隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點抗震性能試驗

王萬禎，李 華，郭鳴鳴，朱 放，孫韶江

(寧波大學 建筑工程與環(huán)境學院，浙江 寧波 315211)

0引 言

相比于普通混凝土，輕骨料混凝土具有自重輕、保溫性能好和長期強度高等優(yōu)點。因此，方鋼管輕骨料混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構除具有方鋼管普通混凝土柱-鋼梁框架結(jié)構承載力高、塑性和韌性強等優(yōu)點外，還具有自重輕、自振周期長等優(yōu)勢。

若框架各跨荷載或跨度不等，宜采用不同截面形狀的型鋼梁，形成方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點。受力復雜的方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點起著傳遞和平衡梁柱內(nèi)力的作用，對結(jié)構安全至關重要。

輕骨料混凝土破壞模型不同于普通混凝土，王立成等[1]和王萬禎[2]分別建立了與靜水應力軸拉端和軸壓端相交的輕骨料混凝土破壞面模型?？梢姡戒摴茌p骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點的受力性能和破壞形態(tài)與方鋼管普通混凝土柱-鋼梁節(jié)點有較大差異。

方鋼管混凝土柱-鋼梁內(nèi)隔板式節(jié)點中，連接區(qū)焊縫堆積，焊接殘余應力和焊接熱影響區(qū)重疊。以往的試驗顯示[3]，方鋼管柱與內(nèi)隔板間焊縫因焊接質(zhì)量較差而過早開裂，導致內(nèi)隔板式方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點的承載力和延性顯著降低。方鋼管混凝土柱-鋼梁隔板貫通式節(jié)點中，方鋼管柱與貫通隔板間便于施焊，連接區(qū)焊縫質(zhì)量較好且可分散布置，焊接殘余應力和焊接熱影響區(qū)重疊等問題得以減緩。

當前，對方鋼管普通混凝土柱-鋼梁節(jié)點研究較多，但對隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點的研究還未見報道。

Qin等[4-5]對隔板貫通方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點進行了試驗和理論分析，建議了考慮柱軸壓力的節(jié)點抗剪設計方法；Kang等[6]建立了內(nèi)隔板式、外隔板式和隔板貫通式方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點的分析模型。

周鵬等[7]對矩形鋼管混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點進行了試驗研究，結(jié)果顯示，節(jié)點域腹板剪切破壞、節(jié)點域腹板與柱翼緣間焊縫斷裂是該異形節(jié)點的典型破壞形式；徐桂根等[8]對內(nèi)隔板貫通式節(jié)點的研究表明，連接區(qū)焊縫斷裂問題嚴重；苗紀奎等[9]進行的隔板貫通式鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點的試驗中，梁翼緣與隔板對接焊縫斷裂問題嚴重；陳慶軍等[10]對柱不貫通式鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點進行了試驗和抗震性能研究。

本文對圓弧加強隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點和基本型異形節(jié)點進行了循環(huán)加載試驗，研究了貫通隔板圓弧加強構造對方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點破壞形態(tài)、滯回性能、承載力和塑性變形的影響。

1試驗概況

1.1試件設計

試驗共設計了1個隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁基本型異形節(jié)點試件BASE和3個隔板圓弧加強異形節(jié)點試件X1～X3。試件節(jié)點構造參數(shù)如表1所示，細部構造如圖1，2所示，其中，方鋼管柱截面規(guī)格為□250×250×8，H形梁和箱形梁的截面規(guī)格分別為H200×100×6×8和□350×150×6×8，鋼材為Q235B，采用E43型焊條手工焊接制作而成。方鋼管內(nèi)填入陶粒輕骨料混凝土，水、普通硅酸鹽水泥、砂、陶粒的配合比為1∶2∶2∶3。

表1隔板圓弧加強節(jié)點構造參數(shù)Tab.1Construction Parameters of Joints with Enlarged Arc Junctures

