預(yù)制裝配式H型鋼骨混凝土柱-柱連接受力性能有限元分析

劉 震，劉繼明，吳成龍，趙凱常，陳珊珊，王鵬飛

( 青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，青島 266033)

在“新時(shí)代、新動(dòng)力、新理念、新技術(shù)”主題下，國(guó)家對(duì)保障性住房的重視使建筑產(chǎn)業(yè)化迎來(lái)了黃金時(shí)期.大力發(fā)展裝配式建筑是實(shí)現(xiàn)建筑產(chǎn)業(yè)化的必然要求，目前裝配式建筑已成為我國(guó)建設(shè)領(lǐng)域的基本國(guó)策.發(fā)展裝配式建筑，是當(dāng)前發(fā)展低碳經(jīng)濟(jì)、推進(jìn)節(jié)能建筑的有效途徑.裝配式建筑能提高建筑的整體質(zhì)量，降低成本，降低能耗，是我國(guó)建筑發(fā)展方向，也是現(xiàn)如今研究熱點(diǎn)[1].但裝配式建筑結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的安全性與復(fù)雜性制約了裝配式建筑的推廣與應(yīng)用.因此，預(yù)制節(jié)點(diǎn)連接的可靠性與易操作性是影響裝配式建筑結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵.

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)裝配式節(jié)點(diǎn)連接的研究取得一系列成果.汪梅等[2]提出一種新型全裝配式干式連接框架柱，通過(guò)對(duì)5個(gè)足尺框架柱低周反復(fù)加載，得出該新型干式連接裝配式柱等同現(xiàn)澆，利用焊接連接的全裝配式柱合理可行.SUNKUK等[3]設(shè)計(jì)了一種帶型鋼接頭的新型組合節(jié)點(diǎn)，將該新型節(jié)點(diǎn)與鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比分析，得出帶型鋼接頭的預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)可明顯提高經(jīng)濟(jì)性與操作性.SAEED等[4]設(shè)計(jì)一種新型梁柱連接方式，該連接方式通過(guò)螺栓連接連續(xù)預(yù)制柱與預(yù)埋型鋼構(gòu)件的預(yù)制梁，結(jié)果表明該新型螺栓連接性能等同現(xiàn)澆整體性能.李青寧等[5]提出一種新型裝配式鋼板箍焊接栓筋連接框架柱，在不同軸壓比下對(duì)4個(gè)足尺框架柱進(jìn)行低周反復(fù)加載試驗(yàn)，該新型框架柱較現(xiàn)澆柱承載力偏高，延性偏差，其他抗震性能相當(dāng)，得出鋼板箍焊接栓筋連接方式安全可靠.在此基礎(chǔ)上，李青寧等又提出裝配式預(yù)應(yīng)力混凝土梁與高強(qiáng)筋約束混凝土柱連接節(jié)點(diǎn)[6]，由6個(gè)裝配式預(yù)應(yīng)力節(jié)點(diǎn)試件與1個(gè)現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn)，該新型全裝配式連接節(jié)點(diǎn)采用高強(qiáng)螺栓將端板與混凝土柱上鋼板連接，預(yù)應(yīng)力鋼筋采用螺母錨固，實(shí)現(xiàn)了“強(qiáng)柱弱梁”的設(shè)計(jì)目標(biāo)，為預(yù)制裝配式框架在地震區(qū)的推廣提供理論依據(jù)和技術(shù)支持.侯光榮等[7]制作了6個(gè)足尺節(jié)點(diǎn)試件，對(duì)比分析新型裝配式節(jié)點(diǎn)(高強(qiáng)螺栓連接)、普通裝配式節(jié)點(diǎn)(套筒灌漿連接)與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的抗震性能，該新型裝配式節(jié)點(diǎn)具有良好的延性、耗能及承載力，新型裝配式節(jié)點(diǎn)梁端受彎承載力高于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)及普通套筒灌漿連接裝配式節(jié)點(diǎn).曹徐陽(yáng)等[8]應(yīng)用數(shù)值模擬方法針對(duì)裝配式節(jié)點(diǎn)的非線性行為特征，提出適用于濕式連接節(jié)點(diǎn)與干式連接節(jié)點(diǎn)的兩類(lèi)分析模型，并同時(shí)考慮鍵槽、預(yù)應(yīng)力、耗能件等局部構(gòu)造措施的影響，進(jìn)行了10個(gè)不同類(lèi)型的裝配式節(jié)點(diǎn)模擬，得出數(shù)值模擬可以準(zhǔn)確反映節(jié)點(diǎn)的力學(xué)行為，可為裝配式節(jié)點(diǎn)建模分析提供參考依據(jù).張晉元等[9]在新型裝配式柱-柱節(jié)點(diǎn)拼接位置設(shè)置縱筋鎖具-鎖構(gòu)造和截面齒槽狀構(gòu)造，通過(guò)一個(gè)實(shí)際算例及其有限元模型對(duì)比，得出縱筋鎖具-鎖構(gòu)造能夠有效傳遞縱筋應(yīng)力，截面齒槽狀構(gòu)造可提高柱受剪承載力.

