覃健桂，潘建榮,2，王湛,2，王鵬，李彬

(1. 華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州，510640；2. 華南理工大學(xué)亞熱帶建筑科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東廣州，510640)

在鋼結(jié)構(gòu)建筑中，梁柱連接節(jié)點(diǎn)的性能對(duì)鋼框架有較大的影響[1?3]。梁柱連接節(jié)點(diǎn)的形式有端板連接[4?6]、T 型件連接[7?9]、角鋼連接[10?12]及焊接連接[13?15]等。對(duì)于柱子采用H型鋼的空間節(jié)點(diǎn)，其弱軸方向的連接主要有將梁直接連接于柱腹板上以及將梁連接于柱翼緣的連接板上這2種連接方式。

對(duì)于在弱軸方向?qū)⒘哼B接于柱腹板的空間節(jié)點(diǎn)，韓冬等[9]設(shè)計(jì)了一組T型件連接節(jié)點(diǎn)，COSTA等[6]設(shè)計(jì)了一組端板連接節(jié)點(diǎn)，其研究結(jié)果表明在弱軸作用下柱腹板發(fā)生較大面外變形，影響了節(jié)點(diǎn)的受力性能。對(duì)于弱軸梁連接于柱翼緣上的連接板的節(jié)點(diǎn)，LOUREIRO等[5]設(shè)計(jì)了一組端板連接空間節(jié)點(diǎn)，并在梁端施加單調(diào)荷載，發(fā)現(xiàn)弱軸連接構(gòu)造使得節(jié)點(diǎn)剛度顯著提高；CABRERO 等[7]設(shè)計(jì)了一組T型件連接節(jié)點(diǎn)，通過在梁端施加單調(diào)荷載以研究節(jié)點(diǎn)的靜力學(xué)性能，結(jié)果表明該類節(jié)點(diǎn)有較好的力學(xué)性能，但未對(duì)節(jié)點(diǎn)在低周往復(fù)荷載下的抗震性能進(jìn)行分析。

在傳統(tǒng)的節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究中，學(xué)者們采用梁端加載的方式研究節(jié)點(diǎn)在豎向載荷下的變形，而GB 50017—2017“鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)”[16]中使用層間位移角來控制結(jié)構(gòu)水平方向變形。何嘉年等[17]的研究表明，節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度對(duì)結(jié)構(gòu)抗側(cè)性能有較大影響，因而對(duì)于實(shí)際結(jié)構(gòu)，應(yīng)考慮其水平荷載作用下節(jié)點(diǎn)的抗側(cè)性能。韓冬等[9]采用了柱頂加載的方式研究節(jié)點(diǎn)在水平荷載下的受力性能，發(fā)現(xiàn)柱頂加載的方式更符合實(shí)際工程，能合理反映節(jié)點(diǎn)的實(shí)際受力狀況。

本文通過設(shè)置弱軸連接板來模擬空間連接節(jié)點(diǎn)，在柱頂施加水平低周往復(fù)荷載來研究節(jié)點(diǎn)的耗能性能、初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、延性以及不同構(gòu)造下的破壞模式，并利用有限元分析來研究節(jié)點(diǎn)的受力機(jī)理，以期為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)研究

對(duì)于空間連接節(jié)點(diǎn)，柱子強(qiáng)軸方向以及弱軸方向均有梁連接，考慮到將梁連接于腹板的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造易破壞柱腹板從而影響節(jié)點(diǎn)性能，因此，本文針對(duì)如圖1所示的空間連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究。

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)6個(gè)梁柱連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，梁和柱的截面高度×截面寬度×腹板厚度×翼緣厚度分別為300 mm×200 mm×8 mm×12 mm和300 mm×300 mm×10 mm×15 mm，T型連接件的截面寬度×截面長(zhǎng)度×腹板厚度×翼緣厚度為250 mm×200 mm×10 mm×16 mm，其中梁長(zhǎng)1 500 mm，柱高2 100 mm。為了研究強(qiáng)軸連接節(jié)點(diǎn)與弱軸連接節(jié)點(diǎn)性能的差異及弱軸連接構(gòu)造對(duì)強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)性能的影響，本文通過改變節(jié)點(diǎn)的連接構(gòu)造來研究T型件連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，具體試件參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

