鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)研究

蔣麗忠，黃 志，陳 善，周旺保

（1．中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長沙 410075；2．湖南省有色地質(zhì)勘查研究院，長沙 410015）

為適應(yīng)現(xiàn)代世界高層建筑一些特殊功能需求，巨 型結(jié)構(gòu)體系正越來越多的被工程界所采用［1－2］。巨型框架結(jié)構(gòu)又被稱為主、次框架結(jié)構(gòu)，其獨(dú)特的兩級受力體系不僅有利于提高結(jié)構(gòu)整體性、改善結(jié)構(gòu)安全性能、減少材料用量和工程造價，亦給現(xiàn)代建筑設(shè)計(jì)帶來了更大的靈活性，因此在超高層建筑中正得到越來越廣泛的應(yīng)用，如高層超高層建筑、塔架和桅桿結(jié)構(gòu)等高聳結(jié)構(gòu)［3－8］。鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁節(jié)點(diǎn)作為巨型組合結(jié)構(gòu)體系的重要部件，其節(jié)點(diǎn)在滿足強(qiáng)度、剛度、穩(wěn)定性和其他抗震性能的同時保證梁柱間荷載的有效傳遞，使鋼管和核心混凝土共同工作，同時也應(yīng)便于結(jié)構(gòu)制作、安裝以及管內(nèi)混凝土的澆筑。雖然國內(nèi)外學(xué)者對鋼管混凝土組合節(jié)點(diǎn)的抗震性能試驗(yàn)研究已經(jīng)有所開展［9－11］，但試驗(yàn)研究嚴(yán)重滯后于工程實(shí)踐。國內(nèi)外學(xué)者對鋼管混凝土組合節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究主要集中于鋼管混凝土柱－鋼梁節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究［12－13］，而對于鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究則完全處于空白。

針對目前國內(nèi)外對此種連接形式節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究嚴(yán)重匱乏的現(xiàn)狀，本文對分別采用單肢斜撐、交叉斜撐和橫隔板三種不同節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造形式的鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行試驗(yàn)研究，考察不同節(jié)點(diǎn)連接件構(gòu)造對鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁節(jié)點(diǎn)受力性能、延性、剛度和強(qiáng)度退化及耗能能力等抗震性能的影響，得出了節(jié)點(diǎn)的荷載－位移滯回曲線，骨架曲線和耗能特性，研究各節(jié)點(diǎn)形式的抗震性能，為鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁節(jié)點(diǎn)的理論研究和工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件

試驗(yàn)以巨型鋼－混凝土組合框架結(jié)構(gòu)中的節(jié)點(diǎn)為原型，且為邊柱節(jié)點(diǎn)。鋼－混凝土組合箱梁梁高為270 mm，采用6mm厚的Q235B鋼板拼焊而成；混凝土翼緣板厚80 mm，采用C30混凝土澆筑，縱向受力筋采用直徑為10mm的Ⅱ級鋼筋，箍筋采用直徑為6 mm的Ⅰ鋼筋。鋼管混凝土格構(gòu)柱總高1 000 mm，柱中心線到梁端加載點(diǎn)的臂長1 375 mm，采用C30自密實(shí)混凝土填充，柱肢鋼管采用20＃無縫鋼管；鋼加強(qiáng)環(huán)板和各節(jié)點(diǎn)連接件均采用10 mm厚的Q345鋼板焊接而成；鋼箱梁與混凝土板之間采用4．6級Φ13＠100的完全抗剪栓釘連接。試件設(shè)計(jì)的節(jié)點(diǎn)輪廓尺寸見圖1，主要參數(shù)見表1。

圖1 節(jié)點(diǎn)尺寸圖Fig．1 Connection diagram

表1 節(jié)點(diǎn)試件主要參數(shù)表（單位：mm）Tab．1 Details of specimens（mm）

節(jié)點(diǎn)的鋼構(gòu)件部分由鋼管格構(gòu)柱、組合箱梁與加強(qiáng)環(huán)焊接而成，鋼梁與加強(qiáng)環(huán)、加強(qiáng)環(huán)與格構(gòu)柱的連接焊接采用雙面對接坡口焊；鋼管混凝土格構(gòu)柱柱腳處設(shè)置加勁肋防止鋼管發(fā)生局部屈曲破壞；鋼－混組合箱梁的栓釘沿梁長方向單排均勻布置在翼緣板上。