注：L1，L2分別為箱形梁和H形梁貫通隔板圓弧段的長度；R1，R2分別為箱形梁和H形梁貫通隔板圓弧段的半徑。

圖2圓弧加強異形節(jié)點的細部構造(單位:mm)Fig.2Details of Irregular Joints with Enlarged Arc Junctures (Unit:mm)

除圖2所示的與梁上、下翼緣相連的隔板圓弧擴大頭構造外，隔板圓弧加強異形節(jié)點的其余細部構造均同基本型異形節(jié)點。

1.2加載方案和測點布置

圖3加載裝置Fig.3Loading Setup

圖3所示的試驗加載裝置中，柱上、下端均為鉸接約束，柱頂采用側(cè)向鋼板與加載架相連形成側(cè)向約束，柱底通過地腳螺栓鉸接于實驗室地槽。在H形梁和箱形梁的懸臂端設置側(cè)向支撐。通過油壓千斤頂在柱頂施加1 150 kN的軸壓力，柱軸壓比約為0.3。通過伺服加載系統(tǒng)在H形梁和箱形梁懸臂端施加反向同步的往復循環(huán)荷載。

加載方案參照《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[11]的規(guī)定。彈性階段采用力控制加載，當荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點時，認為試件屈服，此后改用位移控制加載，加載速率為6 mm·min-1，加載位移按屈服位移的倍數(shù)逐級遞增，每級加載位移循環(huán)3周，直至試件斷裂或荷載下降到極限承載力的70%以下。

在節(jié)點域及其周邊、梁翼緣對接焊縫和梁腹板角焊縫等位置布置應變花(圖4)，以獲取上述關鍵部位2個方向應變隨加載進程的演化規(guī)律。

圖4應變花布置Fig.4Arrangement of Strain Gauges

1.3材性試驗

參照《金屬材料：室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228—2002)[12]的規(guī)定，制作與試件同一批次的鋼板材性試件及焊條材性試件，表2為材性試驗結(jié)果。

參照《輕骨料混凝土技術規(guī)程》(JGJ 51—2002)[13]的要求，制作6個150 mm×150 mm×150 mm的陶粒輕骨料混凝土標準試塊，按標準養(yǎng)護28 d。試驗測得該陶粒輕骨料混凝土的平均抗壓強度fcu≈40.03 MPa，彈性模量Ec≈16.5×103MPa，泊松比νc≈0.19。

2試驗過程及破壞特征

試件BASE加載至40 mm位移第1圈時，箱形梁上翼緣與隔板對接焊縫邊緣產(chǎn)生裂紋[圖5(a)]；加載至50 mm位移第3圈時，箱形梁翼緣對接焊縫斷裂[圖5(b)]；加載至60 mm位移第2圈時，H形梁上翼緣對接焊縫處開裂，箱形梁腹板構造孔處焊縫開裂，加載停止。

表2鋼材和焊縫材性試驗結(jié)果Tab.2Test Results of Material Properties of Steel and Weld

注：fy，fu分別為屈服抗拉強度和極限抗拉強度；εy，εu分別為屈服拉應變和極限拉應變；E為彈性模量；ν為泊松比。

圖5試件BASE的破壞照片F(xiàn)ig.5Failure Pictures of Specimen BASE

試件X1加載至60 mm第1圈，箱形梁上翼緣對接焊縫邊緣分別開裂[圖6(a)]；加載至80 mm第1圈，H形梁上翼緣對接焊縫產(chǎn)生裂紋；加載至80 mm第3圈，箱形梁下翼緣對接焊縫斷裂[圖6(b)]；加載至90 mm第1圈，H形梁上翼緣對接焊縫開裂，加載停止。

圖6試件X1的破壞照片F(xiàn)ig.6Failure Pictures of Specimen X1

試件X2加載至60 mm第1圈，箱形梁下翼緣對接焊縫被撕裂[圖7(a)]；加載至90 mm第2圈，與H形梁下翼緣相連的隔板形成塑性鉸[圖7(b)]；加載至100 mm第3圈，與箱形梁相連的隔板末端形成塑性鉸；加載至110 mm第1圈，靠近隔板末端的H形梁形成塑性鉸，節(jié)點承載力下降至極限承載力的70%以下，加載停止。

