工業(yè)化混凝土框架SPC節(jié)點抗震性能試驗

沈 華，翁大根，張瑞甫，葛慶子，王慶華

(1.南通職業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，江蘇 南通 226007；2.同濟大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092；3.四川省建筑科學(xué)研究院有限公司，四川 成都 610081)

實現(xiàn)新型建筑工業(yè)化是國家的重要戰(zhàn)略決策，是促進建筑業(yè)全面轉(zhuǎn)型升級的重要途徑。工業(yè)化混凝土框架具有平面布置靈活，構(gòu)件易于標(biāo)準化以及工業(yè)化程度較高的特點，是最常用的建筑工業(yè)化結(jié)構(gòu)體系之一。

歷次震害表明,提高工業(yè)化建筑結(jié)構(gòu)抗震性能，關(guān)鍵在于構(gòu)件連接。梁柱連接是工業(yè)化混凝土框架的關(guān)鍵部位，對抗震性能起著至關(guān)重要的作用。干式全裝配框架梁柱節(jié)點具有無現(xiàn)場濕作業(yè)、施工周期短和便于維修的特點，Priestley提出干式連接比濕式連接具有更高連接效率。

干式全裝配節(jié)點具有顯著的工業(yè)化特征，國內(nèi)外學(xué)者對其開展了大量研究。Nakaki和Englekirk等提出裝配式延性節(jié)點理念，柱內(nèi)預(yù)埋延性連桿，使其在地震作用下發(fā)生塑性變形，從而減輕其他構(gòu)件的損傷?；谘有怨?jié)點理念，李向民等通過在節(jié)點核心區(qū)預(yù)埋低屈服高延性連接，設(shè)計了一種高效延性節(jié)點，試驗結(jié)果有效實現(xiàn)了設(shè)計目標(biāo)，并具有較高延性。這些研究證明了延性節(jié)點的可行性與合理性。趙斌等研究了高強螺桿和短H型鋼連接的梁柱節(jié)點，試驗表明，極限承載力相對現(xiàn)澆和后澆整體式節(jié)點提高顯著，但需提高其耗能能力。Ertas等提出了一種螺栓連接梁柱節(jié)點，其特點為預(yù)埋鋼盒用于螺桿對拉連接，實現(xiàn)了較大的安裝容許誤差，適用于梁端剪力較小的情況，試驗表明，螺栓連接梁柱節(jié)點相比現(xiàn)澆節(jié)點具有較高的強度、延性和耗能能力。Vidjeapriya等研究了下設(shè)托梁和上置加勁角鋼，采用對拉栓桿連接的梁柱節(jié)點，試驗表明，除極限承載力略低于現(xiàn)澆試件外，其耗能能力和延性均得到提高。曹楊、Rong、Ghayeb和Nzabonimpa等研究了預(yù)制梁中預(yù)埋不同型鋼，并采用螺栓連接的節(jié)點抗震性能，結(jié)果顯示抗震性能良好，證明了使用型鋼連接的可行性，而且曹楊指出弱化節(jié)點臨近區(qū)域剛度將有助于改善節(jié)點的抗震性能。趙地和韓春等研究了采用外伸端板和預(yù)應(yīng)力栓桿連接的梁柱節(jié)點，結(jié)果表明，其相對于現(xiàn)澆節(jié)點具有更好的強度和抗震性能。Aninthaneni等在外伸端板和對拉栓桿的基礎(chǔ)上，在梁的上下端增設(shè)角形加勁板，研究表明，其結(jié)構(gòu)性能與現(xiàn)澆節(jié)點十分相似。Ngo等研究了預(yù)制梁設(shè)置混凝土外擴端板，并采用碳纖維螺栓連接的梁柱節(jié)點，有效提高結(jié)構(gòu)抗腐蝕能力，試驗表明，其節(jié)點承載力、耗能和剛度均顯著大于現(xiàn)澆節(jié)點。李春雨和馮世強等在節(jié)點中增加了耗能單元，研究表明，其方法能有效增強節(jié)點的抗震性能。

