陸洲導，陳 宇，李凌志，劉 鑫，魏 鍇

（同濟大學土木工程學院，上海200092）

鋼筋和混凝土的材料力學性能在受火后有相當大程度的降低，使結構構件出現(xiàn)不同程度的破壞。目前國內外對梁、柱、板等單一構件火災后的力學性能研究文獻較多，而火災后混凝土梁柱節(jié)點的抗震性能研究，特別是火災后空間混凝土梁柱節(jié)點的抗震性能研究文獻較少。

廖杰洪等［1］對1 根常溫和7 根火災后混凝土梁進行抗剪試驗，得出了火災后混凝土梁抗剪承載力降低、剛度下降、極限位移增加等結論。Jiang等［2］考慮了剪跨比、混凝土樓板和箍筋間距等因素，研究了火災后鋼筋混凝土框架梁、懸臂梁的殘余抗剪性能。結果表明，經(jīng)歷火災后梁的抗剪承載力和剛度均降低。

吳波等［3］對16根軸向約束鋼筋混凝土柱進行了標準火災后剩余軸壓剛度和承載力的試驗研究。結果表明，鋼筋混凝土柱的剩余軸壓剛度隨著受火時間的增加而逐漸減小。Chen 等［4］、Jau 等［5］發(fā)現(xiàn)，受火時間越長，鋼筋混凝土柱的殘余承載力越低。

項凱等［6］進行了鋼筋混凝土連續(xù)板的火災試驗和靜載試驗。結果表明，受火后板的屈服荷載及峰值荷載均低于常溫板，隨著受火時間的增加和受火溫度的升高，板的承載力逐漸降低。Molkens等［7］提出了一種火災后混凝土樓板損傷程度、殘余承載力的綜合評估方法。

王廣勇等［8］建立了火災下鋼筋混凝土梁柱連接節(jié)點力學性能分析的有限元模型，分析了高溫下鋼筋混凝土平面節(jié)點應力分布規(guī)律，并在參數(shù)分析的基礎上探討了節(jié)點受火方式、柱荷載比、梁荷載比，以及梁縱筋配筋率對節(jié)點變形、破壞形式和耐火極限的影響規(guī)律。

王玉鐲等［9］對2 個鋼筋混凝土足尺框架節(jié)點在ISO834 標準升溫曲線作用下的抗火性能進行了試驗，然后對3 個構件進行了低周反復荷載下的試驗研究。結果表明，試件都是核心區(qū)破壞。60 min 以內火災對抗震前期影響不大，表現(xiàn)為后期骨架曲線內收或剛度等降低速度加快。90 min火災對試件的影響明顯高于60 min 火災對試件的作用，表現(xiàn)為骨架曲線、承載力、剛度退化等都低于其他試件。

霍靜思等［10］考慮柱截面形式（圓形和方形截面）、受火時間、梁柱線剛度比和軸壓比等因素，進行了外加強環(huán)板型鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點的滯回性能試驗研究。結果表明，該類節(jié)點試件都具有良好的抗震性能。

Li 等［11］進行了常溫下及火災后“強梁弱柱”和“強柱弱梁”鋼筋混凝土框架的擬靜力試驗。結果表明，火災后鋼筋混凝土框架的極限承載力、剛度、延性系數(shù)和耗能能力均降低。其中，“強梁弱柱”框架的降低幅度更為顯著。

Han等［12］和Tan等［13］研究了火災下帶樓板鋼管混凝土柱-鋼筋混凝土梁框架的溫度場分布、變形及破壞模式等。Kamath 等［14］進行了足尺震損鋼筋混凝土框架的火災試驗研究。

本試驗中研究了火災后平面及空間節(jié)點的殘余抗震性能，分析了節(jié)點的裂縫發(fā)展、破壞模式、滯回曲線、骨架曲線、承載力以及延性系數(shù)、剛度退化和耗能能力等。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗中共設計4個足尺鋼筋混凝土梁柱節(jié)點試件，JT、JST 分別為平面和空間火災后受損試件，CTRL-J、CTRL-JS 為相應常溫對比試件。所有試件同時澆筑，混凝土強度為C70。柱截面尺寸為300 mm×300 mm，梁截面尺寸為200 mm×250 mm，板厚取80 mm，保護層厚度取25 mm。試件幾何尺寸和配筋如圖1 所示。平面節(jié)點試件梁柱尺寸、配筋與空間節(jié)點相同，唯一的不同是平面節(jié)點試件沒有樓板和直交次梁。

