方有珍，王玉璽，鈕榮斌，孫國華

(蘇州科技學(xué)院江蘇省結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 蘇州 215011)

框架結(jié)構(gòu)作為主要的傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式，組成框架柱的承載力與抗側(cè)剛度和梁柱節(jié)點(diǎn)連接性能是滿足“強(qiáng)柱弱梁”、“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”抗震設(shè)計原則[1]、實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)具備足夠的耗散地震能能力和決定結(jié)構(gòu)體系在強(qiáng)震作用下抗倒塌性能的關(guān)鍵所在．

新型部分外包混凝土組合柱（Partially encased composite column，簡稱PEC柱）P是采用熱軋薄壁鋼板組合截面，在兩翼緣板之間設(shè)置一定間距的橫向拉結(jié)筋(常規(guī)翼緣非卷邊 PEC柱[2-5])或橫向拉結(jié)板條（采用柱翼緣卷邊為課題組最先提出的設(shè)計思想）[6-7]，且澆筑混凝土而形成的組合柱．現(xiàn)有研究表明：鋼結(jié)構(gòu)部分明顯增強(qiáng)對混凝土約束，提高了混凝土對構(gòu)件承載力和水平抗側(cè)剛度的貢獻(xiàn)，改善構(gòu)件抗震延性；而采用翼緣卷邊構(gòu)造進(jìn)一步消除了常規(guī) PEC柱雙向剛度明顯差異和翼緣間設(shè)置拉結(jié)筋帶來的施工困難等缺陷．此外，現(xiàn)有國內(nèi)外學(xué)者[8-15]在梁柱節(jié)點(diǎn)采用預(yù)拉對穿螺栓和T形件連接方面取得了系列研究成果，研究結(jié)果顯示：(1)多數(shù)T形件均在翼緣出現(xiàn)明顯的塑性變形后發(fā)生腹板凈截面斷裂和螺栓的拉伸斷裂；(2) 試件的耗能主要源于翼緣的塑性變形和連接件間的摩擦滑移；(3) T形件連接能提供足夠大的節(jié)點(diǎn)彎曲剛度與強(qiáng)度來滿足理想的“強(qiáng)柱弱梁”抗震要求；(4) 與常規(guī)剛性節(jié)點(diǎn)相比，對穿螺栓T形件具有部分自復(fù)位功能，且現(xiàn)實(shí)了節(jié)點(diǎn)域混凝土斜壓帶傳力模式，降低了節(jié)點(diǎn)域抗剪要求；(5) 對穿高強(qiáng)螺栓T形件連接節(jié)點(diǎn)剛度大，螺栓、T形件、柱壁間傳力明確，塑性性能好．

盡管目前我國建筑抗震設(shè)計規(guī)范[1]中明確規(guī)定，可通過控制在罕遇地震作用下鋼結(jié)構(gòu)的最大層間位移角來實(shí)現(xiàn)“大震不倒”的抗震設(shè)防目標(biāo)，但規(guī)范界定的限值過于保守，并不能反映實(shí)際結(jié)構(gòu)真正意義的倒塌． 而ATC-63[16]引入了CMR（Collapse Margin Ratio）系數(shù)定量描述實(shí)際結(jié)構(gòu)在超越MCE（Maximum Considered Earthquake）水準(zhǔn)的倒塌儲備能力． 因此，量化結(jié)構(gòu)的倒塌極限能力，對合理確定結(jié)構(gòu)的倒塌儲備能力、超強(qiáng)性能、結(jié)構(gòu)影響系數(shù)具有重要意義． 為此本文通過對1榀卷邊PEC柱-鋼梁 T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)組合框架中間層子結(jié)構(gòu)進(jìn)行擬靜力抗震試驗(yàn)，分析試件結(jié)構(gòu)的滯回性能、剛度、耗能、側(cè)移變形模式等，研究揭示試件結(jié)構(gòu)的層間抗倒塌機(jī)理．

