方鋼管柱與桁架梁十字形節(jié)點(diǎn)滯回試驗(yàn)研究

劉建飛, 程 欣,2, 雷宏剛,2, 安 毅,2

(1. 太原理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,太原 030024; 2. 太原理工大學(xué) 土木工程防災(zāi)與控制山西省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,太原 030024 )

裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系兼具鋼結(jié)構(gòu)輕質(zhì)高強(qiáng)、抗震性能好、建筑空間布置靈活、施工效率和綜合經(jīng)濟(jì)效益高,易于分解后異地安裝以及重復(fù)使用等優(yōu)點(diǎn),符合綠色建筑的發(fā)展要求[1-2]。目前,在裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系中,由于方鋼管柱擁有抗扭剛度大、承載能力高、抗腐蝕性能好、外形規(guī)則等優(yōu)點(diǎn),是框架柱的首選截面形式?？蚣芰憾嗖捎脤?shí)腹式H型鋼梁,但其用鋼量較大,且不利于管線布置,影響建筑室內(nèi)高度。而桁架梁作為一種空腹式截面形式,不僅節(jié)約鋼材,減輕結(jié)構(gòu)自質(zhì)量,其內(nèi)部也便于管線穿插與安裝,進(jìn)一步增加室內(nèi)凈空。因此有必要將工廠預(yù)制、現(xiàn)場(chǎng)裝配的桁架梁引入裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系中,而其中梁柱連接節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)和研究是保證結(jié)構(gòu)安全和實(shí)現(xiàn)裝配化的關(guān)鍵[3]。

近年來,針對(duì)裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系梁-柱節(jié)點(diǎn)的研究多集中在方鋼管柱-H型鋼梁連接節(jié)點(diǎn)上,對(duì)方鋼管柱-桁架梁節(jié)點(diǎn)的研究則較為有限。其中,張愛林等[4]對(duì)方鋼管柱-桁架梁T形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了單調(diào)加載試驗(yàn),結(jié)果表明,梁柱連接板件厚度和桁架梁腹桿形式對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力影響較大。王婧等[5]對(duì)內(nèi)套筒式薄壁方鋼管柱-桁架梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元模擬分析,研究發(fā)現(xiàn),該類節(jié)點(diǎn)為剛性節(jié)點(diǎn),且破壞發(fā)生在柱內(nèi)管與梁的焊接處及弦桿與腹桿的焊接處等應(yīng)力較為集中的部位。劉學(xué)春等[6]設(shè)計(jì)了方鋼管柱-角鋼桁架梁節(jié)點(diǎn),該類節(jié)點(diǎn)在現(xiàn)場(chǎng)通過螺栓將柱座、桁架梁和上下帶法蘭柱裝配而成,并對(duì)該T形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了靜力及滯回性能試驗(yàn),研究結(jié)果表明,焊縫質(zhì)量、板件厚度及螺栓布置等因素對(duì)節(jié)點(diǎn)破壞模式和各項(xiàng)力學(xué)性能影響較大。之后Liu等[7]為避免焊縫質(zhì)量會(huì)直接影響節(jié)點(diǎn)抗震性能等缺點(diǎn),提出了全螺栓連接的延伸蓋板式方鋼管柱-桁架梁T形節(jié)點(diǎn),并對(duì)該類節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了單調(diào)及滯回加載,結(jié)果表明,其具有優(yōu)異的抗震性能,且摩擦因數(shù)對(duì)該連接的極限荷載影響較小,但該新型節(jié)點(diǎn)現(xiàn)場(chǎng)施工難度較大,對(duì)安裝精度要求較高。隨后劉學(xué)春等[8]為提高施工速度、簡(jiǎn)化安裝流程,對(duì)方鋼管柱-桁架梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了改進(jìn),將柱座和桁架梁通過連接板在工廠預(yù)先焊接。該類節(jié)點(diǎn)低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究結(jié)果表明,桁架梁截面尺寸對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞模式影響較小,但對(duì)該類節(jié)點(diǎn)各項(xiàng)力學(xué)性能影響顯著,且焊縫處無裂痕。馬振宇等[9]又提出了一種新型裝配式方鋼管柱輕鋼桁架梁連接節(jié)點(diǎn),主要由方鋼管柱、拼接短柱、端部箱體、法蘭板和輕型桁架梁等部件組成,桁架梁腹桿采用矩形鋼管。其有限元擬靜力模擬結(jié)果表明該類節(jié)點(diǎn)具有較高的抗彎承載力和理想的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力。但該類節(jié)點(diǎn)零件較多,施工較為復(fù)雜。