根據(jù)材性實(shí)驗(yàn)得出鋼管內(nèi)填充的核心混凝土和鋼－混凝土組合箱梁翼緣混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度fcu平均值分別為 31．2 N／mm2和 35．5 N／mm2，彈性模量 Ec分別為23 800 MPa和31 470 MPa。鋼材材料力學(xué)性能見表2。

表2 鋼材力學(xué)性能Tab．1 Steel properties

1.2 試驗(yàn)裝置及測點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用擬靜力加載方式。柱頂端放置的2 000 kN千斤頂頂住剛性橫梁以施加恒定軸力，組合箱梁梁端上下均設(shè)置加載板，并用螺桿將上下加載板與MTS作動頭錨固起來，通過固定在反力架上的N＝1 000 kN的MTS液壓伺服作動器施加豎向往復(fù)荷載或位移。節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)裝置示意圖見圖2和圖3。在格構(gòu)柱的上下端均設(shè)置了高強(qiáng)鋼材制成的方形鋼塊，在其上按預(yù)定偏心距設(shè)置相應(yīng)條形凹槽。試驗(yàn)過程中壓力機(jī)的荷載通過刀口鉸傳到格構(gòu)柱，刀口鉸的刀口與地面及反力架的條形凹槽相吻合，通過高強(qiáng)螺栓與試件連接。鋼塊與刀口鉸可反復(fù)使用。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由1 000通道7V08數(shù)據(jù)采集儀采集，試驗(yàn)全過程由M2801伺服系統(tǒng)控制機(jī)及微機(jī)控制。

各試件在梁端和節(jié)點(diǎn)域位移計(jì)測點(diǎn)布置見圖4，以測量和記錄柱頂位移、梁柱相對轉(zhuǎn)角和節(jié)點(diǎn)域的剪切變形。

圖2 試驗(yàn)加載裝置示意圖Fig．2 Test set-up

圖3 現(xiàn)場節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)裝置圖Fig．3 The scene node test device

圖4 位移計(jì)測點(diǎn)布置圖Fig．4 Layout of displacementmeter

1．3 加載制度

柱頂垂直方向：施加恒定2 000 kN軸向力。

試驗(yàn)加載過程按照J(rèn)GJ 101－96《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》［14］的規(guī)定采用荷載－位移雙控制加載制度來模擬地震作用。具體程序如下：① 結(jié)構(gòu)屈服前采用荷載控制加載方法，梁端豎向力以等增量ΔF形式的荷載方式施加，每一級荷載循環(huán)一次；② 荷載位移曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn)時表示試件開始屈服，此時采用位移控制加載方式，按屈服位移的倍數(shù)施加，即 1Δy、2Δy、3Δy、4Δy、…。每級控制位移循環(huán)三次。在試驗(yàn)過程中，根據(jù)實(shí)際情況做出適當(dāng)?shù)恼{(diào)整。

由于鋼－混凝土組合箱梁截面正反向的力學(xué)性能不同，在施加往復(fù)荷載過程中，正向加載制度參考正向屈服位移Δ＋y和正向屈服荷載P＋y（以混凝土受壓為正），反向加載制度則參考反向屈服位移Δ－y和反向屈服荷載P－y。試驗(yàn)前由非線性有限元理論模型計(jì)算得到試件的理論荷載Pmax，并取對應(yīng)0．7Pmax的位移為屈服位移Δy。

2 試驗(yàn)過程及破壞特征

2.1 試驗(yàn)過程

試驗(yàn)首先由梁端荷載控制加載，此時處于彈性階段，荷載位移呈現(xiàn)線性關(guān)系，未有明顯變化，各節(jié)點(diǎn)試件的鋼構(gòu)件部分完好無損。在反向加載過程中，首先從混凝土翼緣板出現(xiàn)開裂，當(dāng)加載至－20 kN時，翼緣混凝土板沿最薄弱的節(jié)點(diǎn)端處出現(xiàn)橫向裂縫，此時荷載即為節(jié)點(diǎn)開裂荷載，裂縫未貫通。隨著反向荷載的逐步增大，混凝土翼緣板裂縫逐漸向著梁端加載點(diǎn)延伸，裂縫寬度逐漸變大。當(dāng)節(jié)點(diǎn)試件達(dá)到反向屈服荷載時，混凝土翼緣板橫向裂縫發(fā)展至數(shù)條，且裂縫貫通整個翼緣混凝土板，見圖5。

