国内外学者开展了广泛研究[4]。

Ricles 等[5-6]首先将预应力技术引入钢框架结构，提出具有顶底角钢的自复位节点，对十字形节点试件进行低周往复荷载试验。结果表明，该节点具有较高的抗弯刚度、承载力和变形能力。此后，研究者们提出了不同耗能形式的自复位节点，主要包括金属塑性变形耗能和摩擦耗能。对于金属塑性变形耗能的自复位节点，Christopoulos等[7]提出沿梁轴向布置防屈曲耗能钢筋的自复位梁柱节点并开展试验研究，结果表明，该节点残余变形很小，具有良好的自复位性能。Hoseok 等[8]提出防屈曲钢板耗能的自复位柱脚节点并进行低周往复荷载试验，结果表明，加载过程中该柱脚没有明显的刚度退化，节点的塑性损伤集中于耗能钢板。Ying 等[9]提出T 型钢塑性变形耗能的自复位梁柱节点，并对足尺节点试件进行拟静力试验，结果表明，T 型钢厚度对节点的变形能力和耗能能力影响较大。王先铁等[10]提出具有防屈曲钢板的外张拉式自复位方钢管混凝土柱脚节点，试验研究表明，该自复位柱脚不仅满足结构空间变形需求，还具有良好的自复位能力和耗能能力。

摩擦耗能已广泛应用于自复位结构中，通过合理的设计可实现结构地震作用下低损伤，提高结构韧性[11]。Kim 等[12]提出梁上下翼缘布置摩擦阻尼器的自复位节点，对十字形节点试件进行低周往复荷载试验，结果表明，加载过程中主要构件未发生破坏。Zhang 等[13]提出腹板摩擦耗能的装配式钢框架梁柱节点并进行低周往复荷载试验，结果表明，该节点可实现震后快速修复的目标。方有珍等[14]提出T 形连接件摩擦耗能的PEC 柱-钢梁节点并进行试验研究，结果表明，预拉杆和T 形连接件可实现“耗能与复位有机统一”的性能化设计目标。徐龙河等[15-16]提出摩擦耗能的自复位支撑并应用于钢框架结构，研究表明，该支撑系统具有稳定的滞回特性和耗能能力，且无残余变形。张艳霞等[17]将梁腹板摩擦耗能的自复位节点应用于框架-钢板墙结构，研究表明，该结构具有良好的开口闭合机制。Elena 等[18]提出具有摩擦装置的自复位柱脚并进行了试验研究，结果表明，该构造可有效避免柱脚在地震下的塑性损伤，且在低层结构中优势更加明显。综上所述，以上两种耗能方式均可为节点提供稳定的耗能，但卸载时耗能构件产生的抗力通常对节点的自复位性能造成不利影响，如何减小卸载时的抗力是自复位节点的关键问题之一。

对于防屈曲钢板耗能的自复位节点，由于钢板面内抵抗矩较大，因此卸载时钢板受压产生较大抗力。针对该问题，本文提出带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点[19]。该节点通过耗能板拉压产生塑性变形从而耗能，通过在耗能板上设置长槽以减小复位抗力，该节点可在工厂张拉钢绞线从而实现现场装配。对带开槽耗能板的自复位梁柱节点进行试验研究和理论分析，研究其抗震性能及自复位性能，提出恢复力模型和弯矩计算公式，为该节点的工程应用奠定基础。

1 带开槽耗能板的自复位节点

该节点由方钢管混凝土柱、悬挑梁段、H 型钢梁、钢绞线、抗剪连接板、耗能板和盖板等组成。方钢管混凝土柱外侧设置悬挑梁段以便张拉钢绞线，抗剪连接板焊接于悬挑梁段端部的锚固板，并开有长槽孔以允许H 型钢梁转动。耗能板通过高强螺栓安装在钢梁翼缘外侧，且耗能段设置一定数量和尺寸的长槽以减小节点的复位抗力。防屈曲盖板布置于耗能板外侧防止其发生面外变形。H 型钢梁翼缘外侧设有加强板以减小节点转动过程中翼缘板端部应力。预应力钢绞线一端锚固于悬挑梁段，另一端锚固于梁端锚固板上，具体构造如图1 所示。该节点通过耗能板的塑性变形耗能，通过钢绞线的弹性变形复位，震后仅更换耗能板即可继续使用。