商品混凝土分兩批澆筑，平面梁柱節(jié)點和空間節(jié)點的下柱、梁板為第一批混凝土澆筑，空間節(jié)點的上柱為第二批混凝土澆筑。經(jīng)材性試驗，兩批混凝土強度存在較大差異，第一批的棱柱體抗壓強度為44.16 MPa（C70），第二批的棱柱體抗壓強度為35.73 MPa（C55）。鋼筋材性試驗結果如表1所示。

表1 鋼筋材性試驗結果Tab.1 Mechanical properties of reinforcement bars

1.2 高溫試驗

高溫試驗在同濟大學工程結構抗火實驗室進行，水平火災試驗爐爐膛尺寸為4.5 m×3.0 m×2.0 m。節(jié)點試件在同一爐內進行受火試驗，受火面為梁底部及2 個側面、柱的4 個側面以及樓板底面。爐四周圍砌350 mm 耐火磚，節(jié)點上柱裸露在外部400 mm，爐膛蓋板與高溫試件間隙用防火棉密封，試驗爐四周采用防火磚圍護，以防爐內火焰竄出?；馂脑囼炇疽鈭D如圖2所示。

火災試驗爐按照ISO834 標準升溫曲線進行升溫，試件受火時間為2 h，熄火后，試件自然冷卻至常溫。試驗過程中采用預埋熱電偶測量試驗爐內溫度和試件內部溫度。

受火后節(jié)點混凝土表面呈現(xiàn)褐黃色，梁、板和柱混凝土表面出現(xiàn)了大量細微裂紋。平面框架節(jié)點柱側面混凝土保護層大面積剝落，露出混凝土粗骨料，梁底部分混凝土保護層爆裂；空間框架節(jié)點板角和次梁端部出現(xiàn)混凝土爆裂，鋼筋外露?；馂暮笤嚰軗p情況如圖3所示。

圖1 空間節(jié)點尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement details of spatial joints (unit:mm)

圖2 火災試驗示意圖（單位：mm）Fig.2 Set-up of fire test(unit:mm)

圖3 火災試驗現(xiàn)象Fig.3 Post-fire phenomenon

1.3 低周往復試驗

1.3.1 低周往復試驗及加載制度

低周往復試驗在同濟大學建筑工程系建筑結構實驗室進行。本試驗以節(jié)點核心區(qū)為重點研究對象，由于P-Δ效應（P為柱端軸力，Δ為柱頂相對柱底的側向位移）對節(jié)點核心區(qū)的受力狀態(tài)影響不大，因此可忽略P-Δ效應的影響。采用與實際節(jié)點受力狀態(tài)基本一致的梁端加載方式，梁端豎向力由2個50 t作動器提供，柱頂、柱底的支承邊界為鉸接。加載裝置如圖4所示。

試驗過程中，通過調節(jié)液壓千斤頂保持柱軸壓比0.3 不變。加載制度采用荷載-變形混合控制。正式試驗之前，首先進行2次預加反復荷載試驗，峰值荷載取2 kN。在梁受拉主筋屈服前采用荷載控制，每級荷載循環(huán)1 次，并取屈服荷載值的0.50 倍、0.75 倍、1.00 倍作為回載控制點，如果達到1.00 倍不能屈服，就根據(jù)現(xiàn)場滯回曲線選取1.10 倍、1.20倍繼續(xù)加載，直至構件屈服。梁頂和梁底的屈服荷載取兩端屈服荷載中的較小值。當梁受拉主筋屈服后采用位移控制直至結構破壞，位移按屈服位移的倍數(shù)采用等幅-變幅加載，每級等幅循環(huán)3 次，當試件的承載力下降到最大荷載Pmax的85%或滯回環(huán)出現(xiàn)不穩(wěn)定狀態(tài)時終止試驗。

1.3.2 測點布置

鋼筋應變和位移計測點布置如圖5所示。圖5a中ZZ和LZ分別代表柱和梁的縱筋應變測點，ZG和LG 分別代表柱和梁的箍筋應變測點，圖5b 中D 代表位移測點。鋼筋應變測點布置以梁柱相交處截面為主，在試驗中為了測定塑性鉸區(qū)段的長度和鋼筋錨固應力，沿縱向鋼筋布置測點。對于核心區(qū)箍筋應力，測點按核心區(qū)對角線方向布置以測得箍筋最大應力值。值得注意的是，由于火災下應變片將失效，因此本試驗僅測量常溫試件的鋼筋應變數(shù)據(jù)。