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計

以實(shí)際層高為3.0 m的組合框架結(jié)構(gòu)為研究對象，提取與之相連的上下柱反彎點(diǎn)之間層間子結(jié)構(gòu)為試驗(yàn)試件原型，考慮蘇州科技學(xué)院江蘇省結(jié)構(gòu)重點(diǎn)試驗(yàn)室加載設(shè)備的加載能力，按照 1：2縮尺制作試件模型． 試件中PEC柱采用Q235鋼板卷邊焊接組合截面（翼緣和腹板厚5 mm，拉結(jié)板條厚4 mm，柱強(qiáng)軸布置），混凝土強(qiáng)度為C20；鋼梁為I20a工字鋼； T形件與卷邊PEC柱采用10.9級d=20對穿高強(qiáng)螺栓進(jìn)行連接（設(shè)計預(yù)緊力值為10 kN），而與鋼梁采取三面圍焊，試驗(yàn)試件設(shè)計詳見圖1． 鋼結(jié)構(gòu)梁柱翼緣與腹板各取3個材性試樣，混凝土每批預(yù)留3個標(biāo)準(zhǔn)試塊，材性實(shí)測值見表1．

表1 試件材性實(shí)測指標(biāo)Tab. 1 Material performance index of the specimen

圖1 試件設(shè)計Fig.1 Design of the specimen

1.2 試驗(yàn)方案

1.2.1 測點(diǎn)布置

位移傳感器：在B邊柱側(cè)沿高度5個不同位置布置用于測量試件結(jié)構(gòu)水平位移；在梁柱節(jié)點(diǎn)連接部位布置以測試梁端與PEC柱轉(zhuǎn)角和梁端與T形件翼緣轉(zhuǎn)角． 應(yīng)變片：在梁柱節(jié)點(diǎn)區(qū)布置應(yīng)變花測試其剪切變形；在T形加強(qiáng)端部梁截面沿高度布置應(yīng)變片和應(yīng)變化測試截面應(yīng)變用于判別截面進(jìn)入屈服進(jìn)程和相應(yīng)內(nèi)力；PEC柱上關(guān)鍵截面布置應(yīng)變片以判別其應(yīng)力狀態(tài)，見圖2．

1.2.2 試驗(yàn)裝置與加載方案

試驗(yàn)在蘇州科技學(xué)院江蘇省結(jié)構(gòu)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室完成，為了模擬試件邊界條件，試件柱下端通過平面鉸支座與剛性地梁連接；柱上端通過平面鉸支座與剛性加載梁連接，且在加載梁側(cè)設(shè)置平面外支撐，防止試件整體出現(xiàn)平面外扭轉(zhuǎn)，具體見圖2．

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Instructions for loading of the specimens

試驗(yàn)加載方式采用位移加載：正式加載之前進(jìn)行預(yù)加載，以檢查試驗(yàn)儀表是否工作正常．正式加載后，以7.5 mm為初始級，前4級按7.5 mm（即試件側(cè)移0.25%）遞增；隨后按15 mm（即試件側(cè)移0.50%）遞增，每級荷載為2個循環(huán)，直至試承載力下降至加載歷史最大荷載 85%或試件層間側(cè)移超過大震層間側(cè)移最小限值 1/30，試驗(yàn)方可結(jié)束． 試驗(yàn)結(jié)束條件為獲得試件完善的抗震性能提供了保障．翼緣與腹板連接處翼緣拉斷（見圖3 (e)），且試件中梁面外扭轉(zhuǎn)變形明顯；隨后再加載至側(cè)移4.5%級半個循環(huán)，試件鋼梁面外扭轉(zhuǎn)變形嚴(yán)重，且實(shí)測試件整體與層間均超過了大震層間側(cè)移限值1/30，則宣告試驗(yàn)結(jié)束．

2 試驗(yàn)過程描述

圖3 試驗(yàn)過程主要特征Fig.3 Primary characteristics in test process

此次試驗(yàn)重點(diǎn)研究T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)PEC柱-鋼梁組合框架層間倒塌機(jī)理，根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象可知，加載初期，試件基本處在彈性階段Ⅰ；加載至側(cè)移 1.5%級過程中，試件 T形件端部梁截面上下翼緣外部出現(xiàn)起皮見圖3(a)，即梁截面開始進(jìn)入屈服階段Ⅱ；繼續(xù)加載級至側(cè)移 2.0%級，試件 T形件端部梁截面腹板部位屈服線貫通，即全截面屈服見圖3(b)；隨后繼續(xù)加載過程中，試件相繼進(jìn)入T形件外排螺栓附近梁截面屈服線逐步向跨中不斷擴(kuò)展階段Ⅲ見圖3 (c)；加載至側(cè)移3.5%峰值，下節(jié)點(diǎn)梁受壓翼緣均出現(xiàn)局部屈曲（見圖3 (d)）；加載至側(cè)移4.0%級峰值時，試件A邊下節(jié)點(diǎn)T形件