图1 带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点Fig. 1 SC connection with slotted energy dissipation plates

2 试验概况

2.1 试件设计

结合工程实际，并根据前期的理论研究和有限元分析设计试验试件，共设计5 个足尺T 型梁柱节点试件，分别为试件SCJ-1～SCJ-5，研究参数如表1 所示。除耗能板外所有构件几何尺寸相同。其中，方钢管柱采用□350×14 的Q355B 钢板焊接组合截面，长度为2.7 m，内灌C40 混凝土。H 型钢梁截面尺寸为H400×200×10×14，长度为2.7 m。悬挑梁段截面尺寸为H428×200×14×25，长度为0.3 m。悬挑梁端部焊有30 mm 厚的锚固板。抗剪连接板和梁翼缘加强板采用14 mm 的Q355B 钢板；耗能板采用Q235B 钢板，耗能段采用线切割形成多个耗能板条，并通过10.9 级的M22 高强螺栓分别与悬挑梁段、H 型钢梁连接。腹板抗剪螺栓规格为M24，强度为10.9 级。预应力钢绞线采用抗拉强度为1860 MPa、直径为15.2 mm 的1×7 钢绞线，长度为2.7 m，试件几何尺寸如图2 所示。

图2 试件几何尺寸Fig. 2 Dimensions of specimens

表1 主要研究参数Table 1 Main parameters of test specimens

2.2 材料力学性能

分别在耗能板、方钢管柱以及H 型钢梁腹板和翼缘位置取样，钢材力学性能如表2 所示。混凝土弹性模量为18 GPa，立方体抗压强度为36.5 MPa。

表2 钢材力学性能Table 2 Mechanical properties of steel

2.3 加载装置

试验主要研究自复位节点的受力特征和变形情况，因此为了方便试验，采用“横柱竖梁”的加载模式，加载装置如图3 所示，加载受力简图如图4 所示。通过压梁将柱两端固定，利用柱底面与垫板之间的摩擦力防止试件滑移；通过500 kN的MTS 电液伺服作动器在梁端施加低周往复荷载。为防止H 型钢梁面外失稳，在梁加载端附近平行于加载方向设置侧向支撑。

图3 试验装置Fig. 3 Test setup

图4 加载受力简图Fig. 4 Schematic diagram of loading

2.4 加载过程及加载制度

加载前首先对钢绞线施加预应力，然后对高强螺栓施加预定扭矩，最后在梁端施加水平荷载。采用位移控制的加载制度[20]，如图5 所示。其中推向为正，拉向为负。层间位移角为0.25%、0.50%、0.75%时每一级循环6 圈，层间位移角为1.00%时循环4 圈，随后每个加载级循环2 圈，达到4.00%位移角后停止加载。

图5 加载制度Fig. 5 Loading history

2.5 测点布置

试件的位移和转角测点布置如图6 所示。在水平加载位置布置1 个位移计LVDT1，用于测量梁端位移；梁翼缘与锚固板相交处对称布置4 个位移计LVDT2～LVDT5，用于测量梁端开口距离；在柱端布置1 个位移计LVDT6，用于测量试件整体水平位移。分别在悬挑梁段锚固板、梁底和梁顶加载处各布置1 个倾角仪QY1～QY3，用于测量加载过程中试件各部位转角。

图6 位移和转角测点布置Fig. 6 Arrangement of displacement and angle measuring points

为监测钢绞线拉力变化情况，在每根钢绞线锚固端布置穿心轴式压力传感器。为监测耗能板和节点区的应力发展，在耗能板、H 型钢梁及悬挑梁翼缘布置应变片，在柱节点区及悬挑梁腹板布置应变花，应变测点如图7 所示。

图7 应变测点布置Fig. 7 Arrangement of strain gauges

3 试验结果及分析

3.1 试验现象及破坏形态

对试件SCJ-1 进行低周往复荷载试验，梁端转动情况及试验现象总结如表3 所示。试验结束后拆下两侧盖板，观察到耗能板发生明显的塑性变形，主要为中间耗能段的平面内屈曲。

