廖莎 ，王振生 ，4，周云 ，2，3?，裴熠麟 ，2，5，易偉建 ，2

（1.湖南大學土木工程學院，湖南長沙410082；2.工程結構損傷診斷湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南長沙410082；3.綠色先進土木工程材料及應用技術湖南省重點實驗室，湖南長沙410082；4.建筑安全與節(jié)能教育部重點實驗室（湖南大學），湖南長沙410082；5.建筑安全與環(huán)境國際聯(lián)合研究中心，湖南長沙410082）

近年來我國裝配式建筑進入高速發(fā)展及創(chuàng)新期.與現(xiàn)澆結構相比，裝配式混凝土結構整體性較差，梁柱節(jié)點區(qū)域相對薄弱.從國內外關于裝配式梁柱節(jié)點的研究來看，對后澆混凝土連接的濕節(jié)點研究已取得豐碩成果，而針對不需要后澆混凝土的干節(jié)點也就是全裝配式節(jié)點的研究較少.Vidjeapriya[1]等對J 型栓釘和J 型栓釘+夾板角鋼連接的全裝配式節(jié)點進行研究，陳太平[2]對插銷桿連接的明暗牛腿節(jié)點進行抗連續(xù)倒塌性能研究.Englekirk[3-4]等提出了一種裝配式延性節(jié)點的設計思想：在預制柱內預埋延性連桿，預制通過螺栓與連桿相連，形成延性連接系統(tǒng).Palmieri[5]等對梁柱延性節(jié)點受力行為進行研究，對不同節(jié)點性能做出評價，給出抗震區(qū)域延性節(jié)點連接的改善建議.林宗凡[6]等對裝配式延性節(jié)點進行拉-壓屈服、摩擦滑移及非線彈性反應進行研究.趙斌[7]等提出在柱節(jié)點位置預埋螺桿，梁端部設置有連接端板的工字形短梁接頭，端板通過節(jié)點支座、墊板、螺帽與柱實現(xiàn)半剛性連接.李向民等[8]提出在節(jié)點核心區(qū)預埋低屈服、高延性連桿，并通過高強螺栓有效錨固在梁端連接塊上，梁中鋼筋端頭剝絲后與連接塊相連.

近年來，裝配式結構抗連續(xù)倒塌的研究得到工程界廣泛關注.Nimse[9]等研究不同節(jié)點形式框架子結構抗連續(xù)倒塌性能，對裝配式試件及現(xiàn)澆試件的極限承載力及轉動能力進行比較.Kang[10-11]等對5 個裝配式節(jié)點進行抗連續(xù)倒塌試驗，研究配筋率及節(jié)點構造形式對節(jié)點受力性能影響.Qian[12-13]等進行了一系列節(jié)點抗連續(xù)倒塌試驗，評估了不同節(jié)點對抗連續(xù)倒塌性能的影響，討論了結構失效模式及抗力機制.Lim[14]等對5 種鋼筋混凝土框架結構的連續(xù)倒塌試驗結果進行討論分析，并提供了改善節(jié)點提高懸鏈線效應的實用建議.

現(xiàn)有的裝配式結構抗連續(xù)倒塌性能的研究主要圍繞濕節(jié)點展開，而對全裝配式干節(jié)點，尤其是延性節(jié)點的研究不夠深入.為研究采用干節(jié)點連接方式的全裝配式混凝土框架結構的抗連續(xù)倒塌性能，本文按照1/2 縮尺比例分別設計了2 榀全裝配式框架子結構，其中裝配式框架結構采用高強螺栓-延性桿-錨固板的節(jié)點連接方式，與團隊另外完成的一榀現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架子結構進行對比[2]，本文對上述構件依次開展了中柱失效情況下的擬靜力試驗，通過獲取加載過程中結構的荷載應變及位移等特征響應，對結構的持荷能力、變形性能及失效模式依次進行了討論，并最終對采用該類型節(jié)點連接方式的全裝配式結構的抗連續(xù)倒塌性能進行評估.

1 結構設計

1.1 原型結構設計

為研究采用延性桿節(jié)點連接方式下的全裝配式混凝土框架結構在中柱失效后的抗連續(xù)性倒塌性能，湖南大學結構健康監(jiān)測研究團隊（www.hnutest.com） 按照《混凝土結構設計規(guī)范》（GB 50010—2010）[15]和《建筑抗震設計規(guī)范》（GB 50011—2010）[16]要求，設計了一棟四跨七層的空間框架結構，如圖1 所示.其中結構橫向柱距為6.0 m，縱向柱距為7.5 m，單層層高為3.6 m；梁截面尺寸為400 mm×600 mm，柱截面尺寸為700 mm×700 mm；整體結構考慮7 度設防，設計基本地震加速度為0.10 g.

