不同加載方向異形截面多腔鋼管混凝土分叉柱抗震性能試驗(yàn)

武海鵬， 曹萬(wàn)林， 董宏英， 殷 飛， 李翔宇

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124； 2. 北京工業(yè)大學(xué) 力學(xué)博士后流動(dòng)站，北京 100124)

異形截面多腔鋼管混凝土適應(yīng)了超高層巨型框架結(jié)構(gòu)的發(fā)展，滿足了建筑藝術(shù)設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)安全性的要求，近年來(lái)在標(biāo)志性大型復(fù)雜超高層建筑中得到了廣泛應(yīng)用[1-2]。在建的8度區(qū)最高建筑北京中國(guó)尊大廈為滿足建筑外輪廓及建筑功能需要，其異形截面多腔鋼管混凝土巨型柱在標(biāo)高43.15 m處一分為二，形成分叉節(jié)點(diǎn)，加之外框筒環(huán)帶桁架弦桿和支撐桿在分叉節(jié)點(diǎn)交匯，受力十分復(fù)雜，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)構(gòu)造設(shè)計(jì)成為關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題[3]。

異形截面鋼管混凝土柱包括常規(guī)的T形、L形、十字形鋼管混凝土柱和不規(guī)則截面多腔鋼管混凝土柱。前者有效避免了室內(nèi)棱角凸出，提高了建筑使用面積，在住宅結(jié)構(gòu)中得到了較多的應(yīng)用，后者截面形狀不規(guī)則，內(nèi)部構(gòu)造復(fù)雜，一般針對(duì)特定的超高層巨型框架結(jié)構(gòu)。目前，學(xué)者對(duì)常規(guī)異形截面鋼管混凝土柱進(jìn)行了較多的研究，包括軸心受壓性能試驗(yàn)、偏心受壓性能試驗(yàn)、低周反復(fù)荷載試驗(yàn)等，建立了相應(yīng)的有限元分析模型和本構(gòu)關(guān)系，進(jìn)行了承載力計(jì)算，研究表明加勁肋、約束拉桿、內(nèi)置鋼骨、分腔構(gòu)造等均可改善其受力性能[4-8]。王偉等[9]依據(jù)實(shí)際工程，對(duì)矩形和圓形鋼管混凝土分叉柱節(jié)點(diǎn)受力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。李正良等[10]對(duì)方鋼管混凝土分叉柱與鋼梁連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，并與纖維桿元模型模擬的結(jié)果進(jìn)行了比較。許成祥等[11-12]對(duì)T形、十字形鋼管混凝土柱-工字鋼梁框架節(jié)點(diǎn)抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。周鵬等[13]對(duì)矩形鋼管混凝土異形柱-鋼梁框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究，柱截面包括T形、L形和十字形三種。武海鵬等[14-16]對(duì)不同構(gòu)造的不規(guī)則五邊形、六邊形多腔鋼管混凝土巨型柱進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，研究表明，分腔構(gòu)造、腔體內(nèi)配筋、角部加強(qiáng)均可有效改善其受力性能。綜上研究主要針對(duì)常規(guī)異形截面鋼管混凝土柱及分叉柱的抗震性能，對(duì)不規(guī)則截面多腔鋼管混凝土分叉柱抗震性能研究相對(duì)不足。

本文以北京中國(guó)尊大廈異形截面多腔鋼管混凝土巨型分叉柱節(jié)點(diǎn)為原型，對(duì)5個(gè)不規(guī)則八邊形多腔鋼管混凝土巨型分叉柱模型試件進(jìn)行低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，分析節(jié)點(diǎn)區(qū)構(gòu)造和水平力作用方向變化對(duì)破壞特征、滯回特性、骨架曲線、承載能力、變形能力、耗能能力的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