圖5 混凝土板貫穿裂縫Fig．5 Piercing cracks of the concrete slab

試驗(yàn)進(jìn)入塑性階段由位移控制加載，加載或卸載控制點(diǎn)取屈服位移的倍數(shù)，前三級位移每級循環(huán)三次，此后根據(jù)試驗(yàn)情況適當(dāng)調(diào)整，直至試件破壞。當(dāng)控制位移反向加載至1～2．時，混凝土翼緣板與格構(gòu)柱柱肢脫開，加載梁端預(yù)留錨桿孔處出現(xiàn)裂縫；控制位移正向加載至2．0Δy＋的過程中，聽到混凝土板與鋼箱梁發(fā)生滑移的響聲，并伴隨有混凝土碎屑從翼緣處脫落，但現(xiàn)象不明顯；控制位移正向加載至3．～4．0時，在節(jié)點(diǎn)的柱肢處混凝土板出現(xiàn)斜裂縫和縱向裂縫，同時，LJ－2節(jié)點(diǎn)核的交叉斜撐因受拉應(yīng)力大，焊縫出現(xiàn)斷裂裂縫；控制位移反向加載至4．時，鋼梁與加強(qiáng)環(huán)焊接處焊縫出現(xiàn)斷裂情況，腹板也出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象，反向承載力明顯下降，同時焊縫斷裂導(dǎo)致加強(qiáng)環(huán)板處的混凝土板折斷，出現(xiàn)節(jié)點(diǎn)破壞狀態(tài)，見圖6、圖7；控制位移正向加載至5．時，混凝土折斷處重新受壓，鋼箱梁上部撕裂的腹板受壓發(fā)生鼓曲現(xiàn)象，正向承載力也出現(xiàn)下降現(xiàn)象；控制位移反向加載至5時，混凝土翼緣板出現(xiàn)碎塊掉落現(xiàn)象，組合箱梁腹板撕裂缺口變大，見圖8，此時節(jié)點(diǎn)試件已經(jīng)發(fā)生破壞而終止試驗(yàn)，破壞形態(tài)見圖9。

圖6 箱翼緣焊縫斷裂Fig．6 Fracture of the box flange weld

圖7 混凝土板橫向折斷圖Fig．7 Transverse fracture pattern

圖8 鋼箱梁腹板撕裂缺口Fig．8 Tear notch of steel box girder webs

2.2 破壞特征

三種連接件構(gòu)造形式的節(jié)點(diǎn)破壞過程及基本特征大致相同，為弱梁破壞機(jī)制，破壞點(diǎn)均發(fā)生在節(jié)點(diǎn)梁端即鋼箱梁上翼緣板與加強(qiáng)環(huán)交界的焊縫處；加強(qiáng)環(huán)、節(jié)點(diǎn)連接件構(gòu)造、以及鋼管混凝土格構(gòu)柱表現(xiàn)出較好的工作性能，滿足相關(guān)抗震規(guī)范強(qiáng)柱弱梁的設(shè)計(jì)要求。其中，試件制作過程的構(gòu)造誤差以及鋼材連接處的焊縫缺陷對連接的破壞有一定的影響，從而對試驗(yàn)結(jié)果也存在影響。

3 主要試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 節(jié)點(diǎn)試件屈服與破壞的確定