圖1 原型結構（單位：mm）Fig.1 Prototype of structure（unit：mm）

1.2 試驗構件設計

在原型結構設計完成后，通過提取圖1 中陰影所示部分作為測試研究對象，按照1/2 縮尺比例進行框架子結構試驗構件設計.本試驗中共設計試件2 個，全裝配式（PC1，PC2）試件如圖2（a）（b）所示，另外本團隊還進行過1 個現(xiàn)澆（RC）框架子結構試驗如圖2（c）所示（引用文獻[2]）.該裝配式混凝土構件采用高強螺栓-延性桿-錨固板的節(jié)點連接方式，其中PC1 試件為未設置牛腿框架子結構，PC2 試件采用暗牛腿框架子結構.延性桿一側端部經抽絲后與錨固板進行連接，另一側端部則設置為帶有螺紋的連接帽，高強螺栓經穿過連接塊后與其進行相連.同時，將梁端縱向受力鋼筋端部打磨后與連接塊相連.

圖2 測試結構尺寸詳圖（單位：mm）Fig.2 Details of tested specimens（unit：mm）

構件尺寸方面，待測試試件的梁端截面尺寸設置為200 mm×300 mm，柱端截面尺寸則為350 mm×350 mm；同時，在邊柱底部設置有截面尺寸為500 mm×500 mm 的錨固地梁以進行整體固定.試件梁凈跨為2 650 mm；中柱高度為1 500 mm，邊柱高度則取自首層柱底至二層柱的反彎點處，并在綜合考慮約束安裝位置后設置為3 000 mm.構件配筋方面，所有縱向鋼筋均采用HRB400 級鋼筋，橫向箍筋均采用HPB300 級鋼筋.RC 試件梁柱內縱向受力鋼筋配筋情況與PC 試件相同，PC 試件節(jié)點連接方式詳見圖3.其中，錨固板的平面尺寸為150 mm × 50 mm、厚度設置為20 mm；延性桿強度等級為Q345，直徑設置為18 mm，長度則分為110 mm 及240 mm兩種類型；其端部連接帽的內徑為20 mm、外徑為40 mm，長度則設置為30 mm.連接塊材料采用ZG270-500 型鋼鑄件，其平面尺寸為200 mm×50 mm、厚度為50 mm；同時，根據國際標準選用8.8 級M22 高強螺栓.除此之外，高強螺栓安裝完成后預留部分及梁柱端面相連接處使用高強灌漿料進行填充.試件詳細配筋如表1 所示.

圖3 裝配式試件節(jié)點連接詳圖Fig.3 Details for the connection joint of PC specimens

表1 試件配筋情況Tab.1 Reinforcement information of tested specimens

2 試驗方案

2.1 加載裝置

為獲取結構由彈性階段發(fā)展至破壞階段的響應特征，設計了相應的擬靜力豎向推覆試驗加載裝置，如圖4 所示.該裝置由反力架部分、中柱支撐約束部分、邊柱反彎點約束部分和邊柱地梁約束部分構成.其中反力架裝置可保證試驗過程中的各項加載制度順利完成；中柱支撐約束裝置可避免試件在加載過程中發(fā)生平面外傾斜等情況；邊柱反彎點約束裝置可使得試件端部沿所在平面內發(fā)生自由轉動；地梁約束裝置則是使框架子結構在邊柱底部位置處產生固定約束.

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Test setup

2.2 測試方案

通過安裝相關儀器設備，對試驗過程中結構的特征響應進行采集分析，如圖5 所示.荷載測量方面，通過在中柱的底部及頂部分別布置千斤頂及荷載傳感器，用來進行試驗過程中荷載的施加/釋放及相應的測量記錄工作.同時，在南北兩側邊柱頂部分別布置有荷載傳感器，用以測量試驗過程中反彎點處產生的約束荷載.通過選取框架梁身端部、邊柱節(jié)點頂部及底部位置處作為關鍵截面，針對每個控制截面分別布置4 個鋼筋應變片.另外選取位于節(jié)點處的延性桿作為關鍵截面，并對應布置4 個應變片進行測量.在中柱底部兩側安裝電子尺，用以對其豎向位移進行測量；同時沿每側梁身長度方向均勻布置3 個豎向位移測點，用以觀測加載過程中的梁身變形情況.考慮到加載過程中邊柱柱頭及梁柱節(jié)點處產生的水平位移可能較小，故通過安裝百分表實現(xiàn)對其水平側移能力的評估；除此之外，通過在錨固地梁處布設百分表，用以監(jiān)測試驗過程中結構的底部約束是否可靠.

