張玉芬，周金富，朱 戈，蔣宗昊

(1.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院，天津 300401； 2.中國(guó)聯(lián)合網(wǎng)絡(luò)通信有限公司北京市分公司，北京 100052; 3.北方工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，北京 100144)

0 引 言

復(fù)式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)是在2層或多層鋼管之間澆筑混凝土而成，能更好地發(fā)揮鋼管與混凝土在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下的協(xié)同作用[1]，使構(gòu)件的韌性和延性得以提高，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的承載力和耐久性，適合用在抗震設(shè)防烈度較高的地區(qū)[2-3]。在復(fù)式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)中，梁柱連接性能是影響結(jié)構(gòu)整體性能的主要因素，節(jié)點(diǎn)屬于結(jié)構(gòu)抗震中最為關(guān)鍵同時(shí)也是最為薄弱的環(huán)節(jié)。影響節(jié)點(diǎn)性能的因素很多，其中不同軸壓比下框架梁柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能差異較大，高軸壓比不僅導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)極限承載力降低，同時(shí)導(dǎo)致試件脆性性能逐漸增加，延性降低[4-5]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)高軸壓比下的抗震性能進(jìn)行了研究并取得了一定的成果。王鑫[6]對(duì)鋼骨方鋼管混凝土鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析，F(xiàn)ukumoto等[7]對(duì)鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)及理論分析的結(jié)果均得出，軸壓比過(guò)大時(shí)節(jié)點(diǎn)承載力下降速度加??；聶建國(guó)等[8]對(duì)分層鋼管混凝土加強(qiáng)環(huán)式節(jié)點(diǎn)抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，得出軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度及剛度退化均有顯著影響。Xu等[9]研究了軸壓比對(duì)鋼管混凝土外環(huán)板節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)的影響，對(duì)其進(jìn)行了彈塑性有限元分析，結(jié)果表明：低軸壓比對(duì)承載力的影響較?。浑S著軸壓比增加，承載力會(huì)降低，節(jié)點(diǎn)的破壞模式也會(huì)從梁端過(guò)渡到柱端。

由于復(fù)式鋼管混凝土柱優(yōu)異的力學(xué)性能[10-14]，柱承受的豎向荷載較大，而目前中國(guó)相關(guān)各規(guī)程對(duì)于復(fù)式鋼管混凝土柱則未予軸壓比限制。因此，高軸壓比下節(jié)點(diǎn)的抗震性能已經(jīng)成了衡量復(fù)式鋼管混凝土結(jié)構(gòu)性能的一項(xiàng)重要指標(biāo)，有必要進(jìn)行高軸壓比下節(jié)點(diǎn)的低周往復(fù)加載試驗(yàn)，從而得出復(fù)式鋼管混凝土柱高軸壓比下梁柱節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)、承載力及延性、耗能等規(guī)律。同時(shí)，鋼管混凝土外環(huán)板節(jié)點(diǎn)是目前研究較為成熟的一種節(jié)點(diǎn)形式[15-16]，具有剛度大、塑性性能好、承載力高、傳力可靠、抗震性能良好等優(yōu)點(diǎn)[17-19]，本文設(shè)計(jì)了3個(gè)復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁外環(huán)板節(jié)點(diǎn)試件，進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，分析高軸壓比下節(jié)點(diǎn)環(huán)板尺寸、錨固腹板加肋對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響并研究其在高軸壓比下的抗震性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文借鑒《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]和《鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程》[21]設(shè)計(jì)并制作3個(gè)十字形復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)試件，編號(hào)分別為SRJ1-1，SRJ1-2和SRJ3-1，梁柱線剛度比均為0.39，按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[22]抗彎承載力驗(yàn)算，屬于強(qiáng)柱弱梁型試件。節(jié)點(diǎn)試件柱總高為2 000 mm，梁總長(zhǎng)為3 700 mm。外鋼管為方鋼管，尺寸為250 mm×8 mm，內(nèi)鋼管為圓鋼管，尺寸為133 mm×6 mm。所有試件均采用H型鋼梁，尺寸為244 mm×175 mm×7 mm×11 mm。節(jié)點(diǎn)采用外環(huán)板連接形式，環(huán)板通過(guò)對(duì)接焊縫與鋼梁翼緣連接，節(jié)點(diǎn)部分的腹板連接板通過(guò)雙夾板與鋼梁腹板螺栓連接?？紤]到復(fù)式鋼管混凝土有內(nèi)圓鋼管的存在，因此復(fù)式鋼管混凝土外環(huán)板節(jié)點(diǎn)的傳力試件在外環(huán)板的基礎(chǔ)上設(shè)置了錨固腹板，即節(jié)點(diǎn)區(qū)腹板直接與內(nèi)鋼管焊接埋于內(nèi)外鋼管間混凝土中形成錨固腹板，其中試件SRJ1-2采用錨固腹板加肋形式。試件SRJ1-1和SRJ1-2外環(huán)板寬度為40 mm，SRJ3-1環(huán)板寬度為90 mm。在軸壓比的計(jì)算中，考慮了復(fù)式鋼管混凝土內(nèi)外鋼管的套箍作用，采用鋼管混凝土統(tǒng)一強(qiáng)度理論計(jì)算組合柱的軸壓組合強(qiáng)度，其中鋼材采用屈服強(qiáng)度，混凝土采用了強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，計(jì)算得出復(fù)式鋼管混凝土柱軸壓承載力[23]?？紤]到試驗(yàn)裝置的加載能力，柱豎向加載軸向力為2 400 kN，計(jì)算得軸壓比n=0.567。試件尺寸和幾何構(gòu)造見圖1，主要設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

