節(jié)點區(qū)外包鋼套預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點研究

張錫治 劉健敏

（1.天津大學(xué)建筑設(shè)計規(guī)劃研究總院有限公司，天津 300072；2.濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室，天津大學(xué)，天津 300072；3.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300072）

0 引 言

鋼筋混凝土柱-鋼梁（RCS）混合框架結(jié)構(gòu)充分發(fā)揮鋼筋混凝土柱抗壓性能好、鋼梁抗彎承載力高的特點，應(yīng)用越來越多［1］。異形柱肢寬與墻厚相同，解決了室內(nèi)露柱問題，給用戶良好的使用感受［2］，因此鋼筋混凝土異形柱-鋼梁體系有很大的應(yīng)用空間。

異形柱較窄的肢寬導(dǎo)致了節(jié)點抗剪承載力不足，因此在地震作用下異形柱節(jié)點抗震性能薄弱問題較為突出。目前，國內(nèi)大量學(xué)者對各類異形柱節(jié)點開展了大量的試驗和理論研究。戎賢等［3］研究了X形配筋增強(qiáng)異形柱邊節(jié)點的抗震性能，結(jié)果表明在異形柱核心區(qū)加入X形配筋能有效延緩節(jié)點核心區(qū)裂縫開展，改善節(jié)點的破壞形態(tài)，提高邊節(jié)點的抗震性能。張錫治等［4］提出一種混凝土異形柱-鋼梁裝配式框架節(jié)點并進(jìn)行受剪性能試驗研究，受剪性能試驗表明，節(jié)點區(qū)設(shè)置X形鋼筋或X形鋼板能有效提升節(jié)點抗剪承載力，改善節(jié)點抗震性能。陳宗平等［5］研究了型鋼混凝土異形柱-鋼梁空間邊節(jié)點在不同配鋼形式、加載角度和軸壓比下的抗震性能，結(jié)果表明實腹式配鋼試件承載能力最大，剛度退化最輕，角度為45o的試件節(jié)點抗剪承載力最大，提高軸壓比能增強(qiáng)節(jié)點的受剪承載力和耗能能力。薛建陽等［6］研究了矩形鋼管混凝土異形柱-鋼梁框架節(jié)點的抗震性能和破壞特征，結(jié)果表明，試件的破壞模式為節(jié)點區(qū)柱腹板的剪切破壞和柱腹板焊縫破壞，試件滯回曲線飽滿，節(jié)點域的變形和耗能能力較強(qiáng)。劉景琛等［7］對4個異形鋼管混凝土柱-鋼梁框架節(jié)點進(jìn)行了低周反復(fù)加載試驗，研究其抗震性能。結(jié)果表明，4個試件滯回曲線均較飽滿，耗能能力較好，十字形柱外環(huán)板節(jié)點的抗震性能優(yōu)于十字形豎向肋板節(jié)點。苗紀(jì)奎等［8］提出一種方鋼管混凝土柱-鋼梁外肋環(huán)板節(jié)點并進(jìn)行單向拉伸試驗，分析了外肋環(huán)板節(jié)點梁翼緣受拉模型的傳力機(jī)理，提出了基于屈服線理論的節(jié)點承載力公式。文獻(xiàn)［3-7］對各種形式的異形柱節(jié)點進(jìn)行了抗震性能試驗，但在提高裝配效率和減少成本方面仍需完善。

為提高異形柱節(jié)點的裝配效率并降低成本，本文基于鋼筋混凝土異形柱-鋼梁體系的優(yōu)勢，結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)化模具、工業(yè)化生產(chǎn)的理念，提出一種節(jié)點區(qū)外包鋼套預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點（圖1）。本文對節(jié)點構(gòu)造進(jìn)行優(yōu)化，并基于塑性鉸線法［8］改進(jìn)肋板承載力公式得出適用于本文節(jié)點的承載力公式，為實際工程應(yīng)用提供參考。隨后基于選定的節(jié)點構(gòu)造進(jìn)行梁柱節(jié)點抗震性能研究，分析此類節(jié)點的抗震性能。

圖1 外包鋼套的預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點Fig.1 Precast concrete special-shaped column-steel beam connection with steel jacket