圖7試件X2的破壞照片F(xiàn)ig.7Failure Pictures of Specimen X2

試件X3加載至70 mm第1圈，與箱形梁相連的隔板末端形成塑性鉸；加載至70 mm第3圈和80 mm第1圈，箱形梁下翼緣和上翼緣對接焊縫分別開裂[圖8(a)]；加載至80 mm第3圈，與H形梁相連的隔板末端形成塑性鉸[圖8(b)]；加載至90 mm第3圈，H形梁下翼緣對接焊縫開裂，箱形梁下翼緣對接焊縫斷裂，加載停止。

圖8試件X3的破壞照片F(xiàn)ig.8Failure Pictures of Specimen X3

圖9為試件BASE的滯回曲線，其H形梁和箱形梁的承載力分別為39.08 kN和87.82 kN，對應的極限彎矩分別為1.06Mp1和0.95Mp2(Mp1，Mp2分別為H形梁和箱形梁的全截面塑性彎矩)。

圖9BASE試件的滯回曲線Fig.9Hysteresis Curves of Specimen BASE

圖10～12分別為試件X1～X3的滯回曲線，其H形梁的承載力分別為47.50，47.66，47.95 kN，對應的極限彎矩分別為1.29Mp1，1.30Mp1，1.31Mp1；箱形梁的承載力分別為128.22，137.17，122.64 kN，對應的極限彎矩分別為1.17Mp2，1.25Mp2，1.12Mp2。H形梁的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.038，0.056，0.044 rad；箱形梁的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.040，0.051，0.045 rad。

圖10試件X1的滯回曲線Fig.10Hysteresis Curves of Specimen X1

圖11試件X2的滯回曲線Fig.11Hysteresis Curves of Specimen X2

3試驗結(jié)果分析

3.1破壞模式分析

基本型異形節(jié)點構造中，由于對接焊縫邊緣是焊接起(落)弧點，惡化了對接焊縫邊緣的應力狀況，且狹窄的梁翼緣直接焊于寬大的隔板上，幾何變化劇烈引發(fā)應力集中，導致試件BASE在梁翼緣對接焊縫邊緣過早開裂，嚴重降低了節(jié)點的承載力和塑性轉(zhuǎn)角。

隔板圓弧加強構造使梁翼緣對接焊縫移至遠離節(jié)點區(qū)，消除了基本型異形節(jié)點中梁翼緣對接焊縫邊緣的幾何劇烈變化和應力集中，提高了節(jié)點的承載力和塑性轉(zhuǎn)角。圓弧加強異形節(jié)點的主要破壞模式為隔板圓弧加強區(qū)形成塑性鉸，隔板塑性鉸區(qū)在循環(huán)加載下交替屈曲、拉伸，加劇了梁翼緣對接焊縫的損傷累積，導致對接焊縫最終延性斷裂。

試驗結(jié)束后切開方鋼管柱發(fā)現(xiàn)，節(jié)點域和柱段內(nèi)輕骨料混凝土均未壓碎或拉裂，輕骨料混凝土與貫通式隔板和鋼管柱壁板間均黏結(jié)良好(圖13)?？梢?，輕骨料混凝土與鋼管柱可以較好地實現(xiàn)協(xié)同工作，增加節(jié)點的強度和剛度。

3.2滯回性能

圖9～12顯示，隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點的滯回性能穩(wěn)定，在各級加載位移下，H形梁的滯回曲線幾近重疊，箱形梁的滯回曲線劣化不明顯，說明隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點的滯回性能穩(wěn)定，抗震性能較好。