1.2 材性試驗(yàn)

節(jié)點(diǎn)試件先進(jìn)行了鋼材焊接和組裝，然后在復(fù)式鋼管混凝土柱內(nèi)澆筑混凝土，澆筑同時(shí)制作了150 mm×150 mm×150 mm立方體試塊。通過(guò)抗壓試驗(yàn)得到混凝土立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu實(shí)測(cè)平均值為38.23 MPa。各鋼板屈服強(qiáng)度f(wàn)y和抗拉強(qiáng)度f(wàn)u的實(shí)測(cè)值見表2。

表1 試件基本參數(shù)Tab.1 Basic Parameters of Specimens

表2 鋼板材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test Results of Material Properties of Steel Plates

1.3 試驗(yàn)裝置和加載制度

試件采用柱端加載方式，水平往復(fù)荷載通過(guò)反力墻來(lái)施加，南北側(cè)平面內(nèi)豎向支撐與底座均為鉸支，加載裝置示意圖見圖2(a)。為防止鋼梁發(fā)生平面外的轉(zhuǎn)動(dòng)，在鋼梁兩側(cè)設(shè)置4個(gè)側(cè)向支撐架，如圖2(b)所示。試驗(yàn)開始后，為消除加載裝置初始缺陷的影響，試驗(yàn)開始時(shí)先施加設(shè)計(jì)值40%的軸向力后卸載1次，再持續(xù)加載至設(shè)計(jì)軸壓比n=0.567的軸力值并保持恒定，持荷5 min后在柱端按照加載制度施加往復(fù)荷載。正向加荷(推為正)→卸荷→反向加荷(拉為負(fù))→卸荷為一個(gè)循環(huán)加荷過(guò)程。

試驗(yàn)采用力和位移混合控制加載制度，屈服前采用荷載控制并分級(jí)加載，每級(jí)荷載約為50 kN，循環(huán)加載1次，當(dāng)荷載-位移曲線的斜率發(fā)生變化時(shí)認(rèn)為試件即將達(dá)到屈服，采用位移控制加載，取位移增量為5 mm，每級(jí)荷載循環(huán)2次，至試件破壞或荷載降至其峰值荷載的85%以下時(shí)終止試驗(yàn)。

1.4 測(cè)點(diǎn)布置和測(cè)量方案

試驗(yàn)過(guò)程中各試件實(shí)測(cè)物理量包括力、位移和應(yīng)變，為了便于比較，試件采取了相同的布置方案，柱端荷載-位移關(guān)系曲線通過(guò)擬靜力加載系統(tǒng)自動(dòng)收集。每個(gè)試件共布置8個(gè)位移傳感器，D2，D3位移傳感器位于節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，用于測(cè)量核心區(qū)剪切變形，D1，D5，D6，D8傳感器位于距離梁端1倍梁高的柱上，D4，D7距離梁端2倍梁高，D5，D6用于測(cè)量梁柱相對(duì)轉(zhuǎn)角，D1，D4，D7，D8用于測(cè)量柱端位移。節(jié)點(diǎn)核心區(qū)鋼管、鋼梁以及錨固腹板的應(yīng)變片及位移計(jì)的布置見圖3。

