預(yù)制鋼骨混凝土柱—鋼梁組合節(jié)點試驗研究

吳成龍,王其輝,李紹輝,劉繼明

（青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033）

在建筑工業(yè)化的發(fā)展背景下，裝配式建筑已成為建筑工業(yè)化發(fā)展的一項重要舉措。裝配式建筑有利于改善中國當(dāng)前傳統(tǒng)粗放型建造方式，加快新舊動能轉(zhuǎn)換，推動可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略[1-3]。

裝配式框架結(jié)構(gòu)是建筑工業(yè)化結(jié)構(gòu)體系的一種，其關(guān)鍵部位是梁柱之間的連接構(gòu)造，對結(jié)構(gòu)體系的抗震性能具有重要影響[4-7]。許多學(xué)者對梁柱節(jié)點進行了不同連接構(gòu)造的研究。如Huang 等[8]對新型預(yù)制梁柱節(jié)點的抗震性能進行了試驗和數(shù)值分析，研究了不同構(gòu)造節(jié)點的破壞模式、力—位移關(guān)系和應(yīng)變分布，結(jié)果表明，新型梁柱節(jié)點具有良好的滯回性能和耗能能力。Ghayeb 等[9]針對預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)延性不足的問題，設(shè)計了2 個預(yù)制和2 個整體式混凝土邊節(jié)點，并進行了循環(huán)荷載試驗，研究表明，提出的新型節(jié)點表現(xiàn)出更好的抗震性能和更高的能量耗散能力。Eom 等[10]通過往復(fù)加載試驗，研究了梁端鋼筋連接構(gòu)造對節(jié)點抗震性能的影響，結(jié)果表明，通過濕連接方式連接的梁柱節(jié)點與現(xiàn)澆節(jié)點的力學(xué)性能和抗震特性基本等效。Naik 等[11]在新型裝配式梁柱節(jié)點的連接位置設(shè)置了加肋角鋼和傳力螺栓桿，通過試驗研究了不同加肋角鋼對節(jié)點承載力、耗能及剛度等抗震性能指標(biāo)的影響，結(jié)果表明，新型梁柱節(jié)點表現(xiàn)出良好的塑性變形性能和耗能特性。Quan 等[12]在循環(huán)荷載作用下對帶外隔板可更換梁柱節(jié)點的抗震性能進行了有限元分析，根據(jù)數(shù)值和試驗分析結(jié)果，提出了相應(yīng)的新型節(jié)點設(shè)計建議。Nzabonimpa 等[13]基于非線性有限元分析，對預(yù)制混凝土框架新型梁柱節(jié)點的力學(xué)性能進行了試驗研究，揭示了新型節(jié)點的破壞模式，確定了全約束抗彎連接節(jié)點的結(jié)構(gòu)性能。

綜上所述，現(xiàn)有裝配式混凝土框架節(jié)點基本能夠?qū)崿F(xiàn)等同現(xiàn)澆，但在節(jié)點的轉(zhuǎn)動變形及耗能特性方面仍有待提高，且有些節(jié)點存在連接構(gòu)造復(fù)雜、梁端塑性鉸不可控及需二次澆筑混凝土等問題，嚴(yán)重影響施工效率和結(jié)構(gòu)安全性。為此，筆者設(shè)計了3 個不同梁端連接構(gòu)造（栓焊混合連接、焊接連接、螺栓連接）的預(yù)制鋼骨混凝土柱—鋼梁組合節(jié)點試件（以下簡稱新型組合節(jié)點）。通過擬靜力試驗研究節(jié)點在低周往復(fù)荷載作用下的破壞模式、滯回性能、骨架曲線、延性耗能、剛度退化等抗震性能指標(biāo)，以期為裝配式鋼—混組合結(jié)構(gòu)體系關(guān)鍵技術(shù)研究提供參考。

