舒興平， 劉 陽， 張?jiān)偃A， 袁智深

(1 湖南大學(xué)土木工程學(xué)院鋼結(jié)構(gòu)研究所， 長沙 410082；2 湖南城市學(xué)院土木工程學(xué)院， 益陽 413000；3 中南林業(yè)科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 長沙 410004)

0 引言

當(dāng)下，我國正大力發(fā)展綠色裝配式建筑，尋求新型建造方式。預(yù)制的鋼筋混凝土梁柱之間采用裝配式節(jié)點(diǎn)進(jìn)行連接，比傳統(tǒng)現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)更為節(jié)能、環(huán)保。從力學(xué)性能和抗震性能來看，預(yù)應(yīng)力拼接式節(jié)點(diǎn)、后澆整體式節(jié)點(diǎn)的性能基本等同于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。由于工序復(fù)雜、施工困難等原因，后澆整體式節(jié)點(diǎn)一定程度上阻礙了裝配式建筑結(jié)構(gòu)的發(fā)展；預(yù)應(yīng)力拼接式節(jié)點(diǎn)則因操作復(fù)雜、濕作業(yè)工藝繁瑣，不利于高效快速裝配[1]。

頂?shù)捉卿撆c高強(qiáng)螺栓的連接是典型的梁柱節(jié)點(diǎn)半剛性干法連接，人工操作少、施工工藝流水化、現(xiàn)場進(jìn)行拼接時(shí)無需施焊。研究[2-3]認(rèn)為，頂?shù)捉卿撨B接變形好、耗能能力強(qiáng)；在節(jié)點(diǎn)連接處增設(shè)加勁肋后，會(huì)提高其承載力及剛度[4]。國內(nèi)外對該連接形式的理論分析及抗震性能研究較多[5-7]，王來等[6]研究了鋼框架柱與鋼梁上下翼緣之間加設(shè)角鋼的半剛性連接形式在循環(huán)荷載作用下的滯回曲線、延性和破壞模式等，試驗(yàn)結(jié)果表明這種連接形式使梁柱的內(nèi)力分布更加合理，具有良好的抗震性能。付芳等[7]研究了頂?shù)捉卿搶EC柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，試驗(yàn)結(jié)果表明頂?shù)捉卿撨B接PEC柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)抗震性能良好，滯回曲線飽滿。上述基于頂?shù)捉卿撗b配的梁柱連接多集中于純框架結(jié)構(gòu)和鋼混組合柱-鋼梁混合結(jié)構(gòu)，但針對鋼筋混凝土柱-鋼梁組成的RCS(reinforced concrete column-steel beam)混合框架梁柱節(jié)點(diǎn)研究較少。

由RCS混合框架結(jié)構(gòu)具有材料利用率高、成本低、施工速度快等優(yōu)點(diǎn)，從選材上具有合理性和經(jīng)濟(jì)性[8]。鋼筋混凝土柱較鋼柱有更好的穩(wěn)定性和耐久性；鋼梁截面小、自重輕、節(jié)省模板用量，可適用大跨度結(jié)構(gòu)。故作為混合框架中主要傳力部件的梁柱節(jié)點(diǎn)連接形式是研究的關(guān)鍵。目前國內(nèi)對RCS混合框架結(jié)構(gòu)體系的節(jié)點(diǎn)研究較少，楊建江等[9]設(shè)計(jì)了鋼梁上下翼緣穿過節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的鋼梁-鋼筋混凝土柱節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)，研究了節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和變形性能，得到不同構(gòu)造措施下的節(jié)點(diǎn)極限承載力公式和受剪承載力計(jì)算公式；毛煒烽等[10]研究了鋼梁和鋼筋混凝土柱間采用螺栓和端板連接的新型混合節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