節(jié)點(diǎn)采用10.9 級(jí)M20 螺栓連接，梁、柱以及連接件均采用Q345 鋼材，連接形式如圖2 所示。試件Ma-S-16及Ma-C-16連接形式如圖2(a)所示(邊柱僅安裝1 根側(cè)梁)，試件Mi-S-16，Mi-S-12 及Mi-C-16連接形式如圖2(b)所示(邊柱僅安裝1根側(cè)梁)，試件Ma-S-0連接形式如圖2(c)所示。

圖2 試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)連接形式Fig.2 Construction of test connections

T型件上螺栓位置布置如圖3所示。

圖3 T型件螺栓布置Fig.3 Bolt position of T-stub

1.2 荷載加載制度及測(cè)量方法

采用MTS電液式伺服加載系統(tǒng)的作動(dòng)器(簡(jiǎn)稱MTS作動(dòng)器)在柱頂施加水平荷載，模擬分析結(jié)構(gòu)在水平荷載作用下的節(jié)點(diǎn)響應(yīng)，同時(shí)在梁端通過兩端鉸接的連接桿進(jìn)行連接，并利用連接桿中的拉壓傳感器測(cè)量梁端荷載，具體加載裝置如圖4所示。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading setup

試驗(yàn)先在柱頂施加豎向荷載(軸壓比為0.3)，然后通過MTS 作動(dòng)器向柱頂施加低周往復(fù)的水平荷載，水平荷載全程由位移控制，具體加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度Fig.5 Loading process

為了準(zhǔn)確測(cè)量節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角，本次試驗(yàn)的具體測(cè)量方案如圖6所示，圖中D1～D6為位移計(jì)編號(hào)。

基于圖6所示的測(cè)量方案，節(jié)點(diǎn)彎矩M、轉(zhuǎn)角θ可由式(1)～(6)計(jì)算得到。

圖6 位移測(cè)量方案Fig.6 Measurement scheme of displacement

式中：F為圖4所示梁端拉壓傳感器測(cè)得的梁端荷載；L為梁端荷載到柱翼緣距離；θ1和θ2分別為梁、柱的相對(duì)轉(zhuǎn)角和柱剪切域的位移角；Hb和Hc為表示梁和柱的截面高度；ui為梁和柱相對(duì)位移，i=1，2，3，4，對(duì)應(yīng)圖6中編號(hào)為D1～D4的位移計(jì)測(cè)得的位移；u5和u6分別對(duì)應(yīng)圖6中編號(hào)為D5和D6的位移計(jì)測(cè)得的位移；a為柱剪切域?qū)蔷€長(zhǎng)度；b為柱剪切域?qū)蔷€長(zhǎng)度變化值。

1.3 試件破壞模式

由于節(jié)點(diǎn)為螺栓連接節(jié)點(diǎn)，在加載的中后期，梁翼緣與T型件腹板之間存在明顯滑移，在加載過程中會(huì)不斷發(fā)出“咔咔”響聲并伴隨較大的震動(dòng)，如圖7所示。

圖7 加載過程中構(gòu)件滑移Fig.7 Component slip during loading

本次試驗(yàn)研究的試件破壞模式有螺栓拉斷(破壞模式1)、T 型件翼緣與腹板連接處斷裂(破壞模式2)以及弱軸連接板處破壞(破壞模式3)這3 種，其中弱軸連接板破壞又可分為連接板與柱翼緣焊接處拉斷(破壞模式3a)及連接板與梁翼緣連接處剪切破壞(破壞模式3b)，具體如圖8所示。

由于各節(jié)點(diǎn)構(gòu)造不同，不同節(jié)點(diǎn)的破壞形式并不單獨(dú)存在，而是以其中一種或者幾種破壞模式存在，試件的具體破壞模式如表2所示。