1 試驗概述

1.1 試件設(shè)計

梁在豎向荷載的作用下，梁柱節(jié)點一般同時受到剪力和彎矩的共同作用，其中彎矩荷載M可等效為梁端上下翼緣的一對力偶F，表現(xiàn)為在梁端上翼緣位置處受到拉力F的作用，下翼緣受到壓力作用。在實際工程中，由于受到梁端腹板等構(gòu)件的影響，荷載的傳遞及分配難以直觀考察。因此，以梁翼緣受拉模型為研究對象，本文設(shè)計了6個單向拉伸試件（J1—J6），研究節(jié)點區(qū)外包鋼套厚度和外包鋼套內(nèi)的構(gòu)造如錨固鋼筋截面面積、設(shè)置對拉鋼筋等因素對節(jié)點承載力和破壞模式的影響。隨后在拉伸試驗基礎(chǔ)上，對選定外包鋼管構(gòu)造的梁柱節(jié)點試件（KZ）進(jìn)行抗震性能試驗。

試件尺寸如圖2所示，試件節(jié)點區(qū)外包鋼套由4塊鋼板焊接而成，其中2塊為冷彎成型的L形鋼板，并在節(jié)點區(qū)陰角處的外包鋼套內(nèi)焊接錨固鋼筋。待外包鋼套制作完成后插入縱筋綁扎鋼筋籠，隨后一同放入模板內(nèi)澆筑混凝土。預(yù)制混凝土異形柱完成后，H型鋼牛腿通過豎向肋板與外包鋼套焊接，最后鋼梁通過栓焊的方式與鋼牛腿連接。鋼試件設(shè)計參數(shù)如表1所示。本次試驗所用鋼板、鋼筋依據(jù)《金屬材料拉伸試驗》（GB/T 228—2010）［9］進(jìn)行測試，實測鋼材材性試驗結(jié)果如表2所示。制作試件時預(yù)留了標(biāo)準(zhǔn)混凝土試塊6塊，試驗當(dāng)天測得平均抗壓強(qiáng)度為39.5 MPa。

表1 鋼試件設(shè)計參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

表2 鋼材材性試驗結(jié)果Table 2 Test results of steel properties

圖2 試件尺寸詳圖（單位：mm）Fig.2 Details of specimens（Unit：mm）

1.2 加載裝置及量測內(nèi)容

拉伸試驗與抗震性能試驗均在天津國能環(huán)保設(shè)備的工廠內(nèi)進(jìn)行，試驗現(xiàn)場照片如圖3所示。拉伸試驗初始加載采用荷載控制，每5 min增加一級荷載，每級荷載增量為100 kN，每級荷載加載完畢需持荷3 min保證試件受力平衡。當(dāng)荷載位移曲線出現(xiàn)拐點后采用位移控制，每級位移增量為1.5 mm，直至試件破壞。抗震性能試驗使用荷載-位移混合控制的方式加載，試驗加載初期時，采用荷載分級加載，每級荷載往復(fù)1次，試驗中觀察P-Δ曲線判定試件屈服點，試件屈服后采用位移分級加載，每級位移往復(fù)2次，當(dāng)試件承載力下降至85%或試件破壞無法繼續(xù)加載時，此時停止試驗。

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Test setup

單向拉伸加載試件應(yīng)變測點布置如圖4（a）所示。低周反復(fù)加載試件測點布置如圖4（b）所示，位移計W1用來測量梁端位移；位移計W2、W3測量節(jié)點核心區(qū)剪切變形；位移計W4、W5測量梁柱相對轉(zhuǎn)角情況；W6、W7分別測量柱端的豎直、水平位移，理想狀態(tài)下兩者位移應(yīng)該為零。

圖4 試件測點布置Fig.4 Layout of measurement points of specimens

2 試驗現(xiàn)象及破壞模式

為方便描述試件的試驗現(xiàn)象，本文對試件相關(guān)區(qū)域的命名如圖5所示。

圖5 相關(guān)區(qū)域命名Fig.5 Related area naming

2.1 單向拉伸試驗

本次單向拉伸試驗共出現(xiàn)肋板與外包鋼套處焊縫破壞、肋板與鋼牛腿翼緣處焊縫破壞、錨固鋼筋拉斷三種破壞模式。

2.1.1 肋板與外包鋼套處焊縫破壞

以試件J2為例，在加載前期，荷載位移曲線呈線性，當(dāng)荷載繼續(xù)增大至664 kN，荷載位移曲線出現(xiàn)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，但試件無明顯變化，隨著荷載繼續(xù)增大，當(dāng)荷載達(dá)到691 kN時，由于焊縫質(zhì)量問題，肋板與外包鋼管焊縫破壞，導(dǎo)致鋼牛腿翼緣將外包鋼管翼緣處撕裂，荷載迅速下降，停止試驗。破壞模式如圖6（a）所示。