節(jié)點延性系數(shù)μ定義為節(jié)點破壞時的破壞位移Δu與屈服位移Δy之比，即μ=Δu/Δy。表3為主要階段的試驗結(jié)果。由表3可知，圓弧加強異形節(jié)點的延性系數(shù)較基本型異形節(jié)點大大提高，說明貫通隔板圓弧擴大頭構造促使異型節(jié)點呈延性破壞模式(避免脆斷破壞模式)的成效顯著。

對比表3中試件X1與試件X2的試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當參數(shù)L1由250 mm增加到300 mm時，圓弧加強異形節(jié)點箱形梁的承載力增加。試件X2，X3的試驗結(jié)果顯示，圓弧加強異形節(jié)點H形梁的承載力隨參數(shù)L2的增加(由250 mm增至300 mm)而提高。參數(shù)L1，L2對圓弧加強異形節(jié)點箱形梁和H形梁的塑性轉(zhuǎn)角和延性系數(shù)的影響不顯著。

3.3應變分析

圖14為試驗采集的各試件梁翼緣對接焊縫處應變(沿梁長方向)隨加載進程的演化。加載初期，基本型異形節(jié)點梁翼緣對接焊縫處的應變與圓弧加強異形節(jié)點相當。在位移控制加載階段，基本型異形節(jié)點梁翼緣對接焊縫處的應變快速增加，遠大于圓弧加強異形節(jié)點?；拘彤愋喂?jié)點梁翼緣對接焊縫邊緣應力集中嚴重，導致梁翼緣對接焊縫邊緣過早開裂。圓弧加強異形節(jié)點梁翼緣對接焊縫移至遠離連接區(qū)的隔板圓弧末端，應力和應變負擔大大降低。在同級加載位移下，箱形梁翼緣對接焊縫的應變大于H形梁，這是因為箱形梁的剛度大于H形梁，箱形梁翼緣對接焊縫的應力和應變幅值大于H形梁。

圖12試件X3的滯回曲線Fig.12Hysteresis Curves of Specimen X3

圖13節(jié)點域和柱段內(nèi)輕骨料混凝土Fig.13Lightweight Aggregate Concrete in Panel Zone and Column

圖15所示的節(jié)點域橫向(沿梁長方向)和縱向(沿柱高方向)應變演化顯示，節(jié)點域上核心區(qū)的橫向和縱向應變均遠大于下核心區(qū)。節(jié)點域上核心區(qū)不僅要承擔柱軸壓力，還要承擔H形梁和箱形梁上翼緣傳來的同向水平剪力(由梁端彎矩分解而來)及梁端豎向剪力。節(jié)點域下核心區(qū)只承擔柱軸壓力、箱形梁下翼緣的水平剪力和箱形梁腹板的部分豎向剪力。

圖16為各試件滯回曲線的骨架曲線，在小位移加載階段(節(jié)點處于彈性)，圓弧加強異形節(jié)點和基本型異形節(jié)點的骨架曲線基本重合在一起。在大位移加載階段(節(jié)點進入塑性)，基本型異形節(jié)點箱形梁的骨架曲線出現(xiàn)明顯下降段，H形梁的承載力增加緩慢，甚至趨于平直；圓弧加強異形節(jié)點箱形梁和H形梁的骨架曲線均有明顯的上升。加載至節(jié)點破壞時，圓弧加強異形節(jié)點箱形梁和H形梁的延性和承載力均顯著高于基本型異形節(jié)點。基本型異形節(jié)點的箱形梁骨架曲線在大位移加載階段出現(xiàn)明顯拐點，呈脆斷破壞模式。圓弧加強異形節(jié)點的箱形梁骨架曲線下階段較平緩，破壞時加載位移較大，呈延性破壞模式。

表3主要階段的試驗結(jié)果Tab.3Test Results at Key Stages

注：Py，Pm，Pu分別為梁端屈服荷載、峰值荷載和破壞荷載，其中，Py由荷載-位移曲線出現(xiàn)的拐點確定；θpu為節(jié)點破壞時的梁端塑性轉(zhuǎn)角；ΔPm，Δθp分別為相對于試件BASE的峰值荷載增幅和塑性轉(zhuǎn)角增幅。