表2 試件破壞模式Table 2 Failure modes of connections

節(jié)點(diǎn)的破壞模式受到節(jié)點(diǎn)組件的邊界條件影響，設(shè)置弱軸連接板后可明顯改變柱子與T型件連接部分的邊界條件，如圖9所示。由圖9可見：普通強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)由柱腹板與柱翼緣形成T型件；設(shè)置了弱軸連接板后，強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)的柱翼緣由于受到兩側(cè)連接板的約束作用而形成E型件，因而，該處柱翼緣面外剛度較大；弱軸節(jié)點(diǎn)由弱軸連接板與柱翼緣形成C型件，中間螺栓作用處面外剛度較小。

圖9 節(jié)點(diǎn)柱與T型件連接處的邊界條件Fig.9 Boundary conditions at the connection of column and T-stub

綜合節(jié)點(diǎn)組件邊界條件的改變與節(jié)點(diǎn)破壞模式的關(guān)系可得出以下結(jié)論。

1)節(jié)點(diǎn)連接板的面外剛度越小，螺栓外側(cè)板產(chǎn)生的撬力越大[18]。相對(duì)于Ma-S-16試件，Ma-S-0試件由于無弱軸連接板對(duì)柱翼緣約束而使得該柱翼緣面外變形剛度相對(duì)較小，因而，節(jié)點(diǎn)的螺栓拉斷破壞時(shí)T型件產(chǎn)生的裂縫比Ma-S-16試件的更大。同樣，Mi-S-12 試件的螺栓比Mi-C-16 試件的螺栓先破壞，Mi-C-16 試件的螺栓比Ma-C-16 試件的螺栓先破壞。

2)中柱節(jié)點(diǎn)(Ma-C-16 試件)和邊柱節(jié)點(diǎn)(Ma-S-16 試件)均在T 型件翼緣與腹板連接處產(chǎn)生較大裂縫，二者破壞模式的區(qū)別主要為Ma-S-16試件螺栓拉斷，Ma-C-16 試件柱子剪切域(柱腹板上下加勁肋間區(qū)域)發(fā)生剪切破壞。這是因?yàn)橹兄?jié)點(diǎn)受到兩側(cè)梁的約束作用使得該節(jié)點(diǎn)柱的剪切域產(chǎn)生較大剪切變形，因而，其內(nèi)側(cè)撬力較小。

3)Mi-S-16試件的弱軸連接板與柱翼緣焊接處拉斷破壞，而Mi-C-16 試件及Mi-S-12 試件的連接板未發(fā)生破壞，這表明Mi-S-16試件的弱軸連接板焊縫強(qiáng)度不足。由于本次試驗(yàn)中對(duì)弱軸連接板與柱翼緣采用的是角焊縫焊接，因此，為了避免實(shí)際工程中出現(xiàn)類似問題，建議該處采用熔透焊接或在轉(zhuǎn)角處焊接角鋼以增加其連接處強(qiáng)度。

1.4 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.4.1 節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)的滯回曲線

節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)的滯回曲線如圖10 所示(其中，P為壓力，Δ為位移)。由圖10 可見節(jié)點(diǎn)滯回環(huán)比較飽滿，由于節(jié)點(diǎn)加載過程中存在滑移頓挫的現(xiàn)象，導(dǎo)致加載曲線不平滑。

圖10 節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)的滯回曲線Fig.10 Hysteretic curves of test connections

本文采用由滯回曲線計(jì)算得到的等效黏滯阻尼比來表征節(jié)點(diǎn)的耗能性能[19]，如圖11(a)所示。

式中：ζE為等效黏滯阻尼比；S1和S2分別為滯回環(huán)面積及等效面積。

不同試件等效黏滯阻尼比如圖11(b)所示。

圖11 試件等效黏滯阻尼比Fig.11 Equivalent viscous damping ratio of test connections

由圖11可看出：

1)各試件節(jié)點(diǎn)黏滯阻尼比為0.2～0.5，表明節(jié)點(diǎn)有較高的耗能性能。

2)Mi-C-16試件的黏滯阻尼比最小，約為0.2，這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)弱軸連接板剛度較小，節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度較小，在發(fā)生塑性變形后卸載時(shí)對(duì)應(yīng)的剛度較小，即S1較小。此外，節(jié)點(diǎn)主要變形及耗能集中于弱軸連接板，因而，Mi-C-16試件黏滯阻尼比相對(duì)較?。?/p>

