劉鏈波 王新堂 周 明 朱 杰 張家亮

(1.寧波大學(xué)科學(xué)技術(shù)學(xué)院 建筑工程學(xué)院， 浙江寧波 315300； 2.寧波工程學(xué)院建筑與交通工程學(xué)院， 浙江寧波 315210)

鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)抗火性能的研究始于20世紀(jì)90年代，目前已有大量的相關(guān)研究報(bào)道。李俊華等通過(guò)試驗(yàn)研究了火災(zāi)后型鋼混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)抗震性能，指出火災(zāi)后型鋼混凝土柱-鋼梁節(jié)點(diǎn)的抗震性能仍較好[1]。薛景宏等對(duì)矩形鋼管混凝土翼緣梁與柱節(jié)點(diǎn)火災(zāi)過(guò)程中的滯回性能進(jìn)行了研究，得到了火災(zāi)中的滯回性能[2]。金秀蓮等對(duì)梁端約束H形鋼梁-柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了火災(zāi)行為試驗(yàn)研究，分析了防護(hù)措施及軸壓比對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)火災(zāi)響應(yīng)的影響[3]。李國(guó)華等對(duì)火災(zāi)后SRC柱-RC梁節(jié)點(diǎn)的滯回性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究[4]，對(duì)比分析了過(guò)火時(shí)間對(duì)各項(xiàng)滯回性能指標(biāo)的影響。李僥婷等提出了考慮約束組合梁與組合節(jié)點(diǎn)相互作用的實(shí)用抗火計(jì)算方法[5]，此方法為多高層建筑鋼結(jié)構(gòu)抗火設(shè)計(jì)提供了實(shí)用手段。

Lawson對(duì)8組不同類(lèi)型的鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗火試驗(yàn)，獲得了節(jié)點(diǎn)在不同荷載比下的臨界溫度和耐火時(shí)間[6]。Qian等對(duì)6組鋼結(jié)構(gòu)連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了火災(zāi)試驗(yàn)，獲得了4組溫度曲線(xiàn)下構(gòu)件表面的溫度響應(yīng)及火災(zāi)行為[7]。Elsawaf等通過(guò)ABAQUS軟件模擬了鋼管混凝土柱與鋼梁約束連接節(jié)點(diǎn)的火災(zāi)試驗(yàn)，并分析了該節(jié)點(diǎn)的火災(zāi)行為以及火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的性能[8]。Qiang等對(duì)1組高強(qiáng)鋼柱-梁端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了火災(zāi)試驗(yàn)，分析了該節(jié)點(diǎn)在550 ℃高溫條件下的抗火性能，并與普通鋼柱-梁端板連接節(jié)點(diǎn)的抗火性能進(jìn)行了比較[9]。

綜上，現(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)火災(zāi)后鋼結(jié)構(gòu)梁-柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能研究很少涉及。針對(duì)目前火災(zāi)后梁柱節(jié)點(diǎn)相關(guān)性能研究不足的情況，本文通過(guò)對(duì)6組梁柱節(jié)點(diǎn)試件(JD2-2未經(jīng)過(guò)受火試驗(yàn))進(jìn)行火災(zāi)后的擬靜力試驗(yàn)研究，分析了各試件構(gòu)造及參數(shù)對(duì)火災(zāi)后梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，并得到了有一定參考價(jià)值的結(jié)論。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件制作

本試驗(yàn)總共制作了7組試件，梁柱節(jié)點(diǎn)連接均為端板連接，節(jié)點(diǎn)編號(hào)及基本特征參數(shù)見(jiàn)表1。試件的梁柱構(gòu)件均采用H型鋼，其中鋼柱截面規(guī)格為HM244×175×8×12，高3.25 m，梁截面規(guī)格為HM200×175×8×10，長(zhǎng)2.4 m，端板與鋼柱的連接均采用10.9級(jí)M20高強(qiáng)螺栓，具體尺寸與構(gòu)造特征見(jiàn)圖1、圖2。

表1 試件的基本特征參數(shù)Table 1 Basic characteristic parameters of specimens

圖1 梁柱節(jié)點(diǎn)構(gòu)造 mmFig.1 Details of beam-column joint

圖2 一端外伸端板連接節(jié)點(diǎn)(5-5剖面) mmFig.2 Section 5-5 of the connection joint of extended end plate at one end