綜上得出，焊接與高強(qiáng)螺栓連接屬于干式連接最常用的方式，干式連接施工操作方便，傳力可靠，但目前針對(duì)裝配式鋼骨混凝土結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的干式連接研究較少.為此本課題組設(shè)計(jì)了一種能夠連接模塊化的預(yù)制裝配式H型鋼骨混凝土柱(Steel Reinforced Concrete column，簡(jiǎn)稱(chēng)SRC柱)-鋼梁的節(jié)點(diǎn)模塊[10-12]，現(xiàn)已完成梁柱節(jié)點(diǎn)的低周往復(fù)荷載試驗(yàn)，并進(jìn)行了ABAQUS建模分析.該新型節(jié)點(diǎn)以模塊化形式實(shí)現(xiàn)了梁柱節(jié)點(diǎn)預(yù)制裝配化連接.在此基礎(chǔ)上，本文將重點(diǎn)從節(jié)點(diǎn)模塊對(duì)柱-柱節(jié)點(diǎn)的連接性能方面進(jìn)行深入研究，不考慮鋼梁的影響，討論剪跨比、軸壓比與水平加載方向3個(gè)參數(shù)對(duì)新型預(yù)制裝配式柱-柱節(jié)點(diǎn)在靜力荷載作用下的受力性能影響，為裝配式建筑結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)和工程應(yīng)用提供參考.

1 試件設(shè)計(jì)

該新型節(jié)點(diǎn)核心區(qū)模塊由方鋼管、耳板與節(jié)點(diǎn)蓋板焊接而成.預(yù)制SRC柱通過(guò)節(jié)點(diǎn)模塊與基座連接，SRC柱截面尺寸350 mm×350 mm，其內(nèi)部預(yù)埋H 150 mm×150 mm×7 mm×10 mm型鋼、4 根直徑20 mm的HRB400縱筋、箍筋直徑8 mm間距100 mm，外包C40混凝土，SRC柱端部通過(guò)型鋼焊接柱端連接端板.試件所有鋼材采用Q345B 級(jí)鋼.SRC柱與節(jié)點(diǎn)模塊通過(guò)8個(gè)S10.9的M20高強(qiáng)螺栓栓接，縱筋近節(jié)點(diǎn)端套絲后穿過(guò)柱端連接端板與節(jié)點(diǎn)蓋板，通過(guò)螺母錨固在端板上.新型裝配式節(jié)點(diǎn)具體構(gòu)造如圖1所示，試件各部件均可在加工廠預(yù)制生產(chǎn)，之后運(yùn)輸?shù)绞┕がF(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行裝配.圖1(a)中L為長(zhǎng)度，通過(guò)調(diào)整L值來(lái)改變剪跨比.各試件的主要參數(shù)設(shè)計(jì)見(jiàn)表1.

表1 試件參數(shù)設(shè)計(jì)

2 建立有限元模型

2.1 材料屬性

1) 混凝土本構(gòu)關(guān)系.混凝土選用損傷塑性模型，塑性參數(shù)的選取參考文獻(xiàn)[13]，取值見(jiàn)表2，并根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)建議，選取C40混凝土單軸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2(a)(b)所示.

