楊立軍, 鄧志恒, 馮 超，陳 孔

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，南寧 530004； 2. 湖南文理學(xué)院 土木建筑工程學(xué)院，湖南 常德 415000)

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桁架式鋼骨混凝土梁-鋼骨混凝土柱梁柱組合構(gòu)件抗震性能試驗(yàn)研究

楊立軍1，2, 鄧志恒1, 馮 超1，陳 孔1

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，南寧 530004； 2. 湖南文理學(xué)院 土木建筑工程學(xué)院，湖南 常德 415000)

提出了一種由桁架式鋼骨混凝土(SRC)梁和鋼骨混凝土(SRC)柱組成的框架結(jié)構(gòu)新的節(jié)點(diǎn)形式。為了研究這種新型梁柱組合構(gòu)件的抗震性能，對(duì)8個(gè)桁架式鋼骨混凝土梁-鋼骨混凝土柱框架邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)。試驗(yàn)觀察并記錄了各節(jié)點(diǎn)試件的破壞形態(tài)，測(cè)得其梁端荷載-位移滯回曲線、節(jié)點(diǎn)剪切變形、骨架曲線和梁端荷載-轉(zhuǎn)角滯回曲線。以試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，對(duì)節(jié)點(diǎn)的延性、耗能性能、承載力及剛度退化等抗震耗能性能進(jìn)行了分析，討論了含鋼率、軸壓比及角鋼腹桿尺寸對(duì)節(jié)點(diǎn)受力性能的影響。研究結(jié)果表明，這種新型桁架式鋼骨混凝土框架節(jié)點(diǎn)具有良好的延性及耗能性能，為其工程應(yīng)用提供了理論依據(jù)。

框架節(jié)點(diǎn)；桁架式鋼骨混凝土梁；延性；耗能性能；抗震性能；梁柱組合構(gòu)件

型鋼混凝土結(jié)構(gòu)除了在混凝土中配置必要的鋼筋外，主要配置型鋼作為其受力骨架。由于具有承載力高、延性好，抗震性能優(yōu)越的優(yōu)點(diǎn)，得到了廣泛的應(yīng)用，其各個(gè)方面都成為了研究熱點(diǎn)：組成材料(型鋼超高強(qiáng)和高強(qiáng)混凝土[1-4]、型鋼再生混凝土[5-7])、構(gòu)件(梁[8]、柱[9-11]、剪力墻、節(jié)點(diǎn))、框架、力學(xué)性能(靜力性能、抗震性能[11-20])等等。為了克服型鋼混凝土黏結(jié)能力弱，穿筋困難，耗鋼量大和錨固要求高的缺點(diǎn)，許多學(xué)者提出了型鋼混凝土結(jié)構(gòu)的新型形式，如鄧志恒等提出了桁架式鋼骨混凝土T形梁，TAO等提出了SRC柱-鋼桁架梁，何益斌等提出了方鋼管SRC柱與鋼梁端板螺栓連接，鄧志恒等提出了桁架式SRC梁-鋼筋混凝土柱，極大地?cái)U(kuò)大了型鋼混凝土結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用范圍和優(yōu)勢(shì)。本文提出了一種由實(shí)腹式桁架式SRC梁和SRC柱組成的框架結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)形式。桁架式SRC梁內(nèi)配平行弦桁架式鋼骨，桁架式鋼骨上下弦桿采用T形型鋼，由斜桿、豎桿組成的腹桿為角鋼，可以通過(guò)調(diào)整格構(gòu)式腹桿的高度改變梁的高度。角鋼的剪切作用有效提高了鋼骨架與混凝土黏結(jié)能力，梁端設(shè)置的交叉腹桿成為一種很好的耗能減震裝置。為了研究這種新型梁柱組合構(gòu)件的抗震性能，設(shè)計(jì)了8個(gè)桁架式SRC梁-SRC柱框架邊節(jié)點(diǎn)的低周反復(fù)荷載試驗(yàn)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