可以發(fā)現(xiàn)目前關(guān)于方鋼管柱-桁架梁節(jié)點(diǎn)的研究存在如下空缺:大多數(shù)研究集中在T形節(jié)點(diǎn)形式上,缺乏對(duì)十字形節(jié)點(diǎn)的深入研究;目前研究主要考察梁型號(hào)及梁柱連接構(gòu)件等參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能的影響,但缺乏柱壁厚及軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的研究;缺乏對(duì)方鋼管柱-槽鋼桁架梁(弦桿為槽鋼、腹桿為角鋼)該新型節(jié)點(diǎn)類型的研究。

因此,為解決上述問題,在已有研究基礎(chǔ)上,本文提出了一種適用于方鋼管柱-槽鋼桁架梁全螺栓裝配式節(jié)點(diǎn)。節(jié)點(diǎn)由柱座、帶法蘭板方鋼管上下柱,桁架梁及連接板組成(如圖1所示)。其中:桁架梁上下弦桿為熱軋槽鋼,腹桿包含兩個(gè)熱軋角鋼,兩個(gè)角鋼預(yù)先在工廠焊接在槽鋼內(nèi)側(cè)組成桁架梁;隨后桁架梁與柱座通過連接板預(yù)先在工廠焊接為一體,并與樓板組裝成規(guī)格為15 600 mm×3 900 mm的預(yù)制主板模塊;最后柱座與帶法蘭板的方鋼管柱通過高強(qiáng)度螺栓在施工現(xiàn)場(chǎng)完成拼接。本連接節(jié)點(diǎn)本質(zhì)上是通過將節(jié)點(diǎn)域處的柱構(gòu)件提取出來,并在端部焊接法蘭板,以柱座的形式充當(dāng)連接部件,將施工現(xiàn)場(chǎng)原本集中在梁端的栓焊連接方式轉(zhuǎn)換為在柱端的全螺栓連接,解決了方鋼管柱內(nèi)部焊接節(jié)點(diǎn)域內(nèi)加勁板的施工難題,且易于吊裝施工,有利于提高安裝精度,加快了安裝速度,契合裝配化施工的理念。

圖1 節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

為考察所設(shè)計(jì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能,本文對(duì)3個(gè)足尺的十字形節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行了滯回加載試驗(yàn),對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞模式、極限承載力、延性和耗能能力進(jìn)行評(píng)估,考察了軸壓比、柱壁厚及弦桿尺寸對(duì)該類型節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文為研究桁架梁弦桿厚度、柱壁厚和軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響,按照等強(qiáng)連接的理念設(shè)計(jì)了3個(gè)足尺試件,編號(hào)為J2-2-c、J2-4-c、J3-2-c,(Ji-n-c,i代表柱壁厚(cm)、n代表軸壓比(×10)、c表示滯回加載),方鋼管柱由□200×200的方鋼管柱和25 mm厚端部法蘭板組成;桁架梁的上下弦桿采用C160×80的槽鋼,腹桿由兩個(gè)分別焊接于弦桿的槽鋼內(nèi)側(cè)的∟50×6等邊角鋼組成;連接板厚度為10 mm,柱座壁厚與方鋼管柱壁厚一致,詳細(xì)構(gòu)造及尺寸如圖2所示。其中試件J2-2-c與試件J2-4-c形成對(duì)照(梁、柱型號(hào)一致,軸壓比不同),以研究軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)破壞類型及抗震性能的影響;試件J2-2-c與試件J3-2-c作為對(duì)照組(軸壓比一致,梁弦桿厚度及柱壁厚不同)來研究梁、柱截面尺寸對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

圖2 試件尺寸詳圖(mm)