圖4 試件最終破壞塑性機(jī)構(gòu)Fig.4 Plastic mechanism of the specimen

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回特性

試件在低周往復(fù)荷載下的滯回曲線可反映試件結(jié)構(gòu)的承載力、剛度退化、耗能能力、變形模式等抗震性能． 試件包含上下半層，其主要是為了準(zhǔn)確模擬中間層的邊界條件，為此，本文對比分析試件頂點(diǎn)水平荷載—整體側(cè)移和層間側(cè)移曲線，見圖 5． 圖中：P為水平荷載；θ、θ1分別為試件整體與層間側(cè)移，θ=Δ/H，θ1=Δ1/h；H、h分別為試件整體高度與中間層高，Δ、Δ1為試件整體與層間水平相對側(cè)移．

圖5 試件滯回曲線Fig.5 Hysteretic curves of the specimen

從圖 5試件整體和層間滯回曲線對比可以看出：加載初期，連接處于彈性階段，滯回曲線基本為直線，剛度和承載力較大，滯回環(huán)面積較小，基本無殘余變形；隨著加載的繼續(xù)，試件承載力明顯增大，且卸載過程中對穿螺栓拉力作用，連接出現(xiàn)部分自行復(fù)位，滯回曲線出現(xiàn)一定的捏縮效應(yīng)，結(jié)構(gòu)仍處在彈性狀態(tài)，滯回耗能仍十分有限；加載至側(cè)移1.5%級過程中，T形件外端附近梁截面翼緣開始出現(xiàn)屈服；繼續(xù)加載至側(cè)移2.0%，T形件端部附近梁截面充分屈服形成塑性鉸，T形件脫開較明顯，螺栓處于彈性階段以致卸載自復(fù)位效果顯著；隨后，梁端塑性鉸區(qū)屈服面積不斷向周邊擴(kuò)展，試件耗能增大趨勢明顯，但卸載時其自復(fù)位效果基本維持不變．

試驗(yàn)水平荷載—側(cè)移角骨架曲線可直觀反映加載過程中試件的力學(xué)性能，而通過試件整體與層間骨架線對比可以分析試件的整體性，見圖6．

圖6 試件整體與層間骨架曲線Fig.6 Skeleton curves for the specimen

從圖6中進(jìn)一步反映：整個加載過程中，試件整體和層間骨架線基本重合，原因可能在于試件采用的新型卷邊 PEC具有較大的抗側(cè)剛度與承載力和T形件焊接加強(qiáng)型連接進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)了梁端塑性鉸遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)區(qū)，更好滿足了“強(qiáng)柱弱梁”和“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)弱構(gòu)件”的抗震設(shè)計要求，試件結(jié)構(gòu)整體性好、水平抗側(cè)剛度沿高度分布均勻．

3.2 抗側(cè)剛度退化

結(jié)構(gòu)剛度隨著循環(huán)荷載次數(shù)的增加而退化過程，反映了受力過程中結(jié)構(gòu)的損傷進(jìn)程，本文引入峰值抗側(cè)剛度KPi，即每級加載位移峰值點(diǎn)之間連線的斜率（公式（1））． 由于本文重點(diǎn)研究層間倒塌機(jī)理，為此，僅對層間水平抗側(cè)剛度退化規(guī)律進(jìn)行分析，計算結(jié)果見圖7．

圖7 層間抗側(cè)剛度退化曲線Fig.7 Peak lateral-resisting stiffness degradation curve of interstory