1 節(jié)點構(gòu)造

新型組合節(jié)點如圖1 所示。根據(jù)梁端連接構(gòu)造的不同，新型組合節(jié)點分為栓焊混合節(jié)點（圖1（a））、焊接節(jié)點（圖1（b））、螺栓節(jié)點（圖1（c））。其中，栓焊混合節(jié)點的鋼梁翼緣采用焊接連接，腹板采用螺栓連接；焊接節(jié)點的鋼梁翼緣和腹板均為焊接連接；螺栓節(jié)點的鋼梁翼緣和腹板均為螺栓連接。預(yù)制節(jié)點模塊由節(jié)點蓋板、方鋼管、加勁板1 和加勁板2 焊接組成。預(yù)制SRC 柱與節(jié)點模塊連接的一端預(yù)埋高強螺栓，同時，內(nèi)部縱向鋼筋預(yù)留長度為50 mm 并帶有刻絲的延伸段，便于與節(jié)點模塊中的節(jié)點蓋板連接固定，縱向鋼筋的另一端與柱端加載板采用塞焊連接進行固定。SRC 柱內(nèi)的H 型鋼骨與柱端連接板和柱端加載板進行焊接，并與鋼筋籠共同組成鋼骨架。

圖1 梁柱連接構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram of construction of beamcolumn connection

此外，預(yù)制SRC 柱、節(jié)點模塊及鋼梁均在工廠預(yù)制，運輸至現(xiàn)場后僅需通過連接組件進行焊接或螺栓連接。因此，該新型節(jié)點具有連接構(gòu)造簡單、施工效率高等優(yōu)勢，可以實現(xiàn)裝配式梁柱節(jié)點的干式作業(yè)及外部荷載的有效傳遞。

2 試驗概況

2.1 試件設(shè)計

設(shè)計3 個縮尺比約為1：2 的預(yù)制鋼骨混凝土柱—鋼梁組合節(jié)點試件，分別為SJ-1、SJ-2、SJ-3，其主要參數(shù)如表1 所示，幾何尺寸如圖2 所示，SRC 柱截面尺寸為350 mm×350 mm，總長為1 840 mm。SRC柱內(nèi)的鋼骨截面尺寸為150 mm×150 mm×7 mm×10 mm，縱向鋼筋為4C20，箍筋為A8@100。鋼梁截面尺寸為280 mm×150 mm×10 mm×10 mm，長度為1 100 mm。10.9S M20 和M24 摩擦型高強螺栓分別用于SRC 柱、節(jié)點模塊和鋼梁的連接，其力學(xué)性能參數(shù)均由供貨商提供。試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的混凝土強度等級均為C40，按照規(guī)范GB/T 50081—2019[14]測得混凝土抗壓強度均值為43.01 MPa，彈性模量為3.33×104MPa。根據(jù)規(guī)范GB/T 228.1—2010[15]，測得所用鋼材性能指標(biāo)如表2 所示。鋼材彈性模量取2.06×105MPa。

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of test piece

表2 鋼材強度實測結(jié)果Table 2 Measured results of steel strength

圖2 SJ-1、SJ-2、SJ-3 幾何尺寸示意圖（單位：mm）Fig.2 Geometric dimension diagram of SJ-1,SJ-2 and SJ-3 (Unit: mm)

2.2 加載方案及測點布置

現(xiàn)場加載如圖3 所示。對SRC 柱兩端支座的連接方式進行簡化處理，柱兩端支座之間的距離為1 840 mm，梁端作動器中心加載點到SRC 柱面的距離為1 140 mm。試驗開始時，先利用100 t 油壓千斤頂對SRC 柱施加506 kN 荷載并保持恒定（試驗軸壓比為0.15），水平往復(fù)荷載由固定于鋼架上的50 t MTS 電液伺服作動器提供并自動采集梁端荷載和位移數(shù)據(jù)，采用力—位移混合控制的方法進行加載[16]（圖4）。試件屈服前，分5 級加載，每級循環(huán)1 次；試件屈服后，根據(jù)實時荷載—位移曲線確定屈服位移Δy，并按其整數(shù)倍Δy、2Δy、3Δy、4Δy……逐級加載，每級循環(huán)3 次。試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的位移計和應(yīng)變片（花）布置如圖3、圖5 所示。

圖3 現(xiàn)場加載圖Fig.3 Field loading diagram

圖4 加載制度示意圖Fig.4 Schematic diagram of loading system

圖5 測點布置（以試件SJ-2 為例）Fig.5 Arrangement of measuring points (take specimen SJ-2 as an example)