本文以實(shí)際工程應(yīng)用為背景，參照頂?shù)捉卿摵透邚?qiáng)螺栓的連接形式，制定了鋼筋混凝土柱-鋼梁邊節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造和試驗(yàn)方案，本文研究對象為RCS混合干法框架結(jié)構(gòu)體系(圖1)中的梁柱邊節(jié)點(diǎn)。

圖1 RCS混合干法框架結(jié)構(gòu)體系

1 邊節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

圖2為RCS混合干法框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)構(gòu)造圖、圖3為RCS混合干法框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)構(gòu)造圖。具體做法為：柱端高強(qiáng)螺栓與90°彎折鋼筋在工廠進(jìn)行雙面焊接，放入到待綁扎鋼筋籠中。成為一個(gè)整體后支側(cè)模固定柱端高強(qiáng)螺栓的位置，再支其余的模具，最后進(jìn)行澆筑養(yǎng)護(hù)。整個(gè)節(jié)點(diǎn)區(qū)的構(gòu)造為：事先預(yù)埋在柱中的柱端高強(qiáng)螺栓與鋼筋混凝土柱相連；角鋼與柱端高強(qiáng)螺栓相連，型鋼梁與角鋼通過梁端高強(qiáng)螺栓相連。

圖2 RCS混合干法框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)構(gòu)造圖

圖3 RCS混合干法框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)核心區(qū)構(gòu)造圖

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)及制作

設(shè)計(jì)制作了3個(gè)梁柱連接節(jié)點(diǎn)的單調(diào)加載試件，編號為BAS-1，BAS-2，BAS-3；3個(gè)梁柱連接節(jié)點(diǎn)的循環(huán)加載試件，編號為CBAS-0，CBAS-1，CBAS-2。根據(jù)框架結(jié)構(gòu)的反彎點(diǎn)位置設(shè)計(jì)梁試件長1.5m，柱試件長3m。角鋼通過10.9級M20摩擦型高強(qiáng)螺栓分別與混凝土柱和鋼梁進(jìn)行連接。在試驗(yàn)開始前，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)中的建議對高強(qiáng)螺栓施加155kN預(yù)緊力。試件尺寸及相關(guān)參數(shù)見表1，其中bc為混凝土柱邊長；t為角鋼厚度。節(jié)點(diǎn)的基本構(gòu)造圖如圖4所示。

試件尺寸及相關(guān)參數(shù) 表1

圖4 節(jié)點(diǎn)基本構(gòu)造圖

圖5、圖6為柱端高強(qiáng)螺栓與90°彎折鋼筋焊接的大樣圖與工廠加工圖?；炷林鶅?nèi)配有420的縱筋以及8@100的箍筋，核心區(qū)采取柱端高強(qiáng)螺栓與彎折鋼筋焊接的錨固措施。彎折鋼筋與高強(qiáng)螺栓采同一直徑雙面焊，焊縫長度為240mm，彎折端長度為400mm，滿足錨固長度，焊接工作全部在工廠完成?；炷疗骄⒎襟w試塊強(qiáng)度為31.7MPa，其余各試件材料試驗(yàn)結(jié)果見表2。

圖5 柱端高強(qiáng)螺栓與彎折鋼筋焊接的大樣圖

圖6 混凝土柱核心區(qū)工廠加工圖

2.2 加載裝置與加載方案

RCS混合干法框架梁柱邊節(jié)點(diǎn)中所需試件委托某房屋科技有限公司加工，試驗(yàn)在湖南城市學(xué)院結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室開展。由兩個(gè)反力架組成了邊節(jié)點(diǎn)的加載設(shè)備，如圖7所示。加載時(shí)柱處于豎立狀態(tài)，柱頂和柱底分別由反力架1和地槽固定；地槽和連接板固定60t電伺服作動(dòng)器；反力架2與短橫梁及斜支撐構(gòu)成柱的側(cè)向支撐。為確保柱頂部與底部只發(fā)生軸向變形，柱頂部通過螺桿與柱側(cè)向支撐連接。試驗(yàn)的鋼筋混凝土柱軸向力通過千斤頂施加，軸壓比為0.25；梁端的豎向力通過60t電液伺服作動(dòng)器施加。