圖14梁翼緣對接焊縫處的應變演化Fig.14Strain Evolution at Butt Weld of Beam Flanges

圖15節(jié)點域應變演化Fig.15Strain Evolution of Panel Zones

圖16各試件的骨架曲線Fig.16Skeleton Curves of Specimens

3.4剛度退化

圖17各試件的剛度退化曲線Fig.17Rigidity Degradation Curves of Specimens

4異形節(jié)點承載力

4.1異形節(jié)點抗彎承載力

試驗結(jié)果顯示，隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點典型的破壞模式為梁翼緣對接焊縫斷裂和貫通隔板圓弧擴大頭末端形成塑性鉸。因此，隔板貫通方鋼管輕骨料混凝土柱-H形梁與箱形梁異形節(jié)點的抗彎承載力Mu取梁翼緣對接焊縫斷裂時對應的極限彎矩Mfw和貫通隔板圓弧擴大頭末端形成塑性鉸時對應的極限彎矩Mpd的最小值，即

Mu=min{Mpd,Mfw}

(1)

Mfw=bbftbf(hb-tbf)ffw

(2)

Mpd=Wpdfd=bftd(hb-td)fyd+

(hb-td)2twfyd/4

(3)

式中：bbf，tbf，hb分別為梁翼緣對接焊縫寬度、梁翼緣對接焊縫厚度之和和梁截面高度；bf，td，tw分別為梁翼緣寬度、梁腹板厚度之和和貫通隔板厚度；ffw，fyd分別為梁翼緣對接焊縫抗拉強度和貫通隔板鋼材屈服強度。

貫通隔板圓弧擴大頭末端(塑性鉸區(qū))的寬度略大于梁翼緣寬度，貫通隔板塑性鉸彎矩Mpd計算式中，貫通隔板塑性鉸區(qū)的寬度略偏保守地取為梁翼緣寬度。

4.2異形節(jié)點抗剪承載力

上、中、下3塊隔板貫通把節(jié)點域分割為上節(jié)點域和下節(jié)點域，上節(jié)點域需承擔節(jié)點域兩側(cè)箱形梁和H形梁翼緣傳來的共同剪力，下節(jié)點域僅需承擔節(jié)點域單側(cè)大截面箱形梁翼緣傳來的剪力，上節(jié)點域的抗剪負擔明顯大于下節(jié)點域。試驗結(jié)果顯示(圖15)，上節(jié)點域的剪應力和剪應變負擔明顯大于下節(jié)點域。因此，異形節(jié)點域的抗剪承載力取決于上節(jié)點域，若上節(jié)點域的抗剪承載力滿足要求，下節(jié)點域也可滿足抗剪承載力要求。

上節(jié)點域中，上隔板、中隔板、左右2塊柱翼緣板、前后2塊柱腹板組成類似鋼框架剪力墻結(jié)構(圖18，其中，Nc為柱軸壓力，HLb，HRb分別為柱左、右側(cè)梁截面的高度；ML，MR分別為柱左、右側(cè)梁端彎矩；FL，F(xiàn)R分別為柱左、右側(cè)翼緣的拉應力；td為梁翼緣厚度，htp為小截面梁腹板高度)，上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土形成“斜壓短柱”效應，相當于框架中的支撐。

圖18上節(jié)點域的支撐框架剪力墻模型Fig.18Model of Braced Frame with Shear Walls of Top Panel Zone

圖18所示的支撐框架剪力墻結(jié)構在水平剪力V和柱軸壓力Nc共同作用下形成塑性鉸機構，上節(jié)點域的抗剪承載力Vtp由左右2塊柱翼緣板形成塑性鉸時的極限抗剪承載力Vscf、前后2塊柱腹板剪切屈服時的極限抗剪承載力Vscw和輕骨料混凝土形成“斜壓短柱”破壞時的極限抗剪承載力Vlwc組成，即

