装配式钢管混凝土柱–混凝土叠合梁连接节点试验研究.pdf

水利与土木工程 DOI10.15961/j.jsuese.201600480 装配式钢管混凝土柱–混凝土叠合梁连接节点试验研究 程晓燕1，胡 松1，杜新喜1 *，袁焕鑫1，温四清2，余 敏1，黄 胜3 1. 武汉大学 土木建筑工程学院，湖北 武汉 430072；2. 中信建筑设计研究总院有限公司，湖北 武汉 430014； 3. 湖北弘毅建设有限公司，湖北 武汉 430345 摘 要在装配式钢管混凝土结构中，钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的连接方式较为复杂。首先设计一种钢管混 凝土柱–混凝土梁连接节点，可以在工厂预制大部分构件，在现场进行装配，满足装配式施工要求。通过装配式施 工制作5个梁柱节点试件，包括3个中间节点和2个端节点试件。对该5个节点试件进行试验研究，其中1个中间节 点试件进行单调加载，考察节点的静力承载力与变形性能；其余4个试件进行低周反复加载，根据试验得出节点 在低周反复荷载作用下的破坏特征及滞回曲线、延性系数、耗能能力和强度刚度退化规律等。结果表明试件破 坏位置均在叠合梁上，符合强柱弱梁及强节点弱构件的设计原则；叠合梁截面尺寸为200 mm350 mm的试件滞 回曲线较为饱满，没有明显的捏缩现象，延性系数介于3.77与6.60之间，平均等效黏滞阻尼系数为0.222，节点的抗 震耗能能力较好；叠合梁截面尺寸为250 mm450 mm的试件由于叠合梁中部箍筋没有加密，叠合梁发生了剪压 破坏，节点耗能能力未得到充分发挥，可以通过加大箍筋加密区的长度提高节点的耗能能力；试件强度退化系数 一般均大于0.9，表明强度和刚度退化比较稳定；所有节点试件的倒“T”形连接件钢板均没有屈服，其抗弯和抗剪 承载力为钢筋混凝土梁1.3倍的设计，偏于安全。 关键词梁柱节点；装配式；叠合梁；抗震性能 中图分类号TU317.1 文献标志码A 文章编号2096-3246（2017）03-0096-08 Experimental Study on Prefabricated Concrete Filled Steel Tube Column and Composite Beam Connections CHENG Xiaoyan1，HU Song1，DU Xinxi1 *，YUAN Huanxin1，WEN Siqing2，YU Min1，HUANG Sheng3 1. School of Civil Eng., Wuhan Univ., Wuhan 430072, China; 2. CITIC General Inst. of Architectural Design and Research Co. Ltd., Wuhan 430014, China; 3. Hubei Hongyi Construction Co. Ltd., Wuhan 430345, China Abstract The connection between concrete-filled steel tube column and reinforced concrete beam in the prefabricated concrete filled steel tube structure has been a complicated issue.In this study,a new type of concrete filled steel tubular column and concrete beam connection was first de- signed to satisfy the requirement from the prefabricated construction process,enabling the prefabrication of most assembly parts and rapid assem- bling at the construction site.Five beam-column connection specimens,three intermediate connection and two end connection,were prefabricated.All the five specimens were tested in the laboratory;one of them was subjected to static and monotonic loading in order