基于當(dāng)前干式全裝配節(jié)點的研究成果和延性節(jié)點的設(shè)計理念，沈華等提出了削弱型鋼直接連接預(yù)制梁柱的工業(yè)化節(jié)點（steel prefabricated concrete，SPC）：其將塑性變形外部化，更易識別其工作狀態(tài)，且將損傷控制于削弱型鋼段；削弱型鋼截面，達成區(qū)域剛度的適度弱化，以改善節(jié)點的耗能能力；螺栓連接工藝成熟，可提升安裝效率，且具備可拆卸性；非外擴截面連接，構(gòu)件規(guī)整，便于倉儲運輸；連接界面為鋼材質(zhì)，易實現(xiàn)構(gòu)件精準制造，工業(yè)化特征顯著；節(jié)點結(jié)構(gòu)簡單，僅少量型鋼外露，便于日常維護。本文將通過低周往復(fù)擬靜力加載試驗，驗證SPC節(jié)點的可行性，同時比較SPC節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點的抗震性能。

1 SPC節(jié)點構(gòu)造

SPC節(jié)點是由高強螺栓、預(yù)制柱和預(yù)制梁段組成的新型工業(yè)化梁柱節(jié)點，其構(gòu)造（不含箍筋）如圖1所示，其中：預(yù)制混凝土柱中預(yù)留貫穿螺栓孔，預(yù)埋定位墊板和安裝支撐板；預(yù)制混凝土梁端設(shè)置錨固板、H型鋼削弱段（reduction beam section，RBS）和連接板。

圖1 SPC節(jié)點構(gòu)造（不含箍筋）Fig. 1 Schematic diagram of middle SPC joint(without stirrups)

2 試 驗

試驗中，SPC節(jié)點編號為YZJ–M，其對應(yīng)的現(xiàn)澆節(jié)點編號為XZJ–M。

2.1 現(xiàn)澆節(jié)點試件

現(xiàn)澆節(jié)點XZJ–M的截面及配筋源自一6層鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的典型節(jié)點，如圖2所示；XZJ–M采用C30混凝土，HRB400鋼筋，保護層厚度25 mm，實驗室進行制作，如圖3所示；實測材料力學(xué)性能見表1。

表1 材料力學(xué)性能
Tab. 1 Mechanical properties of materials

注：為混凝土軸心抗壓強度標(biāo)準值，為鋼筋屈服強度標(biāo)準值，為鋼筋極限強度標(biāo)準值，為鋼筋彈性模量，為型鋼屈服強度，為型鋼極限強度，為鋼筋直徑。

C30HRB400Q235型鋼HM250×175 fck/MPad/mmfyk/MPafstk/MPaEs/(105 MPa)部位fy/MPafu/MPaEs/(105 MPa)XZJ–M25.812,184646262.01——25.884986462.05——YZJ–M26.712,184566032.01翼緣2653252.01 26.784856012.02腹板3154212.01試件

圖2 XZJ–M截面配置Fig. 2 Sectional configuration of XZJ–M

圖3 XZJ–M加工制作Fig. 3 Specimen processing of XZJ–M

2.2 SPC節(jié)點試件

SPC節(jié)點設(shè)計主要包括RBS、焊縫、錨筋和高強螺栓。

選用Q235的H型鋼設(shè)計RBS段?；诓牧蠘?biāo)準值，按混凝土梁端截面負彎矩承載力

M

=95 kN·m（正負彎矩中的大值）要求，選擇H型鋼規(guī)格為HM250×175。由于選用規(guī)格化H型鋼截面的實際抗彎承載力大于95 kN·m，故設(shè)截面抗彎的需求翼緣寬度為

b

，依據(jù)截面抗彎承載力相等，解得

b

=14.2 cm。進而按《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》推薦的RBS構(gòu)造，確定截面參數(shù)

a

、

b

和

c

分別為100.0、190.0和35.5 mm。節(jié)點在加載試驗中，將受到頂點軸壓

F

和水平力

P

的共同作用，其受力簡圖如圖4所示。

圖4 節(jié)點受力簡圖Fig. 4 Force diagram of joint

側(cè)力

P

作用下，節(jié)點將沿底部支座轉(zhuǎn)動，由于轉(zhuǎn)角較小，式（1）仍將成立?？紤]到梁截面為非對稱配筋，結(jié)合式（1），可知，節(jié)點承載力

P

實際由混凝土梁端截面彎矩承載力的較小值

M

=63 kN·m控制。故為確保H型鋼段在

M

作用下發(fā)生塑性鉸，按圖5驗算。其中，虛線為截面抵抗彎矩圖，點劃線為混凝土截面不屈服的彎矩上限，實線為不降低混凝土梁端抗彎承載力的彎矩下限。顯然，RBS最大削弱截面處的抗彎承載能力位于彎矩上下限間，可達到不降低梁端抗彎承載力的情況下，實現(xiàn)梁端塑性鉸位于H型鋼段中RBS部分。