Vtp=Vscf+Vscw+Vlwc

(4)

4.2.1柱翼緣板的極限抗剪承載力

左右2塊柱翼緣板形成塑性鉸時的極限抗剪承載力Vscf可由繞塑性鉸處的力矩平衡(圖19，其中Mscf為柱翼緣截面的塑性鉸彎矩)求得

(5)

(6)

圖19柱翼緣板形成塑性鉸機構Fig.19Plastic Hinges of Column Flanges

式中：wsc，tsc，fysc分別為柱截面寬度、柱壁板厚度和柱鋼材屈服強度。

4.2.2柱腹板的極限抗剪承載力

柱軸壓力Nc由方鋼管柱和柱內(nèi)輕骨料混凝土共同承擔，根據(jù)方鋼管柱和柱內(nèi)輕骨料混凝土在軸壓下的變形協(xié)調(diào)，可得方鋼管柱和柱內(nèi)輕骨料混凝土的軸壓力Nsc，Nlwc分別為

(7)

(8)

式中：Esc，Elwc分別為柱鋼材的彈性模量和柱內(nèi)輕骨料混凝土的彈性模量；Asc，Alwc分別為方鋼管柱截面面積和柱內(nèi)輕骨料混凝土的截面面積。

柱腹板軸壓應力σscw為

σscw=Nsc/Asc

(9)

柱腹板剪應力τscw為

(10)

將式(9)，(10)代入Mises屈服模型

(11)

得

(12)

4.2.3輕骨料混凝土的極限抗剪承載力

上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土在梁翼緣傳來的剪力作用下形成“斜壓短柱”效應，上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土斜壓主應力跡線與水平面的夾角φ為

圖20上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土破壞機制Fig.20Failure Mechanism of Lightweight Aggregate Concrete in Top Panel Zone

上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土處于沿夾角φ的斜壓和豎向軸壓Nlwc的雙向受壓應力狀態(tài)(圖20)，計算上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土的極限抗剪承載力Vlwc時，偏于保守地取輕骨料混凝土雙向受壓強度等于單向受壓強度fc，即不考慮輕骨料混凝土在雙向受壓應力狀態(tài)下的抗壓強度提高效應。

根據(jù)虛功原理

(13)

得上節(jié)點域內(nèi)輕骨料混凝土的極限抗剪承載力為

(14)

則異形節(jié)點域的抗剪承載力Vtp為

(15)

式中：δ為位移。

5結(jié) 語

(1)基本型異形節(jié)點起裂于幾何變化劇烈、剛度較大的箱形梁對接焊縫邊緣，其H形梁和箱形梁的塑性轉(zhuǎn)角分別為0.023 rad和0.031 rad。

(2)與基本型異形節(jié)點相比較，圓弧加強異形節(jié)點H形梁和箱形梁的承載力分別提高21.5%～22.7%和39.6%～56.2%，塑性轉(zhuǎn)角為0.038～0.056 rad。

(3)圓弧加強異形節(jié)點的主要破壞模式為隔板圓弧加強區(qū)形成塑性鉸、梁腹板構造孔處焊縫開裂和梁翼緣對接焊縫延性斷裂。

(4)加載至節(jié)點破壞時，節(jié)點域核心區(qū)和柱段內(nèi)輕骨料混凝土未壓碎或拉裂，輕骨料混凝土與貫通式隔板和鋼管柱壁板間未發(fā)生剝離或滑移破壞。

(5)基于試驗結(jié)果和力學分析，分別建立了異形節(jié)點域的抗彎、抗剪計算模型，并推導了異形節(jié)點域的抗彎、抗剪承載力計算公式。

[1] 王立成,宋玉普.一個針對輕骨料混凝土的四參數(shù)多軸強度準則[J].土木工程學報,2005,38(7):27-33.

WANG Li-cheng,SONG Yu-pu.A Four-parameter Multi-axial Strength Criterion for Lightweight Aggregate (LWA) Concrete[J].China Civil Engineering Journal,2005,38(7):27-33.