to check the bearing capacity and deation capability of the connection,while the other four were tested under cyclic loading.The failure modes,hysteretic behavior,ductility,energy dissipations and degradations of strength and stiffness of the tested specimens were obtained.It was observed that the ul- timate failure occurred at the composite beams,coning to the basic design concept of strong column,weak beam and strong joint,weak mem- ber.The recorded hysteresis curves of the specimens with composite beam cross-section of 200 mm350 mm were relatively plump without appar- ent knead shrinkage phenomenon,the ductility coefficient varied from 3.77 to 6.60,and the average equivalent viscous damping coefficient was 0.222,revealing favorable seismic energy dissipation capacity.For the specimens with composite beam cross-section of 250 mm450 mm,the en- ergy dissipation capacity of the connections were not fully developed due to the limited stirrup reinforcement,resulting in shear-compression fail- ure.The length of the stirrup reinforcement district can be extended to enhance the energy dissipation capacity of the connection.Moreover,stable 收稿日期2016 – 05 – 10 基金项目国家自然科学基金资助项目（51508424；51508425）；湖北省自然科学基金面上资助项目（2014CFB715） 作者简介程晓燕（1974）, 女, 副教授. 研究方向 钢结构. E-mailxiaoyancheng39 * 通信联系人 E-mailduxinxi 第 49 卷 第 3 期工 程 科 学 与 技 术Vol. 49 No. 3 2017 年 5 月ADVANCED ENGINEERING SCIENCESMay 2017 degradation process of strength and stiffness was also demonstrated since most of the strength degradation coefficients of specimens were found to be higher than 0.9.The yielding strength has not been exceeded for all the T-shaped plates in the tested connections,and the design of the T- shaped plate with bending and shear capacities being 1.3 times those of the connected concrete beam is confirmed to be reliable. Key words beam-column connection;prefabricated;composite beam;seismic behavior 装配式结构具有施工速度快、现场湿作业少、质 量高、节能环保等优点，符合建筑工业化和住宅产业 化的大趋势，在美国、日本等工业化国家得到了广泛 应用[1–2]。