2 試驗結果與分析

2.1 試驗過程及破壞模式

各試件的破壞形態(tài)如圖6 所示。從圖6 可以得出以下結論：

（1）對于CTRL-J 試件，梁端荷載加載到+0.50Py時（Py為試件屈服荷載，以西梁向上、東梁向下加載為正），在距離核心區(qū)約5 cm處，東梁底出現(xiàn)第1條貫通狀彎曲裂縫，并向梁側面延伸，裂縫寬度約為0.05 mm。梁端荷載加載到+0.75Py時，在西梁與柱交界處，梁底裂縫寬約為1.8 mm；在東梁靠近柱端，彎曲裂縫迅速擴展，并伴隨有滋滋開裂聲，同時在上柱端出現(xiàn)第1條水平彎曲裂縫。

梁端位移加載到+5Δy（Δy為試件屈服位移）第1次循環(huán)時，東梁底混凝土開始出現(xiàn)明顯剝落現(xiàn)象；梁端位移加載到+11Δy第3 次循環(huán)時，西梁與柱交界處混凝土嚴重剝落，由1/2梁高處斜向迅速擴展，可見多條裂縫。試件最終為梁端破壞。

圖5 測點布置（單位：mm）Fig.5 Layout of measuring points (unit:mm)

圖6 試件典型破壞形態(tài)Fig.6 Typical failure modes of the specimens

（2）對于CTRL-JS 試件，梁端荷載加載到+0.50Py時，西梁南側出現(xiàn)4條豎向裂縫，梁底彎曲裂縫向兩側繼續(xù)延伸。梁端荷載加載到-Py時，在距離核心區(qū)5 cm處，西南板和西北板板底彎曲裂縫幾乎同時貫穿，其余裂縫繼續(xù)向外延伸。由于此時主梁受拉縱筋并未屈服，因此按照1.10倍Py繼續(xù)加載，直至梁端荷載加載到-1.30Py，梁縱筋屈服。

梁端位移加載到±2Δy第1 次循環(huán)時，西梁南側出現(xiàn)三段平行斜裂縫，寬度約為0.9 mm。西北板板底裂縫延伸到柱側，并經(jīng)北梁擴展到下柱。下柱北面和東面各出現(xiàn)1條水平彎曲裂縫。梁端位移加載到±6Δy第1次循環(huán)時，在東梁與北梁交界處東北柱角裂縫長度繼續(xù)增大，寬度約為1.3 mm，混凝土被壓碎，多條裂縫交叉形成“三棱錐”。在西梁與柱交界處，梁底混凝土小塊被壓潰。試件最終發(fā)生梁端破壞。

（3）高溫試件開裂過程和常溫試件相似，但裂縫數(shù)量更多、寬度更大。其中，試件JT 在位移加載過程中，南北側核心區(qū)開裂嚴重，并向外鼓起，最終發(fā)生核心區(qū)受剪破壞，表明高溫改變了節(jié)點的破壞模式。試件JST由于有現(xiàn)澆樓板和直交次梁的約束作用，因此仍為梁端破壞。

2.2 滯回曲線

各試件的梁端豎向荷載-豎向位移滯回曲線如圖7所示。從圖7可以得出以下結論：

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of the specimens

（1）各試件均經(jīng)歷了從彈性到彈塑性、達到峰值荷載并最終破壞的過程。加載初期，試件處于彈性工作階段，滯回曲線基本沿直線循環(huán)，卸載后殘余變形很小，滯回環(huán)面積較小并呈梭型。當試件屈服時，滯回曲線上可以看到較為明顯的拐點。繼續(xù)反復加載，試件逐漸進入彈塑性工作階段，滯回環(huán)面積逐漸增大，形狀為弓形，同時滯回曲線出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象，主要原因為反向加載時梁端受拉區(qū)裂縫未閉合及鋼筋的滑移。在同級位移加載條件下，隨著循環(huán)次數(shù)增加，滯回曲線斜率和峰值荷載均表現(xiàn)出不同程度的降低，試件剛度下降。達到峰值荷載后，試件加載剛度和卸載剛度明顯降低，滯回曲線形狀為倒S型。