3) Mi-S-16 試件黏滯阻尼比最大，約為0.5，這是因?yàn)樵摴?jié)點(diǎn)剛度較大，在發(fā)生塑性變形后卸載時(shí)對(duì)應(yīng)的剛度較大，即S1較大；此外，節(jié)點(diǎn)各個(gè)組件之間剛度分配恰當(dāng)，不會(huì)出現(xiàn)個(gè)別組件剛度較小的現(xiàn)象，使得各個(gè)組件共同參與耗能，因而，節(jié)點(diǎn)具有較高的耗能性能。

1.4.2 節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)的彎矩?轉(zhuǎn)角骨架曲線

通過梁端拉壓傳感器及節(jié)點(diǎn)處的位移傳感器計(jì)算得到的節(jié)點(diǎn)彎矩?轉(zhuǎn)角曲線的骨架曲線，如圖12所示。

圖12 節(jié)點(diǎn)加載試驗(yàn)的彎矩?轉(zhuǎn)角骨架曲線Fig.12 Moment?rotation skeleton curve of connection tests

從圖12 可以看出：受T 型件腹板與梁翼緣滑移的影響，節(jié)點(diǎn)彎矩轉(zhuǎn)角曲線有較明顯的抖動(dòng)，并且在加載的中后期曲線波動(dòng)長(zhǎng)期存在。

根據(jù)骨架曲線及PARK法[20]可計(jì)算節(jié)點(diǎn)的屈服彎矩及初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，如圖13所示。圖13中，Mu為極限彎矩；Rini為節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，可由式(8)計(jì)算得到；θy為屈服轉(zhuǎn)角；θu為極限轉(zhuǎn)角；θmax為最大轉(zhuǎn)角；α為彎矩折減系數(shù)，取0.7。

圖13 節(jié)點(diǎn)屈服彎矩及初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度計(jì)算示意圖[20]Fig.13 Diagram for calculating yield moment and initial rotational stiffness of connections[20]

節(jié)點(diǎn)延性可以表征節(jié)點(diǎn)屈服后繼續(xù)承載的能力，可由下式計(jì)算得到：

式中：μθ為節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)；θy為屈服轉(zhuǎn)角；θmax為最大轉(zhuǎn)角。節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能對(duì)比如表3所示。

表3 節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能對(duì)比Table 3 Mechanical behavior comparison of connections

由表3可知：

1) 相對(duì)于中柱節(jié)點(diǎn)，邊柱節(jié)點(diǎn)(Ma-S-16 試件相對(duì)于Ma-C-16 試件，Mi-S-16 試件相對(duì)于Mi-C-16 試件)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度約提高50%，這是因?yàn)橹兄?jié)點(diǎn)在兩側(cè)梁的作用下，柱子剪切域受到兩側(cè)同向彎矩作用而變形明顯，從而使得節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度明顯減小。相對(duì)于強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)，弱軸方向節(jié)點(diǎn)(Mi-S-16 試件相對(duì)于Ma-S-16 試件，Mi-C-16 試件相對(duì)于Ma-C-16 試件)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度有一定幅度提高，這是因?yàn)橹蛹羟杏蛟谌踺S方向抗側(cè)剛度由柱翼緣提供，明顯比強(qiáng)軸方向的柱腹板提供的抗側(cè)剛度大，但弱軸連接板的面外剛度較強(qiáng)軸方向柱翼緣的小。相對(duì)于沒有弱軸連接板的邊柱強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)，設(shè)置弱軸連接板后節(jié)點(diǎn)(Ma-S-16 試件相對(duì)于Ma-S-0試件)剛度提高約27%，表明弱軸連接板對(duì)于提高柱子剪切域抗側(cè)剛度以及柱翼緣的面外變形剛度有較大作用。此外，當(dāng)弱軸連接板的厚度由12 mm 增加到16 mm 時(shí)，弱軸邊柱節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度提高20%。