材性試驗(yàn)結(jié)果 表2

圖7 加載裝置示意圖

試驗(yàn)采用梁端加載的方式，計(jì)算簡圖如圖8所示。首先保持恒定，在柱頂施加321kN豎向荷載。然后由豎向作動(dòng)器在梁端施加豎向荷載。單調(diào)加載采用位移控制，彈性階段按2mm的幅值進(jìn)行加載，進(jìn)入塑性階段后按3mm→4mm→5mm的幅值進(jìn)行加載。循環(huán)加載同樣采用位移控制方法，加載過程分兩階段進(jìn)行：彈性階段，位移按6mm的級差進(jìn)行一次反復(fù)加載；進(jìn)入塑性階段后，每級加載進(jìn)行兩次反復(fù)循環(huán)。當(dāng)荷載下降至最大荷載的85%時(shí)或遠(yuǎn)超于規(guī)范限定的最大層間位移角時(shí)終止試驗(yàn)，循環(huán)加載制度見圖9。

圖8 試驗(yàn)加載計(jì)算簡圖

圖9 循環(huán)加載制度

2.3 測點(diǎn)布置與量測內(nèi)容

圖10為試件的位移計(jì)測點(diǎn)布置圖。其中hcf，hbf，lc分別為位移計(jì)D1和D2，D3和D4，D5和D6之間的距離；lb為鋼梁的長度。在試件節(jié)點(diǎn)區(qū)柱端布置水平位移計(jì)D1，D2，由其測得的u1，u2表示梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的變形；在梁端布置豎向位移計(jì)D3，D4，由其測得的u3，u4表示節(jié)點(diǎn)梁端的轉(zhuǎn)角[11]；在柱的上下端布置百分表D5，D6，由其測得的u5，u6表示裝置的剛體轉(zhuǎn)動(dòng)。電液伺服加載系統(tǒng)可采集梁端荷載P和位移Δ。注意在使用之前對各儀器分別進(jìn)行標(biāo)定。根據(jù)試驗(yàn)中的所測得的u1，u2，u3，u4可得節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角θr，即：

圖10 位移測點(diǎn)布置圖

(1)

圖11 梁柱相對轉(zhuǎn)角示意圖

3 單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果及分析

單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果 表3

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

對于BAS-1，BAS-2，BAS-3，在加載開始階段，試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均呈直線，試件處于彈性階段，混凝土柱沒有出現(xiàn)明顯裂紋。如圖12(b)所示，隨著荷載的增加，BAS-2頂角鋼與鋼梁共同作用，受拉側(cè)頂角鋼與混凝土柱之間產(chǎn)生微小縫隙。隨著彎矩的增大，梁上端頂角鋼短肢靠近柱端螺栓高度處出現(xiàn)第一條裂縫。

圖12 單調(diào)加載試件破壞形態(tài)

隨著梁端荷載的增加，BAS-1，BAS-3角鋼與梁上翼緣之間逐漸頂緊，當(dāng)摩擦力達(dá)到一定值后，梁端荷載突然下降，角鋼與梁表面發(fā)生輕微滑動(dòng)，判斷此時(shí)角鋼與鋼梁間發(fā)生滑移，但高強(qiáng)螺栓變形不明顯(圖12(a)，(c))。隨著BAS-1加載位移增大至43mm，BAS-3加載位移增大至57mm，梁端荷載逐漸回升，鋼梁上翼緣和頂?shù)捉卿摷觿爬咭来吻露酥饾u出現(xiàn)每隔100mm的貫通裂縫(圖12(j))，柱上端角鋼處依次出現(xiàn)幾條斜裂縫(圖12(k))。隨著BAS-1加載位移增大至140mm、BAS-3加載位移增大至147mm，梁端荷載逐漸增大，頂角鋼短肢、長肢及柱端高強(qiáng)螺栓墊片處出現(xiàn)明顯的彎曲(圖12(g)，(h)，(i))。最終層間位移角為0.1rad(圖12(d)，(f))，柱端高強(qiáng)螺栓處匯集大量裂縫，終止加載。