依據(jù)北京中國(guó)尊大廈巨型框架結(jié)構(gòu)中異形截面多腔鋼管混凝土巨型分叉柱，設(shè)計(jì)了5個(gè)1/30縮尺的模型試件，主要考慮了加載方向和分叉節(jié)點(diǎn)構(gòu)造兩個(gè)參數(shù)，試件編號(hào)分別為CFTC1-X，CFTC1-Y，CFTC1-Z，CFTC3-X，CFTC3-Y。其中，數(shù)字“1”代表基本型，即與原型截面構(gòu)造相同，數(shù)字“3”代表分叉面下一層柱增加腔體的加強(qiáng)構(gòu)造，以提高下柱在變截面處即分叉面處對(duì)上柱的約束能力；字母“X，Y，Z”分別代表水平力沿柱截面長(zhǎng)軸方向、短軸方向和與長(zhǎng)軸呈45°方向。

5個(gè)試件的上柱完全相同，由2 mm厚鋼板焊接成六邊形四腔體的截面形式，其縱向鋼板向下延伸，成為下柱的外鋼管鋼板及分腔鋼板，再在二者之間設(shè)置2 mm構(gòu)造聯(lián)系鋼板，形成八邊形13腔體下柱。上柱及下柱各腔體內(nèi)鋼板壁焊接截面為10 mm×2 mm豎向通長(zhǎng)加勁肋，分叉面以上設(shè)置3層水平隔板，分叉面及以下也設(shè)置3層水平隔板，以提高縱向受力鋼板的穩(wěn)定性及對(duì)混凝土的約束能力，各腔體中水平隔板截面尺寸為2 mm×10 mm。試件CFTC3-X，CFTC3-Y與試件CFTC1-X，CFTC1-Y，CFTC1-Z的區(qū)別在于，其在分叉面下一層鋼管腔體中增設(shè)分腔鋼板，形成八邊形20腔體的截面構(gòu)造。各試件通過(guò)調(diào)整柱身與基礎(chǔ)、加載梁的角度，實(shí)現(xiàn)沿截面長(zhǎng)軸、短軸方向和45°方向加載。各試件主要參數(shù)見表1，幾何尺寸及構(gòu)造，如圖1所示。

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造Fig.1 Geometric dimensioning and construction of specimens

試件混凝土分兩批澆筑，首先澆筑上柱與下柱貫通腔體內(nèi)混凝土，實(shí)測(cè)混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體(150 mm×150 mm×150 mm)抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m為45.4 MPa，則混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc,m=0.76fcu,m=34.5 MPa；然后澆筑下柱中間腔體內(nèi)混凝土，實(shí)測(cè)混凝土標(biāo)準(zhǔn)立方體(150 mm×150 mm×150 mm)抗壓強(qiáng)度平均值fcu,m為51.7 MPa，則混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值fc,m=0.76fcu,m=39.3 MPa。實(shí)測(cè)2.0 mm厚鋼板屈服強(qiáng)度為341.7 MPa，極限強(qiáng)度為463.8 MPa，彈性模量為2.02×105 MPa，延伸率為26.3%。

表1 試件主要參數(shù)

1.2加載方案與量測(cè)

試驗(yàn)加載裝置由作動(dòng)器、連接裝置、反力系統(tǒng)組成，見圖2?；A(chǔ)由鋼壓梁及絲杠固定于試驗(yàn)臺(tái)座上；水平作動(dòng)器通過(guò)加載端頭連接到柱頭施加低周反復(fù)水平荷載；豎向千斤頂通過(guò)滾軸支座固定于反力梁向試件施加軸向壓力。

試驗(yàn)時(shí)，首先施加軸向壓力900 kN，并控制其在試驗(yàn)過(guò)程中保持不變；之后，在柱頭中部距基礎(chǔ)頂面1 070 mm高度處分級(jí)施加低周反復(fù)水平荷載。水平加載采用試件加載點(diǎn)位移計(jì)控制，初始每級(jí)荷載為0.25%位移角，循環(huán)2次；當(dāng)試件位移角達(dá)2%后，每級(jí)荷載為0.5%位移角，循環(huán)2次；加載至正負(fù)兩向荷載下降至峰值荷載的85%以下或無(wú)法繼續(xù)安全加載后，認(rèn)為試件破壞，停止加載。