對(duì)于節(jié)點(diǎn)采用防護(hù)措施的試件(實(shí)木包裹和輕質(zhì)硅酸鋁纖維棉包裹)，具體做法見(jiàn)圖3。

a—實(shí)木包裹； b—硅酸鋁纖維棉包裹。圖3 兩種防護(hù)措施Fig.3 Two protective measures

1.2 試驗(yàn)用材主要指標(biāo)

用于制作試件的鋼材均采用Q345鋼，其力學(xué)性能指標(biāo)按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》和GB/T 2975—1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置和試樣制備》的規(guī)定，具體對(duì)3種厚度的板材(每種制作3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試件)做了材性試驗(yàn)，并取其平均值。試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 鋼材的強(qiáng)度指標(biāo)Table 2 Strength indexes of steel

2 試驗(yàn)過(guò)程

2.1 受火試驗(yàn)

本試驗(yàn)所用耐火實(shí)驗(yàn)爐的凈空尺寸為3.6 m×1.5 m×3.4 m，設(shè)計(jì)最高爐溫為1 200 ℃。試驗(yàn)過(guò)程中整個(gè)爐溫的變化由終端控制系統(tǒng)控制。對(duì)爐溫的測(cè)量，由置于試驗(yàn)爐內(nèi)不同位置的4根WRK-010型熱電偶實(shí)現(xiàn)，其分布如圖4所示。試件表面溫度用WRK-101熱電偶量測(cè)，測(cè)點(diǎn)分布見(jiàn)圖5，并通過(guò)溫度控制系統(tǒng)自動(dòng)記錄。

圖4 爐內(nèi)布置平面Fig.4 Layout plan of furnace

a—無(wú)包裹試件的熱電偶分布； b—有包裹試件的熱電偶分布。圖5 試件表面溫度測(cè)點(diǎn)分布Fig.5 Temperature distribution on the surface of the specimen

試件安裝前，首先按要求將梁柱構(gòu)件用高強(qiáng)螺栓可靠連接后形成節(jié)點(diǎn)。通過(guò)所研制的滑動(dòng)裝置將梁的外伸端與反力架的鋼柱連接，實(shí)現(xiàn)對(duì)梁端的轉(zhuǎn)動(dòng)約束。在受火過(guò)程中，為防止鋼柱因突然失穩(wěn)而在柱頂產(chǎn)生較大位移，在柱頂側(cè)向設(shè)置了約束。同時(shí)為了模擬真實(shí)結(jié)構(gòu)中梁所受到的豎向作用，在梁的外伸端三分點(diǎn)處設(shè)置一千斤頂，用于施加豎向集中力，并在千斤頂與反力柱端板之間放置一傳感器，用于力的控制與量測(cè)。安裝完成后，整個(gè)節(jié)點(diǎn)在火災(zāi)實(shí)驗(yàn)爐中的布置見(jiàn)圖6。

圖6 梁柱節(jié)點(diǎn)火災(zāi)試驗(yàn)安裝示意Fig.6 Installation diagram of fire test for beam-column joint

試件的受火試驗(yàn)過(guò)程為：對(duì)柱頂和梁端分別施加荷載，穩(wěn)定約5 min后再點(diǎn)火升溫，各組試件的具體受火特點(diǎn)和保護(hù)形式見(jiàn)表1。圖7為6組受火試件在火災(zāi)試驗(yàn)過(guò)程中平均爐溫和試件表面測(cè)點(diǎn)的響應(yīng)溫度。

由圖7火災(zāi)試驗(yàn)的升溫曲線(xiàn)可以看出：對(duì)無(wú)任何防護(hù)措施的裸鋼試件(JD1-1、JD1-3、JD3-1以及JD5-1)，升溫時(shí)節(jié)點(diǎn)的響應(yīng)溫度與爐內(nèi)溫度雖然不同，但變化規(guī)律基本接近。在恒溫階段，試件表面溫度緩慢上升，最終基本接近但略小于平均爐溫，鋼梁表面溫度越靠近節(jié)點(diǎn)越高。在降溫階段，爐溫與試件響應(yīng)溫度幾乎同步下降，但試件表面響應(yīng)溫度下降速度要慢于爐溫下降速度，且很快爐溫要低于試件表面溫度。

a—JD1-1； b—JD1-3； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖7 6組受火試件表面響應(yīng)溫度與平均爐溫曲線(xiàn)Fig.7 Relations between surface response temperature and average furnace temperature of 6 groups of specimens subjected to fire