2)由于節(jié)點(diǎn)構(gòu)造及破壞模式相似，因此節(jié)點(diǎn)極限承載力相差不大，但Ma-C-16及Mi-S-12 試件承載力相對(duì)較低，這是因?yàn)镸a-C-16試件在柱子剪切域產(chǎn)生較大變形，且該節(jié)點(diǎn)在剪切域產(chǎn)生剪切破壞，因而其極限承載力較低；而Mi-S-12試件由于其弱軸連接板剛度較小，在加載過程中產(chǎn)生較大的撬力，使得螺栓受力更大而被拉斷破壞。

3) 本次試驗(yàn)的T 型件連接節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)均大于5，表明T 型連接節(jié)點(diǎn)延性性能較好。Mi-S-12試件延性系數(shù)最大，這是因?yàn)槿踺S連接板面外剛度較小，在節(jié)點(diǎn)組件屈服后仍有較大變形，節(jié)點(diǎn)延性性能較好。Mi-S-16試件延性系數(shù)最小，這是因?yàn)槿踺S焊接板焊縫強(qiáng)度不足，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)提前發(fā)生脆性破壞。

2 有限元模型構(gòu)建及受力機(jī)理分析

2.1 有限元建模

為了探究節(jié)點(diǎn)受力機(jī)理，采用ABAQUS 建立節(jié)點(diǎn)有限元模型進(jìn)行分析，根據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果得到的材料參數(shù)如表4所示。

表4 有限元模型材料參數(shù)Table 4 Material parameters of finite element model

為了使有限元模型與實(shí)際試驗(yàn)的邊界一致，柱頂僅約束其面外變形，柱底為鉸接，梁端為可轉(zhuǎn)動(dòng)及水平滑移的邊界條件。加載前，先在柱頂施加豎向荷載(軸壓比為0.3)，然后施加155 kN 螺栓預(yù)緊力，最后在柱頂施加水平荷載，采用位移控制(130 mm)。

有限元模型采用C3D8R 單元計(jì)算，并在應(yīng)力復(fù)雜的區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化以保證計(jì)算精度。模型網(wǎng)格劃分如圖14所示。

圖14 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.14 Meshing on finite element model

2.2 有限元模型驗(yàn)證

節(jié)點(diǎn)有限元結(jié)果及試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖15所示。從圖15 可以看出：試驗(yàn)得到的骨架曲線略高于有限元分析得到的骨架曲線。這是因?yàn)樵谠囼?yàn)加載過程中受到柱頂滑軌的摩擦力影響，但兩曲線基本重合，表明有限元模型能夠較好地反映實(shí)際試件的受力情況。

圖15 試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果對(duì)比Fig.15 Comparison of test and finite element analysis results

2.3 受力機(jī)理分析

由于節(jié)點(diǎn)撬力對(duì)節(jié)點(diǎn)組件的內(nèi)力分配有較大影響[21]，為此，利用有限元提取受拉T型件與柱相接觸表面的合力及接觸應(yīng)力，接觸面合力分為T型件內(nèi)側(cè)合力與外側(cè)合力，具體內(nèi)側(cè)、外側(cè)分區(qū)如圖16所示(本文提取合力不包括螺栓擠壓力影響區(qū)域的接觸力)，T 型件翼緣撬力隨彎矩的變化見圖17。此外，為了研究撬力分布情況，提取節(jié)點(diǎn)彎矩為150 kN·m 時(shí)各節(jié)點(diǎn)T 型件上的接觸應(yīng)力，如圖18所示。

圖16 接觸應(yīng)力提取位置示意圖Fig.16 Location diagram of extracted contact stress

圖17 T型件翼緣撬力?彎矩曲線Fig.17 Prying force?moment curves of T-stub flange

圖18 粱端彎矩為150 kN·m時(shí)接觸應(yīng)力分布圖Fig.18 Distribution of contact stress when bending moment of beam end is 150 kN·m