試驗(yàn)量測(cè)內(nèi)容：水平荷載和豎向荷載、位移、以及關(guān)鍵位置的應(yīng)變。在水平和豎向作動(dòng)器端部設(shè)置有力傳感器；在距基礎(chǔ)頂面460 mm處(分叉面)、距基礎(chǔ)頂面920 mm處(上柱頂端)、距基礎(chǔ)頂面1 070 mm(加載點(diǎn))處分別布置了位移計(jì)以測(cè)定不同位置分叉柱的變形，在基礎(chǔ)側(cè)面和端面布置了位移計(jì)監(jiān)測(cè)其水平滑移和轉(zhuǎn)動(dòng)，位移計(jì)布置如圖2(b)所示。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Test setup

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞特征

5個(gè)試件的破壞過(guò)程不盡相同，其中焊縫布置位置、水平力方向是影響試件破壞的主要因素。為便于描述試件損傷破壞過(guò)程，對(duì)鋼板進(jìn)行編號(hào)，并對(duì)試件制作過(guò)程中的焊縫布置進(jìn)行描述，如圖3所示，圖3中，由于模型試件尺寸較小，為便于水平隔板與各縱向鋼板焊接，部分外鋼管鋼板在水平隔板處斷開，為焊接連接而非整鋼板，但在受力較大的長(zhǎng)軸方向兩端鋼板均為整鋼板。各試件的最終破壞形態(tài)，如圖4所示。

圖3 鋼板編號(hào)及焊縫位置Fig.3 Steel plate labels and welding seam arrangement

試件CFTC1-X，位移角不大于1%時(shí)，無(wú)明顯可見現(xiàn)象；1.25%位移角，受壓側(cè)鋼板ZB1，YB1，ZB8，YB8基礎(chǔ)頂面處輕微起鼓；1.75%位移角，起鼓變形由下向上發(fā)展，下柱下水平隔板附近、下柱上水平隔板附近、分叉面水平隔板附近均出現(xiàn)起鼓變形；2%位移角，鋼板YB10在下柱下水平隔板處焊縫邊緣輕微開裂；2.5%位移角，下柱下水平隔板上方、下方均嚴(yán)重起鼓變形，受拉側(cè)焊縫邊緣基本全部輕微開裂；3%位移角，鋼板ZB2，YB2，ZB7，YB7受拉時(shí)在下柱下水平隔板處由焊縫向加載方向遠(yuǎn)端撕裂，試件承載力下降；4%位移角，受拉側(cè)鋼板幾乎在下柱下水平隔板處撕裂貫通，試件承載力急劇下降，停止加載。

試件CFTC3-X與試件CFTC1-X基本接近，由于分叉面下一層采用了增加腔體的方式進(jìn)行加強(qiáng)，截面的抗彎剛度增大，變形減小，導(dǎo)致基礎(chǔ)頂面處鋼板起鼓相對(duì)較高，最終試件在下柱下水平隔板處鋼板撕裂貫通破壞。

試件CFTC1-Y與試件CFTC3-Y破壞過(guò)程基本接近，1.5%位移角，鋼板ZB9，YB9，ZB10，YB10下柱下水平隔板處焊縫邊緣輕微開裂；2.0%位移角，下柱下水平隔板處焊縫開裂貫通，基礎(chǔ)頂面明顯起鼓變形；2.5%位移角，下柱下水平隔板處，焊縫開裂導(dǎo)致相鄰鋼板ZB7，YB7，ZB2，YB2輕微撕裂，受壓時(shí)起鼓變形明顯；3.0%位移角，下柱下水平隔板處鋼板撕裂長(zhǎng)度增加，起鼓變形增大；3.5%位移角，試件承載力急劇下降，試件破壞。

試件CFTC1-Z，1.5%位移角，鋼板YB9受拉時(shí)下柱下水平隔板處焊縫邊緣輕微開裂，鋼板ZB7受壓時(shí)下柱下水平隔板下方輕微起鼓；1.75%位移角，鋼板ZB8，YB2受壓時(shí)下柱下水平隔板下方起鼓，鋼板ZB10下柱下水平隔板處焊縫輕微開裂；2%位移角，加載軸遠(yuǎn)端鋼板不斷起鼓，下柱下水平隔板處焊縫開裂延伸；2.5%位移角，鋼板YB2下柱下水平隔板處撕裂；3%位移角，鋼板ZB7下柱下水平隔板處撕裂；3%位移角，加載軸遠(yuǎn)端鋼板下柱下水平隔板處鋼板撕裂延伸，試件承載力急劇下降，試件破壞。