試驗(yàn)構(gòu)件的方鋼管柱和柱座部分采用Q355鋼,梁段部分采用Q235鋼,螺栓為S10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓,各試件基本參數(shù)如表1所示。根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn):第一部分:溫室試驗(yàn)方法》[10]的規(guī)定,對(duì)不同厚度的鋼材進(jìn)行拉伸試驗(yàn),鋼材具體材性結(jié)果如表2所示。

表1 試件基本參數(shù)

表2 材性試驗(yàn)結(jié)果

1.2 加載裝置

本試驗(yàn)采用十字形平面節(jié)點(diǎn)在梁端反對(duì)稱加載的力學(xué)模型。在水平荷載作用下,通常梁段和柱段的反彎點(diǎn)位于構(gòu)件的中部,上、下柱取1/2柱高,即兩層柱反彎點(diǎn)之間的長(zhǎng)度,梁取半跨,另外考慮到梁段自由端影響較小以及試驗(yàn)場(chǎng)地的限值,選取柱座兩側(cè)保留完整腹桿構(gòu)造的梁段,故柱的計(jì)算長(zhǎng)度為1 650 mm,梁的計(jì)算長(zhǎng)度為1 300 mm,如圖3所示。

圖3 加載力學(xué)模型(mm)

試驗(yàn)裝置模型如圖4所示,本模型由試件、反力架、油壓千斤頂、兩個(gè)100 t伺服作動(dòng)器、側(cè)向支撐、銷鉸支座等組成。柱頂鉸裝置通過側(cè)向支撐與反力架相連,其中側(cè)向支撐兩端均連有銷鉸裝置,實(shí)現(xiàn)了在柱頂施加水平剛性鏈桿的約束條件。在柱頂鉸支座頂面放置有200 t油壓千斤頂以施加軸力。柱底鉸裝置固定在剛性基座上,基座與剛性反力架相連。兩側(cè)梁端均通過銷鉸與100 t伺服作動(dòng)器相連,轉(zhuǎn)動(dòng)中心在梁軸線上,作動(dòng)器另一端通過連接件與剛性反力架相連。在鋼梁上設(shè)置面外支撐,以約束平面外位移。

圖4 試驗(yàn)裝置

1.3 加載制度

加載時(shí),首先在柱頂施加一個(gè)軸壓力,并在整個(gè)加載過程中始終保持恒定,以模擬實(shí)際工程中的軸力。然后通過兩個(gè)100 t伺服作動(dòng)器采用位移控制的加載方式對(duì)東、西側(cè)梁端同時(shí)施加反對(duì)稱往復(fù)荷載。加載制度參考JGJ/T 101—2015[11]建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程,以位移作為控制參數(shù)進(jìn)行加載,每級(jí)荷載循環(huán)1次,每級(jí)位移增量控制為5 mm,如圖5所示。該加載制度能全面且準(zhǔn)確的采集到節(jié)點(diǎn)各受力階段的數(shù)據(jù),更加精確的反映出節(jié)點(diǎn)的受力性能、初始剛度、延性及耗能能力。在承載力退化階段,當(dāng)梁弦桿或腹桿斷裂時(shí)停止加載。

圖5 加載制度

1.4 測(cè)量方案

應(yīng)變計(jì)包括28個(gè)單向應(yīng)變計(jì)(S1～S28)和8個(gè)三向應(yīng)變計(jì)(T1～T8),如圖6所示。將應(yīng)變計(jì)S1～S4放置在連接區(qū)附近上下立柱的端部,以監(jiān)測(cè)塑性應(yīng)變的發(fā)展和可能發(fā)生的局部屈曲;應(yīng)變計(jì)S5～S12和S13～S28分別布置在桁架梁腹桿和弦桿上,以監(jiān)測(cè)桁架梁構(gòu)件的塑性應(yīng)變和屈曲行為;在立柱的另一端放置應(yīng)變計(jì)S29～S34,以檢查整個(gè)加載過程中施加的軸向力數(shù)值;將三向應(yīng)變計(jì)T1～T8放置在節(jié)點(diǎn)域和靠近節(jié)點(diǎn)域的柱端,以監(jiān)測(cè)連接區(qū)的復(fù)雜應(yīng)變條件。位移計(jì)D1和D2布置在梁端,以檢測(cè)施加的循環(huán)位移;位移計(jì)D4～D7用于測(cè)量梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角;放置位移計(jì)D3和D10,以獲得節(jié)點(diǎn)域中心的位移;位移計(jì)D8和D9用于監(jiān)測(cè)試件的平面外變形,如圖7所示。