（2）每一級位移循環(huán)下，第2次、第3次循環(huán)后，試件承載力均出現(xiàn)了不同程度的退化現(xiàn)象。第2次循環(huán)與第1次循環(huán)相比，試件承載力退化非常明顯。第3次循環(huán)與第2次循環(huán)相比，試件承載力退化則不明顯。

（3）對比火災后和常溫下試件可以發(fā)現(xiàn)，試件JT 的滯回曲線不如試件CTRL-J 飽滿，同樣試件JST 的滯回曲線也不如試件CTRL-JS 飽滿。這說明經(jīng)歷火災后，混凝土內部損傷導致平面及空間混凝土梁柱節(jié)點試件的耗能能力均不如相應常溫節(jié)點。

（4）由于現(xiàn)澆樓板的存在以及直交次梁的約束作用，空間試件CTRL-JS、JST 的滯回曲線又分別比平面試件CTRL-J、JT更飽滿。

2.3 骨架曲線

由試件滯回曲線可以得到骨架曲線，骨架曲線為滯回曲線最大峰值點的連線，即滯回曲線的外包絡曲線。骨架曲線較好地反映了試件的強度、變形等性能，可用于定性地評價試件的抗震性能。從圖8的各試件骨架曲線可以得出以下結論：

（1）骨架曲線大致可以劃分為上升段、強化段和下降段3 個階段，各個階段的剛度退化明顯。當荷載未超過屈服荷載前，屬于上升段，各個試件的剛度均較大。當荷載超過屈服荷載后，屬于強化段，各試件的剛度明顯下降。當荷載超過峰值荷載后，為下降段，各試件的剛度加速降低。

（2）無論是空間節(jié)點還是平面節(jié)點，經(jīng)歷高溫后試件的骨架曲線上升段斜率均比相應常溫試件要低，并且高溫試件的骨架曲線一直位于相應常溫試件骨架曲線的內側。這說明火災使試件的剛度、強度等性能受到了不同程度的損傷。

圖8 荷載-位移骨架曲線Fig.8 Load-displacement skeleton curves

（3）對于骨架曲線上升段斜率，在正向加載時，試件JST 和JT 相差不大。然而，在反向加載時，試件JST明顯大于試件JT，這主要是由于現(xiàn)澆樓板參與受力，使試件JST 的剛度得到了較大提升。當荷載達到峰值荷載后，由于現(xiàn)澆樓板和直交次梁的存在，試件JST的承載力保持較好，水平強化段較為平緩，表現(xiàn)出了較好的延性特征；試件JT 的承載力降低較為明顯，其延性不如試件JST。常溫試件也具有類似特征。

2.4 承載力及延性性能

通過骨架曲線可以得到屈服荷載、峰值荷載以及相應的屈服位移、峰值位移。通常采用幾何作圖法、等能量法或者R.Park 法求試件的屈服荷載。3種方法各有優(yōu)劣，本試驗采用R.Park法。將梁端豎向荷載降至峰值荷載的85%時，定義為試件的加載終止點，此時對應的位移為試件的有效極限位移。有效極限位移與屈服位移的比值為延性系數(shù)。延性系數(shù)是衡量結構延性的重要參數(shù)，表征了試件在一定承載力條件下能夠變形而不發(fā)生破壞的能力。表2為各試件試驗結果。從表2可以得出有以下結論：

表2 試驗結果Tab.2 Experimental results

（1）對比空間和平面節(jié)點的受力性能可以發(fā)現(xiàn)，在正向加載時，由于梁底配筋相同，因此試件CTRL-JS 的屈服荷載和峰值荷載與試件CTRL-J相差不大；在反向加載時，試件CTRL-JS 的屈服荷載和峰值荷載均是試件CTRL-J 的1.81 倍。這主要是由于樓板中鋼筋參與受力的結果。無論是正向加載還是反向加載，雖然試件CTRL-JS的屈服位移和試件CTRL-J相差不大，但CTRL-JS的延性系數(shù)分別是試件CTRL-J的1.87倍和1.55倍，說明樓板和次梁的約束作用提高了空間節(jié)點的變形性能?；馂暮笤嚰﨡ST、JT的對比結果與之類似。