表3 试件SCJ-1 试验现象Table 3 Experimental phenomenon of specimen SCJ-1

其余4 个试件与试件SCJ-1 试验现象相似，各试件梁端最大抬升量分别为13.78 mm、14.02 mm、13.59 mm 和14.47 mm。其中，试件SCJ-5 初始预应力较小，节点开口时间较早，抬升距离最大。试件SCJ-5 加载至0.75%位移角推向第一圈时，最外侧钢绞线脱锚。将位移卸载至零后更换钢绞线重新加载，0.75%位移角前的试验现象与第一次加载相同。

各试件的耗能板破坏形态如图8 所示。试件SCJ-1～SCJ-4 耗能板主要发生面内屈曲，试件SCJ-5由于加载过程中盖板螺栓松动，耗能板与加强板间出现缝隙，因此变形呈多个波峰状的面外屈曲。

图8 耗能板破坏形态Fig. 8 Failure patterns of energy dissipation plates

3.2 滞回特性及承载力

试件SCJ-1 的荷载-位移及弯矩-转角滞回曲线如图9 所示。其中，位移和荷载为梁加载端的位移和荷载，转角和弯矩为梁截面与锚固板接触端的转角和弯矩。试件SCJ-1 的滞回曲线为典型的“双旗帜”形，残余变形较小，节点具有良好的自复位性能。加载初期，节点的初始刚度较大，近似于传统刚接节点。层间位移角约为0.33%时，梁端截面脱开，此时荷载为43.24 kN，开口临界弯矩为103.77 kN·m。随后耗能板轴向屈服，进入塑性，此时梁端荷载为57.69 kN，弯矩为138.45 kN·m。随着转角增大，节点承载力进一步提高，而刚度逐渐降低。加载至4.00%层间位移角时，节点承载力为106.00 kN，最大弯矩为254.42 kN·m。

图9 试件SCJ-1 滞回曲线Fig. 9 Hysteretic curves of specimen SCJ-1

各试件的弯矩-转角滞回曲线对比如图10 所示，试验结果如表4 所示。试件SCJ-1 的滞回曲线较试件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 饱满，试件SCJ-4的滞回曲线与试件SCJ-5 饱满程度相近。

表4 试验结果Table 4 Experimental results

图10 各试件弯矩-转角滞回曲线对比Fig. 10 Comparison of moment-rotation hysteretic curves

试件SCJ-1 和SCJ-2 的初始刚度、承载力及特征弯矩均相近，说明耗能板单个板条宽度对节点受力性能影响甚微。试件SCJ-1～SCJ-4 的初始刚度和脱开弯矩较为接近，且均大于试件SCJ-5，说明节点脱开前的刚度和脱开弯矩与钢绞线预应力有关，初始预应力越大，初始刚度和脱开弯矩越大。由于张拉钢绞线时预应力难以精确控制，因此对试件的受力性能产生一定影响。其中，试件SCJ-4 的钢绞线实际预拉力较设计值偏大，且材性试验结果表明6 mm 耗能板较8 mm 耗能板强度偏高，因此试件SCJ-4 的承载力和峰值弯矩偏大。

试件SCJ-1 的承载力比试件SCJ-3 和SCJ-4 分别提高5.44%和1.22%，试件SCJ-4 的承载力比试件SCJ-5 提高13.49%，说明节点承载力与钢绞线初始预应力、耗能段宽度和耗能板厚度均有关，且钢绞线预应力的影响最为显著，增大钢绞线初始预应力、耗能段宽度或耗能板厚度均可提高节点承载力。

3.3 自复位能力

各试件的残余转角如图11 所示，一般认为2.00%层间位移角时，结构的残余转角小于0.20%则具有良好自复位性能[21]。2.00%层间位移角时各试件的残余转角分别为0.11%、0.04%、0.04%、0.04%和0.09%，均满足残余变形小于0.20%的自复位要求，说明该节点具有良好的自复位性能。4.00%位移角时各试件的残余变形分别为0.17%、0.04%、0.04%、0.05%和0.44%，除试件SCJ-5 外，其余试件仍未超过0.20%。加载后期，试件SCJ-5 残余变形较大，其原因一方面是试验过程中盖板与梁翼缘加强板间产生缝隙，耗能板出现多个波峰状的面外屈曲，随着波峰数量的增多，试件的复位抗力不断增大；另一方面是试件SCJ-5 的预应力损失最大，因此自复位能力降低，残余转角较大。