圖6 應(yīng)變片布置圖

圖7 位移計(jì)布置圖

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

各試件最終時(shí)刻的破壞模態(tài)如圖8所示,加載進(jìn)程中試驗(yàn)現(xiàn)象匯總于表3。從中可以發(fā)現(xiàn),3個(gè)試件的破壞過程均可大致分為以下4個(gè)階段:①彈性變形階段,試件整體發(fā)生輕微的轉(zhuǎn)動(dòng);②彈塑性變形階段,桁架梁弦桿及腹桿開始出現(xiàn)輕微屈曲變形,柱座部分基本無剪切變形;③承載力強(qiáng)化階段,桁架梁弦桿近節(jié)點(diǎn)域處局部凹陷及部分腹桿屈曲變形加大,柱座部分發(fā)生微小剪切變形;④承載力退化階段,桁架梁弦桿及腹桿屈曲變形嚴(yán)重,且微裂縫漸漸發(fā)展,直至部件斷裂。

表3 主要破壞現(xiàn)象

圖8 試件破壞模態(tài)

分析試驗(yàn)過程可以發(fā)現(xiàn),3個(gè)試件的破壞均集中在桁架梁部位,其破壞模態(tài)主要由桁架梁弦桿與腹桿相交部位桿件的屈服、屈曲及斷裂控制。主要是因?yàn)?在加載過程中,兩端固接的腹桿傳遞的內(nèi)力集中于弦桿與腹桿相交的部位,該位置由于受次內(nèi)力的影響,成為梁構(gòu)件較為薄弱的地方,所以該部位容易屈曲變形,試件也最終以此部位弦桿的斷裂而失效。

加載全過程中,方鋼管柱、柱座、法蘭板、連接板及螺栓均未出現(xiàn)明顯塑性變形,符合“強(qiáng)節(jié)點(diǎn),弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)理念。

3 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

3.1 滯回性能

圖9顯示了所有試件梁端荷載-位移曲線?？梢钥闯龈鹘M試件西側(cè)和東側(cè)的荷載-位移曲線非常接近,發(fā)展規(guī)律一致,說明試驗(yàn)具有較好的可靠性。3個(gè)試件滯回曲線都較為飽滿,且未出現(xiàn)明顯捏縮現(xiàn)象,均具有良好的塑性變形能力和耗能能力。

圖9 試件滯回曲線

下面以試件J2-4-c為例,詳述試件力-位移曲線發(fā)展過程。試件J2-4-c在Δ=±15 mm處,也即受壓腹桿開始屈曲時(shí),力-位移曲線斜率開始下降,此后隨著桁架梁弦桿與腹桿相交部位桿件變形的加大,試件剛度不斷退化;Δ=±50 mm時(shí),弦桿和多處腹桿發(fā)生屈曲,達(dá)到承載力峰值;此后隨著外荷載的增加,腹桿和弦桿的屈曲變形不斷增大,承載力不斷發(fā)生退化。該試件在達(dá)到峰值前,滯回曲線很飽滿,達(dá)到峰值后,承載力和滯回曲線都呈現(xiàn)出退化的趨勢(shì)。根據(jù)GB 50011—2010建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范[12]中對(duì)多高層鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值1/50的規(guī)定,在設(shè)計(jì)允許的層間位移角范圍內(nèi),該尺寸及軸壓比組配下的方鋼管-桁架梁連接能夠保證結(jié)構(gòu)承載力不退化,且有較好的耗能能力,說明該試件抗震性能優(yōu)良。

3.2 極限承載力

表4為各試件在循環(huán)荷載作用下F-Δ曲線的極限承載力,由于桁架梁水平向的不對(duì)稱性,3個(gè)試件正負(fù)向承載力呈現(xiàn)略微區(qū)別。