2.3 破壞準(zhǔn)則

當(dāng)試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 在接近破壞狀態(tài)時，出現(xiàn)一些表觀特征現(xiàn)象則認(rèn)為試件發(fā)生破壞，主要包括：試件承載力下降為峰值荷載的85%；節(jié)點模塊核心區(qū)出現(xiàn)較大的剪切變形；翼緣連接板發(fā)生斷裂或較大變形；鋼梁發(fā)生嚴(yán)重變形或平面外失穩(wěn)；SRC 柱混凝土大量剝落或者出現(xiàn)貫通裂縫等其他意外情況。

3 試驗現(xiàn)象

3.1 試件SJ-1

加載初始階段，試件SJ-1 基本處于彈性狀態(tài)，當(dāng)梁端荷載加載到約120 kN 時，試件進入屈服狀態(tài)，此時梁端位移約為15 mm，之后進入位移控制加載階段。當(dāng)加載至3Δy時，翼緣連接板出現(xiàn)塑性變形，SRC 柱混凝土面出現(xiàn)輕微裂縫。加載至4Δy的第1 次循環(huán)時，鋼梁上翼緣連接板塑性面積進一步擴大，且表面出現(xiàn)細(xì)小裂痕，在第2 次循環(huán)時進一步撕裂，長度達到10 mm 左右。加載至5Δy的第2 次循環(huán)時，SRC 柱表面開始出現(xiàn)裂縫，鋼梁下翼緣連接板邊緣發(fā)生撕裂，表面出現(xiàn)長度約20 mm的裂痕，上翼緣連接板撕裂長度達到75 mm，試件變形嚴(yán)重，試驗結(jié)束。SJ-1 的破壞形態(tài)如圖6所示。

3.2 試件SJ-2

試件SJ-2 的屈服荷載為150 kN，屈服位移約為15 mm。試件屈服后，加載至3Δy時，SRC 柱混凝土表面出現(xiàn)多處裂縫且分布較為均勻，上下柱端混凝土表面出現(xiàn)了局部壓酥。當(dāng)加載至4Δy第3 次循環(huán)時，上下翼緣連接板出現(xiàn)明顯塑性變形，節(jié)點模塊附近的混凝土被進一步壓碎。當(dāng)加載至5Δy時，上翼緣連接板邊緣處出現(xiàn)局部撕裂，長度可達20 mm，柱端混凝土發(fā)生脫落，柱端連接板與節(jié)點蓋板之間因屈曲變形而出現(xiàn)局部開合現(xiàn)象。當(dāng)加載至6Δy第2 次循環(huán)時，上翼緣連接板撕裂加重導(dǎo)致接近斷裂，下翼緣連接板出現(xiàn)明顯的鼓曲變形，腹部連接板焊縫處出現(xiàn)局部斷裂，柱端連接板附近局部混凝土脫落嚴(yán)重。最終試件承載力出現(xiàn)明顯下降，鋼梁發(fā)生嚴(yán)重變形，試驗結(jié)束。試件SJ-2 的破壞形態(tài)如圖7 所示。

圖7 試件SJ-2 整體及局部破壞Fig.7 Overall and local failure of specimen SJ-2

3.3 試件SJ-3

試件SJ-3 的屈服荷載為80 kN，此時屈服位移約為10 mm。在位移控制加載到3Δy時，試件發(fā)出“吱吱”聲，這是高強螺栓與翼緣連接板之間發(fā)生相對滑移導(dǎo)致的。在4Δy～7Δy的加載過程中，連接翼緣和腹板的高強螺栓出現(xiàn)一定的滑動，且翼緣連接板存在一定塑性變形。加載至8Δy時，SRC 柱混凝土表面出現(xiàn)不同方向的裂縫。在11Δy加載時，翼緣連接板屈曲變形顯著。在12Δy加載時，翼緣連接板出現(xiàn)鼓曲變形和拉伸斷裂現(xiàn)象，試驗終止。試件SJ-3的破壞形態(tài)如圖8 所示。