對(duì)采用實(shí)木包裹節(jié)點(diǎn)的試件(JD4-1)，當(dāng)爐溫達(dá)到300 ℃左右時(shí)，木材開(kāi)始燃燒；當(dāng)爐溫達(dá)到設(shè)定的最高溫度后，節(jié)點(diǎn)處的溫度仍在150 ℃以下；當(dāng)受火30 min、爐溫700 ℃保持恒溫15 min后，木材完全炭化，節(jié)點(diǎn)位置的溫度仍低于爐溫；之后由于沒(méi)有木材的保護(hù)，節(jié)點(diǎn)處的溫度略高于爐溫。可見(jiàn)實(shí)木包裹節(jié)點(diǎn)在受火初期，可以阻止試件的升溫，使試件表面溫度保持在較低的狀態(tài)；當(dāng)木材完全炭化且全部掉落后，則試件表面溫度與無(wú)實(shí)木保護(hù)的節(jié)點(diǎn)溫度一致。

對(duì)于鋼柱和鋼梁均采用硅酸鋁纖維棉包裹的試件(JD2-3、JD4-1)，在升溫階段，硅酸鋁纖維棉包裹處的表面溫度上升很慢，且只達(dá)到150 ℃左右；在恒溫階段，試件表面溫度緩慢上升，最終的表面溫度在550 ℃以下；在冷卻階段，試件表面溫度開(kāi)始下降，但由于硅酸鋁纖維棉的導(dǎo)熱系數(shù)較小，使得降溫速度較慢，當(dāng)爐溫下降到幾十度時(shí)，試件測(cè)點(diǎn)的溫度仍有近200 ℃?？梢?jiàn)，硅酸鋁纖維棉能有效阻隔火焰對(duì)試件的直接作用，降低升溫速度，保證試件表面溫度不至于過(guò)高而導(dǎo)致其破壞。

受火試驗(yàn)后，將受火試件從爐中取出，各試件的外觀變形特征與表面顏色見(jiàn)圖8。其中，試件JD1-3表面的響應(yīng)溫度高達(dá)800 ℃，以節(jié)點(diǎn)為拐點(diǎn)，柱整體呈S形，上端出現(xiàn)嚴(yán)重的失穩(wěn)屈曲，試件因整體失穩(wěn)而破壞，不適合繼續(xù)承受荷載?？梢?jiàn)，試件在受火溫度達(dá)到一定程度，并且在沒(méi)有任何防護(hù)措施的情況下，將導(dǎo)致受火試件整體失穩(wěn)破壞。

a—JD1-1； b—JD1-3； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖8 冷卻后各試件的外觀特征Fig.8 Appearance characteristics of each specimen after cooling

2.2 火災(zāi)后試驗(yàn)

2.2.1試驗(yàn)概況

試件受火冷卻后取出，試驗(yàn)采用擬靜力試驗(yàn)對(duì)6組試件(JD1-1、JD2-2、JD2-3、JD3-1、JD4-1以及JD5-1)進(jìn)行低周反復(fù)加載，考察火災(zāi)后梁柱節(jié)點(diǎn)核心部位的受力特征及其相關(guān)性能。由于試件JD1-3在受火試驗(yàn)后已整體失穩(wěn)破壞，故不對(duì)此組試件進(jìn)行加載試驗(yàn)?；馂?zāi)后的節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖9。

圖9 火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)示意Fig.9 The schematic diagram of quasi-static test of joints after fire