對(duì)框架結(jié)構(gòu)中間層邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，取梁柱反彎點(diǎn)之間的倒“T”字形結(jié)構(gòu)為試驗(yàn)對(duì)象。按照強(qiáng)柱弱梁，強(qiáng)剪弱彎，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件原則設(shè)計(jì)試件。設(shè)計(jì)時(shí)主要考慮腹桿截面尺寸、軸壓比及工字鋼尺寸(含鋼率)對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)8個(gè)試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)，梁截面尺寸為200 mm×400 mm，柱截面尺寸為300 mm×350 mm，梁長(zhǎng)1 470 mm，柱高1 900 mm，型鋼混凝土保護(hù)層厚度50 mm，鋼筋保護(hù)層厚度25 mm，梁T形型鋼由工字鋼從腹板中間破開(kāi)做成。試件幾何尺寸及截面配鋼如圖1所示，型鋼骨架如圖2所示，其中，配I14、I16型鋼的JD-1、JD-2、JD-5～JD-7梁柱連接采用直接對(duì)接圍焊的形式，如圖2(a)所示；JD-3、JD-4、JD-8梁柱連接除對(duì)接圍焊外，在梁端上、下弦桿翼緣外側(cè)各加焊一塊100 mm×100 mm×10 mm的直角三角形加勁板，腹板兩側(cè)各加焊一塊240 mm×70 mm×10 mm的矩形加勁板(長(zhǎng)邊與柱翼緣面焊接)，如圖2(b)所示。各試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

圖1 試件幾何尺寸及截面配鋼Fig.1 Geometry and steel layout of specimens

圖2 型鋼骨架Fig.2 Steel skeleton表1 試件參數(shù)Tab.1 Details of specimens

試件編號(hào)梁b×h/mm2縱筋箍筋型鋼柱b×h/mm2箍筋主筋型鋼節(jié)點(diǎn)區(qū)水平箍筋軸壓比腹桿尺寸JD-1200×400416?8@100I14300×350?8@100418+214I14?8@1000.2∠40×4JD-2200×400416?8@100I16300×350?8@100418+214I16?8@1000.2∠40×4JD-3200×400416?8@100I18300×350?8@100418+214I18?8@1000.4∠40×4JD-4200×400416?8@100I18300×350?8@100418+214I18?8@1000.2∠40×4JD-5200×400416?8@100I14300×350?8@100418+214I14?8@1000.2∠50×4JD-6200×400416?8@100I14300×350?8@100418+214I14?8@1000.3∠50×4JD-7200×400416?8@100I16300×350?8@100418+214I16?8@1000.4∠50×4JD-8200×400416?8@100I18300×350?8@100418+214I18?8@1000.4∠50×4

1.2 材料力學(xué)性能

混凝土采用C40普通商品混凝土，由預(yù)留同養(yǎng)試塊測(cè)得立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu=50.59 MPa。

型鋼采用Q235，縱筋采用HRB400，箍筋采用HPB300。鋼材力學(xué)性能如表2所示，其中fy、fu、Es分別表示鋼材的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和彈性模量。

1.3 試驗(yàn)加載方案

加載試驗(yàn)裝置示意圖如圖3所示。試驗(yàn)先按設(shè)定軸壓比由液壓千斤頂對(duì)柱頂端施加軸心壓力，然后采用電液伺服加載系統(tǒng)對(duì)梁端施加低周反復(fù)循環(huán)荷載，采用荷載-位移雙控制的加載制度，加載制度如圖4所示。試件屈服前按每級(jí)15 kN進(jìn)行加載，根據(jù)P-Δ曲線判定屈服荷載Py和屈服位移Δy。試件屈服后按位移控制加載，以Δy為基數(shù)成倍數(shù)進(jìn)行循環(huán)加載；每級(jí)循環(huán)加載3次，當(dāng)構(gòu)件破壞時(shí)卸載。

表2 鋼材力學(xué)性能Tab.2 Mechanical performance of steel

圖3 加載試驗(yàn)裝置Fig.3 Test set-up

圖4 加載制度Fig.4 Loading program

1.4 試驗(yàn)測(cè)試內(nèi)容及測(cè)點(diǎn)布置

(1)梁自由端荷載及位移

梁自由端荷載及位移由作動(dòng)器自帶的荷載傳感器與位移傳感器量測(cè)，并同步傳輸?shù)接?jì)算機(jī)。

(2)梁端塑性鉸區(qū)的彎矩及轉(zhuǎn)角

如圖5所示，在梁端上、下部位離柱面1倍梁高(h)范圍內(nèi)分別布置兩個(gè)位移傳感器量測(cè)梁上、下部位h范圍之內(nèi)的伸長(zhǎng)和縮短量，從而算出此范圍內(nèi)的轉(zhuǎn)角，繪出彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線。