圖4 破壞形態(tài)Fig.4 Failure features

2.2 滯回曲線與骨架曲線

試驗(yàn)得到了各試件的水平荷載F-水平位移Δ(位移角θ)滯回曲線及相應(yīng)的骨架曲線，見圖5。圖中F為水平作動(dòng)器施加的荷載，Δ為加載點(diǎn)位移、上柱或下柱的層間水平位移，θ為相應(yīng)的位移角；加載點(diǎn)位移為水平作動(dòng)器高度處位移計(jì)所測(cè)得位移，相應(yīng)位移角描述了整個(gè)試件的變形；上柱位移由上柱頂面處測(cè)得位移減分叉面測(cè)得位移計(jì)算所得，相應(yīng)的位移角描述了上柱的獨(dú)立變形；下柱位移為分叉面位移計(jì)所測(cè)得位移，相應(yīng)位移角描述了下柱的獨(dú)立變形。

由圖5可知：①各試件滯回曲線較為飽滿，無(wú)明顯的捏縮現(xiàn)象，上柱滯回曲線最飽滿、整體滯回曲線次之，下柱滯回曲線飽滿程度最低；②分叉面下一層多腔體構(gòu)造加強(qiáng)試件CFTC3-X，CFTC3-Y較試件CFTC1-X，CFTC1-Y，滯回環(huán)包圍的面積較大，承載力略高，剛度較大，變形能力略有降低，但綜合耗能能力較強(qiáng)；③沿截面45°方向加載試件CFTC1-Z滯回環(huán)飽滿程度、承載力、耗能能力介于試件CFTC1-X和CFTC1-Y之間。

2.3 承載能力

實(shí)測(cè)所得各試件主要階段的試驗(yàn)結(jié)果見表2。表2中：Fy為名義屈服荷載，由Park法[17]確定，F(xiàn)p為峰值荷載，Δy為名義屈服位移，Δp為峰值荷載對(duì)應(yīng)位移，Δu為荷載下降至峰值荷載85%時(shí)對(duì)應(yīng)位移，θy=Δy/H，θp=Δp/H，θu=Δu/H為相應(yīng)階段的位移角，H為加載點(diǎn)至基礎(chǔ)頂面距離，H=1 070 mm，μ=Δu/Δy為試件的延性系數(shù)。

由表2可知：①試件不同截面方向承載力有一定差異，長(zhǎng)軸方向承載力最高，短軸方向最低，45°方向在二者之間，較短軸加載試件CFTC1-Y，長(zhǎng)軸加載試件CFTC1-X、45°加載試件CFTC1-Z，屈服荷載均值分別提高了95.7%，46.6%，峰值荷載均值分別提高了92.5%，44.0%；②分叉面下一層多腔加強(qiáng)試件CFTC3-X，CFTC3-Y較試件CFTC1-X，CFTC1-Y，屈服荷載均值分別提高了1.3%，5.7%，峰值荷載分別提高了4.0%，5.0%，加強(qiáng)構(gòu)造對(duì)試件承載力提升不明顯；③各試件的名義屈服荷載為峰值荷載的0.8倍左右。

圖5 F-Δ(θ)滯回曲線及骨架曲線Fig.5 F-Δ(θ)hysteretic loops and skeleton curves

試件編號(hào)加載方向名義屈服Fy/kN均值Δy/mmθy峰值Fp/kN均值Δp/mmθp極限(0.85Fp)Δu/mmθuFy/FpμCFTC1-X(+)252.2258.912.371/81306.6316.126.681/4034.161/300.8192.72(-)-265.6-14.06-325.6-26.79-37.78CFTC3-X(+)258.3262.39.561/93318.9328.826.251/4134.201/300.7983.12(-)-266.3-13.49-338.6-25.84-37.79CFTC1-Z(+)193.6193.911.371/93235.5236.425.941/4530.641/330.8202.82(-)-194.1-11.55-237.4-21.43-34.04CFTC1-Y(+)121.5132.310.141/82153.9164.221.521/4527.911/350.8062.34(-)-143.2-16.09-174.5-26.16-33.44CFTC3-Y(+)133.4139.910.121/91166.2172.421.501/5030.771/350.8122.59(-)-146.4-13.47-178.6-21.32-30.29