2 試驗(yàn)過(guò)程及現(xiàn)象

2.1 試件SRJ1-1

試件SRJ1-1破壞過(guò)程如圖4所示。首先在柱端施加軸向荷載至2 400 kN，之后進(jìn)行柱端水平加載。節(jié)點(diǎn)試件柱端荷載-位移曲線呈線性遞增，說(shuō)明在柱端水平加載初期試件處于彈性階段。當(dāng)分級(jí)正向加載到200 kN，反向加載到170 kN時(shí)，柱端荷載-位移曲線出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn)，說(shuō)明此時(shí)試件開始進(jìn)入屈服階段，而節(jié)點(diǎn)核心區(qū)尚未出現(xiàn)明顯的變形或裂縫。同時(shí)，鋼梁翼緣靠近對(duì)接焊縫處的縱向應(yīng)變已達(dá)到145×10-5，表明鋼梁翼緣已經(jīng)屈服，此時(shí)正向柱端位移約為12 mm。此后，加載方式改為位移控制，進(jìn)行每次增加5 mm的分級(jí)加載，每一級(jí)反復(fù)循環(huán)2次。加載至42 mm第1循環(huán)時(shí)，南梁上翼緣開始出現(xiàn)起皮現(xiàn)象，南梁中間位置應(yīng)變片的應(yīng)變值迅速增加，達(dá)到13×10-3；正向加載至47 mm，反向加載進(jìn)行至37 mm第1循環(huán)時(shí)，南梁下翼緣與環(huán)板對(duì)接焊縫沿環(huán)板開始出現(xiàn)裂紋，承載力開始下降；加載至52 mm第2循環(huán)推時(shí)，南梁下翼緣出現(xiàn)微彎，如圖4(a)所示，但當(dāng)柱端水平受拉時(shí)變形恢復(fù)，北梁上翼緣與環(huán)板對(duì)接焊縫處開始出現(xiàn)裂紋，如圖4(b)所示；加載至57 mm第2循環(huán)時(shí)，南梁下翼緣彎曲明顯，外方鋼管豎向應(yīng)變和內(nèi)圓鋼管橫向應(yīng)變達(dá)到27×10-4，表明柱端進(jìn)入了塑性階段，承載力降至極限承載力的85%以下，試驗(yàn)結(jié)束。

2.2 試件SRJ1-2

試件SRJ1-2加載制度與SRJ1-1一致。試件SRJ1-2破壞過(guò)程如圖5所示。水平加載初期柱端荷載-位移曲線關(guān)系基本呈線性，整個(gè)試件處于彈性范圍內(nèi)。當(dāng)柱端水平荷載加至210 kN時(shí)，鋼梁翼緣靠近對(duì)接焊縫處縱向應(yīng)變達(dá)到15×10-4，表明鋼梁翼緣處已經(jīng)屈服，此時(shí)柱端的位移約為24 mm。此后加載方式改為位移控制，當(dāng)加載進(jìn)行至44 mm第1循環(huán)時(shí)，南梁上翼緣開始出現(xiàn)起皮現(xiàn)象；加載至54 mm第2循環(huán)推時(shí)，北梁下翼緣與環(huán)板對(duì)接焊縫處開始出現(xiàn)細(xì)微裂紋，下柱在距環(huán)板約110 mm處在南北兩側(cè)出現(xiàn)輕微鼓曲，受拉后鼓曲恢復(fù)，此時(shí)承載力開始下降；加載進(jìn)行至64 mm時(shí)，南梁下翼緣對(duì)接焊縫出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，如圖5(a)所示，錨固腹板肋板與柱壁連接處撕裂；下柱出現(xiàn)嚴(yán)重鼓曲現(xiàn)象，不可恢復(fù)，如圖5(b)所示。這主要是由于在柱端軸力和彎矩共同作用下，應(yīng)力值超過(guò)鋼材的屈服應(yīng)力，鋼管柱壁屈服，其最終破壞模式表現(xiàn)為柱端壓彎破壞。試驗(yàn)過(guò)程中節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)力較小，始終處于彈性狀態(tài)。