圖8 試件SJ-3 整體及局部破壞Fig.8 Overall and local failure of specimen SJ-3

4 應(yīng)變分析

4.1 鋼材應(yīng)變分析

圖9（a）是SRC 柱的鋼骨翼緣應(yīng)變—荷載曲線。在外部荷載作用下，節(jié)點區(qū)域附近柱端H 型鋼骨翼緣有相近的應(yīng)變變化趨勢。各試件H 型鋼骨翼緣在試件屈服前均近似呈彈性狀態(tài)，試件屈服后翼緣應(yīng)變穩(wěn)步增大，加載過程中翼緣應(yīng)變值主要在-500×10-6～1 100×10-6之間。表明H 型鋼骨受梁端連接方式的影響可忽略不計，原因是該新型節(jié)點試件主要為梁端受彎破壞，外部荷載主要集中在梁端，導(dǎo)致H 型鋼骨的應(yīng)變變化較小。圖9（b）是鋼梁翼緣連接板應(yīng)變—荷載曲線。加載初始階段，應(yīng)變與荷載成正比；繼續(xù)加載時，翼緣連接板開始出現(xiàn)塑性變形，試件進入彈塑性階段，應(yīng)變曲線斜率逐漸減小。隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件逐步達到最大承載力，翼緣連接板發(fā)生局部屈曲并形成塑性鉸，引起試件最終破壞。圖9(c)是鋼梁腹板應(yīng)變與應(yīng)變片到梁底距離的曲線。初始加載階段，鋼梁腹板應(yīng)變與應(yīng)變片到梁底的距離成正比；隨著截面高度的增大，鋼梁腹板應(yīng)變顯著增加，但在鋼梁高度1/2位置處的應(yīng)變值相對較小，且無塑性變形。表明鋼梁中性軸基本與腹板高度中心線重合，且受到梁端連接方式的影響較小。

圖9 鋼材應(yīng)變曲線Fig.9 Strain curves of steel

4.2 鋼筋應(yīng)變分析

圖10 為縱向鋼筋的應(yīng)變—荷載曲線。加載初期，試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 中縱向鋼筋的應(yīng)變基本處于彈性狀態(tài)。隨著荷載的增大，縱筋應(yīng)變受梁端連接方式的影響較為明顯，其中試件SJ-1 和SJ-3 中縱筋的應(yīng)變變化接近，其峰值應(yīng)變值均未超過700×10-6，但試件SJ-2 的縱筋具有較大應(yīng)變，最大應(yīng)變約為試件SJ-1 和SJ-3 中縱筋應(yīng)變的2 倍。

圖10 縱筋應(yīng)變曲線Fig.10 Strain curves of longitudinal rebar

4.3 混凝土應(yīng)變分析

圖11 為混凝土的應(yīng)變—荷載曲線。在梁端荷載作用下，各試件混凝土的應(yīng)變曲線具有相同的發(fā)展階段，且拉、壓應(yīng)變具有較好的對稱性。不同的梁端連接方式會使混凝土應(yīng)變產(chǎn)生一定差異，其中，試件SJ-1 與SJ-3 混凝土應(yīng)變值相近，均低于焊接連接試件SJ-2。

圖11 混凝土應(yīng)變曲線Fig.11 Strain curves of concrete

4.4 節(jié)點模塊應(yīng)變分析

節(jié)點模塊核心區(qū)的應(yīng)變情況根據(jù)式（1）、式（2）計算得到，主應(yīng)變ε1,2定義為

主應(yīng)變ε1,2與0°方向的夾角φ定義為

式中：ε0、ε45、ε90分別為應(yīng)變花在0°、45°、90°方向的應(yīng)變。

圖12 給出了節(jié)點模塊核心區(qū)在不同受力狀態(tài)下的應(yīng)變分布。進入屈服階段時，各試件的節(jié)點模塊應(yīng)變并不明顯，繼續(xù)加大荷載，節(jié)點模塊應(yīng)變明顯增大，各試件達到極限狀態(tài)時，主應(yīng)變?nèi)晕吹竭_峰值，且主應(yīng)變方向與水平線近似呈45°夾角，表明節(jié)點模塊的剪切變形具有近似于“斜壓桿”的受力機理。各試件的破壞形態(tài)以梁端破壞為主，節(jié)點模塊未表現(xiàn)出剪切變形，表明外部荷載的往復(fù)作用對SRC 柱及節(jié)點模塊影響不明顯。

圖12 節(jié)點模塊核心區(qū)域應(yīng)變（單位：10-6）Fig.12 Strain of joint module core area (Unit: 10-6)

5 抗震性能分析

5.1 滯回性能

試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的彎矩—轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖13 所示。由圖13 可以看出：