圖5 預(yù)制梁設(shè)計抗彎承載力Fig. 5 Design bending capacity schematic of beam

H型鋼段與錨固板和連接板的焊接作業(yè)在條件較好的工廠內(nèi)進行，結(jié)合《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》和《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》的相關(guān)規(guī)定，腹板設(shè)計采用焊腳尺寸為8 mm的雙面角焊縫，翼緣采用單邊坡口全熔融透焊。錨筋和高強螺栓則分別按《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》和《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》進行設(shè)計。SPC節(jié)點預(yù)制柱和預(yù)制梁的截面配置，如圖6和7所示，其實測材料性能見表1。

圖6 預(yù)制柱截面配置圖Fig. 6 Sectional configuration of prefabricated column

圖7 預(yù)制梁截面配置圖Fig. 7 Sectional configuration of prefabricated beam

2.3 加載裝置及加載方案

2.3.1 加載裝置

采用鉸接四邊形框架裝置完成試驗加載，其加載裝置如圖8所示。鑒于實驗室條件，柱軸壓比取0.15，柱頂側(cè)力由固定在反力墻的INSTRON SCHENCK伺服作動器施加。加載前，以40%的柱軸向壓力加壓2次，然后，進行水平預(yù)加載，消除試驗不均勻性，并檢查測量儀器和儀表的工作狀態(tài)。

圖8 加載裝置Fig. 8 Testing equipment

2.3.2 加載制度

為統(tǒng)一工況，采用如圖9所示的位移加載制度：18 mm之前每級加載一個循環(huán)，之后每級加載3個循環(huán)。為較全面評價節(jié)點的力學(xué)性能，最小位移從2 mm開始，0～12 mm每級位移2 mm；12～102 mm每級位移6 mm；102 mm后每級位移12 mm，直至試驗停止。

圖9 位移加載制度Fig. 9 Displacement loading protocol

2.3.3 測點布置

按圖8的位移測點布置，作動器提供柱頂位移和作用力，D1用于柱底修正，D2和D3用于量測核心區(qū)剪切變形，D4～D13用于量測梁端截面平均轉(zhuǎn)角。鋼筋和型鋼應(yīng)變測點如圖10所示，其中，C為柱縱筋，B為梁縱筋，J為節(jié)點區(qū)箍筋和R為型鋼段。

圖10 應(yīng)變測點布置Fig. 10 Distribution of strain gauges

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 試驗現(xiàn)象和破壞特征

3.1.1 現(xiàn)澆節(jié)點XZJ–M

現(xiàn)澆節(jié)點XZJ–M呈現(xiàn)“強柱弱梁”型節(jié)點的延性破壞特征。節(jié)點損傷主要集中在梁上，尤其柱邊梁段，當(dāng)位移值較大時，節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)少量斜向剪切裂縫，最終破壞形態(tài)如圖11所示。圖11中，黑色實線為“+”向加載裂縫分布，紅色虛線為“–”向加載裂縫分布。

圖11 XZJ–M破壞形態(tài)Fig. 11 Failure mode of XZJ–M

現(xiàn)澆節(jié)點XZJ–M破壞過程：柱頂位移8 mm時，梁初始開裂；隨著位移增加，裂縫寬度快速增長，位移72 mm時，梁裂縫基本出齊，最大寬度達10 mm，梁端出現(xiàn)混凝土脫落；位移84 mm時，梁上出現(xiàn)鋼筋黏結(jié)破壞的橫向劈裂裂縫，且節(jié)點核心區(qū)出現(xiàn)剪切斜裂縫；當(dāng)位移加載至114 mm時，梁局部混凝土壓碎，節(jié)點承載力下降，考慮試驗安全性，終止加載。

3.1.2 SPC節(jié)點YZJ–M

SPC節(jié)點YZJ–M破壞形態(tài)與XZJ–M有著較大差別：加載過程中，節(jié)點變形大部分被RBS段吸收，最終RBS段腹板屈曲后，翼緣被拉斷，破壞形態(tài)如圖12所示。圖12中，黑色實線為“+”向加載裂縫分布，紅色虛線為“–”向加載裂縫分布。由圖12可見，SPC節(jié)點中混凝土梁段裂縫分布與同位置現(xiàn)澆節(jié)點梁段裂縫相當(dāng)，但直至試驗停止，其最大裂縫寬度均未超過0.2 mm。在加載后期，柱中微裂縫增加，主要由節(jié)點承載力增加所導(dǎo)致。