2.1.2 肋板與鋼牛腿翼緣處焊縫破壞

以試件J3為例，在加載前期，荷載位移曲線呈線性，當(dāng)荷載繼續(xù)增大至655 kN，荷載位移曲線出現(xiàn)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，但試件無明顯變化，隨著荷載繼續(xù)增大，當(dāng)荷載達(dá)到822 kN時，由于焊縫質(zhì)量問題，肋板與鋼牛腿翼緣處雙面角焊縫破壞，導(dǎo)致鋼牛腿翼緣將外包鋼管翼緣處撕裂，荷載迅速下降，停止試驗。破壞模式如圖6（b）所示。

圖6 單向拉伸試件破壞模式Fig.6 Failure modes of monotonic tensile specimens

2.1.3 錨固鋼筋拉斷

以試件J6為例，在加載前期，荷載位移曲線呈線性，當(dāng)荷載繼續(xù)增大至641 kN，荷載位移曲線出現(xiàn)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，但試件無明顯變化，隨著荷載繼續(xù)增大，當(dāng)荷載達(dá)到828 kN時，錨固鋼筋達(dá)到強(qiáng)度極限被拉斷，繼而外包鋼管變形嚴(yán)重，荷載迅速下降，停止試驗。破壞模式如圖6（c）所示。

在設(shè)計試件時，預(yù)計試件出現(xiàn)兩種破壞模式，一種破壞模式如試件J6，錨固鋼筋達(dá)到強(qiáng)度極限被拉斷，內(nèi)部的構(gòu)造措施破壞導(dǎo)致外包鋼管變形過大繼而節(jié)點破壞；另一種破壞模式為錨固鋼筋等構(gòu)造措施滿足強(qiáng)度要求，而外包鋼管柱翼緣撕裂或者肋板達(dá)到強(qiáng)度極限拉斷而破壞。但試驗由于焊縫質(zhì)量、試驗設(shè)備等原因，試件J1—J5均未達(dá)到極限承載力便已破壞或停止加載。

2.2 低周往復(fù)加載試驗

為方便描述，本次試驗定義正向加載為千斤頂推出。低周往復(fù)加載試件破壞模式如圖7所示。試件在前兩級往復(fù)荷載加載中無明顯現(xiàn)象，混凝土異形柱未出現(xiàn)裂縫。在第三級往復(fù)荷載（135 kN）時，混凝土異形柱節(jié)點區(qū)附近出現(xiàn)一條細(xì)微斜裂縫。在第四級往復(fù)荷載（180 kN）時，原本斜裂縫長度有所增加且其附近出現(xiàn)數(shù)條新裂縫。在第五級往復(fù)荷載（225 kN）時，發(fā)現(xiàn)試件滯回曲線斜率有所降低，結(jié)合鋼梁應(yīng)變判斷試件此時進(jìn)入屈服，此時位移計W1讀數(shù)為20 mm，此后以20 mm位移為倍數(shù)進(jìn)行位移分級加載。試件在第一級位移（20 mm）循環(huán)下，柱腹板處的裂縫繼續(xù)斜向延伸，出現(xiàn)數(shù)條斜向裂縫，長度約為300 mm。在第二級位移（40 mm）循環(huán)下，柱腹板1處的斜向裂縫繼續(xù)延伸，在往復(fù)加載的作用下出現(xiàn)交叉；柱腹板2處由于翼緣肢的作用，所以并未出現(xiàn)交叉裂縫；且外包鋼管與混凝土交界處出現(xiàn)明顯的混凝土脫落。在第三級位移（60 mm）循環(huán)下，梁端出現(xiàn)塑性鉸，第二次反向加載中鋼梁下翼緣被拉斷。