在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)千斤頂直接施加在柱頂?shù)呢Q向荷載保持不變，MTS電液伺服系統(tǒng)通過(guò)位移控梁端循環(huán)加載的方案為：首先通過(guò)MTS電液伺服系統(tǒng)加載，梁端產(chǎn)生向下的2 mm位移，接著梁端位移恢復(fù)至0 mm，然后反向加載至2 mm，再恢復(fù)至0 mm，完成一個(gè)加載循環(huán)。每個(gè)位移周期循環(huán)3次，加載和卸載速度均為0.5 mm/s，3次循環(huán)結(jié)束后進(jìn)行下一個(gè)位移周期的循環(huán)。位移增加步長(zhǎng)為2 mm，當(dāng)位移完成20 mm的三次循環(huán)后，之后以5 mm為一個(gè)增量步長(zhǎng)進(jìn)行循環(huán)，此時(shí)加卸載速度增大為1 mm/s，循環(huán)至節(jié)點(diǎn)發(fā)生破壞時(shí)停止加載。

制在梁端施加循環(huán)荷載，加載循環(huán)方式見(jiàn)圖10。

圖10 梁端循環(huán)加載方式Fig.10 Cyclic loading mode at beam ends

試驗(yàn)中需確定節(jié)點(diǎn)處梁柱的相對(duì)轉(zhuǎn)角以及節(jié)點(diǎn)部位的受力特點(diǎn)。為此布置了6個(gè)位移測(cè)點(diǎn)，其中在鋼梁上翼緣設(shè)置2個(gè)豎向測(cè)點(diǎn)，在梁柱節(jié)點(diǎn)的上下柱翼緣上分別設(shè)置2個(gè)水平測(cè)點(diǎn)；柱的翼緣、腹板及端板粘貼有三向電阻應(yīng)變花，梁端的上下翼緣和腹板粘貼有單向電阻應(yīng)變片。位移計(jì)及應(yīng)變片的布置見(jiàn)圖11、圖12。

圖11 位移計(jì)布置Fig.11 Arrangements of displacement meters

圖12 應(yīng)變片布置Fig.12 Arrangements of strain gages

2.2.2試驗(yàn)現(xiàn)象描述

試驗(yàn)結(jié)果顯示，6組試件在低周反復(fù)荷載作用下的破壞歷程均為5個(gè)階段：第1階段(加載初期)，試件節(jié)點(diǎn)位置的氧化膜開(kāi)始剝落；第2階段，螺栓出現(xiàn)松動(dòng)，端板與梁翼緣的焊接連接處出現(xiàn)未開(kāi)裂的裂痕；第3階段，端板與梁翼緣的焊接連接處出現(xiàn)不連貫的微小裂縫，且在往復(fù)荷載作用下，受拉時(shí)張開(kāi)，受壓時(shí)閉合；第4階段，端板與梁翼緣的焊接處裂縫出現(xiàn)延伸，焊接處的端板出現(xiàn)水平裂縫，同時(shí)變形增大；第5階段(破壞階段)，端板與梁翼緣的焊接處形成貫通裂縫，出現(xiàn)在端板自身的水平裂縫向內(nèi)部擴(kuò)展，變形繼續(xù)增大，荷載明顯下降。6組試件的最終破壞見(jiàn)圖13。

a—JD1-1； b—JD2-2； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖13 試件破壞形態(tài)Fig.13 Failure modes of specimens

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 M-θ滯回曲線(xiàn)

由圖14可見(jiàn)，在加載初期試件屈服之前，M-θ滯回曲線(xiàn)基本呈線(xiàn)性變化；隨著彎矩的增大，轉(zhuǎn)角緩慢增大，屈服后轉(zhuǎn)角變化加快；當(dāng)達(dá)到最大荷載時(shí)，對(duì)應(yīng)的相對(duì)轉(zhuǎn)角在0.03～0.04 rad附近，破壞時(shí)的轉(zhuǎn)角為0.05 rad。6組試件的極限轉(zhuǎn)角均大于0.03 rad，表明這類(lèi)節(jié)點(diǎn)具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

a—JD1-1； b—JD2-2； c—JD2-3； d—JD3-1； e—JD4-1； f—JD5-1。圖14 M-θ滯回曲線(xiàn)Fig.14 M-θ hysteretic curves