圖12 YZJ–M破壞形態(tài)Fig. 12 Failure mode of YZJ–M

YZJ–M的破壞過程：柱頂位移8 mm時，混凝土梁段開裂；位移42 mm時，柱開裂，梁裂縫略有擴展；位移48 mm時，核心區(qū)出現(xiàn)剪切斜裂縫；位移54 mm時，RBS翼緣表面“起皮”，主要為鋼材屈服導(dǎo)致；位移102 mm時，最大混凝土裂縫寬度仍小于0.2 mm；位移162 mm時，RBS翼緣受壓翹曲；位移174 mm時，RBS腹板出現(xiàn)顯著鼓曲；位移186 mm時，RBS的翼緣和腹板變形迅速增大后，翼緣撕裂，加載停止。

3.2 滯回曲線

XZJ–M和YZJ–M的滯回曲線對比如圖13所示。由圖13可見：現(xiàn)澆節(jié)點的滯回曲線為對稱反S型，捏縮效應(yīng)明顯，說明鋼筋滑移顯著，同時隨著位移的增加，剛度明顯退化；而SPC節(jié)點滯回曲線為飽滿的對稱梭形，隨著位移增加，無明顯剛度退化。

圖13 滯回曲線Fig. 13 Hysteretic curves

3.3 骨架曲線和延性系數(shù)

XZJ–M和YZJ–M骨架曲線對比，如圖14所示。由圖14可以看出：現(xiàn)澆節(jié)點在峰值荷載前明顯存在的開裂、屈服和強化3個階段，具有混凝土節(jié)點承載力發(fā)展的典型特征；而SPC節(jié)點在峰值荷載前，僅有屈服和強化兩個階段，主要原因是RBS段控制了節(jié)點性能，更接近鋼節(jié)點的力學(xué)行為。

圖14 骨架曲線Fig. 14 Skeleton curves

采用最遠點法確定節(jié)點的等效屈服點（圖14）。結(jié)合節(jié)點的骨架曲線特征，引入峰值延性系數(shù)：

骨架曲線各特征點對應(yīng)荷載和位移見表2。由表2可以看出：SPC節(jié)點的屈服荷載略高于現(xiàn)澆節(jié)點；SPC節(jié)點峰值荷載明顯大于現(xiàn)澆節(jié)點；SPC節(jié)點的平均延性系數(shù)也顯著高于現(xiàn)澆節(jié)點。

表2 荷載、位移和延性
Tab. 2 Load, displacement and ductility

平均延性系數(shù)XZJ–M+6251761072.17–7047781052.17 YZJ–M+80521251663.26–84511171703.26編號 加載方向屈服荷載Fy/kN屈服位移uy/mm峰值荷載Fp/kN峰值位移up/mmˉμp

3.4 能量耗散指標(biāo)

依據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》，能量耗散系數(shù)：

式中，

A

為滯回曲線包圍面積，

A

和

A

分別為△

OBE

和△

ODF

面積，如圖15所示。

圖15 E計算示意圖Fig. 15 Schematic diagram of E

XZJ–M和YZJ–M的

E

值對比，如圖16所示。圖16表明：現(xiàn)澆節(jié)點在小位移時，混凝土的開裂導(dǎo)致

E

值較快發(fā)展，隨著鋼筋屈服到達峰值平臺，之后呈現(xiàn)下降趨勢；而SPC節(jié)點的

E

值持續(xù)快速發(fā)展，當(dāng)翼緣鋼材屈服后，耗能能力呈現(xiàn)加速，并超越了現(xiàn)澆節(jié)點。當(dāng)現(xiàn)澆節(jié)點停止加載時，SPC節(jié)點能量耗散指標(biāo)是現(xiàn)澆節(jié)點的4.69倍，表明SPC節(jié)點具有更強的大震耗能能力。

圖16 能量耗散指標(biāo)EFig. 16 Index of energy dissipation E

3.5 循環(huán)強度和剛度退化

循環(huán)加載時，試件的強度和剛度隨著循環(huán)次數(shù)增加而不斷變化，依據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》，采用同級加載位移下強度和剛度的變化率表征試件相應(yīng)的退化，分別為強度退化系數(shù) λ和剛度退化系數(shù)λ，其計算式為：