圖13 滯回曲線與骨架曲線Fig.13 Hysteretic curves and skeleton curves

1）加載初期，各試件均處于彈性狀態(tài)，滯回曲線呈線性變化且無明顯的殘余變形，滯回環(huán)的面積較小，能量耗散能力弱。

2）進入屈服階段后，試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的滯回曲線均較為飽滿，耗能特性得到充分發(fā)揮，但剛度出現(xiàn)退化且有明顯的殘余變形。

3）試件SJ-1 與SJ-2 的滯回曲線較為接近，但試件SJ-2 的滯回曲線略有捏縮現(xiàn)象，主要是因為試件SJ-2 的鋼梁翼緣及腹板均為焊接連接，梁端與節(jié)點模塊之間的連接剛度較大，荷載能夠有效傳遞至節(jié)點模塊，使得節(jié)點蓋板上、下位置處的SRC 柱混凝土出現(xiàn)局部壓碎。整個加載過程中，試件SJ-3 從屈服至破壞始終伴有螺栓滑移現(xiàn)象，且隨著荷載的增大，螺栓的滑移程度更加顯著，但試件SJ-3 的變形與耗能性能得到增強。

5.2 骨架曲線

試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的骨架曲線（圖13）中，主要性能點包括屈服點(θy，My)、峰值點(θmax，Mmax)和破壞點(θu，Mu)[17]。采用初始剛度法[18]確定屈服點，表3匯總了各試件特征點的計算結(jié)果。

表3 節(jié)點試件各階段特征值Table 3 Characteristic values of joint specimens at each stage

1）試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 均具有彈性、彈塑性和破壞3 個受力階段，且受力狀態(tài)穩(wěn)定，骨架曲線呈“S”型。

2）將各試件彎矩—轉(zhuǎn)角骨架線正、負(fù)方向進行插值平均處理，根據(jù)規(guī)范EC3[19]將節(jié)點進行分類。由圖14 可知，試件SJ-2 屬于剛性、完全強度連接，試件SJ-1 和SJ-3 屬于半剛性、部分強度連接。此外，取試件發(fā)生破壞時的轉(zhuǎn)角作為極限轉(zhuǎn)角θu（圖14），試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的極限轉(zhuǎn)角值分別為0.05、0.08、0.10 rad，均超過0.04 rad，滿足美國標(biāo)準(zhǔn)FEMA-350[20]對節(jié)點延性設(shè)計的要求。

圖14 節(jié)點分類Fig.14 Joint classification

3）試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)均值分別為4.03、5.61、11.84，表明該新型節(jié)點試件的塑性變形能力良好。其中，試件SJ-3 的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)分別為SJ-1、SJ-2 的2.9、2.1 倍，主要原因是在試驗加載過程中試件SJ-3 一直伴有螺栓滑移，使節(jié)點試件的塑性變形性得到增強，而試件SJ-1 和SJ-2 因其翼緣連接板為焊接連接，在達到屈服后逐漸發(fā)生撕裂，塑性變形能力降低，從而降低了節(jié)點試件的延性性能。

5.3 耗能能力

等效黏滯阻尼系數(shù)he是評價結(jié)構(gòu)或構(gòu)件抗震耗能的重要性能指標(biāo)，其定義為

式中：S(ABCD)和S(OBE+ODF)的定義如圖15（a）所示。

圖15 試件能量耗散Fig.15 Energy dissipation of specimens

根據(jù)式（3）計算得到的各試件he值匯總于表3。各試件he值在0.24～0.36 之間，平均值為0.31，表明采用不同梁端連接方式的試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 均有較強的耗能能力[21]。圖15（a）是he與循環(huán)次數(shù)之間的關(guān)系曲線。在達到屈服后試件SJ-3 最早進入耗能狀態(tài)，螺栓與連接板之間的滑移使得試件SJ-3的能量耗散性能較試件SJ-1 和SJ-2 低，但其延性變形性能得到改善。在彈性階段和彈塑性階段，試件SJ-1 和SJ-2 曲線比較接近，但因腹板連接方式的不同，導(dǎo)致在破壞階段兩者h(yuǎn)e變化曲線存在一定差異。