隨著加載位移增大，BAS-2梁端荷載逐漸增大，鋼梁及頂?shù)捉卿摷觿爬咭来吻?，柱上下端依次出現(xiàn)細(xì)小裂縫。試件進(jìn)入塑性階段，裂縫延伸并增多，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)一條斜裂縫；位移加載至85mm時(shí)，梁端荷載為116kN，明顯的彎曲出現(xiàn)在其短肢、長肢以及柱端高強(qiáng)螺栓墊片處。隨時(shí)加載位移繼續(xù)增加，柱端高強(qiáng)螺栓處匯集大量裂縫(圖12(l))；加載至90.5mm時(shí)，試件發(fā)出“砰”的聲響，梁端荷載瞬間降低至63.2kN，此時(shí)頂角鋼處混凝土少量剝落，導(dǎo)致頂角鋼連接柱端高強(qiáng)螺栓處的節(jié)點(diǎn)試件暴露在混凝土柱外(圖12(e))，此時(shí)終止加載。

在試驗(yàn)過程中，隨著梁端加載位移增大，鋼梁及頂?shù)捉卿撘来吻?，混凝土柱的損傷現(xiàn)象僅發(fā)生在節(jié)點(diǎn)域。

(1)從圖12(j),(h),(i)中可以得出：當(dāng)連接處發(fā)生破壞時(shí)，頂角鋼的短肢發(fā)生較大的變形，長肢與鋼梁的上翼緣發(fā)生不同程度的鼓曲，而混凝土柱僅相繼出現(xiàn)斜裂縫和相隔100mm細(xì)小貫通裂縫，為正常使用狀態(tài)裂縫。此時(shí)梁柱及角鋼連接件均未達(dá)到極限承載力，可繼續(xù)承載；

(2)未發(fā)生滑移的試件加載至混凝土柱破壞前，梁端彎矩已達(dá)到抗彎承載力設(shè)計(jì)值，此時(shí)混凝土柱并未發(fā)生明顯破壞。當(dāng)加載至混凝土柱承載力極限值時(shí)，鋼梁及頂?shù)捉卿摼M(jìn)入塑性階段，混凝土柱出現(xiàn)了較大的裂縫。因此，本文提出的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造較為合理，能充分發(fā)揮材料的受力性能。

綜上所述：拉壓力按圖13所示方向進(jìn)行傳遞[12]。梁端荷載通過高強(qiáng)螺栓傳遞到受拉角鋼長肢時(shí)，沿加勁肋進(jìn)行傳遞。傳遞到角鋼短肢時(shí)，由于應(yīng)力改變了方向，角鋼短肢受到了平面外的拉力作用。故角鋼長肢彎曲程度較小，角鋼短肢屈曲被拉離柱表面。從試驗(yàn)現(xiàn)象中也可以得出相應(yīng)結(jié)論。故梁端荷載的傳力途徑為：鋼梁—高強(qiáng)螺栓—頂?shù)捉卿摚诟鞑考浞质芰?，最終均傳至混凝土柱。角鋼及鋼梁彎曲明顯，混凝土柱出現(xiàn)不同程度的損傷。

圖13 應(yīng)力傳遞路徑

3.2 荷載-位移曲線

加載初期，試件的荷載-位移曲線呈線性變化，屈服后伴隨著滑移現(xiàn)象的產(chǎn)生，加載后期曲線會(huì)近似成一條直線。

由圖14(a)荷載-位移曲線可知：位移增速隨荷載的增加而逐漸加快；由于BAS-2梁端螺栓排數(shù)大于BAS-1，BAS-3梁高大于BAS-1，分析表3結(jié)果可知，梁端螺栓排數(shù)的提高以及梁高的增大可以避免或延遲螺栓發(fā)生滑移，同時(shí)對節(jié)點(diǎn)的承載力分別提高了39.4%和37.4%。