(3)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切變形

如圖5所示，在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)沿對(duì)角線方向安裝兩個(gè)交叉導(dǎo)桿及位移傳感器，測(cè)量節(jié)點(diǎn)區(qū)對(duì)角線方向的伸長(zhǎng)和縮短量，從而得到核心區(qū)荷載-剪切變形曲線。

圖5 位移計(jì)布置Fig.5 Arrangement of displacement meter

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)

節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)主要有梁端受彎破壞和節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪切破壞兩種形式。本次試驗(yàn)的8個(gè)構(gòu)件均發(fā)生了較為理想的梁端塑性鉸區(qū)受彎破壞，裂縫開(kāi)展進(jìn)程基本相似，節(jié)點(diǎn)區(qū)均產(chǎn)生了或多或少的交叉斜裂縫，典型試件裂縫分布如圖6所示。

圖6 典型試件裂縫分布(JD-3)Fig.6 Crack distribution of typical specimens(JD-3)

2.2 梁端荷載-位移滯回曲線

梁自由端豎向荷載-豎向位移滯回曲線如圖7所示。

從圖7中各試件滯回曲線可知：

(1)各節(jié)點(diǎn)試件的滯回曲線均呈飽滿(mǎn)的梭形，破壞以前沒(méi)有捏縮現(xiàn)象產(chǎn)生，而且隨著梁端豎向控制位移逐級(jí)增加，滯回環(huán)愈加飽滿(mǎn)，表明桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能。

(2)隨著位移等級(jí)增加，滯回曲線由直線型變成梭

形，滯回環(huán)愈加飽滿(mǎn)，其對(duì)角線的斜度逐漸減小，表明試件剛度開(kāi)始隨著位移與荷載的增大而逐漸退化。

(3)在同一級(jí)位移循環(huán)中，后一次的循環(huán)峰值荷載均較前一次有所降低，越接近破壞時(shí)，下降越明顯，表明試件在加載過(guò)程中存在強(qiáng)度退化現(xiàn)象，且越接近破壞階段，退化越明顯。

(4)與鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)滯回曲線相比，桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)滯回曲線更加飽滿(mǎn)，耗能能力強(qiáng)；與同類(lèi)型鋼骨混凝土節(jié)點(diǎn)相比，飽滿(mǎn)程度相對(duì)較弱，說(shuō)明該類(lèi)型節(jié)點(diǎn)具有較好的抗震性能。

(5)從JD-5、JD-6可知，節(jié)點(diǎn)兩側(cè)往往不是同時(shí)破壞，當(dāng)單側(cè)承載力由于型鋼焊縫處裂開(kāi)而突然下降，另一側(cè)仍能繼續(xù)承受荷載，表現(xiàn)在滯回曲線上則是一側(cè)曲線迅速下跌，另一側(cè)仍能穩(wěn)定下降，說(shuō)明此時(shí)構(gòu)件還具有一定的耗能能力，但滯回曲線開(kāi)始捏縮，呈現(xiàn)弓形或倒S行，耗能能力下降。

(a)JD-1P-△滯回曲線(b)JD-2P-△滯回曲線(c)JD-3P-△滯回曲線(d)JD-4P-△滯回曲線

(e)JD-5P-△滯回曲線(f)JD-6P-△滯回曲線(g)JD-7P-△滯回曲線(h)JD-8P-△滯回曲線圖7 P-Δ滯回曲線Fig.7Theload-displacementhystereticcurves

(6)在梁端對(duì)焊縫加強(qiáng)之后，JD-3、JD-4、JD-8承受荷載雖然明顯增大，并沒(méi)有發(fā)生類(lèi)似JD-5、JD-6單側(cè)跌落的現(xiàn)象，而且滯回曲線飽滿(mǎn)，正、負(fù)向基本同時(shí)達(dá)到破壞狀態(tài)，說(shuō)明在滿(mǎn)足承載力的條件下，加強(qiáng)型鋼骨架對(duì)接處焊縫強(qiáng)度是有必要的。

(7)由于在梁端配置了交叉腹桿，各試件達(dá)到峰值荷載前后曲線上升或下降均較平緩，說(shuō)明構(gòu)件承載力在彈塑性階段上升或下降緩慢，延性較好，交叉腹桿起到到了一定的減震耗能作用。

2.3 梁端骨架曲線

骨架曲線為對(duì)應(yīng)滯回曲線每一級(jí)循環(huán)峰值點(diǎn)的連線。圖8為各節(jié)點(diǎn)試件骨架曲線，表3為試驗(yàn)各主要階段特征值。