2.3 試件SRJ3-1

試件SRJ3-1破壞過(guò)程如圖6所示。在荷載控制加載階段，柱端荷載-位移曲線基本呈線性變化，整個(gè)試件處于彈性范圍內(nèi)。當(dāng)加載至200 kN時(shí)，鋼梁翼緣靠近對(duì)接焊縫處縱向應(yīng)變達(dá)到15×10-4，表明鋼梁翼緣開始屈服。此后，改用位移控制方式進(jìn)行加載。當(dāng)加載至41 mm時(shí)鋼梁翼緣出現(xiàn)起皮現(xiàn)象。加載至56 mm第1循環(huán)時(shí)下柱距環(huán)板約100 mm處出現(xiàn)肉眼可見的輕微鼓曲。加載至61 mm第2循環(huán)時(shí)，北梁下翼緣與環(huán)板對(duì)接焊縫處開始出現(xiàn)裂紋，如圖6(a)所示，下柱東西兩側(cè)也出現(xiàn)明顯的鼓曲。加載至66 mm第1循環(huán)時(shí)，南梁上翼緣距環(huán)板約5 cm處出現(xiàn)局部彎曲現(xiàn)象。加載至71 mm第2循環(huán)時(shí)，南梁下翼緣與環(huán)板對(duì)接焊縫開始出現(xiàn)裂縫，上翼緣彎曲明顯，柱端鋼板鼓曲明顯，如圖6(b)所示。

各試件在試驗(yàn)過(guò)程中均有明顯的彈性、彈塑性和塑性破壞階段。在試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，梁柱節(jié)點(diǎn)核心區(qū)基本保持完好，破壞形式均為鋼梁翼緣先發(fā)生屈服，隨著荷載加大，試件形成梁端塑性鉸。環(huán)板寬度為90 mm的SRJ3-1產(chǎn)生的塑性鉸距離節(jié)點(diǎn)核心區(qū)較遠(yuǎn)，對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)起到保護(hù)作用，錨固腹板加肋的試件SRJ1-2和SRJ3-1鋼梁翼緣屈服后應(yīng)變明顯小于SRJ1-1，但在峰值荷載時(shí)3個(gè)試件柱鋼管應(yīng)變均超過(guò)3×10-3，說(shuō)明高軸壓比下節(jié)點(diǎn)的破壞模式確實(shí)會(huì)從梁端過(guò)渡到柱端，這一點(diǎn)與文獻(xiàn)[9]結(jié)論完全一致。另外錨固腹板加肋和環(huán)板寬度增加增強(qiáng)了鋼梁的抗彎能力，故在梁端翼緣屈服后柱端逐漸發(fā)生鼓曲，在柱端彎矩和較大軸力共同作用下，出現(xiàn)柱端壓彎破壞模式。這一現(xiàn)象不能滿足“強(qiáng)柱弱梁”的抗震設(shè)防要求。試驗(yàn)過(guò)程中各節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)力較小，始終處于彈性狀態(tài)，說(shuō)明復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁外環(huán)板節(jié)點(diǎn)連接可實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)要求。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 滯回曲線

試件SRJ1-1，SRJ1-2，SRJ3-1的柱端荷載-位移(P-Δ)滯回曲線如圖7所示。在加載初期，各曲線的柱端荷載-位移關(guān)系基本呈線性趨勢(shì)，試件處于彈性工作狀態(tài)。隨著荷載的增大，試件剛度下降，殘余變形逐漸增大，承載力逐漸下降。從圖7可以看出，在高軸壓比下節(jié)點(diǎn)試件具有較穩(wěn)定的滯回性能，主要原因是高軸壓比下較大的軸向荷載抑制了試件鋼管混凝土間一部分的黏結(jié)滑移。滯回曲線皆呈梭形且相對(duì)飽滿，無(wú)明顯捏攏現(xiàn)象，表現(xiàn)出良好的耗能能力，而加載進(jìn)入彈塑性階段后，由于P-Δ效應(yīng)增大了試件屈服后損傷的積累，較早出現(xiàn)下降段，強(qiáng)化階段不明顯，延性降低較快；在試件每一級(jí)卸載完成開始進(jìn)行反向加載時(shí)，滯回曲線的斜率并非直接指向最大荷載而是存在著明顯的拐點(diǎn)，說(shuō)明高軸壓比下試件具有較大的初始剛度，反向加載需要克服較大的軸向壓力做功。試件在高軸壓比下初始剛度較大，隨著加載進(jìn)行，滯回曲線的斜率逐漸減小，表明各試件在加載過(guò)程中剛度逐漸退化，彈性階段卸載剛度與初始剛度近似，下降段卸載剛度比加載剛度略有下降。SRJ1-1與SRJ1-2滯回曲線形狀類似，但由于SRJ1-2錨固腹板加肋，其滯回曲線較SRJ1-1更為飽滿。SRJ3-1的包絡(luò)面積明顯大于SRJ1-1，說(shuō)明其有更好的耗能能力。