圖7 低周往復(fù)加載試件破壞模式Fig.7 Failure modes of cyclic loading specimen

3 試驗結(jié)果分析

3.1 單向拉伸試驗結(jié)果分析

3.1.1 承載力與荷載-位移曲線

本次單向拉伸試驗各試件的荷載位移曲線如圖8，試件的屈服荷載采用整體屈服點法［10］得到，即以初始線性段的延長線與斜率近似常數(shù)的非線性段的切線相交，此對應(yīng)的荷載定義為屈服荷載。單向拉伸試件屈服荷載如表3所示。試件J1與J2，試件J3與J4荷載位移曲線幾乎一致，表明節(jié)點區(qū)有無設(shè)置對拉鋼筋對于試件的受拉性能幾乎無影響，應(yīng)變分析中對拉鋼筋應(yīng)變較小也正好佐證了這一結(jié)論。對比試件J6、J1、J3（錨固鋼筋總截面面積分別為 314 mm2、452 mm2、615 mm2）可見，試件J6由于錨固鋼筋強(qiáng)度不足，錨固鋼筋拉斷導(dǎo)致外包鋼管變形過大而破壞，節(jié)點屈服承載力低于其它兩個試件。錨固鋼筋截面面積越小，試件的初始剛度越小。對比試件J3與J5可見，試件屈服荷載隨外包鋼管厚度增大而增大。

表3 單向拉伸試件屈服荷載Table 3 Bearing capacity of typical points of monotonic tensile specimens

圖8 單調(diào)拉伸試件荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves of monotonic tensile specimens

3.1.2 單向拉伸試件應(yīng)變分析

以J1為例分析鋼牛腿應(yīng)變和肋板應(yīng)變變化規(guī)律，鋼牛腿應(yīng)變橫向分布如圖9（a）所示，肋板應(yīng)變分布如圖9（b）所示。從圖9（a）中可以看出，加載初期時，接近外包鋼管翼緣端的鋼牛腿應(yīng)變分布較為均勻，邊緣側(cè)應(yīng)變略大于中間，隨著荷載的增加，邊緣側(cè)應(yīng)變增幅較大，后期時鋼牛腿翼緣邊緣測點應(yīng)變遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于中間測點的應(yīng)變，中間與邊緣側(cè)的應(yīng)變相差逐漸變大，表明鋼牛腿的翼緣在單向拉伸作用下受力出現(xiàn)不均勻現(xiàn)象，且后期不均勻性越來越明顯。這是由于隨著荷載的增加，柱翼緣外包鋼管逐漸受拉發(fā)生較大變形，最終導(dǎo)致外包鋼管與異形柱的混凝土逐漸發(fā)生分離，外包鋼管受拉外凸變形，此時鋼牛腿翼緣的荷載主要傳遞至兩側(cè)肋板。

圖9 試件J1鋼板應(yīng)變分布Fig.9 Strain distribution of specimen J1

從圖9（b）中可以看出，在加載初期時，肋板各測點應(yīng)變相差不大，隨著荷載的增大，肋板中間的測點50的應(yīng)變增幅較大，此處有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，在試件達(dá)到屈服荷載（668 kN）時，測點50的應(yīng)變超過鋼材的拉伸屈服應(yīng)變（1 927με），說明節(jié)點屈服始于肋板的屈服。應(yīng)力由肋板向柱外包鋼管傳遞的過程中，在肋板與柱外包鋼管的交界處開始出現(xiàn)應(yīng)力擴(kuò)散，導(dǎo)致最終傳遞至測點51的應(yīng)變小于測點50的應(yīng)變。

3.2 低周往復(fù)加載試驗結(jié)果分析

3.2.1 滯回曲線與骨架曲線

本次試驗試件KZ的滯回曲線及骨架曲線如圖10所示。由圖10可知，在試件加載初期時，由于試件基本處于彈性階段，荷載-位移曲線斜率基本不變，卸載后殘余變形很小。隨著荷載繼續(xù)增大，試件節(jié)點區(qū)附近出現(xiàn)斜裂縫，卸載后殘余變形有所增加。進(jìn)入位移分級加載階段后，鋼梁進(jìn)入屈服階段，荷載-位移曲線斜率明顯減小，并且由于裂縫開張閉合及外包鋼管與混凝土出現(xiàn)一定相對滑移，滯回環(huán)開始出現(xiàn)捏縮效應(yīng)，滯回曲線呈弓形。隨著試驗繼續(xù)加載，殘余變形隨之增大，試件滯回曲線的捏縮效應(yīng)更為顯著，最后試件梁端出現(xiàn)塑性鉸，鋼梁翼緣拉斷破壞，滯回曲線較為飽滿。

圖10 低周往復(fù)加載試件滯回及骨架曲線Fig.10 Hysteretic loops and skeleton curves of cyclic loading specimen

3.2.2 承載力與抗震性能特征參數(shù)