图11 各试件的残余转角Fig. 11 Residual rotation angle of specimens

试件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 加载至约1.00%层间位移角，试件SCJ-1 加载至约2.50%层间位移角后，残余变形基本保持不变，甚至略有减小，其原因为耗能板发生面内屈曲后，截面抗力基本不再提高，并逐渐退化，因此试件的残余变形保持稳定或开始减小。试件SCJ-2 的残余变形比试件SCJ-1 减小76.47%，说明耗能板总宽度相同时，减小单个板条宽度可有效降低残余变形，其原因为耗能板单个板条宽度越小，其面内抵抗矩显著降低，节点复位抗力减小。试件SCJ-3 和SCJ-4 的残余变形比试件SCJ-1 分别减小76.47%和70.59%，说明耗能板厚度和耗能段宽度越大，节点的自复位性能越差。试件SCJ-4 的滞回曲线明显高于试件SCJ-5，且残余变形明显小于试件SCJ-5，说明钢绞线预应力对节点自复位性能有显著影响，在一定范围内增大钢绞线预应力可显著提高节点的自复位性能。

3.4 转动刚度

相同层间位移角时各试件的梁端相对转角如图12 所示。试件SCJ-1 的转动刚度比试件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 大，试件SCJ-5 的转动刚度最小。当加载至4.00%层间位移角时，试件SCJ-1～SCJ-5的梁端相对转角分别为3.27%、3.45%、3.51%、3.40%和3.62%，试件SCJ-1 的梁端转角比试件SCJ-2、SCJ-3 和SCJ-4 分别降低5.50%、7.34%和3.98%，试件SCJ-5 的梁端转角比试件SCJ-4 提高6.47%。因此，增大钢绞线初始预应力和耗能板耗能段截面面积均可提高节点的转动刚度。

图12 梁端相对转角Fig. 12 Relative rotation angles of beam ends

3.5 耗能能力

各试件的单周滞回耗能和累积滞回耗能如图13 所示。位移角较小时，耗能板未发生塑性变形，各试件耗能很小。梁端截面脱开后，耗能板屈服产生塑性变形，随着塑性区扩大，试件的耗能能力不断提高。

图13 各试件的耗能能力Fig. 13 Energy dissipating capacity of specimens

试件SCJ-2 的累积滞回耗能较试件SCJ-1 降低28.08%，且滞回曲线较试件SCJ-1 捏缩更明显，说明耗能板单个板条宽度越小，节点的耗能能力越低。因此，为了使节点达到较高的耗能水平，耗能板的单个板条宽度不宜过小。试件SCJ-3和SCJ-4 的累积滞回耗能分别较试件SCJ-1 降低33.14%和18.81%，说明耗能板厚度和耗能段宽度均对节点的耗能能力有显著影响。随着耗能板厚度和耗能段宽度增大，节点的耗能能力提高。2.50%层间位移角前，试件SCJ-5 的累积滞回耗能与试件SCJ-4 相近，随后逐渐高于试件SCJ-4，其原因为加载后期两者耗能板的破坏形态不同。

引入相对能量耗散系数βE描述节点自复位性能和耗能能力的关系[22]。βE为自复位节点滞回环面积与相同加载级下理想弹塑性模型滞回环面积的比值。βE越大表明耗能越多，结构的耗能能力越好，自复位性能越差。

不同状态下节点的相对能量耗散系数如图14所示，βE为0.5 时，节点恰好复位，对应于图中多边形ABCD′E′围成的滞回曲线。随着耗能板截面面积减小，“旗帜”高度减小，滞回曲线D′E′段逐渐偏离水平坐标轴，βE逐渐减小。当耗能板截面面积为零时，滞回曲线退化为E′A和AF两条折线，此时βE为0，节点不具有耗能能力。因此，为使自复位结构的耗能能力和自复位能力达到较好的平衡状态，βE应大于0.125[23]、小于0.5。

图14 不同状态下节点相对能量耗散系数示意Fig. 14 Relative energy dissipation coefficient at various states

在带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点中，耗能系数可由下式计算：

式中：MIGO为节点的脱开弯矩；MD为节点开口闭合时的弯矩。

各试件的耗能系数分别为0.31、0.24、0.21、0.23 和0.44，均大于0.125、小于0.5，说明带开槽耗能板的自复位节点自复位性能和耗能能力可达到较好的平衡状态。