3.2 骨架曲線

各節(jié)點(diǎn)試件荷載-位移骨架曲線見圖8，節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線均呈S形，有明顯的彈性、塑性和破壞3個(gè)過(guò)程。高軸壓比下的試件承載力強(qiáng)化段較短，在屈服后不久達(dá)到極限荷載，隨后承載力下降明顯。因加載卸載過(guò)程中滯回曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，反映出水平荷載需克服較大的豎向軸力做功，故高軸壓比下節(jié)點(diǎn)試件初始剛度較大。

3.3 承載能力與延性

為便于比較，通過(guò)作圖法確定節(jié)點(diǎn)試件的屈服點(diǎn)，并定義荷載-位移(P-Δ)關(guān)系曲線的最高點(diǎn)對(duì)應(yīng)的峰值荷載為節(jié)點(diǎn)試件的極限荷載Pmax，峰值荷載下降15%時(shí)的荷載Pu為破壞荷載，破壞荷載對(duì)應(yīng)位移定義為破壞位移Δu。用以上方法確定各試件推、拉2個(gè)方向的屈服荷載Py、極限荷載Pm和破壞荷載Pu，以及對(duì)應(yīng)的屈服位移Δy、極限位移Δm和有效破壞位移Δu，見表3。

表3 試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test Results

從表3可以看出，SRJ1-1與SRJ3-1屈服承載力和極限承載力均較為接近，但SRJ3-1延性較好，說(shuō)明較寬的水平環(huán)板寬度能夠使塑性鉸遠(yuǎn)離核心區(qū)，充分發(fā)揮節(jié)點(diǎn)延性從而達(dá)到較理想的破壞模態(tài)。SRJ1-2極限承載力要明顯優(yōu)于SRJ1-1與SRJ3-1，說(shuō)明錨固腹板加肋可以增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的整體性，增加梁柱連接節(jié)點(diǎn)的初始剛度，從而明顯提高節(jié)點(diǎn)的承載能力，但對(duì)節(jié)點(diǎn)試件的延性影響不明顯。

3.4 剛度退化

環(huán)線剛度Ki是在相同位移幅值下每一級(jí)循環(huán)加載的平均荷載與平均位移的比值，用以表征結(jié)構(gòu)的剛度退化[24]。各節(jié)點(diǎn)試件剛度退化如圖9所示。在加載過(guò)程中，各試件剛度表現(xiàn)出明顯且持續(xù)地退化，退化形式較為相似。錨固腹板加肋的SRJ1-2初始剛度較高，同時(shí)剛度退化也較為明顯，SRJ1-1和SRJ3-1剛度退化率較低，具有較優(yōu)越的抗震性能。

3.5 承載力退化

承載力降低系數(shù)λi是相同位移幅值下循環(huán)加載最后一次循環(huán)時(shí)荷載-位移(P-Δ)曲線對(duì)應(yīng)峰值點(diǎn)的荷載值與第1次峰值點(diǎn)對(duì)應(yīng)荷載值之比，用以表征試件承載力的退化[25]。各試件承載力退化如圖10所示。該次試驗(yàn)得到的高軸壓比下節(jié)點(diǎn)承載力退化規(guī)律表現(xiàn)較為離散。SRJ1-1承載力退化最為明顯，其次為SRJ1-2，而節(jié)點(diǎn)SRJ3-1承載力退化程度最低，說(shuō)明環(huán)板較寬的節(jié)點(diǎn)在地震荷載下能表現(xiàn)出更好的工作性能，且SRJ1-1，SRJ-2在達(dá)到極限承載力后承載力降低系數(shù)有提高的趨勢(shì)，所有試件的承載力降低系數(shù)均保持在0.9以上，表明此復(fù)式鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)試件在高軸壓比下具有較穩(wěn)定的工作性能。