表2 塑性參數(shù)

2) 鋼筋、鋼材與螺栓本構(gòu).Q345B鋼材彈性模量取2.06×105MPa，密度為7.8×103kg/m3，泊松比為0.3.均采用簡(jiǎn)化的二折線本構(gòu)模型，計(jì)算過(guò)程中依據(jù)Von-Mises屈服準(zhǔn)則及相關(guān)流動(dòng)法則判斷是否屈服.單調(diào)加載應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線分別如圖2(c)(d)(e)所示.

圖2 材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 單元選取、網(wǎng)格劃分與標(biāo)定

試件采用分離式建模，混凝土、鋼材和高強(qiáng)螺栓采用C3D8R(八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元)實(shí)體單元，在彎曲荷載作用下，線性減縮積分單元不會(huì)出現(xiàn)剪切自鎖問(wèn)題.箍筋和縱筋采用T3D2(兩節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元)桁架單元[14].

網(wǎng)格的劃分關(guān)系到有限元結(jié)果的精度，對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)、螺栓與柱近節(jié)點(diǎn)200 mm區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密，節(jié)點(diǎn)模塊下部基座采用較稀疏網(wǎng)格，因不分析該部分的受力狀態(tài).為驗(yàn)證網(wǎng)格劃分的合理性，建立1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試件(XJZ-1)與5個(gè)標(biāo)定試件(BD1，BD2，BD3，BD4與BD5)進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證標(biāo)定，比較試件的極限荷載和節(jié)點(diǎn)模塊受力云圖.

在進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證標(biāo)定時(shí)，網(wǎng)格數(shù)量主要通過(guò)調(diào)整網(wǎng)格全局種子密度和鋼材(柱H型鋼翼緣、腹板與柱端連接端板、節(jié)點(diǎn)蓋板)厚度方向的網(wǎng)格層數(shù)，試件XJZ-1的網(wǎng)格數(shù)為46 956個(gè)，5個(gè)標(biāo)定試件BD1，BD2，BD3，BD4與BD5網(wǎng)格數(shù)目分別為72 884，43 220，43 902，59 694與73 208個(gè).網(wǎng)格數(shù)量與極限荷載對(duì)比如圖3所示，將試件網(wǎng)格數(shù)量與極限荷載進(jìn)行統(tǒng)計(jì)對(duì)比.試件XJZ-1的極限荷載為137.35 kN.試件BD2與BD1的極限荷載分別為142.65與136.39 kN，較試件XJZ-1極限荷載分別提高3.86%與降低0.7%；試件BD3， BD4與BD5的極限荷載分別為110.66，143.38與146.39 kN，分別降低19.43%、提高4.39%，6.58%.除試件BD3，隨著網(wǎng)格數(shù)量的改變，極限荷載變化幅度小，基本接近.網(wǎng)格數(shù)量與運(yùn)算時(shí)間對(duì)比如圖4所示，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增大與減小，模型運(yùn)算時(shí)間隨之增多與減少.

選取各試件破壞時(shí)的節(jié)點(diǎn)模塊應(yīng)力云圖進(jìn)行比較.由應(yīng)力云圖5中(a)(b)(c)可以看出，改變網(wǎng)格全局種子密度，節(jié)點(diǎn)模塊應(yīng)力分布接近，變形一致.比較圖5中(a)與(d)(e)(f)，沿厚度方向網(wǎng)格層數(shù)為1層時(shí)試件BD3的破壞和應(yīng)力分布明顯不同于其他試件，在受壓側(cè)耳板處產(chǎn)生彎曲變形，破壞時(shí)僅在受壓側(cè)方鋼管處有較大應(yīng)力，因此該網(wǎng)格劃分設(shè)置不合理；沿厚度方向網(wǎng)格層數(shù)劃分為2，3與4層時(shí)，應(yīng)力分布接近，變形接近一致.