然而，传统装配式结构的整体性差，使其在 抗震设防区的应用受到限制，因此研究装配式结构 的抗震性能可以促进装配式结构的发展。 钢管混凝土节点设计与计算是结构设计中的重 要问题，钢管混凝土柱与钢梁连接较方便，施工工艺 和节点构造比较简单，工期较短，可以采用螺栓连接 和焊接等[3–4]方式。钢管混凝土柱与钢筋混凝土梁的 连接方式比较复杂，目前常用的节点形式有外加强 环式节点[5–6]、环梁式节点[7–8]、钢筋贯通式节点[9]、 钢筋环绕式节点[10–11]等，但这些节点形式都存在一 定的不足，例如影响节点区强度、需要大量的焊接工 作等，不适用于装配式结构。作者设计了装配式钢管 混凝土柱–混凝土叠合梁连接节点，对其开展试验研 究，考察节点的破坏形态和抗震能力。相对于现有的 节点形式，这种节点形式在工厂先预制部分构件，在 现场进行装配，具有现场湿作业少、施工速度快、节 能环保等优点。研究工作为湖北省地方标准装配 式叠合楼盖钢结构建筑技术规程（DB42/T 1093 2015）编制提供了依据。 1 试验概况 1.1 试件设计 试验设计5个梁柱节点试件，包括3个中间节点 试件和2个端节点试件。其中，1个中间节点试件进行 单调加载，其余4个均为循环往复加载。各试件的基 本参数见表1，试件基本尺寸见图1，试件EBC–4和 EBC–5的尺寸与试件IBC–2和IBC–1相似。 试件钢管柱外径为350 mm，壁厚10 mm，钢管内 填C40自密实混凝土。试件中钢管与钢板均采用Q345B 钢，腹板与柱连接板厚度均为10 mm，IBC–1、IBC–3 和EBC–5上下翼缘钢板厚14 mm，IBC–2和EBC–4上 下翼缘钢板厚12 mm。叠合梁采用C30混凝土，梁纵筋 强度等级为HRB400级，IBC–1、IBC–3和EBC–5的梁 纵筋直径为20 mm，IBC–2和EBC–4的梁纵筋直径为 18 mm；箍筋强度等级为HPB300级，IBC–1、IBC–3 和EBC–5为ϕ 8100/200（双肢箍），IBC–2和EBC–4 为ϕ 880/160（双肢箍），箍筋非加密区均为距梁端 450～1 050 mm段；梁纵向钢筋与上下翼缘板采用双 面焊，IBC–1、IBC–3和EBC–5焊接长度为200 mm， IBC–2和EBC–4焊接长度为180 mm。IBC–1、IBC–3 和EBC–5腹板与柱连接板用3个10.9级M24高强螺栓 传递剪力，腹板两侧用6个栓钉与混凝土梁连接，栓 钉作为倒“T”形连接件的腹板与混凝土梁的抗剪 件，加强倒“T”形连接件与混凝土梁的连接强度；IBC–2 表 1 节点试件基本参数 Tab.1 Basic parameters of joint specimens 试件编号节点样式叠合梁截面/mmmm加载类型 IBC–1中间节点250450单调 IBC–2中间节点200350循环 IBC–3中间节点250450循环 EBC–4端节点200350循环 EBC–5端节点250450循环 3502 0002 000 450 2 800 a IBC1IBC3 20 450 300150 250 5 203 350 200150 20018 18 3 2 b 250450c 200350 d IBC1 3 mm 图 1 试件形状尺寸 Fig.1 Geometric dimensions of specimens 第 3 期程晓燕，等装配式钢管混凝土柱–混凝土叠合梁连接节点试验研究97 和EBC–4腹板与柱连接板用2个10.9级M24高强螺栓 传递剪力，腹板两侧用3个栓钉与混凝土梁连接。 1.2 试件制作 节点试件的加工制作过程如下 1）在工厂绑扎钢筋，加工预制混凝土梁和钢管 混凝土柱，倒“T”形连接件预埋在预制梁中，倒“T” 形连接件的腹板上设置栓钉作为抗剪件，预制梁下 部钢筋焊接在倒“T”形连接件的下翼缘板上，上部 钢筋焊接在上翼缘板上，在预制梁和叠合层梁的结 合面上设置凹凸的粗糙面保证该部位的牢固结合； 2）在现场装配时将预制梁中的倒“T”形件与柱进行 栓焊连接，翼缘板与柱环板采用全熔透对接焊缝，腹 板采用高强螺栓与柱连接板连接；3）在装配完成后， 浇筑混凝土梁叠合层。试件制作过程如图2所示。 1.3 材料力学性能 在试件浇筑的同时，同批次制作了150 mm150 mm 150 mm标准立方体混凝土试块，与试件在同条件下 养护28 d，每批混凝土均浇筑3个试块。测试方法按 GB/T 500812002[12]规定，柱混凝土试块编号为 C40，叠合梁第1批浇筑的混凝土编号为C30–1，第 2批浇筑的编号为C30–2。 