由圖2構(gòu)造可知，試件JD4-1為一端外伸端板連接節(jié)點(diǎn)，因端板上下不對(duì)稱(chēng)，則上下兩個(gè)方向可承受的彎矩相差較大。當(dāng)梁端集中力向下作用時(shí)(彎矩為正)，最大彎矩達(dá)到70 kN·m，而相反方向(向上加載時(shí))的最大彎矩只有50 kN·m；而且由于螺栓較多，其滯回曲線(xiàn)的捏縮比較嚴(yán)重，滯回環(huán)基本呈Z型。

試件JD2-2未受火災(zāi)作用，將其滯回曲線(xiàn)與其他受火試件的滯回曲線(xiàn)相比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)達(dá)到最大彎矩后，試件JD2-2在彎矩下降后變形能力仍很大；而其他受火試件在達(dá)到最大彎矩后，后期的轉(zhuǎn)角(轉(zhuǎn)動(dòng)能力)變化較小。

3.2 M-θ骨架曲線(xiàn)

增加一排連接螺栓的試件JD4-1(圖15)，在正向轉(zhuǎn)角時(shí)，其承受的最大彎矩有所提高，與其他雙排螺栓相比，其最大彎矩增幅達(dá)到27%，JD4-1曲線(xiàn)中最大彎矩所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角也比其他節(jié)點(diǎn)平均增大了20%，但反向加載時(shí)，由于螺栓的不對(duì)稱(chēng)，承受的彎矩會(huì)下降。此類(lèi)節(jié)點(diǎn)適用于非抗震區(qū)；受火試件JD2-3的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度比未受火試件JD2-2的小，JD2-3的初始切線(xiàn)剛度較JD2-2的下降了48%，彎矩減小10%左右，在達(dá)到最大彎矩后，未受火試件仍表現(xiàn)出良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力。

圖15 M-θ骨架曲線(xiàn)Fig.15 M-θ skeleton curves

3.3 節(jié)點(diǎn)承載力分析

由表3可見(jiàn)，試件JD2-3較JD1-1的承載力提高較大，正向加載上升約7.0%，反向加載提高約20.0%，說(shuō)明端板厚度對(duì)火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)承載力的提高影響較大，這是由于火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的最終破壞基本上是由端板處連接焊縫的擴(kuò)展及端板自身的開(kāi)裂引起的；試件JD3-1較JD1-1的承載力提高不大，正向加載上升約2.2%，反向加載提高約5.0%，說(shuō)明端板加勁肋的設(shè)置對(duì)火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)承載力的提高作用不明顯；試件JD4-1的正向加載承載力要高于其他節(jié)點(diǎn)的相應(yīng)承載力，這是由于螺栓數(shù)量的增多，導(dǎo)致火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)殇撝砭壟c腹板連接焊縫的拉裂，說(shuō)明適當(dāng)增加螺栓數(shù)量可以改善節(jié)點(diǎn)的受力性能；試件JD5-1較JD1-1的承載力提高不大，說(shuō)明端板下設(shè)置抗剪支托對(duì)火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)承載力的提高作用不大；試件受火后的強(qiáng)度出現(xiàn)下降，受火試件JD2-3各階段的荷載均比未受火試件JD2-2的小，且下降10%左右，而對(duì)應(yīng)的變形有所增加，可見(jiàn)火災(zāi)作用使節(jié)點(diǎn)的剛度和強(qiáng)度均有所下降(變形增大、極限荷載下降)。

表3 節(jié)點(diǎn)各階段特征荷載及對(duì)應(yīng)位移值Table 3 Characteristic loads and corresponding displacement values at each stage of joints

3.4 剛度退化

由圖16可見(jiàn)，在加載初期，火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)剛度有較明顯的退化趨勢(shì)，隨著位移的增大，節(jié)點(diǎn)剛度下降變緩，這是由于彈塑性變形損傷的不斷積累導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)剛度下降；試件JD2-3的節(jié)點(diǎn)剛度較其他節(jié)點(diǎn)下降緩慢，說(shuō)明節(jié)點(diǎn)端板厚度越大，剛度下降越慢；火災(zāi)后試件JD3-1和JD5-1的節(jié)點(diǎn)初始剛度較其他同類(lèi)型節(jié)點(diǎn)大，說(shuō)明梁端設(shè)置加勁肋和端板下部設(shè)置抗剪支托可以有效增大節(jié)點(diǎn)剛度；受火試件JD2-3較未受火試件JD2-2的初始剛度較小，二者的差距在60%左右，說(shuō)明火災(zāi)作用使節(jié)點(diǎn)初始剛度下降較多，并且受火節(jié)點(diǎn)剛度較未受火節(jié)點(diǎn)下降較慢，這是由于受火節(jié)點(diǎn)開(kāi)始已有損傷，但最終破壞時(shí)二者的剛度基本接近。