圖5 試驗測量方案Fig.5 Instrumentation plan of the experiment

2.3 加載制度

試驗過程中，通過在中柱底部預先布置機械式千斤頂，用以模擬結構未發(fā)生破壞時中柱的支撐作用.同時，在中柱頂部安置有液壓式千斤頂，用于試驗過程中進行荷載施加.整個試驗加載過程可分為以下三個階段：

1）預加載階段.首先，通過利用中柱上方千斤頂施加豎向荷載，使加載裝置中的各部分充分接觸；然后，通過緩慢卸載中柱底部千斤頂，并檢查相關儀器設備工作是否正常.待檢查無誤后，通過預加載-卸載機制，使整體試件恢復至初始狀態(tài)；

2）中柱底部卸載階段.在試驗前期，通過逐級卸載中柱底部千斤頂，以模擬結構發(fā)生的中柱破壞狀態(tài).同時，對試件自重、頂部千斤頂、加載球鉸及荷載傳感器等構件傳遞至中柱的荷載進行測量；

3）中柱頂部加載階段.通過利用中柱頂部千斤頂逐級施加豎向荷載，直至試件發(fā)生破壞；并對加載過程中的外加荷載、結構位移及應變響應等試驗數(shù)據依次進行記錄.

為保證試驗順利進行，在試驗前期階段采用力控制加載機制，其中卸載階段每級卸載3 kN，加載階段每級加載5 kN.當荷載達至峰值或開始有所下降時，改用位移控制加載機制.當每級荷載施加完畢后，待試件持荷約5 min 后，再進行相應的結構響應數(shù)據采集工作，并對試件裂縫發(fā)展情況進行觀測與記錄.

3 結構位移響應特性

3.1 中柱荷載-位移曲線

通過記錄試件頂部所施加的外部荷載及相應產生的中柱豎向位移，對整體結構的受力性能進行分析，其中關于RC 試件的數(shù)據引用文獻[2].如圖6 所示.相比RC 試件，PC 試件在整個受力過程中只存在壓拱效應階段.對于裝配式結構而言，PC1 試件在壓拱階段的峰值荷載約為113.6 kN，略低于RC 試件的峰值荷載，但其持荷過程卻發(fā)展得相對不夠充分；PC2 試件在加載過程中同樣未形成懸鏈線效應，但其壓拱階段峰值荷載卻達到146.9 kN，遠高于相應RC 試件的極限承載力.當外部施加荷載達到最大值時，由于節(jié)點處延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂，從而導致試件的荷載-位移曲線發(fā)生突然下降.

圖6 中柱荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement relationship of mid-column

該裝配式試件的荷載-位移曲線大概可以分為四個階段：

1）第一階段為彈性階段，即混凝土未發(fā)生開裂現(xiàn)象，構件仍處于彈性受力狀態(tài)；

2）第二階段為彈塑性階段，即混凝土框架梁端部位置處已經出現(xiàn)裂縫，但縱向受力鋼筋并未產生屈服現(xiàn)象；

3）第三階段為塑性鉸發(fā)展階段，該階段過程中試件框架梁端縱筋已經發(fā)生屈服；

4）第四階段為失效階段，即延性桿開始產生緊縮斷裂，直至試件發(fā)生破壞.

雖然該試驗所設計的裝配式試件的破壞區(qū)域均集中在節(jié)點延性桿處，但PC2 試件的峰值荷載為146.9 kN，比PC1 試件的峰值荷載113.6 kN 高約29.3%左右，且PC2 試件失效后的中柱豎向位移為378.1 mm，比PC1 試件的299.5 mm 高約26.2%左右.該現(xiàn)象表明PC2 試件可憑借其暗牛腿構造良好的抗壓能力有效提升試件的極限承載力.

測試所得的結構特征響應值如表2 所示.與現(xiàn)澆試件相比，該類型裝配式試件的承載能力相對較低，其中PC1 和PC2 試件的峰值荷載分別為RC 試件在壓拱效應階段峰值荷載的95%和123%.當達至峰值荷載后，PC 試件中所持荷載迅速下降，且并未產生懸鏈線效應，其抗倒塌極限承載能力遠低于相應RC 試件.