由圖17 可以看出：當(dāng)彎矩M≥150 kN·m 時(shí)，Ma-C-16試件的T型件內(nèi)側(cè)翼緣的撬力小于外側(cè)翼緣的撬力。這是因?yàn)橹羟杏蚣羟凶冃屋^大，使得T型件內(nèi)側(cè)翼緣的變形方向與撬力方向一致，從而減小了該處的撬力。Mi-S-12 試件的T 型件外側(cè)翼緣的撬力小于內(nèi)側(cè)翼緣的撬力。這是因?yàn)槿踺S連接板剛度較小，而該T型件因受到梁翼緣傳來的豎向剪力作用而受彎，導(dǎo)致內(nèi)側(cè)翼緣受壓，外側(cè)翼緣受拉。

由圖18(a)可以看出：試件的接觸應(yīng)力最大值在螺栓中線上(d=70 mm及d=180 mm)。由圖18(b)可以看出：當(dāng)梁端彎矩為150 kN·m時(shí)，節(jié)點(diǎn)的接觸應(yīng)力主要分布于螺栓外側(cè)(d>160 mm 及d<40 mm)，試件的T 型件翼緣在d<40 mm 處的接觸應(yīng)力略大于其在d>160 mm處的接觸應(yīng)力。這是因?yàn)門型件因受到梁翼緣傳來的豎向剪力作用而受彎，從而使得T型件內(nèi)側(cè)翼緣受壓，外側(cè)翼緣受拉。

3 結(jié)論

1) 設(shè)置弱軸連接板可使強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)(Ma-S-16 試件相對(duì)于Ma-S-0 試件)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度提高約27%，這是因?yàn)槿踺S連接板增加了柱子剪切域的抗剪剛度及柱翼緣面外變形剛度。

2) 邊柱節(jié)點(diǎn)相對(duì)于中柱節(jié)點(diǎn)(Ma-S-16 試件相對(duì)于Ma-C-16 試件，Mi-S-16 試件相對(duì)于Mi-C-16試件)，其初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度約提高50%，這是因?yàn)橹蛹羟杏蚴艿絻蓚?cè)梁同向彎矩影響而產(chǎn)生較大的剪切變形。弱軸方向節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度略高于強(qiáng)軸方向的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，這是因?yàn)橹蛹羟杏蛟谌踺S方向抗側(cè)剛度由柱翼緣提供，明顯高于強(qiáng)軸方向柱腹板的抗側(cè)剛度，但弱軸連接板面外剛度比強(qiáng)軸方向的柱翼緣的小，即強(qiáng)軸方向的柱子剪切域變形較大而柱翼緣面外變形小。

3) 在梁柱連接處，柱翼緣與柱腹板形成T 型件承受螺栓的面外拉力，而設(shè)置弱軸連接板后在該處則形成E型件，因而，該處柱翼緣面外剛度更大，導(dǎo)致試件破壞時(shí)有弱軸連接板的節(jié)點(diǎn)的T型件受拉開裂程度更小。

4)設(shè)置弱軸連接板的強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)在柱翼緣、柱腹板及弱軸連接板共同作用下形成的E型件剛度比弱軸節(jié)點(diǎn)的弱軸連接板與柱翼緣形成的C型件剛度大，因此，面外剛度較小的12 mm 弱軸連接板易產(chǎn)生較大撬力，導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)連接螺栓發(fā)生拉斷破壞；而有弱軸連接板的強(qiáng)軸節(jié)點(diǎn)的柱翼緣面外變形剛度較大，導(dǎo)致其產(chǎn)生的撬力相對(duì)較小，節(jié)點(diǎn)破壞為T型件拉壞。

5)對(duì)于弱軸連接板與柱翼緣的焊接連接，建議采用熔透焊接或采用角鋼等加強(qiáng)件，以保證該處焊接質(zhì)量，避免焊縫處拉開破壞。

6)T 型件連接節(jié)點(diǎn)黏滯阻尼比為0.2～0.5，因此，T型件連接節(jié)點(diǎn)有較高的耗能性能。

7)試驗(yàn)的T 型件連接節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)均大于5，表明T型連接節(jié)點(diǎn)延性性能較好。這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)的T 型件、柱翼緣等在屈服后仍有較大的塑性變形，同時(shí)T型件在加載后期與梁翼緣發(fā)生滑移，使得節(jié)點(diǎn)延性增大。