3.6 耗能能力

通過(guò)等效黏滯阻尼系數(shù)he和能量耗散系數(shù)E來(lái)衡量節(jié)點(diǎn)試件的耗能能力。基于試件的荷載-位移(P-Δ)曲線，可以定量算出每半周(半個(gè)加載循環(huán))試件耗散的能量，由此評(píng)估試件的耗能能力[26]。各試件等效黏滯阻尼系數(shù)與每級(jí)循環(huán)關(guān)系曲線如圖11所示。在計(jì)算試件耗能時(shí)，半周取連續(xù)2個(gè)零荷載點(diǎn)之間的滯回環(huán)。各試件達(dá)到破壞時(shí)等效阻尼系數(shù)均達(dá)到較高的值，此時(shí)塑性鉸吸收的能量較多。節(jié)點(diǎn)SRJ1-2和SRJ3-1的等效黏滯阻尼系數(shù)均比SRJ1-1要高，表明錨固腹板加肋和增加環(huán)板寬度可提高節(jié)點(diǎn)的耗能能力。

節(jié)點(diǎn)半周的耗能能力可根據(jù)低周往復(fù)荷載作用下的滯回曲線計(jì)算得到，以此來(lái)綜合評(píng)價(jià)此類節(jié)點(diǎn)的抗震耗能能力，各試件的累積耗能與每級(jí)循環(huán)的關(guān)系曲線如圖12所示。隨著半周數(shù)的增加，試件的累積耗能逐漸增加并保持穩(wěn)定提高的趨勢(shì)。進(jìn)入彈性階段后試件的累積耗能仍持續(xù)增長(zhǎng)，其中SRJ1-2和SRJ3-1耗能性能明顯優(yōu)于SRJ1-1。

4 結(jié) 語(yǔ)

(1)本文復(fù)式鋼管混凝土柱與鋼梁節(jié)點(diǎn)連接形式采用外環(huán)板節(jié)點(diǎn)形式，通過(guò)試驗(yàn)研究了高軸壓比下復(fù)式鋼管混凝土節(jié)點(diǎn)的抗震性能。在高軸壓比下的節(jié)點(diǎn)試件均具有較穩(wěn)定的滯回性能，節(jié)點(diǎn)試件初始剛度較大。各節(jié)點(diǎn)試件剛度相近，退化明顯且穩(wěn)定；承載力退化也較為接近，達(dá)到極限承載力前節(jié)點(diǎn)試件的承載力變化較為相似，高軸壓比下屈服荷載后迅速到達(dá)極限荷載，承載力的強(qiáng)化階段較短。

(2)增加環(huán)板寬度和錨固腹板加肋均可提高梁柱節(jié)點(diǎn)的整體性、初始剛度及節(jié)點(diǎn)耗能能力。增加水平環(huán)板的寬度可以有效地提高節(jié)點(diǎn)的延性；錨固腹板加肋可以增加梁柱連接節(jié)點(diǎn)的初始剛度，增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的整體性，從而提高節(jié)點(diǎn)的承載能力。

(3)按照現(xiàn)行規(guī)范設(shè)計(jì)的強(qiáng)柱弱梁型復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)試件在高軸壓比下鋼梁翼緣首先發(fā)生屈服，隨著荷載加大，試件同時(shí)出現(xiàn)了梁端塑性鉸和柱端塑性鉸的破壞形態(tài)，對(duì)于錨固腹板加肋和水平環(huán)板加寬試件SRJ1-2和SRJ3-1，加載后期出現(xiàn)明顯的柱端壓彎破壞，各節(jié)點(diǎn)核心區(qū)應(yīng)力較小，基本處于彈性階段，因此高軸壓比下復(fù)式鋼管混凝土柱-鋼梁連接節(jié)點(diǎn)可實(shí)現(xiàn)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)要求，但不能滿足強(qiáng)柱弱梁的抗震設(shè)防要求。