圖5 各試件應(yīng)力云圖

綜上所述，通過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證標(biāo)定，得出試件XJZ-1與對(duì)比標(biāo)定試件的極限荷載相差小，節(jié)點(diǎn)模塊應(yīng)力分布與變形接近.試件XJZ-1既能滿足模型計(jì)算結(jié)果的精度，又能保證模型的破壞形態(tài)和承載力的可靠，且運(yùn)算時(shí)間成本相對(duì)較少，網(wǎng)格選取較為合理.標(biāo)準(zhǔn)試件網(wǎng)格劃分如圖6所示.

圖6 網(wǎng)格劃分

2.3 相互作用及邊界條件

試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)方鋼管、耳板與節(jié)點(diǎn)蓋板的焊接，柱端連接端板與型鋼的焊接，均通過(guò)“綁定”約束進(jìn)行模擬.型鋼、鋼筋與混凝土通過(guò)“嵌入”約束進(jìn)行模擬.螺栓桿與鋼板螺栓孔壁，核心區(qū)節(jié)點(diǎn)蓋板與柱端連接端板，柱端連接端板與柱混凝土，均采用“面-面”接觸，接觸面之間允許出現(xiàn)小間隙，切向接觸設(shè)置為“罰函數(shù)”來(lái)模擬接觸面的切向作用，法向設(shè)置為“硬”接觸，模擬接觸面之間傳遞壓力.螺栓M20預(yù)緊力設(shè)為155 kN，縱筋與端板(蓋板)栓接預(yù)緊力設(shè)為100 kN.

將基座底面、4個(gè)側(cè)面與部分基座頂面完全固定約束，無(wú)平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng).柱頂通過(guò)建立耦合點(diǎn)RP1將頂面Y向平動(dòng)、X向與Z向轉(zhuǎn)動(dòng)約束，Z向通過(guò)耦合點(diǎn)RP1施加710.37 kN荷載(軸壓比0.2).柱頂側(cè)面400 mm范圍通過(guò)耦合點(diǎn)RP2施加X(jué)向位移荷載，以5 mm為每級(jí)加載位移，直到試件破壞.邊界條件以X向水平加載為例，如圖7所示.

圖7 邊界條件

3 有限元參數(shù)分析

3.1 剪跨比的影響

長(zhǎng)柱是指柱凈高與柱截面高度比大于4，或剪跨比大于2；短柱是指柱凈高與柱截面高度比小于等于4，或剪跨比小于等于2[15].剪跨比對(duì)柱的剪切破壞形態(tài)有明顯影響，剪跨比小于1.5，柱一般為斜壓破壞；剪跨比為1.5～2.5時(shí)，柱一般為剪切黏結(jié)破壞；剪跨比大于2.5～3.5時(shí)，一般為彎剪破壞[16].

剪跨比不同的試件在單調(diào)位移加載作用下的荷載-位移曲線如圖8所示，各試件的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3.其中，Py為屈服荷載；δy為屈服位移；Pmax為極限荷載；Pu為破壞荷載；δu為極限位移，試件承載力下降為Pmax的85%時(shí)視為試件破壞.Ki為初始剛度，取彈性階段荷載與位移的比值.試件的延性表現(xiàn)的是塑性變形能力，指構(gòu)件達(dá)到彈性變形極限后隨著變形的繼續(xù)增加仍可以保持承載力無(wú)明顯降低的能力，常用位移或者轉(zhuǎn)角來(lái)表示.本文采用延性系數(shù)μδ來(lái)度量，表示為μδ=δu/δy，式中δy的取值采用PARK R法，如圖9所示.在荷載-位移曲線上選取0.6Pmax對(duì)應(yīng)點(diǎn)A，連接OA延長(zhǎng)交過(guò)Pmax點(diǎn)水平線于點(diǎn)B，過(guò)點(diǎn)B做垂直線交曲線于點(diǎn)C，點(diǎn)C即為屈服點(diǎn).