（2）對比受火前后節(jié)點的受力性能可以發(fā)現(xiàn)，在正向加載時，試件JST 的屈服荷載和峰值荷載分別較試件CTRL-JS 降低了18.59%和16.24%，屈服位移是試件CTRL-JS 的3.67 倍，但延性系數(shù)卻只有試件的CTRL-JS的41.89%。反向加載的結果與之相似。通過比較試件JT、CTRL-J 的數(shù)據(jù)也能觀察到類似結果，但降低或增大的幅度相對較小。這說明經(jīng)歷火災后，試件受到一定程度損傷，試件表層混凝土爆裂，導致試件的承載力、延性系數(shù)降低，變形增大?；馂暮蠡炷恋膿p傷削弱了現(xiàn)澆樓板和直交次梁對空間節(jié)點承載力的貢獻，導致空間節(jié)點火災前后性能變化更加顯著。

2.5 剛度退化

在低周往復荷載作用下，隨著循環(huán)次數(shù)的不斷增加和位移的擴大，節(jié)點試件的剛度出現(xiàn)不斷降低的現(xiàn)象，即剛度退化現(xiàn)象。本試驗中采用割線剛度表征試件剛度退化性能，表達式如下所示：

式中：+Fi、-Fi分別為第i次正向、反向加載的最大荷載；+Δi、-Δi分別為對應+Fi、-Fi的位移。圖9為各試件的剛度退化曲線。從圖9 可以得出以下結論：

圖9 剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curves

（1）隨著反復加載循環(huán)次數(shù)的增加，試件都出現(xiàn)了剛度下降的情況。在加載初期，梁端荷載、位移均較小，剛度退化不明顯。當荷載達到屈服荷載后，試件剛度降低比較明顯，此時曲線比較陡峭。當荷載達到峰值荷載后，剛度降低速度趨于穩(wěn)定，此時曲線變平緩。試件剛度退化的原因一方面可歸結于屈服后試件的彈塑性性能，另一方面是由混凝土細微裂縫的出現(xiàn)及擴展、鋼筋屈服及塑性發(fā)展等損傷累積造成的。

（2）無論空間節(jié)點還是平面節(jié)點，當位移一定時，火災后試件的剛度均低于對應的常溫試件。

（3）現(xiàn)澆樓板和直交次梁的存在，在不同程度上提高了常溫下和火災后試件的初始剛度，但對火災后的試件貢獻不大。試件CTRL-JS 初始剛度比試件CTRL-J 提高了170.46%，試件JST 初始剛度僅比試件JT提高了6.53%。在屈服前，試件CTRL-JS的剛度下降速率顯著高于試件CTRL-J；在屈服后，兩者的剛度下降速率基本一致。對于火災后試件，兩者的剛度下降速率一直相差不大。

2.6 耗能能力

在循環(huán)往復荷載作用下，加載過程中試件將吸收能量，卸載過程中試件將釋放能量。單個滯回環(huán)所包圍的面積就是單次往復荷載作用后，試件吸收能量的大小。將試件的所有滯回環(huán)依次相加即可得到試件的累積耗能。試件的累積耗能-位移關系曲線如圖10所示。從圖10可以得出以下結論：

（1）當試件破壞時，試件JT 的累積耗能是試件CTRL-J 的60.31%，試件JST 的累積耗能是試件CTRL-JS的60.16%。這說明火災后混凝土內部受到損傷，導致空間及平面試件耗能能力降低。

圖10 累積耗能-位移關系Fig.10 Cumulative energy dissipation-displacement relation

（2）當試件破壞時，無論是常溫試件還是火災后試件，空間試件的累積耗能均是平面試件的1.39倍。這說明現(xiàn)澆樓板的存在和直交次梁的約束作用，可以在一定程度上提高空間節(jié)點的耗能能力。

各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)ξeq可根據(jù)如圖11所示的滯回環(huán)計算得到。等效黏滯阻尼系數(shù)越大，試件的耗能能力越強。等效黏滯阻尼系數(shù)的計算式如下所示：

式中：SABC為曲線AB、BC 和直線AC 圍成的面積；SCDA為曲線CD、DA 和直線AC 圍成的面積；SOBE和SODF分別為直角三角形OBE和ODF的面積。