3.6 钢绞线应力

试件SCJ-1 的钢绞线应力如图15 所示。节点张开后钢绞线应力随开口角度的增大而增大，加载至4.00%层间位移角时，各试件的钢绞线应力达到最大，最大应力分别为1290.57 MPa、1242.57 MPa、1295.07 MPa、1303.21 MPa 和1147.86 MPa，对应钢绞线抗拉强度的69.39%、66.80%、69.63%、70.07%和61.72%。各试件的钢绞线特征应力如表5 所示。每级加载后钢绞线均存在一定的应力损失，从而降低了节点的自复位性能。卸载至零后，试件SCJ-1～ SCJ-5 钢绞线应力分别损失了17.23%、13.53%、4.64%、6.99%和21.56%。

图15 试件SCJ-1 钢绞线应力Fig. 15 Stress of PT strands of specimen SCJ-1

表5 钢绞线特征应力Table 5 Stress of PT strands

3.7 节点应变

试件SCJ-1～SCJ-3 的耗能板应变如图16 所示。由图可知，节点转动时近转动中心的耗能板受压，远离转动中心的耗能板受拉。当加载至约0.50%层间位移角时，耗能板开始受拉屈服，随后受压屈服。

图16 耗能板应变Fig. 16 Strain of energy dissipating plates

以试件SCJ-4 为例，分析节点H 型钢梁、悬挑梁段及节点域柱壁的应变发展情况，各测点的应变如图17 所示，图中应变均为每一加载级下各测点的最大应变。加载过程中H 型钢梁腹板应变较小，一直处于低应变状态，H 型钢梁翼缘受压时应变较大，但未达到屈服应变，悬挑梁和柱节点域应变均小于屈服应变，说明该节点可有效将塑性损伤控制在局部，从而保护梁、柱等主体构件不发生损坏。

图17 试件各部位应变Fig. 17 Strain of specimens

3.8 受力机理与破坏机制

在带开槽耗能板的自复位节点中，由预应力钢绞线提供的非稳定弹性应变能复位，由耗能板提供的塑性应变能耗能。在梁端水平荷载作用下，当加载至较大位移角时，梁、柱等主要构件仍处于弹性状态，仅耗能板进入塑性。加载过程中未出现钢绞线失效、耗能板断裂等现象，说明该节点具有较高的安全性，能够实现震后快速修复的性能目标。

试件SCJ-4 完成4.00%层间位移角加载后，对其进行6.00%层间位移角的推向加载，试件变形情况如图18 所示，其荷载-位移关系如图19 所示。结果表明，试件承载力仍继续增加，未出现下降段，主要构件仍基本处于弹性状态，耗能板未发生断裂，H 型钢梁受压侧翼缘进入塑性，节点连接处的螺栓与抗剪连接板孔壁刚好接触，但未发生挤压，说明该节点具有较高的安全储备。加载至目标位移角时，钢绞线应力超过控制应力，但未达到抗拉强度。

图18 试件SCJ-4 变形情况(推向6.00%)Fig. 18 Deformation pattern of specimen SCJ-4 (push to 6.00%)

图19 试件SCJ-4 荷载-位移关系(推向6.00%)Fig. 19 Load-displacement relationship of specimen SCJ-4 (push to 6.00%)

当钢绞线达到抗拉强度后，为节点提供的抗弯刚度将不再增加，且极易断裂，节点形成机构。因此在结构设计中，应保证钢绞线的最大应力小于其抗拉强度。在极罕遇地震下，该节点理想的破坏形态为构件发生塑性变形，呈延性破坏。综上所述，该自复位节点理想状态下的破坏过程为：耗能板进入塑性→H 型钢梁局部屈服→抗剪螺栓与孔壁挤压→主要构件发生塑性变形→试件破坏。