表2 試驗結果詳情Tab.2 Details of test results

3.2 邊節(jié)點側移曲線

針對所設計的框架子結構，試驗過程中測試所得到的試件邊節(jié)點側移曲線如圖7 所示.其中負值表示邊節(jié)點向框架外側的移動，正值表示向框架內側的移動.所測試構件邊節(jié)點均先呈現(xiàn)出向外的水平位移，并在中柱發(fā)展至200 mm 左右時達到最大值；隨后向外的位移逐漸減小.PC 試件分別在向外的位移減小至6.01 mm 及5.2 mm 時，整體結構因延性桿斷裂而失去承載能力，故未產生向內的水平位移.

整個加載過程中，PC1 試件向外的最大水平位移為7.11 mm，PC2 試件則為9.15 mm.然而PC 試件并沒有產生向平面框架內側發(fā)展的水平位移，表明其在抗倒塌過程中并未產生懸鏈線效應階段.

圖7 邊節(jié)點側移曲線Fig.7 Horizontal displacement of exterior joint

3.3 邊柱反彎點約束剛度

測試所得框架子結構邊柱反彎點處的水平約束反力響應情況如圖8 所示.其中PC 試件和RC 試件在試驗前期均先產生了水平約束壓力，但只有RC試件在加載后期產生了水平約束拉力.其中RC 試件水平約束的最大壓力為40.8 kN，小于裝配式試件PC1 和PC2 的58.8 kN 和96.9 kN.由于兩個裝配式試件的約束壓力最大值相差存在一定差距，該現(xiàn)象表明裝配式試件中的牛腿構造將在抗倒塌過程中發(fā)揮重要作用，尤其是在壓拱效應階段，其良好的抗壓支撐效果為整體結構提供了可靠的抗力機制.

圖8 邊柱反彎點荷載曲線Fig.8 Horizontal reaction force at inflection point of exterior column

測試所得框架子結構反彎點處水平位移情況如圖9 所示.PC 試件只產生了向外部的位移，且PC1試件與PC2 試件的峰值位移相差不大.其中，裝配式試件PC1 和PC2 向外的最大水平位移6.96 mm 和6.90 mm；RC 試件向內的水平約束位移最終發(fā)展至11.09 mm.

圖9 邊柱反彎點側移曲線Fig.9 Horizontal displacement at inflection point of exterior column

4 結構持荷性能

4.1 應變響應

對加載過程中試件梁端及延性桿應變響應進行觀測，如圖10～11 所示.

在試驗加載過程中，PC1 試件邊節(jié)點梁端上部縱筋為受拉狀態(tài)、下部則呈現(xiàn)受壓狀態(tài)，該位置截面處上部延性桿呈現(xiàn)受拉狀態(tài).當結構進入壓拱效應階段后，受拉應變均達至屈服狀態(tài).中節(jié)點截面處梁端縱筋呈現(xiàn)出上部受壓、下部受拉的狀態(tài)，且下部延性桿在試驗開始后應變響應發(fā)展迅速，并最終達至受拉屈服狀態(tài).表明試件中鋼筋的延性得到有效利用，但延性桿與錨固板連接處則由于應力集中現(xiàn)象而造成局部破壞，其材料利用率相對較低.

對于PC2 試件，其邊節(jié)點上部截面處延性桿及鋼筋在試驗初期應變響應迅速增長.其中，延性桿處突然產生的下降段可能是由于其應變響應增長幅度過快、從而導致鋼筋應變片發(fā)生失效所致.隨著試驗的持續(xù)進行，邊節(jié)點處鋼筋發(fā)生屈服；而邊節(jié)點截面處下部延性桿及縱筋則一直處于受壓狀態(tài)，并在中柱豎向位移發(fā)展至150 mm 左右時達到最大值.同時，縱筋受壓應變響應在150 mm 處發(fā)生波動，可能是由于延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂所致.

對于文獻[3]中的RC 試件，靠近邊柱處框架梁端截面上部鋼筋應變在試驗初期迅速增長至屈服狀態(tài)，而下部鋼筋則起初處于受壓狀態(tài)，并在中柱位移達到50.2 mm 時轉為受拉狀態(tài)；除此之外，靠近中柱處框架梁端截面鋼筋在中柱位移為40.4 mm 和100.6 mm 時突然迅速增大；上部鋼筋則一直處于受壓狀態(tài)，并在中柱位移為350.6 mm 左右時達至最大值，隨后逐漸減小.