從圖7中顯示：初期加載至側(cè)移0.5%級時，由于試件連接部位間隙和PEC柱混凝土擠壓密實(shí)，水平抗側(cè)剛度出現(xiàn)明顯的增大；隨后加載至側(cè)移1.5%級T形件端部梁截面開始屈服之前，試件處在彈性階段，層間抗側(cè)剛度退化速度較小；隨著加載的繼續(xù)，T形件端部梁截面屈服不斷向梁截面中部發(fā)展，層間抗側(cè)剛度退化趨勢明顯；當(dāng)加載至側(cè)移 2.0%級，T形件端部梁截面全截面屈服形成塑性鉸，隨后加載至試驗(yàn)結(jié)束過程中，梁端塑性鉸區(qū)不斷向梁中部擴(kuò)展，層間抗側(cè)剛度退化速度趨于平緩，表明試件結(jié)構(gòu)具有良好的整體性和抗震延性．

3.3 節(jié)點(diǎn)性能

梁柱節(jié)點(diǎn)是決定框架結(jié)構(gòu)體系整體性和力學(xué)性能的關(guān)鍵，而節(jié)點(diǎn)性能取決于節(jié)點(diǎn)區(qū)、連接和梁端三者之間的剛度合理匹配，因此，本文進(jìn)一步對T形件加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)性能進(jìn)行分析．

3.3.1 滯回曲線

試驗(yàn)試件結(jié)構(gòu)最終破壞塑性機(jī)構(gòu)由T形件端部附近截面充分屈服形成，為此將該截面作為控制截面，定義該截面彎矩為節(jié)點(diǎn)參考彎矩M，梁端與PEC柱相對轉(zhuǎn)角為連接轉(zhuǎn)角θ2，梁端與T形件翼緣相對轉(zhuǎn)角為梁端轉(zhuǎn)角θ3． 節(jié)點(diǎn)參考彎矩M計算參照水平荷載作用下框架結(jié)構(gòu)的受力機(jī)理（即梁不承擔(dān)軸力，且跨中彎矩為零），見圖8．

式中：P為試驗(yàn)水平荷載；H總為試件PEC柱頂?shù)灼矫驺q支座中心間距離；L為框架跨度；V為梁上剪力；l為彎矩M計算截面距框架梁跨中距離．

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)計算得到節(jié)點(diǎn)連接與梁端滯回曲線，見圖9． 從圖分析可知，在加載至側(cè)移1.5%級過程中，T形件外排螺栓附近梁截面的連接彎矩超過截面屈服彎矩（My≈63 kN·m），即截面開始進(jìn)入屈服；隨著加載的繼續(xù)至側(cè)移2.0%級，T形件外排螺栓附近梁截面彎矩超過全截面塑性彎矩（Mp≈77 kN·m），即截面完全屈服形成理想的延性破壞模式，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動能力發(fā)揮充分，且加載結(jié)束時對應(yīng)節(jié)點(diǎn)最大轉(zhuǎn)角均超過大震層間側(cè)移限值 1/30． 因此現(xiàn)行相關(guān)規(guī)范所規(guī)定的最大塑性轉(zhuǎn)角0.03 rad在一定程度上保證了抗彎框架出現(xiàn)理想延性失效模式和具有良好的抗倒塌能力．

圖8 試件理想傳力機(jī)理Fig.8 Load-transfer mechanism of the specimen

圖9 節(jié)點(diǎn)參考彎矩-連接與梁端轉(zhuǎn)角滯回曲線Fig.9 M-θ hysteresis curves of connection or beam-end

為了分析節(jié)點(diǎn)區(qū)對整個節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，基于各個節(jié)點(diǎn)區(qū)應(yīng)變片實(shí)測數(shù)據(jù)，參照公式（3）計算節(jié)點(diǎn)區(qū)剪應(yīng)變，計算結(jié)果見圖10．

圖10 節(jié)點(diǎn)區(qū)剪應(yīng)變曲線Fig.10 Shear strain curves of the panel zone

通過圖 10對比分析可知，整個加載過程中，所有節(jié)點(diǎn)區(qū)最大剪應(yīng)變γmax=884.33 με（微應(yīng)變），表明節(jié)點(diǎn)區(qū)剪切變形較小，更好滿足了“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)”的抗震設(shè)計要求，這也進(jìn)一步驗(yàn)證本文試件采用增設(shè)節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)板構(gòu)造措施提高了對節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土的約束作用，且T形件對穿螺栓連接實(shí)現(xiàn)了節(jié)點(diǎn)區(qū)混凝土斜壓帶傳力模式和節(jié)點(diǎn)連接部位梁端形成塑性鉸區(qū)遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)區(qū)的目標(biāo)[13-15]．