無明顯屈服點(diǎn)的鋼－混凝土組合節(jié)點(diǎn)的單向荷載－位移曲線見圖 10，破壞荷載定義為 Pu＝0．85，其對應(yīng)的位移即為節(jié)點(diǎn)的破壞位移 Δu。最高點(diǎn)對應(yīng)的荷載和位移為極限荷載Pmax和極限位移Δmax。過坐標(biāo)原點(diǎn)O作切線與曲線最高點(diǎn)的水平線相交點(diǎn)的位移為屈服位移Δy，由該點(diǎn)作垂線與荷載－位移曲線相交即為節(jié)點(diǎn)的屈服荷載Py。由節(jié)點(diǎn)的荷載－位移曲線可以確定試件各階段承載力特征值，各指標(biāo)值取正反兩個方向（以梁端向下加載為正，向上加載為負(fù)）列入表3。

表3 節(jié)點(diǎn)承載力特征表（荷載單位：kN）Tab．3 Characteristic of the bearing capacity（kN）

由試驗(yàn)結(jié)果對比可知，三種連接構(gòu)造形式節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載作用下均表現(xiàn)出較高的承載力。隨著節(jié)點(diǎn)連接件構(gòu)造的加強(qiáng)，正反向的承載力變化趨勢不一致，節(jié)點(diǎn)正向屈服荷載及極限荷載逐漸增大，而反向屈服荷載和極限荷載逐漸減小，但減小幅度不明顯。

3.2 節(jié)點(diǎn)試件的P－Δ滯回曲線

圖10 節(jié)點(diǎn)承載力的確定Fig．10 Ultimate bearing capacity of joints

節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)過程中，柱頂缺乏有效的側(cè)向約束和柱底支座處存在相對位移等因素的影響。因此會存在柱頂和柱底位移，柱頂位移相對較大，由位移計(jì)1測得，三種節(jié)點(diǎn)形式的柱頂位移曲線如圖11所示，且最終梁端位移取修正后的試驗(yàn)值。梁端位移的修正計(jì)算如下：支座轉(zhuǎn)角＝（柱頂位移－柱底位移）／1 000，修正后的梁端位移＝實(shí)測梁端位移－支座轉(zhuǎn)角×1 375。三種節(jié)點(diǎn)連接形式的滯回曲線見圖12。LJ－1、LJ－2和LJ－3節(jié)點(diǎn)的滯回曲線均成梭形，且滯回環(huán)較飽滿。表明三種形式的節(jié)點(diǎn)塑性變形能力和耗能能力較好。但隨著節(jié)點(diǎn)核心區(qū)連接件由單肢斜撐加強(qiáng)至橫隔板，梁端正向極限承載力逐漸增大，反向承載力無明顯變化。因循環(huán)加載過程中組合梁腹板的鼓曲變形和混凝土裂縫的開合等破壞狀態(tài)的發(fā)生，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)耗能能力變差，所以隨著位移的加大，三種節(jié)點(diǎn)的荷載－位移滯回曲線捏縮現(xiàn)象明顯。且達(dá)到屈服荷載后，曲線的斜率逐漸減小，節(jié)點(diǎn)剛度退化明顯。荷載隨著循環(huán)而降低，節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度出現(xiàn)退化。

3．3 節(jié)點(diǎn)試件的荷載－位移關(guān)系骨架曲線

將各節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線加載級第一次循環(huán)的峰點(diǎn)所連成的骨架曲線見圖13。

由節(jié)點(diǎn)骨架曲線試驗(yàn)結(jié)果及匯總對比（見圖13）表明：

圖11 柱頂位移曲線Fig．11 Displacement curve of column caps

圖12 節(jié)點(diǎn)的滯回曲線Fig．12 Hysteretic curve of joints

（1）由于鋼－混凝土組合箱梁翼緣板混凝土拉、壓力學(xué)性能存在的差異及相對滑移，在梁端低周往復(fù)荷載作用下，各節(jié)點(diǎn)骨架曲線的正、反向荷載特征值及位移大小不對稱。

（2）節(jié)點(diǎn)骨架曲線經(jīng)過了彈性、彈塑性、塑性及塑性下降段；骨架曲線的正向下降段緩慢而反向下降趨勢明顯，表明試件的正向塑性能力相對反向塑性能力要好。

圖13 節(jié)點(diǎn)骨架曲線Fig．13 Envelop curve of the joints

（3）由于柱頂約束偏弱且不對稱會導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)正反向承載力存在差異，此因素可以通過測定柱頂和柱底位移來對梁端位移進(jìn)行修正，減少由此產(chǎn)生的誤差。從試驗(yàn)測定的柱頂位移，可以發(fā)現(xiàn)正向加載和反向加載時的差值較小，同時，通過有限元分析得出的結(jié)果與試驗(yàn)曲線規(guī)律基本一致，說明由此造成的誤差較小。