表4 試件極限承載力

對(duì)比試件J2-2-c與J2-4-c,兩個(gè)試件梁柱截面尺寸相同,軸壓比不同,承載力非常接近。其主要原因是兩個(gè)試件均為梁破壞,柱子未產(chǎn)生塑性鉸,因此對(duì)節(jié)點(diǎn)域及桁架梁塑性發(fā)展程度影響較小。說明在軸壓力不足以大到使柱端發(fā)生塑性鉸時(shí),增大軸壓比對(duì)極限承載力并無太大影響。

對(duì)比試件J2-2-c和試件J3-2-c,后者桁架梁弦桿較前者厚2 mm,且后者柱壁厚較前者厚10 mm,試件J3-2-c的承載力較J2-2-c提高了22.7%。在軸壓比相同的情況下,兩個(gè)試件柱構(gòu)件均未發(fā)生明顯塑性變形,說明柱壁厚對(duì)承載性能影響較小。在梁破壞起控制作用的情況下,桁架梁弦桿厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力有顯著影響。

3.3 骨架曲線

將F-Δ曲線的各級(jí)加載的峰值點(diǎn)連接成包絡(luò)線,即為骨架曲線,如圖10所示。

圖10 試件骨架曲線

由骨架曲線可知,3個(gè)試件的受力狀態(tài)大致可分為4個(gè)階段:彈性階段、彈塑性階段、承載力強(qiáng)化階段以及承載力下降階段。在彈性階段,隨著梁弦桿厚度及柱壁厚的增加,試件J3-2-c的初始剛度高于試件J2-2-c和試件J2-4-c,而試件J2-2-c和試件J2-4-c的初始剛度基本一致,說明在其他條件相同的情況下,軸壓力的變化對(duì)節(jié)點(diǎn)的初始剛度影響較小。隨著繼續(xù)承載,各試件進(jìn)入彈塑性階段后,桁架梁弦桿及腹桿開始屈服,骨架曲線加載剛度不斷退化,而試件J2-2-c和試件J2-4-c剛度退化速率高于試件J3-2-c;隨著桁架梁弦桿及腹桿的屈曲,各試件進(jìn)入強(qiáng)化階段,節(jié)點(diǎn)剛度進(jìn)一步降低,試件J3-2-c的承載力及剛度明顯高于試件J2-2-c和試件J2-4-c,但試件J3-2-c塑性發(fā)展能力較差,表明梁弦桿厚度及柱壁厚的增加,提高承載力及剛度的同時(shí)也降低了節(jié)點(diǎn)的塑性變形能力;隨著翼緣及腹桿裂縫的展開,試件承載力進(jìn)入下降階段,各試件承載力退化趨勢(shì)較為一致。在今后實(shí)際結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中,在一定范圍內(nèi),可以忽略柱軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力及剛度的影響,而應(yīng)從柱壁厚和弦桿尺寸的角度出發(fā)。

3.4 延 性

延性是表征結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在變形超過屈服強(qiáng)度且承載力未明顯下降時(shí)的塑性變形能力,是評(píng)估抗震性能的主要指標(biāo)之一。延性通常通過延性系數(shù)μ體現(xiàn),μ值越大,表明節(jié)點(diǎn)延性越好,延性系數(shù)計(jì)算公式為

μ=Δu/Δy

(1)

式中:Δy為屈服位移,本文分別采用通用屈服彎矩法[13]、等能量法[14]和Park法[15]來確定試件的屈服位移;Δu為承載力退化至極限荷載的85%時(shí)刻的位移。

試件西側(cè)延性系數(shù)的具體計(jì)算結(jié)果如表5所示。從表5中可以看出,各試件延性系數(shù)均大于3.0,滿足抗震規(guī)范中延性系數(shù)大于3.0的要求。所有試件的柱子和柱座并無明顯變化,梁段發(fā)揮了一定的塑性變形能力,因此增加柱軸壓比對(duì)梁的塑性變形能力影響較小。此外,在不改變腹桿截面尺寸的情況下,梁弦桿的加厚反而降低了延性,主要是由于腹桿的提前破壞使得梁弦桿發(fā)展良好塑性變形的能力下降。為提高節(jié)點(diǎn)的延性,應(yīng)從增大腹桿截面尺寸和改變構(gòu)造等方面對(duì)梁段進(jìn)行加強(qiáng)處理。