根据GB/T 228.12010[13]对钢管、钢板和钢筋 进行单轴拉伸试验，试验结果见表2和3。其中，fcu1、 fcu2、fcu3分别为3个试块的混凝土立方体抗压强度， fcu，k为混凝土立方体抗压强度平均值，fck为混凝土轴 心抗压强度，t为钢板厚度，ϕ为钢筋直径，E0为弹性模 量，σy为屈服强度，σu为极限强度，A为试样断后伸长率。 1.4 试验装置及加载制度 试验装置包括加载反力架、3 200 kN液压千斤顶、 600 kN拉压千斤顶、铰支座等，试验装置如图3所示。 在进行正式加载前，先对试件进行预加载，检查各试 验装置及各测试系统的可靠性。试验正式开始后，先 向柱逐步施加轴向荷载，在达到预定轴力后，保持轴 力在整个加载过程中恒定。 单调加载时，在梁端用600 kN拉压千斤顶施加对 称竖向荷载，保持相同的加载速率，直至试件失效破坏。 循环往复加载时，用600 kN拉压千斤顶在梁端施 加反对称的低周反复竖向荷载，加载制度参照建筑 抗震试验方法规程（JGJ 10196）[14]，采用荷载–位移 双控制方法，在弹性阶段采用荷载控制，分Py/4、Py/2、 3Py/4共3级加载，每级循环1次直至试件屈服；进入塑性 后采用屈服位移Δy增量控制，1Δy、2Δy、3Δy、4Δy 每级循环3次，直至试件破坏。其中，Py为节点试件屈服 时对应的梁端荷载，通过观察梁端荷载–位移曲线， 结合布置在叠合梁内应变片的读数判断节点试件是否 进入屈服状态，以屈服荷载Py对应的最大梁端位移为 节点屈服位移Δy。循环往复梁端加载制度如图4所示。 表 2 混凝土材性试验结果 Tab.2 Material properties of concrete MPa fcu1fcu2fcu3fcu,kfck C30–148.739.444.144.129.1 C30–224.226.326.225.617.1 C40–51.556.351.533.3 表 3 钢材材性试验结果 Tab.3 Material properties of steel plates,tubes and bars 试样t/mmE0/MPaσy/MPaσu/MPaA/ Q345B钢板 10201 200402.6560.625.3 12193 100361.5528.528.3 14194 100372.5520.832.5 Q345B钢管191 000410.3542.925.2 HPB300钢筋ϕ8196 700330.8463.433.0 HRB400钢筋ϕ18187 300466.4646.015.6 HRB400钢筋ϕ20196 000510.9696.716.7 “T” a b c 图 2 试件制作过程 Fig.2 Manufacturing procedures of specimens 图 3 试验装置示意图 Fig.3 Schematic diagram of test setup 98工程科学与技术第 49 卷 当试验出现以下情况之一时，认为试件已经无 法继续承受荷载，停止加载，试验终止1）单次梁端 荷载降至试验峰值荷载的85以下；2）节点试件各 部分发生严重破坏，不宜继续加载。 1.5 量测内容与测点布置 为分析钢筋、倒“T”形连接件及柱等位置在加载 过程中的应变变化，在合适位置布置应变片和应变 花，如图5所示，梁下部钢筋应变测点布置与上部钢 筋类似。另用6个位移计量测梁两端竖向位移、梁内 部倒“T”形连接件端部竖向位移、柱下端轴向位移 和梁柱相对转角，位移计布置如图3所示。 2 试件破坏特征分析 试件IBC–1在梁端荷载为20 kN时，梁上部出现 3条细小的竖裂缝；荷载为55 kN时，在距柱壁800 mm 和1 050 mm处出现两条45斜裂缝。随着荷载的增 加，斜裂缝不断扩大，梁上部距柱壁1 400 mm处斜裂 缝贯穿至梁底距柱壁550 mm处，倒“T”形连接件与 混凝土梁交界处混凝土被压碎脱落。 试件IBC–2在梁端荷载为11.8 kN时，梁出现细小 竖裂缝，随着荷载的增加，梁陆续出现多条竖向裂 缝。进入位移控制阶段后，梁上下竖裂缝已经贯穿， 中间出现几条斜裂缝，但宽度不大；随着位移的增大， 倒“T”形连接件与混凝土梁交界处混凝土压碎并脱 落严重，露出倒“T”形连接件的下翼缘板，试验终止。 试件IBC–3在梁端荷载为25 kN时，梁出现细小 竖裂缝，随着荷载增加，出现多条竖向裂缝，并有两 条竖向裂缝贯穿。进入位移控制阶段，梁中部出现几 条交叉斜裂缝；随着位移增大，斜裂缝不断发展扩大， 最后梁下部混凝土被压碎，中部斜裂缝扩展明显。 试件EBC–4在梁端荷载为10 kN时，梁上部出现 两条细小竖裂缝；荷载为49 kN时，梁上下竖裂缝贯 穿。