圖6 承載力退化系數(shù)位移角θ關(guān)系曲線Fig.6 Curves of strength degradation coefficient versus drift angle relationship

由圖6可知：①各試件均有一定的承載力退化現(xiàn)象，多腔加強(qiáng)試件承載力退化趨勢(shì)略為穩(wěn)定；②各試件達(dá)峰值荷載對(duì)應(yīng)位移角時(shí)，承載能力下降5%以內(nèi)，最大彈塑性位移角時(shí)，承載能力下降約10%，往復(fù)荷載作用下的承載力退化不明顯。

2.4 變形能力

實(shí)測(cè)所得各試件名義屈服、峰值、極限時(shí)對(duì)應(yīng)的加載點(diǎn)高度水平位移Δ和位移角θ及延性系數(shù)μ見表2。由實(shí)測(cè)不同高度處位移計(jì)算所得上柱、下柱在加載過(guò)程中的變形比例ηd，如圖7所示。圖7中，曲線以上部分為上柱變形部分、以下部分為下柱變形部分，橫坐標(biāo)為試件整體位移角即由加載點(diǎn)位移計(jì)算所得位移角。

由表2可知：①試件名義屈服時(shí)，其位移角在1/93～1/81，達(dá)峰值荷載時(shí)，其位移角在1/50～1/40，荷載下降至85%峰值荷載時(shí)，其位移角在1/35～1/30，說(shuō)明試件具有良好的彈塑性變形能力；②試件長(zhǎng)軸方向變形能力最強(qiáng)、45°方向次之，短軸方向最弱，其中，試件CFTC1-X，CFTC3-X較試件CFTC1-Y，CFTC3-Y，屈服位移角均值接近，但最大彈塑性位移角分別高17.3%，17.9%；③下柱加強(qiáng)層多腔加強(qiáng)試件CFTC3-X，CFTC3-Y較試件CFTC1-X，CFTC1-Y，屈服位移角均值分別低12.8%，10.1%，峰值荷載對(duì)應(yīng)位移角低2.6%，10.2%，但最大彈塑性位移角接近，說(shuō)明下柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)多腔體構(gòu)造較好的協(xié)調(diào)了上下柱的應(yīng)力分布，不僅提高了試件的剛度，也保證了試件的彈塑性變形能力；④各試件的延性系數(shù)為2.34～3.12，截面長(zhǎng)軸方向延性最好，45°次之，短軸方向略差。

圖7 上柱、下柱變形比例ηd-位移角θ關(guān)系曲線Fig.7 Curves of deformation proportion between upper column and lower columns versus drift ratio (ηd-θ) relationship

由圖7可知：①各試件的上、下柱變形比例總體上較為穩(wěn)定，下柱變形約占總變形的30%～40%；②截面長(zhǎng)軸方向下柱變形比例略高，截面45°方向次之，截面短軸方向略低；③同一水平位移往復(fù)加載時(shí)，第2循環(huán)加載與第1循環(huán)加載的上、下柱變形比例基本一致。

2.5 耗能能力

由于各試件的加載歷程存在微小差異，采用累積耗能易引入相應(yīng)誤差，故采用平均滯回耗能Ea-位移角θ關(guān)系曲線描述試件的耗能性能，如圖8所示。平均滯回耗能表示某級(jí)位移加載循環(huán)1次的滯回耗能值，由該級(jí)位移多次加載循環(huán)的滯回耗能總和除以加載循環(huán)次數(shù)所得，其中各加載循環(huán)的滯回耗能由相應(yīng)的荷載-位移滯回曲線包圍的面積計(jì)算得到。每級(jí)荷載下每一循環(huán)正負(fù)兩向的平均等效黏滯阻尼系數(shù)he-位移角θ關(guān)系曲線，如圖9所示。每級(jí)荷載下每一循環(huán)正負(fù)兩向上、下柱耗能比例ηe-位移角θ關(guān)系曲線，如圖10所示。圖10中，上、下柱耗能由水平荷載對(duì)其各自的凈位移積分所得。