試件KZ承載力與抗震性能特征參數(shù)如表4所示。試件KZ采用Park［11］法計算屈服荷載，采用能量耗散系數(shù)E反映試件的耗能能力，采用位移延性系數(shù)μr描述試件延性。由圖11可知，在前期力循環(huán)加載階段試件耗能能力較小，隨著荷載增加，試件KZ耗能能力顯著增加，這是由于通過鋼梁屈服形成塑性鉸有效地增強(qiáng)了耗能能力，能量耗散系數(shù)最大值達(dá)到1.4，明顯高于普通鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耗能系數(shù)0.5～0.7，由此可以看出試件KZ具有良好的耗能能力。試件KZ由于加工制作等初始缺陷，試件出現(xiàn)鋼梁翼緣拉斷導(dǎo)致節(jié)點破壞，所以試件KZ位移延性系數(shù)較低。

圖11 能量耗散系數(shù)-位移曲線Fig.11 Energy dissipation coefficient-displacement curve

表4 低周往復(fù)加載試件抗震性能特征參數(shù)Table 4 Seismic performance characteristic parameters of cyclic loading specimen

采用割線剛度Ki分析試件的剛度退化特性，由圖12可知，試件在反復(fù)荷載作用下具有一定的剛度維持能力，前期試件剛度退化不明顯，試件屈服后剛度退化顯著增大，試件屈服時剛度約為初始剛度80%，峰值荷載時剛度約為初始剛度50%。

圖12 割線剛度退化曲線Fig.12 Secant stiffness degradation curve

3.2.3 節(jié)點區(qū)剪切變形與梁柱相對轉(zhuǎn)角

通過測量試件KZ節(jié)點核心區(qū)腹板肢對角線長度的變化計算得到剪切角［12］，繪制出荷載-剪切角骨架曲線如圖13所示。由圖13可知，在整個加載過程中，節(jié)點區(qū)剪切變形均較小，基本呈線性變化，峰值荷載時剪切角γ達(dá)到最大值0.003 2 rad。試件KZ剪切角值較小，這是由于試件為梁鉸破壞，且節(jié)點區(qū)的外包鋼管大幅地提升了節(jié)點的剛度與強(qiáng)度。

圖13 荷載-剪切角骨架曲線Fig.13 Load-shear angle skeleton curve

對于本次試驗而言，梁柱相對轉(zhuǎn)角由三部分組成：①鋼梁在荷載下的變形；②混凝土異形柱的變形；③節(jié)點核心區(qū)的剪切變形。試件KZ的荷載-梁柱相對轉(zhuǎn)角骨架曲線如圖14所示，由圖14可知，在試件荷載循環(huán)加載階段，荷載與梁柱相對轉(zhuǎn)角大致呈線性關(guān)系，隨著荷載繼續(xù)增加，當(dāng)試件屈服進(jìn)入塑性階段后，梁柱相對轉(zhuǎn)角顯著增大，θ最大值為0.017 5 rad。而試件KZ的最大剪切角γ為0.003 2 rad，約為最大梁柱相對轉(zhuǎn)角θ的18%，表明試件節(jié)點核心區(qū)的抗剪強(qiáng)度和剛度均較大，梁柱轉(zhuǎn)角變形主要源于鋼梁變形，這也與試驗現(xiàn)象相符。

圖14 荷載-梁柱相對轉(zhuǎn)角骨架曲線Fig.14 Load-beam column relative angular skeleton curve

3.2.4 低周往復(fù)加載試件應(yīng)變分析

圖15（a）為試件KZ鋼梁翼緣應(yīng)變變化規(guī)律，從圖15（a）中可以看出，在加載初期時，測點42、43、44應(yīng)變相差不大，橫向分布較為均勻，在試件屈服后，測42、44的應(yīng)變迅速增大，測點43的應(yīng)變增幅較小，試件破壞時，測點43應(yīng)變也只接近屈服值，此時鋼梁的應(yīng)力沿橫向分布極不均勻，表現(xiàn)為中間小兩端大。圖15（b）為外包鋼管H3測點荷載-剪切應(yīng)變曲線，曲線大致呈線性，最大剪切應(yīng)變?yōu)? 980με，說明外包鋼管能有效地承擔(dān)節(jié)點核心區(qū)的剪力，并且試件梁端破壞時節(jié)點區(qū)還未屈服，6 mm厚度的外包鋼管滿足“強(qiáng)節(jié)點，弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計要求。