圖9 PARK R法

由圖8與表3可知，不同剪跨比下,加載初期荷載-位移曲線均呈現(xiàn)線性相關(guān)，位移增量較小荷載增量較大，試件位于彈性階段.試件XJZ-2，XJZ-3為短柱，與試件XJZ-1相比，屈服荷載均提高超過(guò)30%，初始剛度均提高超過(guò)55%，提高幅度明顯.試件XJZ-4，XJZ-5與XJZ-1均為長(zhǎng)柱，與試件XJZ-1相比，屈服荷載分別降低21.91%與36.49%，初始剛度降低31.16%與50.57%，降低幅度明顯.加載到屈服狀態(tài)后，隨著位移的增加，荷載呈非線性增加，荷載增幅逐漸變小，曲線趨于平滑，試件XJZ-2與XJZ-3極限荷載較試件XJZ-1提高30%以上，試件XJZ-4與XJZ-5極限荷載分別降低23.49%與38.36%，之后達(dá)到極限荷載狀態(tài).達(dá)到極限荷載后位移繼續(xù)增大，荷載逐漸下降直至達(dá)到破壞狀態(tài).當(dāng)剪跨比為1.5時(shí)，較剪跨比為2.5時(shí)延性提高79.03%；當(dāng)剪跨比為3.5時(shí)，延性降低18.26%，說(shuō)明改變剪跨比對(duì)試件的延性有很大的影響，試件的延性隨著剪跨比增大而降低，但試件的延性系數(shù)仍大于8，說(shuō)明在大剪跨比條件下試件仍具有很好的塑性變形能力.短柱與長(zhǎng)柱在相同條件下均未出現(xiàn)脆性破壞狀態(tài).相同的水平位移下，隨著剪跨比的增大，試件的承載力明顯降低，主要是由于增大剪跨比，試件節(jié)點(diǎn)模塊以受剪為主逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槌惺軓澗刈饔脼橹?，?jié)點(diǎn)模塊抗剪能力降低.

表3 不同剪跨比時(shí)各試件計(jì)算結(jié)果

3.2 軸壓比的影響

考慮到實(shí)際工程中柱軸壓力的多變性，在0.2～0.6范圍內(nèi)提高軸壓比，分析對(duì)比短柱(剪跨比2)與長(zhǎng)柱(剪跨比2.5)的靜力性能.軸壓比按照公式n=N/No得出，式中N為柱頂承受的軸壓力，No為軸心受壓構(gòu)件承載力，No=Acfc+Asfsy.不同軸壓比下的荷載-位移曲線對(duì)比如圖10所示，試件有明顯彈性階段、彈塑性階段與破壞階段，短柱與長(zhǎng)柱曲線變化趨勢(shì)一致.短柱與長(zhǎng)柱各試件的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4與表5.

圖10 不同軸壓比時(shí)荷載-位移曲線

由圖10與表4、表5可知，彈性階段軸壓比不同的試件曲線走向一致且均呈線性增長(zhǎng).隨著軸壓比增大，屈服位移逐漸變小，且試件的屈服荷載與初始剛度均呈先提高后降低的變化趨勢(shì)，屈服荷載與初始剛度分別在軸壓比為0.4與0.5時(shí)達(dá)到最大.在彈塑性階段，隨著軸壓比的增大極限荷載同樣呈先提高后降低的趨勢(shì)，在軸壓比為0.3時(shí)極限荷載達(dá)到峰值.長(zhǎng)柱的承載力與初始剛度呈先提高后降低的變化趨勢(shì)較短柱更加明顯.軸壓比增大，承載力強(qiáng)化段變短且破壞階段出現(xiàn)變?cè)?短柱試件在軸壓比為0.6時(shí)，相比軸壓比為0.2的情況下延性降低了48.98%，延性系數(shù)仍為6.23；長(zhǎng)柱試件在軸壓比為0.6時(shí)降低了56.52%，延性系數(shù)仍為4.5，試件延性有明顯下降，但短柱與長(zhǎng)柱仍均表現(xiàn)出良好的塑性變形能力.短柱與長(zhǎng)柱在軸壓比增大的情況下表現(xiàn)出類(lèi)似的靜力影響.軸壓力的增大導(dǎo)致柱的壓應(yīng)力與壓應(yīng)變?cè)龃螅?jié)點(diǎn)模塊壓應(yīng)力也隨之增大，且當(dāng)試件柱頂產(chǎn)生水平位移時(shí)，試件所承受的附加彎矩隨軸壓力增加而進(jìn)一步增大，從而對(duì)試件的承載力與延性產(chǎn)生影響.因此應(yīng)合理控制柱子的軸壓比.