式中：和分別為第

j

級加載時，第

i

次循環(huán)峰值強度和割線剛度；和分別為第

j

級加載時，第

i

－1次循環(huán)峰值強度和割線剛度。圖17為

i

=2、3時，強度退化系數(shù) λ，曲線具有顯著的波動性，源于節(jié)點試件的內(nèi)部不均勻性。但總體上，無論是現(xiàn)澆節(jié)點還是SPC節(jié)點， λ比 λ更穩(wěn)定，表明循環(huán)加載次數(shù)的增加能使節(jié)點強度退化系數(shù)趨于穩(wěn)定；除破壞點，SPC節(jié)點的強度退化系數(shù)值均比現(xiàn)澆節(jié)點大和穩(wěn)定，且SPC節(jié)點的 λ基本近似1，表明循環(huán)加載作用下，SPC節(jié)點的強度退化相對更小，有利于提升節(jié)點的抗震強度性能。

圖17 強度退化系數(shù) λsi（i=2、3）Fig. 17 Degradation factor of strength λsi(i=2、3)

圖18為

i

=2、3時，剛度退化系數(shù) λ。由圖18可見，其規(guī)律與強度退化系數(shù) λ類似，表明循環(huán)加載作用下，SPC節(jié)點的剛度退化也要小于現(xiàn)澆節(jié)點，具有更好的抗震剛度性能。

圖18 剛度退化系數(shù) λki（i=2、3）Fig. 18 Degradation factor of stiffness λki(i=2、3)

3.6 核心區(qū)剪切變形

節(jié)點核心區(qū)域產(chǎn)生剪切變形，原四邊形1234將變形為1′2′3′4′（圖19），按式（11）確定剪切變形：

圖19 剪切變形計算Fig. 19 Schematic diagram of shear deformation

XZJ–M和YZJ–M的節(jié)點核心區(qū)實測剪切變形，如圖20所示。由圖20可見：同等荷載作用下，現(xiàn)澆節(jié)點的剪切變形更大，即SPC節(jié)點的剪切剛度大于現(xiàn)澆節(jié)點，這是因為連接鋼板對核心區(qū)混凝土有約束作用，強化了節(jié)點剛度。

圖20 核心區(qū)剪切變形Fig. 20 Shear deformation of joint core zone

3.7 梁端彎矩轉(zhuǎn)角曲線

由圖21分別定義梁截面彎矩

M

和截面平均轉(zhuǎn)角φ：

圖21 截面彎矩和平均轉(zhuǎn)角示意圖Fig. 21 Schematic diagram of moment and average rotation in section

式（8）～（9）中，

F

為梁端力，

h

為梁高度，

Δ

為彎矩計算截面距梁端距離， δ和 δ分別為計算截面的上下側(cè)纖維變形。圖22為XZJ–M和YZJ–M的梁端彎矩和截面平均轉(zhuǎn)角間的關(guān)系。

圖22 截面彎矩和平均轉(zhuǎn)角的關(guān)系Fig. 22 Relation of moment and average rotation in section

由圖22可以看出：節(jié)點均具有良好對稱性，左右梁端保持較好一致性；在轉(zhuǎn)角較小時，由于混凝土未開裂，現(xiàn)澆節(jié)點的彎矩承載力略大于SPC節(jié)點，但隨著鋼筋屈服，現(xiàn)澆節(jié)點快速失去承載能力增長空間；相反，SPC節(jié)點在截面屈服后，仍保持較強的承載力增長直至破壞，這能有效提高抗倒塌能力。因此，SPC節(jié)點無論峰值彎矩承載能力，還是轉(zhuǎn)動能力均要優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點。

3.8 端部縱筋應(yīng)變

圖23為試件XZJ–M和YZJ–M不同位置的柱端縱筋應(yīng)變發(fā)展。由圖23可以看出：柱筋保持彈性工作狀態(tài)，實現(xiàn)了強柱機制；柱筋最大壓應(yīng)變小于拉應(yīng)變，因混凝土參與受壓所致；SPC節(jié)點的柱筋拉應(yīng)變顯著大于現(xiàn)澆節(jié)點，導(dǎo)致柱面裂縫增加。

圖23 試件XZJ–M和YZJ–M不同位置的柱端縱筋應(yīng)變Fig. 23 Strain of longitudinal steel bar at the end of column for different locations of XZJ–M and YZJ–M