圖8 骨架曲線Fig.8 Skeleton curves

從圖8骨架曲線圖可以得到：

(1)由于桁架式SRC梁內(nèi)配置了復(fù)雜的角鋼和工字鋼，所以骨架曲線上并沒(méi)有表現(xiàn)出明顯的屈服拐點(diǎn)。

(2)骨架曲線有較長(zhǎng)和較平緩的上升或下降段，相較于普通鋼筋混凝土框架節(jié)點(diǎn)有了較明顯的改善。

(3)對(duì)比JD-3與JD-4以及JD-5與JD-6可知，軸壓比越大，初期剛度和極限荷載變大，但延性變小，骨架曲線下降越快。說(shuō)明軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載能力及延性性能有一定的影響，節(jié)點(diǎn)的承載能力會(huì)在一定程度上隨著軸壓比的增大而提高，但變形延性性能會(huì)有所降低。

(4)對(duì)比JD-1、JD-2、JD-4以及JD-7與JD-8，當(dāng)軸壓比與梁腹桿尺寸都相同時(shí)，試件所承受的極限荷載隨型鋼的增強(qiáng)而顯著提高。說(shuō)明梁內(nèi)含鋼率對(duì)節(jié)點(diǎn)承載力及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性起到重要作用。

2.4 梁端塑性鉸區(qū)荷載-轉(zhuǎn)角滯回曲線

梁端塑性鉸區(qū)的轉(zhuǎn)動(dòng)一般采用梁端部一定范圍截面的平均曲率φ來(lái)表示，其計(jì)算表達(dá)式為:

φ=(δ1-δ1)/hl

(1)

式中:δ1、δ2分別為梁端上、下部位兩個(gè)位移計(jì)的實(shí)測(cè)值之和；h為梁上、下測(cè)點(diǎn)之間的高度；l為量測(cè)區(qū)段長(zhǎng)度，試驗(yàn)中l(wèi)=400 mm。

利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)作出了試件JD-1～JD-8的塑性鉸區(qū)荷載-轉(zhuǎn)角滯回曲線，結(jié)果表明8個(gè)試件的荷載-轉(zhuǎn)角滯回曲線都呈飽滿(mǎn)的梭形，與梁自由端荷載-位移滯回曲線的形狀類(lèi)似，圖9為JD-3塑性鉸區(qū)荷載P-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線。說(shuō)明在梁端配置交叉腹桿的桁架式鋼骨混凝土框架節(jié)點(diǎn)，其塑性鉸具有良好能量耗散性能。

圖9 JD-3塑性鉸區(qū)荷載P-轉(zhuǎn)角φ滯回曲線Fig.9 Force-rotation hysteresis loop in plastic zones of JD-3

2.5 節(jié)點(diǎn)延性

取節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)μ為節(jié)點(diǎn)梁端破壞位移Δu與屈服位移Δy的比值，即：

μ=Δu/Δy

(2)

試驗(yàn)中各試件的屈服荷載與屈服位移、極限荷載、破壞荷載和延性系數(shù)如表3所示。

從表3可以得出如下結(jié)論：

(1)對(duì)比試件JD-1、JD-2、JD-4以及試件JD-7與JD-8，當(dāng)軸壓比與梁腹桿尺寸都相同時(shí)，試件的位移延性系數(shù)隨著含鋼量的增大而增大。

表3 試件延性系數(shù)Tab.3 Ductility factor of specimens

(2)對(duì)比試件JD-3與JD-4以及試件JD-5與JD-6，當(dāng)試件的含鋼量及梁腹桿尺寸相同時(shí)，節(jié)點(diǎn)位移延性系數(shù)與軸壓比成反比例增長(zhǎng)，相同條件下，軸壓比越小，延性系數(shù)越大。

(3)對(duì)比試件JD-1與JD-5，當(dāng)試件軸壓比與含鋼量均相同時(shí)，節(jié)點(diǎn)的位移延性系數(shù)隨著梁腹桿尺寸的增強(qiáng)而有所提高，說(shuō)明在同等條件下，增加梁端交叉腹桿的尺寸，有利于提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

(4)軸壓比、型鋼與梁腹桿尺寸對(duì)節(jié)點(diǎn)試件延性性能均有一定的影響。相同條件下，軸壓比越大，節(jié)點(diǎn)的延性越差；而同等條件下，含鋼量越大，節(jié)點(diǎn)的延性越好。