圖15（b）為Etotal—循環(huán)次數(shù)關(guān)系曲線。3 個節(jié)點試件的Etotal曲線具有相近的變化趨勢，近似呈指數(shù)型增長，其中，在加載初始階段，各試件的Etotal曲線增長緩慢，能量耗散能力較低。當(dāng)節(jié)點試件進入屈服階段后，在相同循環(huán)次數(shù)下，試件SJ-1 快速進入高耗能狀態(tài)，其Etotal值增幅最大，而試件SJ-3 因存在螺栓滑移導(dǎo)致其Etotal曲線增長較緩。但兩個節(jié)點試件SJ-1 和SJ-2 的翼緣連接板為焊接連接，在加載后期，由于翼緣連接板的屈曲變形和撕裂，加快了試件承載力和剛度的退化，故最終破壞時試件SJ-1 和SJ-2 的Etotal值均比SJ-3 低。

5.4 剛度退化

試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的剛度退化采用環(huán)線剛度Kj進行表示，定義為

圖16 為Kj-θ關(guān)系曲線。當(dāng)轉(zhuǎn)角小于±0.03 rad時，由于翼緣連接板的屈曲變形，試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的環(huán)線剛度隨著外部荷載的增大以較快速率下降；當(dāng)轉(zhuǎn)角在±0.03～±0.04 rad 時，試件SJ-1 和SJ-2 的Kj-θ曲線較為接近，而試件SJ-3 的Kj-θ曲線下降段斜率逐漸降低，反映出翼緣連接板連接方式的差異對試件整體剛度和變形影響較大。

圖16 剛度退化曲線Fig.16 Stiffness degradation curves

5.5 承載力退化

試件SJ-1、SJ-2、SJ-3 的承載力退化采用承載力降低系數(shù)λi表示，其定義為

式中：為在位移級別j時第1 次循環(huán)的峰值荷載；為在相同位移級別j時的第i=1，2，3 次的峰值荷載。

圖17 為λi-θ關(guān)系曲線。分析可知，承載力退化曲線具有較好的對稱性且退化性能穩(wěn)定。其中，第3 次循環(huán)時的λi值略低于第2 次循環(huán)，表明在相同加載位移級別時，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件承載能力有所降低。承載力隨著轉(zhuǎn)角的增大整體處于平穩(wěn)降低趨勢，加載后期的承載力降低系數(shù)發(fā)生突然下降，這是由于試件翼緣連接板斷裂，試件達到破壞，各試件的λi值基本在0.9 左右。通過對比可知，試件SJ-1 和SJ-2 的承載力退化曲線變化相近，當(dāng)轉(zhuǎn)角超過±0.05 rad 后，λi快速衰減，直至試驗終止。試件SJ-3 受力情況特殊，其承載力退化曲線呈水平的“S”狀，即轉(zhuǎn)角為±0.01～±0.02 rad 時，相比試件SJ-1 和SJ-2，試件SJ-3 的承載力退化幅度明顯較大，之后承載能力逐漸增大并趨于穩(wěn)定；接近破壞時，試件SJ-3 承載力出現(xiàn)明顯退化，主要原因是SJ-3 的梁端連接方式為螺栓連接，在加載作用下，試件螺栓連接處出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，并且伴隨翼緣連接板的屈曲變形，導(dǎo)致試件承載力在加載初期就發(fā)生明顯退化，之后隨著梁端荷載的持續(xù)增大，螺栓滑移達到一定程度后得到抑制，試件承載力明顯提高。

圖17 承載力退化曲線Fig.17 Bearing capacity degradation curve

6 結(jié)論

提出一種新型預(yù)制鋼骨混凝土柱—鋼梁組合節(jié)點，分別對梁端為栓焊混合連接、焊接連接及螺栓連接的3 個節(jié)點試件進行了低周往復(fù)荷載試驗，主要結(jié)論如下：

1）在低周往復(fù)荷載作用下，新型節(jié)點試件均表現(xiàn)為梁端受彎破壞，實現(xiàn)了塑性鉸遠(yuǎn)離節(jié)點核心區(qū)的目的。

2）梁端連接構(gòu)造對新型節(jié)點試件翼緣連接板和混凝土應(yīng)變的影響較鋼梁腹板、H 型鋼骨和縱向鋼筋更加顯著。

3）新型節(jié)點試件的承載力較高，塑性變形和能量耗散能力強，具有良好的力學(xué)性能和抗震性能。

4）試件SJ-1 和SJ-3 屬于半剛性、部分強度連接，試件SJ-2 屬于半剛性、完全強度連接。