圖16 剛度退化曲線(xiàn)Fig.16 Stiffness degradation curves

3.5 延性及耗能能力

由表4可見(jiàn)，試件JD3-1與JD5-1的節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)較試件JD1-1大，說(shuō)明梁端設(shè)置加勁肋和端板下部設(shè)置抗剪支托可以提高火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的延性；比較試件JD2-3和JD1-1發(fā)現(xiàn)，端板厚度對(duì)改善火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的延性作用不大；比較試件JD2-2和JD2-3發(fā)現(xiàn)，受火后節(jié)點(diǎn)的屈服點(diǎn)和極限點(diǎn)相對(duì)轉(zhuǎn)角雖然有所增大，但其延性卻有所下降；由試件JD4-1的數(shù)據(jù)可知，該類(lèi)型節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)明顯提高，這是由于螺栓數(shù)量的增多，導(dǎo)致火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)殇撝砭壟c腹板連接焊縫的拉裂，可見(jiàn)增加螺栓數(shù)量可以提高節(jié)點(diǎn)的延性。

表4 節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)Table 4 Ductility factors of joints

比較試件JD2-3和JD1-1發(fā)現(xiàn)(表5)，端板厚度的增加可以改善火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的耗能能力；試件JD3-1、JD5-1的最大等效黏滯阻尼系數(shù)較試件JD1-1大，說(shuō)明梁端設(shè)置加勁肋和端板下部設(shè)置抗剪支托可以有效提高火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的耗能能力，可見(jiàn)節(jié)點(diǎn)構(gòu)造對(duì)耗能能力的影響較大；受火試件JD2-3與未受火試件JD2-2的最大等效黏滯阻尼系數(shù)一樣大，說(shuō)明火災(zāi)作用對(duì)節(jié)點(diǎn)的耗能能力無(wú)影響；一端外伸端板連接試件JD4-1的等效黏滯系數(shù)較小，并且該值小于鋼筋混凝土節(jié)點(diǎn)[10]，可見(jiàn)該類(lèi)型節(jié)點(diǎn)不適用于有抗震要求的建筑；除試件JD4-1外，其余火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的等效黏滯系數(shù)均大于0.170，可見(jiàn)兩端外伸端板連接試件具有良好的耗能能力。

表5 試件最大等效黏滯阻尼系數(shù)heTable 5 Maximum equivalent viscous damping coefficients of specimens

4 結(jié) 論

1)受火后的兩端外伸端板梁-柱連接節(jié)點(diǎn)具有良好的變形及耗能能力；受火后的一端外伸端板連接梁-柱節(jié)點(diǎn)則上下兩個(gè)方向可承受的彎矩相差較大，耗能能力較弱。

2)火災(zāi)作用使節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度、剛度及延性均有所下降，對(duì)耗能能力無(wú)影響。

3)端板厚度的增加可以提高火災(zāi)后端板連接梁-柱節(jié)點(diǎn)的承載力和耗能能力，減緩火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)剛度的下降趨勢(shì)，但對(duì)改善火災(zāi)后該類(lèi)節(jié)點(diǎn)的延性作用不大。

4)梁端設(shè)置加勁肋和端板下部設(shè)置抗剪支托可以提高火災(zāi)后梁柱節(jié)點(diǎn)的延性及耗能能力，有效增大火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)的剛度，但對(duì)火災(zāi)后節(jié)點(diǎn)承載力的提高不明顯。

5)適當(dāng)增加螺栓數(shù)量，可以改善火災(zāi)后梁柱節(jié)點(diǎn)的延性及受力性能。