2.6 能量耗散性能

等效黏滯阻尼系數(shù)he是表征能量耗散性能的指標(biāo)，各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)如表4所示。

表4 等效黏滯阻尼系數(shù)Tab.4 The equivalent viscous damping coefficients

試件JD-1～JD-8的等效黏滯阻尼系數(shù)在0.27～0.35范圍內(nèi)，而相關(guān)文獻(xiàn)的研究表明，普通鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的he值為0.1左右，SRC柱-鋼筋混凝土梁組合節(jié)點(diǎn)的he值大致在0.22～0.30之間，實(shí)腹式鋼骨混凝土節(jié)點(diǎn)的he值大致在0.20～0.30之間，說(shuō)明桁架式SRC梁-SRC柱節(jié)點(diǎn)的he值較大，與實(shí)腹式鋼骨混凝土節(jié)點(diǎn)的he值接近。說(shuō)明在梁端設(shè)置交叉腹桿的桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震耗能性能。

2.7 承載力退化

節(jié)點(diǎn)承載力退化采用同級(jí)強(qiáng)度退化系數(shù)λi來(lái)表示，表達(dá)式為:

(3)

利用式(4)求出試件在各級(jí)循環(huán)第三次加載的強(qiáng)度退化系數(shù)λ3如表5所示(其中JD-2加載時(shí)取偶數(shù)倍控制位移，故對(duì)于JD-2表中1Δ、2Δ、3Δ分別對(duì)應(yīng)2Δ、4Δ、6Δ，以此類(lèi)推)。

表5 強(qiáng)度退化系數(shù)Tab.5 Strength degradation coefficient

由表5可知：隨著位移和循環(huán)次數(shù)的增加，試件的承載力整體上呈下降之勢(shì)，彈塑性階段下降速度有所減緩甚至反彈，在破壞階段下降則更加明顯，承載力退化更加嚴(yán)重，以至不能繼續(xù)承受荷載。

2.8 剛度退化

采用環(huán)線剛度指標(biāo)描述剛度退化。環(huán)線剛度是指在同級(jí)位移加載下，多次加載的平均折算剛度，其表達(dá)式為:

(4)

試件JD-1～JD-8各級(jí)位移加載時(shí)的環(huán)線剛度曲線圖如圖10所示(JD-2同前所述，取偶數(shù)倍控制位移進(jìn)行分析)。

圖10 環(huán)線剛度曲線Fig.10 Loop stiffness curves

由圖10可知：

(1)隨著加載級(jí)數(shù)不斷增加，各試件剛度逐漸退化，且前期剛度退化更明顯，在3倍控制位移之后，剛度退化速度逐漸減緩。這是因?yàn)殡S著控制位移不斷增大，混凝土不斷開(kāi)裂，梁內(nèi)縱筋及型鋼逐漸屈服，部分混凝土逐漸裂開(kāi)脫落，構(gòu)件有效受力面積變小，所以剛度下降很快；進(jìn)入大變形階段以后，試件基本靠桁架式型鋼梁及型鋼翼緣框內(nèi)所包圍的混凝土繼續(xù)承受荷載，有效截面基本不再減少，所以剛度下降速度減緩。

(2)對(duì)比試件JD-3(n=0.4)與JD-4(n=0.2)以及試件JD-5(n=0.2)與JD-6(n=0.3)可以發(fā)現(xiàn)，軸壓比越高，試件的初期剛度相對(duì)更大，而且退化速度更快。

(3)對(duì)比試件JD-1(∠40×4)與JD-5(∠50×4)以及試件JD-3(∠40×4)與JD-8(∠50×4)可以發(fā)現(xiàn)，在軸壓比與含鋼量相同時(shí)，交叉腹桿所配角鋼強(qiáng)度越大，試件剛度更大，退化速度相對(duì)更快，說(shuō)明梁端塑性鉸區(qū)交叉腹桿對(duì)試件剛度有較大影響。

(4)綜合對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，配I18型鋼的試件JD-3、JD-4、JD-8，其剛度高于配I14與I16型鋼的試件，說(shuō)明含鋼量對(duì)于節(jié)點(diǎn)試件的剛度有較大影響。

(5)所有試件在達(dá)到3倍初始屈服位移時(shí)，剛度仍然大于初始屈服剛度的30%，說(shuō)明梁端配交叉腹桿的桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能。