3.3.2 轉(zhuǎn)動剛度退化

試件T形件焊接加強(qiáng)型連接，節(jié)點(diǎn)區(qū)剛度大、變形小，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動能力取決于節(jié)點(diǎn)連接． 為此，本文對節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)動峰值剛度進(jìn)行了分析，相同處理方法同層間抗側(cè)剛度，計算結(jié)果見圖11．

圖11 節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動峰值剛度退化曲線Fig.11 Peak rotational stiffness degradation curve of the joint

對圖 11分析可知：節(jié)點(diǎn)連接和梁端初始轉(zhuǎn)動峰值剛度均較大，且超過20.0×103kN·mm；加載側(cè)移至1.0%，由于試件連接部位間隙擠壓密實(shí)，轉(zhuǎn)動剛度有明顯退化；加載側(cè)移 1.5%級 T形件端部梁截面開始屈服至側(cè)移 2.0%級 T形件端部梁截面全截面屈服過程中，節(jié)點(diǎn)連接轉(zhuǎn)動峰值剛度退化趨勢進(jìn)一步加著；隨著繼續(xù)的加載，塑性區(qū)域擴(kuò)展，直至加載到側(cè)移4.5%試驗(yàn)結(jié)束，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動峰值剛度退化緩慢，進(jìn)一步驗(yàn)證T形件對穿預(yù)拉螺栓焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)具有較大的轉(zhuǎn)動剛度和良好的轉(zhuǎn)動能力．

3.4 耗能能力

結(jié)構(gòu)承載力與變形性能決定結(jié)構(gòu)體系力學(xué)性能的主要控制指標(biāo)，其反映了結(jié)構(gòu)承載力、延性和耗散地震能的能力，本文主要從絕對耗能和等效黏滯阻尼系數(shù)兩方面分析試件的耗能性能．

3.4.1 絕對耗能

絕對耗能通過滯回環(huán)的面積來衡量，不僅反映了結(jié)構(gòu)或構(gòu)件損傷進(jìn)程，也是評估結(jié)構(gòu)抗震性能的重要指標(biāo)． 為了深入研究試件結(jié)構(gòu)層間耗能機(jī)理，本文對試件整體、層間和節(jié)點(diǎn)連接在試驗(yàn)過程中滯回環(huán)面積進(jìn)行了計算，計算結(jié)果見圖12．

圖12 滯回耗能Fig.12 Hysteretic dissipated energy of the specimen

從圖12(a)對比分析發(fā)現(xiàn)：加載初期，試件處在彈性階段，少量的耗能主要由試件加工連接處縫隙和混凝土的擠壓密實(shí)引起；加載側(cè)移 1.5%級過程中，T形件端部梁截面開始屈服，試件耗能明顯增大；隨著加載的繼續(xù)，T形件端部截面屈服不斷向截面中部延伸和屈服區(qū)梁跨中擴(kuò)展，結(jié)構(gòu)耗能增幅明顯加大；繼續(xù)加載至側(cè)移3.5%級時，A邊柱下節(jié)點(diǎn)T形件與腹板交接的翼緣部位斷裂，相應(yīng)延緩了梁端屈服區(qū)的擴(kuò)展速度，試件各部分耗能增大幅度減緩． 此外，從圖12(b)顯示，加載至T形件端部梁截面開始屈服后，層間耗能約為試件整體耗能的50%左右，而單個節(jié)點(diǎn)耗能占試件整體耗能的20%以上，這進(jìn)一步說明試件整體性好、水平抗側(cè)剛度沿高度分布均勻，且試件主要耗能由節(jié)點(diǎn)連接梁端屈服提供，實(shí)現(xiàn)了理想的延性破壞模式．