此后进入位移控制阶段，梁中间出现多条细小的 斜裂缝。当梁循环完4Δy第1圈时，倒“T”形连接件与 混凝土梁交界处混凝土出现剥落现象；当梁循环到 5Δy第1圈峰值荷载时，混凝土梁下部有一根纵筋在 距柱500 mm处被拉断，有巨响；当梁循环到5Δy第2圈 时，混凝土剥落严重，承载力下降明显，试验终止。 试件EBC–5在梁端荷载为25 kN时，梁上部出现 细小竖裂缝；荷载为90 kN时，梁上下出现较多的竖 裂缝，并有一条上下贯穿。进入位移控制阶段后，当 完成2Δy第1圈时，梁中间出现几条长斜裂缝，随着位 移增加，斜裂缝扩展明显；当完成3Δy循环时，倒“T” 形连接件与混凝土梁交界处混凝土出现剥落现象； 当完成4Δy循环时，靠近加载端的梁上下出现水平裂 缝，梁中部呈现明显的“X”形交叉斜裂缝，试验终止。 相比于破坏严重的叠合梁，5根试件的钢管混凝 土柱和节点域均没有明显的破坏现象，试件破坏形 态如图6所示，试件EBC–4和EBC–5破坏形态分别与 IBC–2和IBC–3类似。 3 试验结果分析 3.1 单调加载结果分析 在加载过程中梁端荷载达到每一级时，通过应 变与位移测点可以实时得到试件的应变和变形状 况。试件IBC–1右梁的梁端荷载P–位移Δ曲线如图7 所示。取纵筋上布置的应变片屈服时对应的梁端荷 载为试件的屈服荷载Py，对应的梁端位移为屈服位 移Δy，峰值荷载Pmax对应的位移为峰值位移Δmax；取 Pu0.85Pmax为试件的破坏荷载，对应的位移为破坏 位移Δu。试件IBC–1的特征点列于表4。 加载过程中，上部钢筋受拉，下部钢筋受压，在 梁端荷载为170 kN时，上部钢筋首先屈服，其余部分 均未屈服；在梁端荷载为220 kN时，下部钢筋屈服， 倒“T”形连接件上下翼缘板、倒“T”形连接件腹板和 柱连接板均未屈服；到峰值荷载229 kN时，叠合梁内 部钢板仍未屈服。 0 Δy 2Δy 3Δy 图 4 循环往复加载制度 Fig.4 Cyclic loading scheme 12 34781314 151623 24 19 2056 a 3738 39 40 41 42 29 28 30 32353134 3336 4650 43474448 4549 b 图 5 应变测点布置 Fig.5 Arrangement of strain gages 第 3 期程晓燕，等装配式钢管混凝土柱–混凝土叠合梁连接节点试验研究99 相比于梁端变形，倒“T”形连接件所在的位置梁 变形很小，倒“T”形连接件对混凝土梁刚度提升很大。 3.2 滞回曲线 由布置在梁端的力传感器和数字位移计可实时 得到梁端荷载P与位移Δ，各节点试件的荷载–位移滞 回曲线如图8所示。 试件屈服前，滞回曲线呈线性关系，随着竖向位 移的增加，滞回环越来越饱满，荷载–位移的斜率逐 渐减小，说明节点刚度在逐渐退化。试件IBC–3和 EBC–5由于混凝土梁发生了剪压破坏，其耗能能力 没有得到充分发挥，滞回曲线呈倒“S”形，滞回曲线 不够饱满，有一定的捏缩现象，耗能能力偏弱。与试 件IBC–3和EBC–5相比，试件IBC–2和EBC–4的滞回 曲线较为饱满，没有明显的捏缩现象，节点耗能能力良好。 3.3 骨架曲线及延性系数 将试验测得的滞回曲线上每级循环的各个荷载 表 4 IBC–1特征点 Tab.4 Key parameters of IBC–1 试件Py/kNΔy/mmPmax/kNΔmax/mmPu/kNΔu/mm IBC–1170.315.5229.071.0194.783.4 a IBC1b IBC2c IBC3 图 6 试件破坏形态 Fig.6 Failure modes of specimens 020406080100 0 50 100 150 200 250 Δ/mm P/kN 图 7 IBC–1荷载–位移曲线 Fig.7 Load versus displacement curve of IBC–1 10060202060 100 80 60 40 20 0 20 40 60 80 Δ/mm P/kN 100804004080 250 200 150 100 50 0 50 100 150 200 a IBC2 Δ/mm c IBC3 10060202060 100 80 60 40 20 0 20 40 60 80 Δ/mm P/kN 100 80 60 40 20 20 40 60 80 P/kN P/kN 250 200 150 100 50 0 50 100 150 200 P/kN 804004080 250 200 150 100 50 00 50 100 150 200 Δ/mm d IBC3 804004080 Δ/mm e EBC4 Δ/mm f EBC5 P/kN 100 b IBC2 60 40200204060 图 8 节点试件P–Δ滞回曲线 Fig.8 P–Δ hysteresis curves of the tested specimens 100工程科学与技术第 49 卷 峰值点相连，可以得到节点试件的P–Δ骨架曲线，如 图9所示。