圖14 單調(diào)加載試件試驗(yàn)曲線

3.3 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

由圖14(b)彎矩-轉(zhuǎn)角曲線可知：各個(gè)試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線在初始加載階段均呈線性發(fā)展。在不考慮滑移的情況下，加載后期均呈現(xiàn)近似為一條直線的塑性發(fā)展階段。根據(jù)幾何作圖法[13]得出屈服荷載對應(yīng)的彎矩為節(jié)點(diǎn)抗彎承載力My，極限荷載對應(yīng)的彎矩為節(jié)點(diǎn)的極限抗彎承載力Mu[14-15]；從試驗(yàn)實(shí)測的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線中得到曲線初始線性部分的斜率為初始剛度Kj,ini，節(jié)點(diǎn)在單調(diào)加載下的極限轉(zhuǎn)角θju[16-17]為加載至混凝土柱破壞或因梁轉(zhuǎn)動(dòng)過大破壞時(shí)的轉(zhuǎn)角，單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果見表3。

由表3結(jié)果可知，節(jié)點(diǎn)構(gòu)造形式會(huì)對節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力、極限抗彎承載力造成一定影響。BAS-2的抗彎承載力隨著梁端螺栓排數(shù)的增加相較于BAS-1增加了39.4%，極限抗彎承載力增加了3%。這是由于BAS-1在加載過程當(dāng)中發(fā)生了滑移，滑移之后的一段時(shí)間內(nèi)，荷載先下降后逐步回升，同時(shí)位移較荷載增長較快，導(dǎo)致抗彎承載力降低。

由此得出：梁端螺栓排數(shù)的增加對極限承載力的影響較大，可避免滑移現(xiàn)象的產(chǎn)生，充分發(fā)揮節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力；BAS-3的抗彎承載力隨著梁高的增加相較于BAS-1的增加了37.4%，極限抗彎承載力增加了32.5%。這是由于梁高的增加使得力矩增大，梁端螺栓的滑移荷載隨之提高，同時(shí)抗彎承載力和極限抗彎承載力都有所增大。

3.4 節(jié)點(diǎn)剛度分析

由試驗(yàn)結(jié)果可知，BAS-2的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度相較于BAS-1增加了13%，BAS-3的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度相較于BAS-1增加了28%，證明初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度與梁端螺栓排數(shù)和梁高有關(guān)，且梁高的改變對初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響較大。對于BAS-2，由于節(jié)點(diǎn)處混凝土的大塊剝落使得節(jié)點(diǎn)無法繼續(xù)承載，荷載迅速下降，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)的極限轉(zhuǎn)角與BAS-1，BAS-3相比較小。

為考察節(jié)點(diǎn)是否屬于半剛性連接，參考?xì)W洲規(guī)范EN 1993-1-8[18]中按剛度分類的方法對本次試驗(yàn)的3個(gè)試件進(jìn)行分類。如圖15所示，試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)按有無側(cè)移框架的分類標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行劃分，BAS-1，BAS-2，BAS-3均屬于半剛性節(jié)點(diǎn)。

圖15 節(jié)點(diǎn)剛度評價(jià)