圖11 荷載-位移曲線滯回環(huán)Fig.11 Load-displacement hysteretic loop

圖12為各試件每1級荷載第1次循環(huán)所對應的等效黏滯阻尼系數(shù)與位移的關系曲線。從圖12 可以得出以下結論：

（1）當試件處于彈性工作階段時，荷載較小，各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)也較小，試件耗能能力偏弱。當荷載逐漸增大時，隨著節(jié)點核心區(qū)裂縫的發(fā)展，以及靠近核心區(qū)位置梁底、梁側裂縫的出現(xiàn)，試件耗能能力逐漸增強。當荷載超過試件的屈服荷載后，在梁端出現(xiàn)塑性鉸，試件耗能能力顯著增強。當荷載達到峰值荷載時，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)達到最大值，試件的耗能能力最強，試件塑性性能得到充分發(fā)揮。當荷載超過峰值荷載后，試件的等效黏滯阻尼系數(shù)逐漸降低。

圖12 等效黏滯阻尼系數(shù)-位移曲線Fig.12 Energy dissipation coefficient-displacement curves

（2）當?shù)刃ю枘嵯禂?shù)最小時，各個試件對應的位移滿足JST ＞CTRL-JS、JT ＞CTRL-J。這說明經(jīng)歷火災后，由于混凝土內部裂縫的原因，受損試件需在較大的變形下待內部裂縫達到閉合狀態(tài)時才逐漸發(fā)揮耗能能力。當位移相同時，試件JST的等效黏滯阻尼系數(shù)在加載初期低于試件CTRLJS；直到峰值位移的前一級位移循環(huán)時，試件JST的等效黏滯阻尼系數(shù)超過CTRL-JS。對于平面節(jié)點，當位移相同時，試件JT的等效黏滯阻尼系數(shù)均低于試件CTRL-J。

3 結論

（1）高溫試件開裂過程和常溫試件相似，但裂縫數(shù)量更多、寬度更大，其中試件JT 最終發(fā)生核心區(qū)受剪破壞，這表明高溫改變了節(jié)點的破壞模式。試件JST由于現(xiàn)澆樓板的存在和直交次梁的約束作用，最終為梁端破壞。

（2）經(jīng)歷火災后，由于混凝土的高溫損傷，平面及空間節(jié)點的耗能能力均不如相應常溫節(jié)點。此外，由于現(xiàn)澆樓板的存在以及直交次梁的約束作用，空間試件CTRL-JS、JST 的滯回曲線比平面試件CTRL-J、JT更飽滿。

（3）火災使試件的剛度、強度等性能受到了不同程度的損傷。對于骨架曲線上升段斜率，在正向加載時，試件JST 和試件JT 相差不大；在反向加載時，試件JST 明顯大于試件JT，這主要是由于現(xiàn)澆樓板參與受力的原因，使試件JST 的剛度得到了較大提升。當荷載達到峰值荷載后，由于現(xiàn)澆樓板和直交次梁的存在，試件JST的承載力保持較好，水平強化段較為平緩，表現(xiàn)出了較好的延性；試件JT 的承載力降低較為明顯，延性不如試件JST。常溫試件也具有類似的特征。

（4）經(jīng)歷火災后，試件受到一定程度的損傷、表層混凝土爆裂，導致試件的承載力、延性系數(shù)降低，變形增大。混凝土的高溫損傷削弱了現(xiàn)澆樓板和直交次梁對空間節(jié)點承載力的貢獻，導致空間節(jié)點火災前后性能變化更加顯著。無論是常溫還是火災后試件，樓板和直交次梁的約束作用均提高了空間節(jié)點的變形性能。

（5）無論是空間節(jié)點還是平面節(jié)點，當位移一定時，火災后剛度均低于常溫節(jié)點。現(xiàn)澆樓板和直交次梁的存在，在不同程度上提高了常溫下和火災后試件的初始剛度，但對火災后試件的貢獻不大。試件CTRL-JS 初始剛度比試件CTRL-J 提高了170.46%，試件JST 初始剛度比試件JT 僅提高了6.53%。屈服前，試件CTRL-JS的剛度下降速率顯著高于試件CTRL-J；屈服后，兩者的剛度下降速率基本一致。對于火災后試件，兩者的剛度下降速率一直相差不大。

（6）當試件破壞時，試件JT 的累積耗能是試件CTRL-J 的60.31%，試件JST 的累積耗能是試件CTRL-JS的60.16%。這說明混凝土的高溫損傷使得空間及平面試件耗能能力降低。無論是常溫試件還是火災后試件，空間試件的累積耗能均是平面試件的1.39 倍。這說明現(xiàn)澆樓板的存在和直交次梁的約束作用，可以在一定程度上提高空間節(jié)點的耗能能力。