采用文献[15]的方法确定试件的屈服荷载 Py和屈服位移Δy。Pmax为峰值荷载，取Pu0.85Pmax为 试件的破坏荷载，对应的位移为试件的破坏位移Δu。 采用位移延性系数μΔu/Δy分析节点的延性特性，将 各节点试件的延性系数列于表5。 试件IBC–2和EBC–4的位移延性系数μ3.77～ 6.60，整体抗震性能优良。试件IBC–3和EBC–5的延 性系数比IBC–2和EBC–4要小，是因为试件IBC–3和 EBC–5梁中部箍筋没有加密，发生了剪压破坏。为提 高试件吸收和耗散地震能量的能力，可以采取一定 的改进措施，如适当增大梁中部的箍筋配筋率、降低 纵筋的配筋率等。 3.4 节点耗能 结构构件的耗能能力是通过其荷载–位移滞回 曲线所围成的面积来衡量，一般来说滞回环越饱满， 包围的面积就越大，结构耗散的能量就越多，结构越 不易破坏。试验采用等效黏滞阻尼系数he、能量耗散 系数E和总耗能Wt评价节点的耗能能力。总耗能Wt为 加载全过程中所有滞回环所围成的面积，假设荷载位 移滞回环为ABCD，E和F分别为B和D点在位移轴上 的投影点，如图10所示，可获得各部分面积，代入式 （1）和（2）可以得到等效黏滞阻尼系数he和能量耗散 系数E，各节点试件的耗能指标列于表6。 he 1 2π SABCSCDA SOBESODF （1） E 2πhe SABCSCDA SOBESODF （2） 试件IBC–2和EBC–4的耗能能力比IBC–3和 EBC–5的耗能能力要强，原因是IBC–3和EBC–5发生 了剪压破坏，其耗能能力没有得到发挥。所有试件的 等效黏滞系数he0.149～0.258，平均值为0.198，一般 钢筋混凝土节点的等效黏滞阻尼系数he约为0.1[16]， 本文试件的he约为钢筋混凝土节点的2倍。 3.5 强度退化 试件的强度退化是指在位移幅值不变的情况下， 表 5 延性系数表 Tab.5 Ductility coefficients of the tested specimens 试件编号梁名称Py/kNΔy/mmPu/kNΔu/mmμ IBC–2右梁 39.720.746.580.63.89 -46.6-18.7-80.5-70.53.77 IBC–3 左梁 106.624.3126.374.33.06 -171.3-37.8-174.4-61.41.62 右梁 93.829.1128.769.02.37 -171.4-34.3-184.9-58.41.70 EBC–4 39.69.954.965.46.60 -48.1-13.6-67.2-65.04.78 EBC–5 103.815.3126.546.33.03 -139.5-22.7-179.9-47.12.07 表 6 节点耗能指标 Tab.6 Energy dissipation coefficients of the tested speci- mens 节点编号梁名称Wt/kNmEhe IBC–2 左梁48.4451.2970.206 右梁40.1311.2770.203 IBC–3 左梁28.3950.9340.149 右梁25.8871.2190.194 EBC–4–36.2521.6190.258 EBC–5–21.4001.1010.175 100 7550 250255075100 100 75 50 25 0 25 50 75 IBC2 IBC2 EBC4 Δ/mm Δ/mm P/kNP/kN a 200 mm350 mm 80 60 40 20020406080 250 200 150 100 50 0 50 100 150 200 IBC3 IBC3 EBC5 b 250 mm450 mm 图 9 节点试件P–Δ骨架曲线 Fig.9 P–Δ skeleton curves of the tested specimens A B C D EFO 图 10 荷载–位移滞回环 Fig.10 Load versus displacement hysteresis loop 第 3 期程晓燕，等装配式钢管混凝土柱–混凝土叠合梁连接节点试验研究101 λj Pij/ P1jPijP1j 随着往复次数的增加，试件承载力随之降低的特性。 