4 循環(huán)加載試驗(yàn)結(jié)果及分析

循環(huán)加載試驗(yàn)結(jié)果 表4

4.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

CBAS-0，CBAS-2最終加載至混凝土柱破壞，CBAS-1加載至滑移破壞。

CBAS-0加載至第8圈(加載位移為42mm)時(shí)，梁端荷載突然下降(由69kN下降至65.1kN)，判斷此時(shí)角鋼與鋼梁間發(fā)生滑移；滑移后一段時(shí)間內(nèi)，梁端荷載在呈遞減趨勢，斜裂紋按長度擴(kuò)展，并且核心區(qū)域出現(xiàn)很多細(xì)小的裂縫；加載至第14圈(加載位移為90mm)時(shí)，梁端荷載為-71.4kN，此時(shí)柱下端東西面從底角鋼高強(qiáng)螺栓高度處開始每隔100mm出現(xiàn)一條裂縫；繼續(xù)加載，鋼梁及頂?shù)捉卿摼M(jìn)入塑性變形階段。柱上、下端高強(qiáng)螺栓處匯集大量裂縫，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)也出現(xiàn)多條斜裂縫，最寬處達(dá)5mm，此時(shí)混凝土柱破壞，試件終止加載(圖16(a)，(b))。

CBAS-1加載至第6圈(加載位移為30mm)時(shí)，梁端荷載由79kN下降至69.1kN，判斷此時(shí)角鋼與鋼梁發(fā)生滑移；滑移后一段時(shí)間內(nèi)，梁端荷載呈遞減趨勢，核心區(qū)新出很多細(xì)小裂縫；試件破壞階段，由于滑移導(dǎo)致的荷載下降值過大，故在加載位移增大時(shí)，梁端荷載增大幅度很小，當(dāng)位移加載至-55mm時(shí)，梁端荷載為-54.1kN，此時(shí)柱裂縫不明顯，梁端荷載已下降至85%，試件終止加載，如圖16(c)所示。

CBAS-2位移加載至第10圈(加載位移為55mm)時(shí)，梁端荷載為108.7kN；當(dāng)位移加載至第12圈(加載位移為70mm)時(shí)，梁端荷載為96.8kN；當(dāng)位移加載至第12圈(加載位移為-70mm)時(shí)，梁端荷載為-85.6kN，荷載下降至上一級荷載的85%。此時(shí)鋼梁及頂?shù)捉卿摼M(jìn)入塑性階段，柱上下端高強(qiáng)螺栓處匯集大量裂縫，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)也出現(xiàn)多條斜裂縫，最大裂縫寬度達(dá)到5mm，混凝土柱破壞，試件終止加載(圖16(d)，(e))。

圖16 循環(huán)加載試件破壞形態(tài)

4.2 滯回曲線

循環(huán)荷載試件試驗(yàn)曲線如圖17所示，結(jié)果對比見表4。

由圖17(a)可知，CBAS-0,CBAS-1的滯回曲線呈反S形，說明發(fā)生了滑移。加載至柱破壞的CBAS-0較發(fā)生滑移破壞的CBAS-1滯回曲線飽滿，延性和耗能也較好；CBAS-2的滯回曲線呈弓形，曲線較飽滿，節(jié)點(diǎn)具有良好的耗能能力和較強(qiáng)的塑性變形能力。由表4和圖17(a)可知，未產(chǎn)生滑移CBAS-2的節(jié)點(diǎn)荷載較滑移CBAS-0，CBAS-1的節(jié)點(diǎn)荷載分別提高了58%，48.2%，曲線較飽滿。

圖17 循環(huán)加載試件試驗(yàn)曲線

由表4和圖17(b)，(c)可知，CBAS-0，CBAS-1都發(fā)生了滑移，其彎矩承載力分別較CBAS-2降低36.7%，32.5%；CBAS-2的初始剛度、峰值彎矩Mmax、極限彎矩Mu都有所增加，而節(jié)點(diǎn)的極限轉(zhuǎn)動(dòng)能力較發(fā)生滑移的CBAS-0，CBAS-1分別降低了42%，14.3%，說明梁端螺栓的排數(shù)以及梁高的改變會(huì)決定該節(jié)點(diǎn)的性能是否充分發(fā)揮。

4.3 耗能能力

試件的耗能能力包含兩個(gè)指標(biāo)：能量耗散系數(shù)E、等效黏滯阻尼系數(shù)he。根據(jù)試件所得到的滯回曲線，通過式(2),(3)，可分別計(jì)算出各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)he和能量耗散系數(shù)E：