圖8 平均滯回耗能Ea-位移角θ關(guān)系曲線Fig.8 Curves of average hysteretic energy dissipation versus drift ratio (Ea-θ) relationship

圖9 平均等效黏滯阻尼系數(shù)-位移角(he-θ)關(guān)系曲線Fig.9 Curves of equivalent viscous damping coefficient versus drift ratio (he-θ) relationship

圖10 上、下柱耗能比例ηe-位移角θ關(guān)系曲線Fig.10 Curves of energy dissipation proportion between upper column and lower columns versus drift ratio (ηe-θ) relationship

由圖8和圖9可知：①各試件的平均滯回耗能、等效黏滯阻尼系數(shù)均隨加載位移角的增大而增大，并且增大的速度也加快，約超過(guò)2.5%位移角后，增大的速度減慢，這與加載過(guò)程中試件塑性變形相關(guān)；②各試件截面長(zhǎng)軸方向耗能較多、45°次之，短軸方向最少；③分叉節(jié)點(diǎn)核心區(qū)下柱下一層多腔加強(qiáng)構(gòu)造試件較非加強(qiáng)試件耗能較多，沿截面短軸加載試件更為明顯，這是由于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)加強(qiáng)后，上下柱內(nèi)力傳遞更加平穩(wěn)，同位移角下的塑性變形發(fā)展更為充分；④各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)，在加載初期第1循環(huán)數(shù)值>第2循環(huán)，在加載后期第1循環(huán)數(shù)值<第2循環(huán)，說(shuō)明累積損傷在不同階段對(duì)試件耗能性能有一定影響。

由圖10可知：①各試件的下柱耗能比例總體表現(xiàn)為加載初期較高，隨著加載位移的增大而逐漸較低；②加載初期，試件CFTC1-X，CFTC3-X下柱耗能比例約為50%，試件CFTC1-Z，試件CFTC1-Y，CFTC3-Y下柱耗能比例約40%，加載中后期，各試件下柱耗能比例區(qū)域一致約30%～40%；③各試件每級(jí)荷載下第1循環(huán)與第2循環(huán)的上、下柱耗能比例基本一致。

3 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)5個(gè)不同加載方向、不同節(jié)點(diǎn)核心區(qū)構(gòu)造試件的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，得到了各試件的破壞特征、滯回特性、承載力、變形能力和耗能能力結(jié)果，主要結(jié)論如下：

(1) 不同加載方向的異形截面多腔鋼管混凝土分叉柱的主要破壞發(fā)生在下柱下水平隔板處，表現(xiàn)為焊縫邊緣開裂并延伸引起的鋼板撕裂，累積損傷下，焊縫布置位置引導(dǎo)了試件的破壞。

(2) 各試件的水平力-位移角滯回曲線較為飽滿，無(wú)明顯的捏攏現(xiàn)象；截面長(zhǎng)軸方向承載力高、剛度大、變形能力好、綜合耗能能力強(qiáng)，截面短軸方向較弱，截面45°方向介于二者之間；節(jié)點(diǎn)核心區(qū)下柱多腔構(gòu)造加強(qiáng)試件較普通試件承載力略高，變形能力略有降低，剛度明顯提高，綜合耗能能力小幅度提高。

(3) 各試件承載力退化不明顯，峰值荷載對(duì)應(yīng)位移角承載力下降5%左右，最大彈塑性位移角，承載力下降10%左右。

(4) 試件的變形及耗能主要發(fā)生在上柱部分，并隨著加載的進(jìn)行趨于穩(wěn)定，分別均為60%～70%。

(5) 試件屈服位移角為1/93～1/81，峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)位移角為1/50～1/40，最大彈塑性位移角為1/35～1/30，具有良好的彈塑性變形能力，可用于超高層巨型框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)。