圖24為試件XZJ–M各梁端縱筋應(yīng)變發(fā)展。由圖24可見：現(xiàn)澆節(jié)點梁截面下側(cè)縱筋較少，先行進入了屈服工作狀態(tài)，這與理論分析結(jié)論一致，從而實現(xiàn)了梁端塑性鉸；而梁截面上側(cè)配筋較多，此處混凝土承受壓力，鋼筋承受拉力，發(fā)生拉應(yīng)變，在加載后期也進入了屈服。

圖24 試件XZJ–M各梁端縱筋應(yīng)變Fig. 24 Strain of longitudinal steel bar at the end of beam of XZJ–M

3.9 型鋼應(yīng)變

圖25為YZJ–M左右RBS翼緣的中心應(yīng)變，由圖25可見：翼緣鋼板應(yīng)變均發(fā)展較為充分，且進入了屈服狀態(tài)，實現(xiàn)了RBS塑性鉸，也體現(xiàn)了強柱弱梁機制。

圖25 試件YZJ–M左右RBS翼緣應(yīng)變Fig. 25 Strain of flange at RBS on two side of YZJ–M

依據(jù)RBS腹板中心的三向應(yīng)變化量測數(shù)據(jù)，測點主應(yīng)變 ε和 ε為：.

式（10）和（11）中， ε、 ε和 ε分別為夾角0°、45°和90°對應(yīng)的應(yīng)變值，確定腹板的等效應(yīng)變 ε：

圖26為SPC節(jié)點兩端RBS腹板中部的等效應(yīng)變發(fā)展。由圖26可以判斷，節(jié)點兩側(cè)型鋼腹板均進入了剪切屈服，實現(xiàn)了剪切耗能機制，增強了節(jié)點耗能能力。

圖26 試件YZJ–M RBS腹板應(yīng)變Fig. 26 Strain of web at RBS of YZJ–M

3.10 節(jié)點箍筋應(yīng)變

圖27為節(jié)點箍筋實測應(yīng)變發(fā)展。結(jié)合箍筋測點的布置，以及現(xiàn)澆節(jié)點的核心區(qū)斜裂縫交點上移的特點，取J1測點分析節(jié)點箍筋應(yīng)變，其發(fā)展如圖27（a）所示。SPC節(jié)點的核心區(qū)斜裂縫交于中部，取J2分析箍筋應(yīng)變，其發(fā)展歷程如圖27（b）所示。由圖27可知：現(xiàn)澆節(jié)點和SPC節(jié)點的箍筋應(yīng)變均以拉應(yīng)變?yōu)橹?，由于SPC節(jié)點承載力更大，故其應(yīng)變發(fā)展更充分，但兩者應(yīng)變均未屈服，確保了節(jié)點區(qū)安全。

圖27 箍筋應(yīng)變Fig. 27 Strain of stirrup

4 結(jié) 論

通過SPC節(jié)點和現(xiàn)澆節(jié)點的對比試驗研究，得到下列結(jié)論：

1）SPC節(jié)點和對應(yīng)現(xiàn)澆節(jié)點均實現(xiàn)了強柱弱梁機制，兩種裂縫數(shù)量相當(dāng)，但SPC節(jié)點中混凝土裂縫最大寬度得到了有效控制。

2）SPC節(jié)點的滯回曲線相對現(xiàn)澆節(jié)點為更飽滿的對稱梭形，無明顯捏縮，且隨著加載位移的增加，無明顯剛度退化；SPC節(jié)點和對應(yīng)現(xiàn)澆節(jié)點的等效屈服荷載接近，但峰值荷載和延性系數(shù)顯著提高。

3）SPC節(jié)點具有持續(xù)快速增長的耗能能力，比現(xiàn)澆節(jié)點有更強的大震耗能能力。同時，SPC節(jié)點的循環(huán)強度和剛度退化比現(xiàn)澆節(jié)點更小，具有更穩(wěn)定的抗震性能。

4）因為梁端鋼板的約束作用，SPC節(jié)點核心區(qū)剪切剛度得以提升。同時，由于采用了RBS段，SPC節(jié)點的彎矩承載力和轉(zhuǎn)動能力均優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點。

5）提出的梁抗彎承載力設(shè)計圖式可實現(xiàn)梁端預(yù)設(shè)RBS塑性鉸，當(dāng)其抗彎承載力位于上下限值間時，可達成梁端彎矩不降低的情況下塑性鉸外移。另外，現(xiàn)行抗規(guī)推薦的RBS構(gòu)造可有效實現(xiàn)設(shè)計目標(biāo)，建議在工程實踐中加以采用。