(2)

E=2πhe

(3)

耗能指標(biāo)計(jì)算結(jié)果見表5，計(jì)算示意圖見圖18。E作為耗能指標(biāo)之一，其大小決定著耗能能力的強(qiáng)弱。通過計(jì)算結(jié)果可知：1)CBAS-1耗能相較于CBAS-2降低了54.4%；2)CBAS-0截面相較于CBAS-1有所增大，節(jié)點(diǎn)耗能能力有所增強(qiáng)。

各試件的耗能指標(biāo)計(jì)算結(jié)果 表5

圖18 耗能能力計(jì)算示意圖

4.4 剛度退化

常用K-S曲線來反映加載過程中試件的剛度衰減情況。

(4)

式中Pji和uji分別為第j次加載位移時(shí)，第i次加載峰值點(diǎn)的荷載值和位移值。

試件的剛度退化曲線如圖19所示。初期隨著加載過程，剛度均勻退化，接近屈服荷載時(shí)曲線逐漸趨于平緩。通過試件CBAS-1，CBAS-2的剛度退化曲線對比可知，兩個(gè)試件的剛度退化曲線在加載初期基本重合且趨勢一致。由此可知，在梁端螺栓排數(shù)增加時(shí)，對于連接節(jié)點(diǎn)的剛度影響較小。加載中期CBAS-1的荷載突然發(fā)生大幅度的下降，是由于節(jié)點(diǎn)發(fā)生了螺栓滑移。在進(jìn)入屈服階段后，位移增加速度較剛度退化速度快，最終趨于平緩；對比CBAS-0，CBAS-2的剛度退化曲線可以得出：初始剛度對于兩組試件確實(shí)存在很大差異，但由于兩組試件的破壞模式相同，故剛度退化曲線是趨勢一致的，且較發(fā)生滑移破壞的CBAS-1剛度退化曲線更均勻。

圖19 剛度退化曲線

4.5 節(jié)點(diǎn)延性

通常采用位移延性系數(shù)μ來判斷試件屈服后變形的能力：μ=Δu/Δy來衡量各試件的變形能力。

試件移延性系數(shù)結(jié)果匯總見表6，可知μ≥2，該節(jié)點(diǎn)延性較好。CBAS-2位移延性系數(shù)雖較低，但高于傳統(tǒng)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)2.0的要求。原因?yàn)榱憾寺菟ㄅ艛?shù)增多，破壞為混凝土柱破壞。

試件位移延性系數(shù) 表6

5 結(jié)論

(1)節(jié)點(diǎn)的初始剛度、抗彎承載力、極限抗彎承載力與節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造形式有關(guān)。節(jié)點(diǎn)梁端螺栓排數(shù)的增加會(huì)使節(jié)點(diǎn)的初始剛度增大，對極限承載力的影響較小，但可以避免發(fā)生滑移，使節(jié)點(diǎn)充分發(fā)揮抗彎承載力；梁高的增加對初始剛度影響相對較大，同時(shí)也會(huì)延遲梁端螺栓發(fā)生滑移，進(jìn)而提高節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力。

(2)梁端螺栓的排數(shù)與混凝土截面的尺寸會(huì)導(dǎo)致不同的破壞模式，從而表現(xiàn)出不同的耗能能力。加載至柱破壞的節(jié)點(diǎn)比發(fā)生滑移破壞的節(jié)點(diǎn)耗能低，但均大于現(xiàn)澆鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)的耗能能力。

(3)RCS混合干法框架梁柱連接節(jié)點(diǎn)屬于典型半剛性連接。節(jié)點(diǎn)的延性較好，隨著梁端螺栓排數(shù)增多，位移延性系數(shù)降低，但均高于傳統(tǒng)現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)位移延性系數(shù)2.0的要求。