试件的强度退化用同级位移下的强度退化系数 表示，和分别为加载位移级别为j（jΔ/Δy）时， 第i次和第1次循环加载的峰值荷载。各节点试件的强度 退化系数λj和加载位移级别j（Δ/Δy）的关系如图11所示。 从整体上看，随着加载位移级别j的增大，强度退 化系数λj随之减小；另外，在位移不变的情况下，强度 退化系数λj随着循环次数i的增加而减小。节点试件 IBC–3在进行最后一圈循环时，强度退化较大，λj最 小达到了0.71；其他试件的强度退化比较平缓，强度 退化系数大部分在0.9以上，有少数部分为0.8～0.9。 3.6 刚度退化 节点在往复荷载作用下，刚度退化是引起节点 抗震性能降低的主要原因之一。节点试件的刚度随 着反复加载次数的增加而减小的情况称为刚度退 化，用环线刚度Kj表示 Kj n ∑ i1 Pij/ n ∑ i1 ∆ij（3） Pij∆ij式中和分别为加载位移级别为j（jΔ/Δy）时，第 i次循环加载的峰值荷载和峰值位移；n为循环次数。 各试件环线刚度Kj与加载位移级别j（Δ/Δy）的关系如 图12所示。 由于混凝土开裂等因素的影响，环线刚度Kj随着 位移级别的增大而减小。试件IBC–2和EBC–4的刚度 退化趋势相近，试件破坏时环线刚度降到了1 000 kN/ m左右；试件IBC–3和EBC–5的初始环线刚度比试件 IBC–2和EBC–4要大，试件破坏时环线刚度降到了 2 000 kN/m左右。 4 结 论 1）5个节点试件破坏均发生在叠合梁处，而钢管 混凝土柱、节点核心区和节点连接处没有明显的破 坏现象，说明节点设计符合强柱弱梁及强节点弱构 件等主要设计原则，节点连接安全可靠。 2）试件IBC–2和EBC–4的破坏形式为倒“T”形 连接件与混凝土交界位置处竖向裂缝扩展严重，下 部混凝土被压碎脱落；试件IBC–1、IBC3和EBC–5的 破坏形式为梁上斜裂缝扩展严重，最后形成一条贯穿 的较宽的主要斜裂缝，下部混凝土被压碎。 3）试件IBC–2和EBC–4平均位移延性系数为 4.76，平均等效黏滞阻尼系数为0.222；试件IBC–3和 EBC–5的平均位移延性系数为2.31，平均等效黏滞阻 尼系数为0.173，各试件强度和刚度退化较稳定；试件 IBC–3和EBC–5由于叠合梁中部箍筋没有加密，叠合 梁发生了剪压破坏，滞回曲线呈倒“S”形，有一定的 6420246 6420246 λj j IBC2i2 IBC2i3 IBC2i2 IBC2i3 EBC4i2 EBC4i3 a 200 mm350 mm j IBC3i2 IBC3i3 IBC3i3 IBC3i2 EBC5i2 EBC5i3 λj b 250 mm450 mm 1.2 1.0 0.8 0.6 1.2 1.0 0.8 0.6 图 11 试件强度退化 Fig.11 Strength degradation of the tested specimens 6420246 0 1 000 2 000 3 000 4 000 IBC2 IBC2 EBC4 Kj/kNm1Kj/kNm1 j a 200 mm350 mm 6420246 0 2 000 4 000 6 000 8 000 IBC3 IBC3 EBC5 j b 250 mm450 mm 图 12 试件刚度退化 Fig.12 Siffness degradation of the tested specimens 102工程科学与技术第 49 卷 捏缩现象，节点耗能能力未得到充分发挥；试件 IBC–2和EBC–4的荷载–位移滞回曲线比较饱满，抗 震耗能能力良好。 4）试验结果表明，所有节点试件的倒“T”形连接 件钢板均没有屈服，其抗弯和抗剪承载力为钢筋混 凝土梁1.3倍的设计偏于安全；所有试件的节点均过 强 ， 导 致 塑 性 铰 外 移 ， 特 别 对 于 试 件 I B C – 3 和 EBC–5，叠合梁在中部箍筋没有加密区发生剪压破 坏；为提高试件IBC–3和EBC–5吸收和耗散地震能量 的能力，可以加大箍筋加密区的长度。 参考文献 Tan Ping,Li Yang,Kuang Zhen,et al.Seismic behavior of isolation connection in assembled seismic isolation struc- ture[J].China Civil Engineering Journal,2015,48210– 17.[谭平,李洋,匡珍,等.装配式隔震结构中隔震节点抗震 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