4 节点受力性能理论分析

4.1 理想滞回模型

带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点的理想弯矩-转角滞回曲线如图20 所示，其中：M为梁端弯矩；θref为梁端截面与锚固板的相对转角。根据自复位节点受力状态的不同，将节点受力过程分为5 个阶段。当梁端荷载产生的弯矩超过钢绞线初始预拉力提供的弯矩时，梁端截面与锚固板脱开，图中的A点即为临界状态。随着水平荷载增加，节点的抗弯刚度为钢绞线提供的抗弯刚度KPT与耗能板弹性阶段提供的抗弯刚度Kp1之和。加载至B点时，耗能板达到屈服，随后进入塑性，此后节点的抗弯刚度为钢绞线提供的抗弯刚度KPT与耗能板塑性阶段提供的抗弯刚度Kp2之和。当达到目标转角即C点时，梁端弯矩最大。从C点到D点耗能板的应力先由受拉状态卸载至零，随后受压直至屈服。卸载至E点时，梁端截面闭合。反向加载与正向加载的滞回特性相似。

图20 自复位节点理想弯矩-转角关系Fig. 20 Idealized moment-rotation relation of SC joint

4.2 弯矩-转角计算公式

取梁柱节点区部分隔离体为研究对象，对节点的受力性能进行分析，节点转动时的受力简图如图21 所示。其中：T为钢绞线拉力的合力；V为梁端剪力；RH为梁与锚固板接触面的水平作用力；RV为梁与锚固板接触面的竖向作用力；FBRS为耗能板的轴向力；d1为耗能板到旋转中心的距离；d2为梁中线到旋转中心的距离；LPT为钢绞线的长度。

图21 节点转动时的受力简图Fig. 21 Free body diagram of the SC joint

为计算带开槽耗能板的自复位方钢管混凝土柱-钢梁节点不同受力阶段的弯矩和转角，做出以下假定：

1)假定节点旋转中心位于梁翼缘和加强板总厚度的中心位置[24]。

2)由于钢绞线对称于梁中线布置，假定钢绞线作用力的合力与梁中线重合。

3)不考虑耗能板板条受压屈曲后截面抗力的变化。

4)不考虑加载过程中钢绞线预应力损失。

节点开口前弯矩由钢绞线的初始预应力提供，脱开弯矩Md为：

式中：Mi为i点时的节点弯矩；MBRS,i为对应于i点时耗能板轴向力提供的弯矩；MΔPT为钢绞线拉力增量提供的弯矩。

考虑梁轴向变形引起的预应力损失，节点转动过程中钢绞线拉力增量提供的弯矩为：csbbb

式中：FBRS,y为耗能板的屈服荷载；σBRS,y为耗能板的屈服强度；ABRS为耗能段截面面积；LBRS为耗能段长度；EBRS为耗能板的弹性模量；KBRS,e为耗能板弹性阶段的轴向刚度；KBRS,p为耗能板塑性阶段的轴向刚度；L为柱间跨度；Hc为方钢管柱截面宽度；Lsb为悬挑梁长度；Lb为H 型钢梁加载位置到梁端锚固板的距离；Eb为H 型钢梁的弹性模量；Ib为H 型钢梁的截面惯性矩。

卸载至D点时，梁端弯矩及对应梁端转角为：

4.3 滞回模型验证

根据以上公式分别计算5 个试件各阶段的特征弯矩和对应转角，试件尺寸和材性参数均采用试验值。各试件理论恢复力模型曲线与试验滞回曲线对比如图22 所示。推向加载时恢复力模型理论曲线与试验曲线基本吻合。而拉向加载时，恢复力模型的滞回环较试验略偏高，其原因为加工及装配误差导致试件刚度不对称。理论分析中计算H 型钢梁弯曲变形引起的转角时，为便于计算未考虑钢绞线预应力的影响，导致计算所得的梁端最大转角较试验值偏大，但均在可接受范围内，总体上理论计算结果与试验结果吻合较好，恢复力模型能反映节点的受力特征和变形情况。

图22 理论与试验弯矩-转角曲线对比Fig. 22 Comparison of theoretical and test moment-rotation curves

节点特征点弯矩理论值与试验值对比如表6所示。其中，节点的开口弯矩MA理论值与试验值较为接近，误差均在10%以内。试件的安装误差和初始缺陷导致试件SCJ-1 和SCJ-5 耗能板屈服时的弯矩MB理论值与试验值相差较大。各试件最大弯矩MC理论值与试验值吻合较好，最大误差为6.54%。卸载时节点弯矩MD和ME理论值略高于试验值，其原因一方面是理论分析时难以计算耗能板板条受压屈曲后截面抗力的变化情况；另一方面是钢绞线预应力损失所致，由压力传感器的实测结果可知，钢绞线预应力最大损失20.52%。