（4）隨著節(jié)點(diǎn)連接構(gòu)造的加強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)的正向承載力、彈性階段的剛度、極限承載力逐漸增大，而節(jié)點(diǎn)的屈服位移逐漸減??；而反向時，節(jié)點(diǎn)達(dá)到極限荷載之后，節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和破壞位移逐漸減小，節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度退化加劇。

3．4 節(jié)點(diǎn)試件的延性和耗能指標(biāo)

以節(jié)點(diǎn)試件有效極限梁端豎向破壞位移Δu和屈服位移Δy的比值u＝Δu／Δy定義節(jié)點(diǎn)梁端位移延性系數(shù)。根據(jù)上述節(jié)點(diǎn)承載力指標(biāo)的確定方法，可得到節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)的位移延性系數(shù)，見表4。根據(jù)荷載－位移滯回曲線的包絡(luò)線可計(jì)算出各試件的等效粘滯系數(shù)he和能量耗散系數(shù)E。

由上述定義的各試件等效粘滯系數(shù)he和能量耗散系數(shù)E見表5。

由表4可知，三個節(jié)點(diǎn)試件的正向位移延性系數(shù)在3．31～3．98之間，反向位移延性系數(shù)在2．65～2．70之間，均大于2。表明三種節(jié)點(diǎn)連接形式在正向均具有良好的位移延性，而反向的位移延性略遜于正向；同時節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造對延性有一定的影響，隨著連接件構(gòu)造的加強(qiáng)，其延性隨之增強(qiáng)。

表4 節(jié)點(diǎn)延性特征表（位移單位：mm）Tab．4 Ductility characteristic of the joint（mm）

表5 節(jié)點(diǎn)耗能性能表Tab．5 Energy dissipation characteristic of the joint

由表5可知，節(jié)點(diǎn)的耗能指數(shù)和等效粘滯系數(shù)均隨著位移的增大而增大，表明由于節(jié)點(diǎn)梁端塑性鉸的出現(xiàn)，隨著梁端位移的增大，節(jié)點(diǎn)的耗能能力也不斷增大；比較三種連接件方式節(jié)點(diǎn)發(fā)現(xiàn)，在屈服階段前期，LJ－2的耗能能力最好，從3Δy開始，LJ－3的各項(xiàng)指標(biāo)的增長趨勢要大于LJ－1和LJ－2，說明LJ－3在后期的節(jié)點(diǎn)耗能能力更強(qiáng)。

總體來說，本次試驗(yàn)的三種節(jié)點(diǎn)的滯回曲線均較為飽滿，按滯回曲線分析得出的耗能等指標(biāo)均滿足結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的要求。

4 有限元數(shù)值分析

4．1 單元模型

本文采用ABAQUS軟件對三種節(jié)點(diǎn)形式進(jìn)行有限元分析。均采用三維實(shí)體單元，無縫鋼管、鋼－混凝土組合箱梁的鋼箱、加強(qiáng)環(huán)和節(jié)點(diǎn)連接件采用殼單元，翼緣混凝土板內(nèi)的鋼筋采用桁架單元進(jìn)行建模。為真實(shí)反映試驗(yàn)與理論計(jì)算結(jié)果的偏差，在理論計(jì)算中模型參數(shù)均按表1和表2設(shè)置，模型有限元網(wǎng)格劃分如圖14所示。

4．2 結(jié)果對比

4．2．1 荷載－位移滯回曲線

圖14 組合節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig．14 Finitemodel of connections

三種節(jié)點(diǎn)形式的滯回曲線試驗(yàn)與模擬結(jié)果對比如圖15所示。由圖可見，有限元計(jì)算的滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果的總體趨勢相同，兩者的正反向卸載剛度以及剛度退化現(xiàn)象基本保持一致。整體來看，有限元數(shù)值計(jì)算的荷載－位移滯回曲線較真實(shí)的模擬出了試驗(yàn)滯回曲線的結(jié)果，試驗(yàn)曲線的塑性變形和耗能性能均得到了真實(shí)的反映。