表4 不同軸壓比時(shí)各試件計(jì)算結(jié)果(短柱)

表5 不同軸壓比時(shí)各試件計(jì)算結(jié)果(長(zhǎng)柱)

3.3 加載方向的影響

柱H型鋼截面具有兩個(gè)對(duì)稱(chēng)軸方向，對(duì)稱(chēng)軸方向分別為X向與Y向，如圖7 所示，對(duì)比分析短柱(剪跨比2)與長(zhǎng)柱(剪跨比2.5)不同加載方向的靜力性能.不同加載方向時(shí)荷載-位移曲線對(duì)比如圖11所示，各試件的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6.

由圖11與表6可知，短柱與長(zhǎng)柱試件變化趨勢(shì)一致.加載初期，Y向加載與X向加載曲線重合，與沿X向加載比較，沿Y向加載短柱與長(zhǎng)柱屈服荷載分別增大4.62%與5.57%，初始剛度分別增大9.23%與8.19%，表明改變加載方向?qū)υ嚰椥噪A段影響不明顯.隨著位移繼續(xù)增大，在彈塑性階段Y向加載較X向加載承載力略微提高，短柱與長(zhǎng)柱極限荷載分別增大2.73%與4.67%，沿Y向加載承載力強(qiáng)化階段稍長(zhǎng)，荷載提高幅度較緩.繼續(xù)加載到破壞狀態(tài)，Y向加載較X向加載試件破壞位移增大，短柱與長(zhǎng)柱延性分別提高19.90%與13.82%，延性有提高的趨勢(shì).因Y向加載截面抗彎剛度大于X向加載截面抗彎剛度，同時(shí)Y向加載較X向加載減輕了應(yīng)力集中現(xiàn)象，且因節(jié)點(diǎn)模塊關(guān)于X向Y向構(gòu)造相同，由此得出沿Y向加載較X向加載試件承載力與初始剛度相近，但能較有效地提高試件塑性變形能力.

表6 不同加載方向時(shí)各試件計(jì)算結(jié)果

4 結(jié)論

1) 新型裝配式SRC柱-柱節(jié)點(diǎn)在水平荷載作用下，節(jié)點(diǎn)傳力合理，試件的承載力、初始剛度與延性性能良好，能夠滿足抗震設(shè)計(jì)要求.

2) 剪跨比對(duì)試件的靜力性能影響較大.增大剪跨比，試件承載力、初始剛度與延性降低明顯，但大剪跨比時(shí)試件仍能保持良好延性.隨著剪跨比增大，試件節(jié)點(diǎn)模塊由受剪為主逐漸轉(zhuǎn)變成承受彎矩作用為主，抗剪能力減弱.短柱與長(zhǎng)柱表現(xiàn)出相似的破壞形態(tài)，未出現(xiàn)脆性破壞.

3) 隨著軸壓比增大，節(jié)點(diǎn)模塊壓應(yīng)力增大，試件承載力與初始剛度呈現(xiàn)先提高后降低的變化趨勢(shì)，屈服荷載與極限荷載分別在軸壓比為0.4與0.3時(shí)達(dá)到峰值，初始剛度在軸壓比為0.5時(shí)達(dá)到峰值.試件延性隨軸壓比增大逐步降低.軸壓比對(duì)長(zhǎng)柱與短柱表現(xiàn)出類(lèi)似的變化趨勢(shì)，長(zhǎng)柱較短柱變化更明顯.因此軸壓比對(duì)試件靜力性能影響明顯，后期設(shè)計(jì)優(yōu)化時(shí)應(yīng)合理控制軸壓比.

4) 節(jié)點(diǎn)模塊截面關(guān)于X向Y向構(gòu)造相同，改變?cè)嚰虞d方向沿Y向加載較與沿X向加載承載力與初始剛度接近，延性有小幅度提高.在實(shí)際設(shè)計(jì)中框架結(jié)構(gòu)體系由橫縱兩個(gè)方向連接而成，X向承受荷載也同樣較普遍，若對(duì)延性要求較高，建議取柱H型鋼截面Y向?yàn)樗胶奢d組合值較大方向.