圖15 試件KZ鋼板應(yīng)變分布Fig.15 Strain distribution of specimen KZ

4 節(jié)點承載力與傳力機(jī)理分析

節(jié)點屈服機(jī)制如圖16、圖17所示，節(jié)點傳力機(jī)理如圖18所示。

圖16 外包鋼套翼緣屈服機(jī)制1［8］Fig.16 Yield mechanism 1 of steel jacket

圖17 外包鋼套翼緣屈服機(jī)制2Fig.17 Yield mechanism 2 of steel jacket

圖18 節(jié)點傳力機(jī)理Fig.18 Load-transferring mechanism of joint

文獻(xiàn)［8］基于塑性鉸線法給出了肋板節(jié)點承載力計算公式，其外包鋼管屈服機(jī)制如圖16所示。實際上本試驗試件的鋼梁翼緣與柱等寬，并且外包鋼管只在節(jié)點核心區(qū)布置，因此改進(jìn)后的外包鋼管翼緣的屈服機(jī)制如圖17所示，在此基礎(chǔ)上得到適用于本文節(jié)點的承載力公式。

鋼牛腿翼緣傳遞的拉力由肋板和外包鋼管翼緣承擔(dān)，承載力分別為Pb和Pe。

式中：tb為肋板的厚度；hb為肋板的寬度；fyb為肋板的屈服強(qiáng)度。

式中：Mp為外包鋼管翼緣單位長度屈服彎矩（Mp=fyt2/4）；X由Pe最小條件確定，t為外包鋼管厚度，ty為鋼牛腿翼緣厚度；d為外包鋼管翼緣內(nèi)邊緣長度（d=D-2t）；D為外包鋼管翼緣外邊緣長度。

節(jié)點屈服承載力Py如下式：

式中，α為共同工作系數(shù)，根據(jù)試驗結(jié)果取為0.8。

為驗證節(jié)點承載力公式的準(zhǔn)確性，將鋼材材性試驗得到的數(shù)據(jù)及試件參數(shù)代入公式（3），得到節(jié)點屈服承載力理論值，將節(jié)點屈服承載力理論值與試驗值列入表5。

表5 屈服承載力理論值與試驗值Table 5 Theoretical and experimental values of yield bearing capacity kN

由表5可知，對于試件J1—J4（外包鋼管厚度皆為6 mm），4個試件的屈服承載力試驗值幾乎一致，且與理論值吻合較好（誤差小于6%），說明只要錨固鋼筋等構(gòu)造措施滿足強(qiáng)度要求，試件承載計算公式具有較高精度。錨固鋼筋的抗拉承載力為總截面面積乘以其抗拉強(qiáng)度，建議錨固鋼筋承載力不小于Py/3（Py為節(jié)點屈服承載力），由此可以在設(shè)計時確定錨固鋼筋數(shù)量及直徑，避免錨固鋼筋破壞導(dǎo)致節(jié)點破壞。

5 結(jié) 論

通過對節(jié)點區(qū)外包鋼套預(yù)制混凝土異形柱-鋼梁節(jié)點的單向拉伸試驗和低周往復(fù)加載試驗，得出如下幾點結(jié)論：

（1）外包鋼管內(nèi)部陰角處焊接錨固鋼筋能有效地防止外包鋼管陰角處變形，避免由于外包鋼管變形過大導(dǎo)致的節(jié)點破壞，而設(shè)置對拉鋼筋對于防止外包鋼管陰角處變形并無效果。

（2）錨固鋼筋等構(gòu)造措施滿足強(qiáng)度要求時，本文提出的肋板承載計算公式具有較高精度，建議錨固鋼筋承載力不小于Py/3（Py為節(jié)點屈服承載力），由此可以在設(shè)計時確定錨固鋼筋數(shù)量及直徑，避免錨固鋼筋破壞導(dǎo)致節(jié)點破壞。

（3）低周往復(fù)加載試件滯回曲線較為飽滿呈弓形。其能量耗散系數(shù)最大值為1.4，峰值荷載時剛度約為初始剛度的50%，具有良好的耗能能力和剛度維持能力。

（4）低周往復(fù)加載試件節(jié)點核心區(qū)剪切變形較小，梁柱轉(zhuǎn)角變形主要源于鋼梁變形，外包鋼套能有效提升節(jié)點核心區(qū)抗剪強(qiáng)度及剛度，實現(xiàn)“強(qiáng)節(jié)點，弱構(gòu)件”的設(shè)計原則。