圖10 框架梁鋼筋應變響應Fig.10 Longitudinal reinforcement strain responses of frame beam

4.2 結構變形

通過利用沿梁身均勻布置的電子尺對結構豎向位移進行記錄，從而評估整體結構的變形能力，如圖12 所示.對于PC 試件，其中柱位移發(fā)展得相對較小.在試驗初期，其南北兩側框架梁基本處于對稱狀態(tài)；PC1 試件中柱位移發(fā)展至約200 mm 時，PC2 試件中柱位移發(fā)展至約150 mm 時，靠近中柱處梁端延性桿與錨固板連接處產生斷裂，導致中柱發(fā)生平面內傾斜.隨著試驗的持續(xù)進行，試件中梁身未發(fā)生變形，其損傷區(qū)域主要集中在節(jié)點連接處.RC 試件在加載前期其南北兩側框架梁變形基本處于對稱狀態(tài)；直到中柱豎向位移達至614 mm 時，由于靠近中節(jié)點處梁端縱筋被拉斷，從而導致中柱兩側框架梁端位移產生差別.

圖11 裝配式試件延性桿應變響應Fig.11 Ductile rod strain responses of PC specimens

圖12 框架梁變形圖Fig.12 Deformation of the global frame beam

5 結構失效模式

5.1 失效特征

裝配式試件在試驗過程中，梁身裂縫在試驗前期發(fā)展較少，主要集中在節(jié)點連接處.在中柱豎向位移為299.5 mm 時，PC1 試件達至峰值荷載113.6 kN.隨著試驗的持續(xù)進行，中節(jié)點南側下部與北側邊節(jié)點上部處延性桿與錨固板連接處被先后拉斷，如圖14 所示.中節(jié)點南側梁端與框架柱的接觸面處也出現(xiàn)了較大裂縫，其表面混凝土發(fā)生脫落；在中節(jié)點南側延性桿斷裂后，中柱發(fā)生平面內傾斜.同時，在北側邊節(jié)點延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂后，其梁端區(qū)域內迅速產生大量裂縫，但未出現(xiàn)貫通型裂縫（見圖13（a））.

圖13 裂縫發(fā)展模式Fig.13 Development of crack patterns

對于PC2 試件，在豎向位移為378.1 mm 時達到峰值荷載146.9 kN.隨著加載過程的進行，試件牛腿外側混凝土發(fā)生開裂，中節(jié)點牛腿處混凝土陸續(xù)掉落；且中節(jié)點內延性桿與錨固板連接處被拉斷，導致荷載產生突然下降.邊節(jié)點連接區(qū)牛腿混凝土脫落，牛腿內鋼筋發(fā)生暴露.最終整體結構因邊節(jié)點上部延性桿與錨固板連接處破壞而發(fā)生失效.其中沿梁身分布裂縫并不多（見圖13（b）），表明結構受力主要集中在梁端節(jié)點連接處，從而造成節(jié)點延性桿端部產生應力集中現(xiàn)象.邊柱外側則出現(xiàn)了大量裂縫，且主要集中在牛腿上下端部.

現(xiàn)澆試件試驗過程中梁端截面在加載初期產生了少數(shù)受彎裂縫，且產生了壓拱效應以抵抗外加荷載.隨著試驗的持續(xù)進行，靠近中柱處梁端下部鋼筋及靠近邊柱處梁端上部鋼筋均發(fā)生屈服，梁身整體剛度隨之產生明顯下降.隨著中柱位移的持續(xù)增加，結構所施加的荷載隨之逐漸減小.荷載達至最小值之后又逐步上升.產生了沿梁高分布的貫通裂縫.該現(xiàn)澆試件最終因梁端縱向受力鋼筋被拉斷而發(fā)生破壞[2].

圖14 延性桿斷裂情況Fig.14 Failure pattern of ductile rod

5.2 破壞形態(tài)