3 結(jié) 論

(1)各試件裂縫發(fā)展模式與破壞形態(tài)基本一致，早期以梁端裂縫發(fā)展為主，屈服前后節(jié)點(diǎn)區(qū)產(chǎn)生交叉裂縫，并最終以梁端塑性鉸區(qū)受彎破壞結(jié)束，節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)合理，受力性能安全可靠。

(2)各節(jié)點(diǎn)試件滯回曲線均呈飽滿(mǎn)的梭形，與鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)滯回曲線相比，桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)的滯回曲線更加飽滿(mǎn)，說(shuō)明桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)耗能能力較強(qiáng)，具有良好的抗震性能。

(3)由于在梁端配置了交叉腹桿，在各試件達(dá)到峰值荷載前后，曲線上升或下降均較平緩或基本持平，各試件延性系數(shù)在3.0左右，具有較好的延性，說(shuō)明配有交叉腹桿的桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)具有較好的減震耗能性能。

(4)軸壓比、含鋼量與梁腹桿尺寸均對(duì)節(jié)點(diǎn)試件的承載力與剛度有較大影響。相同條件下，軸壓比越大，節(jié)點(diǎn)的延性越差，承載力及剛度退化越快；而同等條件下，含鋼量越大，節(jié)點(diǎn)的延性及耗散性能越好，承載力更高，剛度更大。

(5)新型桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼系數(shù)較大，試件JD-1～JD-8的等效黏滯阻尼系數(shù)在0.27～0.35范圍內(nèi)，具有較好的耗能性能。

(6)在進(jìn)行試件設(shè)計(jì)時(shí)，根據(jù)含鋼量的不同，提出了普通型與加強(qiáng)型兩種梁柱連接形式。觀察試件的破壞形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，普通型焊接以梁端部位裂開(kāi)或屈服為主，其中試件JD-5、JD-6發(fā)生單側(cè)裂縫裂開(kāi)，荷載突然跌落的現(xiàn)象，而加強(qiáng)型試件JD-3、JD-4、JD-8則沒(méi)有出現(xiàn)這種情況，均為梁端塑性鉸區(qū)型鋼屈服破壞。建議在進(jìn)行桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，采用加強(qiáng)型連接設(shè)計(jì)方案。

(7)本次試驗(yàn)所有節(jié)點(diǎn)都為梁端受彎破壞。給出該類(lèi)節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)方法，控制節(jié)點(diǎn)破壞模式，是新型桁架式SRC梁-SRC柱框架節(jié)點(diǎn)進(jìn)一步研究方向。

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Experiments on seismic behaviors of beam-column combined components with steel reinforced concrete column-reinforced concrete beam encased steel truss

YANG Lijun1,2, DENG Zhiheng1, FENG Chao1, CHEN Kong1

(1. College of Civil Engineering and Architecture, Guangxi University, Nanning 530004, China; 2. College of Civil and Architecture Engineering, Hunan University of Arts and Science, Changde 415000, China)

A new type of frame joint with steel reinforced concrete (SRC) column-reinforced concrete (RC) beam encased steel truss was put forward. Reversed cyclic loading tests on eight specimens were conducted to intensively investigate the seismic behaviors of the beam-column combined components. The failure processes of eight frame joints under low-cyclic reversed loading were observed and recorded. And the load-displacement hysteretic loops, shear behavior of the joint core, skeleton, curve, load-intersection angle hysteretic loops etc. of the test subassemblies were tested. Then the seismic behaviors such as the ductility, energy dissipation capacity, and strength and stiffness degradations were analyzed. The influential factors, such as the steel proportion, axial compression ratio and size of angle iron’s web member, on the mechanical performance of joints were discussed. The results indicate that the joints with SRC column RC beam encased steel truss have good ductility and energy dissipation capacity. It provides theoretical basis for engineering application of this kind of structures.

frame joint; reinforced concrete beam encased steel truss; ductility; energy dissipation capacity; seismic behavior；beam-column combined components

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51268005);廣西自然科學(xué)基金項(xiàng)目(GXNSFAA019311)；湖南省“十二五”重點(diǎn)建設(shè)學(xué)科(機(jī)械設(shè)計(jì)及理論) (湘教發(fā)2011[76])

2015-09-28 修改稿收到日期：2015-11-16

楊立軍 男，博士生，教授，1976年生

鄧志恒 男，教授，博士，博士生導(dǎo)師，1963年生

TU398.9;TU317.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.22.003