[2] 王萬禎.輕骨料混凝土的破壞面模型[J].建筑材料學報,2014,17(1):60-65.

WANG Wan-zhen.Failure Model of Lightweight Aggregate Concrete[J].Journal of Building Materials,2014,17(1):60-65.

[3] 王萬禎,楊保證,黃友錢,等.梁翼緣、腹板開孔方鋼管混凝土柱-H型鋼梁節(jié)點力學性能試驗研究[J].建筑結(jié)構學報,2012,33(3):96-103.

WANG Wan-zhen,YANG Bao-zheng,HUANG You-qian,et al.Low-cycle Reversed Loading Tests on Joints of H-style Steel Beam-square Steel Tubular Column Filled with Concrete with Opening Holes at Beam Flanges and Web[J].Journal of Building Structures,2012,33(3):96-103.

[4] QIN Y,CHEN Z H,WANG X D.Elastoplastic Behavior of Through-diaphragm Connections to Concrete-filled Rectangular Steel Tubular Columns[J].Journal of Constructional Steel Research,2014,93(2):88-96.

[5] QIN Y,CHEN Z H,YANG Q Y,et al.Experimental Seismic Behavior of Through-diaphragm Connections to Concrete-filled Rectangular Steel Tubular Columns[J].Journal of Constructional Steel Research,2014,93(2):32-43.

[6] KANG L P,ROBERTO T L,LU X L.A General Analytical Model for Steel Beam-to-CFT Column Connections in OpenSEES[J].Journal of Constructional Steel Research,2014,100(9):82-96.

[7] 周 鵬,薛建陽,陳 茜,等.矩形鋼管混凝土異形柱-鋼梁框架節(jié)點抗震性能試驗研究[J].建筑結(jié)構學報,2012,33(8):41-50.

ZHOU Peng,XUE Jian-yang,CHEN Xi.Experimental Study on Seismic Performance of Joints Between Concrete-filled Square Steel Tubular Special-shaped Columns and Steel Beams[J].Journal of Building Structures,2012,33(8):41-50.

[8] 徐桂根,聶建國.方鋼管混凝土柱內(nèi)隔板貫通式節(jié)點核心區(qū)抗震性能的試驗研究[J].土木工程學報,2011,44(8):25-32.

XU Gui-gen,NIE Jian-guo.Experimental Study of Connections of Concrete-filled Square Steel Tubular Columns with Continuous Diaphragms[J].China Civil Engineering Journal,2011,44(8):25-32.

[9] 苗紀奎,陳志華,姜忻良.方鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點承載力試驗研究[J].建筑結(jié)構學報,2008,29(6):63-68.

MIAO Ji-kui,CHEN Zhi-hua,JIANG Xin-liang.Experimental Study on Load-bearing Capability of Connection Between Concrete-filled Square Steel Tubular Column and Steel Beam[J].Journal of Building Structures,2008,29(6):63-68.

[10] 陳慶軍,蔡 健,楊 平,等.節(jié)點區(qū)柱鋼管不貫通式鋼管混凝土柱-梁節(jié)點抗震性能[J].土木工程學報,2009,42(12):33-42.

CHEN Qing-jun,CAI Jian,YANG Ping,et al.Seismic Behavior of Concrete Filled Steel Tubular Column-beam Joints with Discontinuous Column Tubes[J].China Civil Engineering Journal,2009,42(12):33-42.

[11] JGJ 101—1996,建筑抗震試驗方法規(guī)程[S].

JGJ101—1996,Specification of Testing Methods for Earthquake Resistant Building[S].

[12] GB/T 228—2002,金屬材料:室溫拉伸試驗方法[S].

GB/T 228—2002,Metallic Materials:Tensile Testing at Ambient Temperature[S].

[13] JGJ 51—2002,輕骨料混凝土技術規(guī)程[S].

JGJ51—2002,Technical Specification for Lightweight Aggregate Concrete[S].