表5 試件延性系數(shù)

3.5 耗能性能分析

結(jié)構(gòu)的抗震性能與能量耗散密切相關(guān)。本文采用累積耗能Esum來衡量試件的能量耗散能力,Esum值越大,表明節(jié)點(diǎn)耗能越好,累積耗能Esum計(jì)算公式為

(2)

圖11 試件累積能量耗散曲線

由圖11可知,3個(gè)試件耗能能力較好,梁的塑性性能得以發(fā)揮。所有試件在達(dá)到屈服位移之前曲線基本重合,說明能量耗散能力基本相同。試件進(jìn)入彈塑性階段后,試件J2-2-c和試件J2-4-c能量耗散有略微差距,弦桿塑性發(fā)揮相對(duì)不充分,試件J2-4-c比試件J2-2-c略早屈曲。而試件J3-2-c較J2-2-c試件,極限承載力提高了22.7%,累積耗能Esum提高了18.1%,兩者差別明顯,說明隨著柱壁厚的增加,節(jié)點(diǎn)域剛度提升,有效的提高了節(jié)點(diǎn)的承載能力,同時(shí)隨著弦桿厚度的增大,延緩了節(jié)點(diǎn)的屈服,故耗能能力有明顯的提升。

3.6 剛度退化

將擬靜力試驗(yàn)得到的骨架曲線上的點(diǎn)與坐標(biāo)原點(diǎn)相連,連線的斜率定義為割線剛度。將試件的割線剛度除以最大剛度所得的比值即為剛度退化系數(shù),剛度退化系數(shù)用ξ表示,如圖12所示。

圖12 試件剛度退化曲線

由圖12可知,各試件正、負(fù)向加載時(shí)的剛度退化規(guī)律基本相似,都經(jīng)歷了水平直線段、直線下降段以及曲線下降段,但剛度退化曲線存在一定的不對(duì)稱性,主要是因?yàn)樵嚰旒芰貉馗叨确较驑?gòu)造不同的原因,導(dǎo)致正負(fù)向加載時(shí)左右梁屈曲位置不對(duì)稱。在水平直線段時(shí),試件處于彈性狀態(tài),剛度基本保持不變。當(dāng)試件屈服時(shí),剛度退化系數(shù)驟降,該階段所有試件均處于彈塑性階段。進(jìn)入強(qiáng)化階段后,各試件剛度退化曲線斜率略有回升。

4 結(jié) 論

本文對(duì)3個(gè)方鋼管柱-桁架梁十字形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了滯回試驗(yàn),在此基礎(chǔ)上對(duì)節(jié)點(diǎn)的破壞模式、承載力、延性、耗能能力和剛度退化等抗震性能進(jìn)行了詳細(xì)分析,得出以下結(jié)論:

(1)加載過程中,各試件的受力狀態(tài)可分為4個(gè)階段——彈性變形階段、彈塑性變形階段、承載力強(qiáng)化階段和承載力下降階段。加載完畢后,柱子和柱座之間的法蘭板無相對(duì)滑移,可近似為剛接。

(2)各節(jié)點(diǎn)在加載前期均表現(xiàn)出良好的彈塑性變形能力,在加載后期由于弦桿或腹桿的局部變形過大而發(fā)生撕裂導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)失效,整個(gè)加載過程中未出現(xiàn)焊縫斷裂的現(xiàn)象,且柱子及柱座僅發(fā)生微小轉(zhuǎn)動(dòng)。各節(jié)點(diǎn)皆為延性破壞,滿足“強(qiáng)節(jié)點(diǎn),弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計(jì)原則。

(3)各節(jié)點(diǎn)均表現(xiàn)出良好的抗震性能。柱壁厚及弦桿厚度增加可顯著提升節(jié)點(diǎn)的剛度、極限承載能力以及耗能能力,但梁弦桿的加厚導(dǎo)致腹桿提前破壞,使得梁弦桿發(fā)展良好塑性變形的能力下降,節(jié)點(diǎn)的延性有所下降。

(4)在一定范圍內(nèi),柱軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能貢獻(xiàn)較小,尤其是極限承載力,該類節(jié)點(diǎn)中柱子可以承受較大的軸壓力。