3.4.2 等效黏滯阻尼比

等效黏滯阻尼比ζeq可合理地評估試件耗散能量的能力．ζeq按式（4）計算，其中等效黏滯阻尼比的計算示意見圖13．

式中：SABCD為試件試驗(yàn)測試的滯回曲線中滯回環(huán)所包絡(luò)的面積；SΔB0E、SΔD0F分別為滯回曲線第Ⅰ、Ⅲ象限的三角形面積．

圖13 等效黏滯阻尼比的計算示意Fig.13 Diagram of equivalent viscous damping ratio

圖 14給出了試件整體、層間和節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼比加載變化曲線． 從圖中可以看出：(1)加載初期，節(jié)點(diǎn)連接處縫隙擠壓密實(shí)耗散一定能量，等效黏滯阻尼比出現(xiàn)明顯的增加，但隨后加載至側(cè)移 0.5%時，試件仍處在彈性階段而未發(fā)生其他耗能，等效黏滯阻尼比減??；(2)隨著加載至側(cè)移1.5%級過程中，T形件端部梁截面開始屈服，試件耗能明顯增大，等效黏滯阻尼比增長速度較快；(3)繼續(xù)加載至側(cè)移2.0%級T形件端部梁截面充分屈服后，梁端塑性區(qū)向梁跨中發(fā)展，結(jié)構(gòu)主構(gòu)件梁耗能明顯增加，等效粘滯阻尼比先出現(xiàn)增長趨向平緩． 此外，通過對比試件整體、層間和節(jié)點(diǎn)的等效黏滯阻尼比變化規(guī)律進(jìn)一步顯示：試件整體與層間變化曲線基本重合，即試件結(jié)構(gòu)整體均勻耗能；節(jié)點(diǎn)連接等效黏滯阻尼比較梁端稍大，但總體規(guī)律一致，且兩者明顯高于試件整體和層間對應(yīng)值，原因在于試件耗能主要由T形件端部附近截面屈服耗能提供．

圖14 試件的等效黏滯阻尼比Fig 14 Equivalent viscous damping coefficients

3.5 變形模式

試件結(jié)構(gòu)沿高度的水平位移變形曲線反映了結(jié)構(gòu)受力機(jī)理的發(fā)展進(jìn)程． 本次試驗(yàn)沿試件高度方向布置了5個位移傳感器，基于試驗(yàn)測試數(shù)據(jù)處理，得到了不同加載級峰值狀態(tài)下試件框架子結(jié)構(gòu)水平位移變形曲線，見圖15．

圖15 試件沿高度的水平位移變形模式Fig 15 Lateral displacement patterns of the specimen

從圖 15中顯示，試件在整個加載過程中，試件水平位移沿高度呈線性增長趨勢，即水平位移變形表現(xiàn)為理想的倒三角彎剪型變形模式，進(jìn)一步驗(yàn)證了試件結(jié)構(gòu)整體性好、水平抗側(cè)剛度沿高度分布均勻，試件表現(xiàn)為理想的彎曲型受力、剪切型變形模式．

4 結(jié)論

（1）T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)PEC柱-鋼梁組合框架層間子結(jié)構(gòu)在低周反復(fù)荷載作用下經(jīng)歷三個受力階段：彈性階段階段Ⅰ、T形件端部附近梁截面屈服階段Ⅱ、T形件端部附近梁截面充分屈服后塑性區(qū)擴(kuò)展階段Ⅲ．

（2）T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)PEC柱-鋼梁組合框架層間子結(jié)構(gòu)采用T形件焊接連接方式提高了節(jié)點(diǎn)連接的剛度，實(shí)現(xiàn)了梁塑性鉸位置遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)區(qū)和結(jié)構(gòu)梁端塑性屈服耗能的設(shè)計目標(biāo)．

（3）T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)PEC柱-鋼梁組合框架層間子結(jié)構(gòu)整體性好、水平抗側(cè)剛度沿高度分布均勻，試件表現(xiàn)為理想的彎曲型受力、剪切型變形模式．

（4）T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)PEC柱-鋼梁組合框架層間子結(jié)構(gòu)整體與層間側(cè)移和節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角均超過大震層間側(cè)移限值1/30，且承載力下降趨勢不明顯，試件結(jié)構(gòu)具有良好的抗倒塌能力．

（5）T形件焊接加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)PEC柱-鋼梁組合框架層間子結(jié)構(gòu)破壞模式為T形件端部附近梁截面充分屈服形成塑性鉸的理想塑性破壞機(jī)構(gòu)．

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