裝配式試件整個試驗過程中，其框架內縱筋均未發(fā)生斷裂，整體結構均因節(jié)點區(qū)域內延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂而失效.對于PC1 試件，其中節(jié)點南側下部延性桿（一根）、邊節(jié)點北側上部延性桿（一根）先后發(fā)生破壞；對于PC2 試件，其中節(jié)點兩側下部延性桿（各一根）、邊節(jié)點兩側上部延性桿（各一根）先后發(fā)生斷裂.荷載傳遞路徑方面，受框架梁身整體變形影響，裝配式試件中兩側邊柱產生向框架外部的水平移動，結構進入壓拱效應階段.由于梁端縱向鋼筋處缺乏有效的通長連接構造，使得鋼筋強度利用率相對有限.在壓拱效應階段，主要由梁端底部支撐提供水平壓力.因此，PC1 及PC2 邊柱裂縫主要集中在柱節(jié)點外側區(qū)域，如圖15 所示.在延性桿發(fā)生屈服后，邊節(jié)點內上部錨固板受拉，邊柱牛腿上方截面處產生了一系列剪切型裂縫，但其數(shù)量和寬度均發(fā)展有限.當PC 試件中壓拱效應失效后，其整體承載能力迅速下降，并最終因延性桿與錨固板連接處斷裂而發(fā)生破壞，其材料的性能均未充分發(fā)揮.現(xiàn)澆試件靠近中柱處梁端裂縫寬度發(fā)展最大.同時，共有五根縱向受力鋼筋被先后拉斷，分別為中節(jié)點南側梁端下部鋼筋（兩根）、中節(jié)點北側梁端下部鋼筋（一根）和北側邊節(jié)點梁端上部鋼筋（兩根）.除此之外，靠近邊柱梁端下部區(qū)域和中柱梁端上部區(qū)域處混凝土均被壓潰.與現(xiàn)澆結構相比，該類型采用高強螺栓-延性桿-錨固板的全裝配式混凝土框架子結構的抗連續(xù)倒塌能力相對有限.可通過加強延性桿與錨固板連接處構造或將延性桿在中柱內貫穿等措置增加延性節(jié)點可靠性來增強其抗連續(xù)倒塌能力.

圖15 結構失效模式Fig.15 Failure patterns of global structure

6 討 論

圖16（a）（b）分別為 PC1 試件和 PC2 試件受力過程的荷載轉換示意圖，參考現(xiàn)澆構件發(fā)展模式主要為框架結構抗連續(xù)倒塌的壓拱效應階段，未進入懸鏈線階段.隨著中柱豎向位移的增加，梁產生變形導致邊柱向外移動，產生壓拱效應，但由于延性桿節(jié)點處應力集中，造成延性桿與錨固版連接處斷裂.裝配式試件的破壞主要集中在梁柱連接處，延性桿的延性未充分發(fā)揮作用.并且全裝配式梁柱拼接時端部不可避免的會產生間隙，使全裝配式壓拱效應不能完全發(fā)揮，抗連續(xù)倒塌性能較弱.

圖16 試件荷載轉換機制圖Fig.16 The mechanisms of load

7 結 論

為研究采用延性桿節(jié)點連接方式的全裝配式混凝土框架結構的靜力抗連續(xù)倒塌能力，本文按照1/2縮尺比例，分別設計兩個全裝配式（PC1，PC2）框架子結構，并結合文獻[2]RC 框架子結構進行對比.其中裝配式試件在梁柱節(jié)點處采用高強螺栓-延性桿-錨固板的連接方式.對構件依次開展了中柱失效情況下的豎向推覆擬靜力試驗，對結構的極限承載能力、應變響應、位移變形能力及失效破壞模式進行討論.相關結論如下：

1）通過對全裝配式構件延性節(jié)點的試驗測試結果進行分析，揭示了該類型混凝土框架子結構在中柱失效下的受力特征和荷載傳遞機制.裝配式試件PC1 與PC2 在中柱移除過程中經歷了彈性階段、彈塑性階段、塑性鉸發(fā)展階段.試驗表明該類型全裝配式框架結構連續(xù)倒塌主要經歷壓拱效應階段，尚未進入到懸鏈線效應階段.

2）對該類型全裝配式結構的承載力及變形性能分別進行了評估.裝配式PC1 及PC2 試件的極限承載力分別為現(xiàn)澆試件在壓拱效應階段峰值荷載的95%和123%左右，其抗連續(xù)倒塌能力相對較弱；同時，PC1 及PC2 試件的中柱豎向極限位移約為現(xiàn)澆RC 試件的48%和61%左右，表明該類型裝配式試件的延性相對不足.

3）試驗過程中裝配式試件的受力和變形則主要集中在梁柱節(jié)點處，框架梁裂縫主要集中在梁端，梁跨中截面處裂縫發(fā)展較少，整體結構最終因節(jié)點區(qū)域延性桿與錨固板連接處斷裂而失效，材料的整體利用率相對較低.

裝配式試件則在節(jié)點區(qū)域延性桿與錨固板連接處發(fā)生斷裂.可通過加強延性桿端部連接可靠性等方式來增強該類型全裝配式結構抗連續(xù)倒塌能力.