同時，對比分析三種節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果和有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果可知，在節(jié)點(diǎn)進(jìn)入非線性階段后，兩者的吻合性較差，試驗(yàn)所得的滯回曲線有一定的捏縮現(xiàn)象，有限元計(jì)算的滯回曲線很飽滿。后期的正反向峰值荷載相差10%左右。造成這一誤差的原因主要在于以下幾個方面：①試驗(yàn)中試件支座約束條件與有限元模型的邊界條件存在誤差。有限元計(jì)算時鋼管混凝土格構(gòu)柱上下端均假設(shè)為理想鉸接，但實(shí)際試驗(yàn)加載過程中鋼管混凝土格構(gòu)柱的彎曲變形等致使柱上下端板產(chǎn)生轉(zhuǎn)動變形，不一定為理想鉸接。②有限元數(shù)值計(jì)算的本構(gòu)模型較為理想，試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c此存在誤差。③有限元計(jì)算中無法模擬鋼箱梁上翼緣板與加強(qiáng)環(huán)交界焊縫的缺陷及撕裂等現(xiàn)象，會造成誤差。④其他試驗(yàn)誤差等因素的影響致使極限荷載試驗(yàn)值較有限元數(shù)值計(jì)算值減大。上述各因素致使試驗(yàn)和計(jì)算結(jié)果未能十分精確的吻合，但是與試驗(yàn)結(jié)果相比計(jì)算結(jié)果的最大偏差亦未超過10%。

圖15 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)荷載位移曲線與模擬曲線對比Fig．15 Comparison of experimental and simulated curves

4．2．2 承載力

不同連接形式各節(jié)點(diǎn)的極限承載力試驗(yàn)值與有限元計(jì)算見表6，計(jì)算值與試驗(yàn)值二者的百分比值基本上在90%左右浮動。隨著節(jié)點(diǎn)連接件構(gòu)造的增強(qiáng)，極限承載力計(jì)算值的變化趨勢與試驗(yàn)值也基本一致，正向極限承載力計(jì)算值逐漸增大，反向極限承載力計(jì)算值變化不大。

表6 組合節(jié)點(diǎn)極限荷載對比分析Tab．6 Com parison of experimental and simulated results

5 結(jié) 論

本文對三個鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合箱梁組合節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周往復(fù)荷載作用下的試驗(yàn)研究，可得到以下結(jié)論：

（1）三種鋼管混凝土格構(gòu)柱－組合梁組合節(jié)點(diǎn)的破壞類型均表現(xiàn)為“強(qiáng)柱弱梁”的破壞類型，節(jié)點(diǎn)滯回曲線比較飽滿，基本上呈現(xiàn)梭形，出現(xiàn)有輕微的捏縮現(xiàn)象，說明該類型的節(jié)點(diǎn)是一種良好的抗震結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)。

（2）本次試驗(yàn)的三種節(jié)點(diǎn)形式，正向位移延性系數(shù) μ＝3．31～3．98和反向位移延性系數(shù) μ＝2．65～2．70，節(jié)點(diǎn)的延性能滿足結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)要求。且隨著節(jié)點(diǎn)連接件方式的加強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)的屈服位移逐漸減小，節(jié)點(diǎn)承載能力逐漸增大。

（3）節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載作用下，隨著節(jié)點(diǎn)連接方式的加強(qiáng)，節(jié)點(diǎn)的環(huán)向剛度逐漸增大，且強(qiáng)度和剛度退化都比較明顯，LJ－3節(jié)點(diǎn)的耗能指數(shù)和等效粘滯系數(shù)相對較好。

（4）抗震設(shè)計(jì)時，建議采用節(jié)點(diǎn)核心區(qū)采用橫隔板形式的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造（即LJ－3節(jié)點(diǎn)形式），對節(jié)點(diǎn)橫隔板的厚度取值建議按《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50017－2003）中有關(guān)箱型截面梁受壓翼緣板的設(shè)計(jì)要求選取，可以保證既不浪費(fèi)工程材料又能保證不降低節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能。

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