趙旭冉，鄭山鎖?，張曉輝，曹琛

（1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2.西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點實驗室，陜西西安 710055）

自美國Northridge 地震（1994 年）和日本Kobe地震（1995 年）后，為避免普通鋼框架焊接節(jié)點在強震作用下發(fā)生脆性破壞，各國學(xué)者進(jìn)行了大量的研究，提出了多種改善節(jié)點抗震性能的措施.主要思路是實現(xiàn)塑性鉸外移，改善節(jié)點處的復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，緩解局部應(yīng)力集中現(xiàn)象，從而提高節(jié)點的抗震性能[1].塑性鉸外移分為2 種基本形式：即梁端局部加強（如蓋板加強型、擴(kuò)大翼緣型、腋梁加強型）與梁截面局部削弱（狗骨型、腹板開孔型、焊接孔擴(kuò)大型）[2-5].

日本普遍采用梁端翼緣擴(kuò)大型節(jié)點；美國主要采用狗骨型（RBS）節(jié)點；我國《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）推薦采用梁端蓋板加強型節(jié)點.但加強型節(jié)點需加大梁端截面或外加輔助件，勢必造成不經(jīng)濟(jì)[6].削弱型節(jié)點則以降低試件的承載力為代價，且易引起削弱處板件局部穩(wěn)定問題，存在一定弊端[7].可見，已有節(jié)點形式雖能增強節(jié)點的抗震性能，但都將不同程度上改變節(jié)點的強度或剛度.為此，本文提出梁端翼緣蓋板加強與腹板開孔削弱并用的新型節(jié)點，旨在滿足梁柱節(jié)點強度與剛度基本不變的前提下實現(xiàn)塑性鉸外移，避免節(jié)點發(fā)生脆性破壞，保證鋼框架結(jié)構(gòu)的安全性.

本文共設(shè)計了4 個不同構(gòu)造形式的鋼框架焊接節(jié)點試件（分別為標(biāo)準(zhǔn)型、蓋板加強型、腹板開孔削弱型、新型），研究了梁端局部構(gòu)造對鋼框架節(jié)點破壞形態(tài)、滯回曲線、承載力、剛度退化、延性及耗能能力等抗震性能的影響，并通過試驗及數(shù)值模擬，驗證了新型節(jié)點的可行性，以供實際工程參考.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[8]及《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[9]要求，并以“強柱弱梁”“強節(jié)點弱構(gòu)件”為原則設(shè)計了4 個1 ∶2的鋼框架焊接節(jié)點試件.試件均采用Q235B 熱軋H型鋼制作，柱截面規(guī)格為HW250×250×9×14，高度為2 050 mm，梁截面規(guī)格為HN300×150×6.5×9，長度為1 750 mm.

為研究梁端局部構(gòu)造形式對鋼框架節(jié)點抗震性能的影響，建立4 種節(jié)點形式：標(biāo)準(zhǔn)型節(jié)點、腹板開孔削弱型節(jié)點、蓋板加強型節(jié)點及新型節(jié)點，如圖1所示.其中，新型節(jié)點構(gòu)造上屬于翼緣蓋板加強與腹板開孔削弱并用的節(jié)點形式，即通過改變框架梁蓋板長度、腹板開孔半徑及孔圓心至梁端的距離，使其承載力曲線與標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件承載力曲線相近或重合.

圖1 不同構(gòu)造形式鋼框架焊接節(jié)點示意圖Fig.1 Diagram of different structural welded connections

不同構(gòu)造形式節(jié)點參數(shù)取值參照FEMA-350[10]及GB 50011—2010[9].為了保證梁端塑性鉸外移至腹板開孔處，并使得蓋板對塑性鉸區(qū)翼緣約束作用相同，以便于分析局部構(gòu)造變化對節(jié)點抗震性能的影響，新型節(jié)點翼緣蓋板長度取為腹板開孔圓心至梁端的距離減去開孔半徑，即將蓋板長度與腹板開孔位置2 個變量合為1 個變量，用蓋板長度表示.腹板開孔半徑為80 mm，蓋板尺寸為200 mm×120 mm×10 mm（長×寬×厚）.

所有試件梁柱連接均采用全焊連接，鋼梁翼緣與鋼柱翼緣采用Q235B 加強板進(jìn)行對接，加強板和梁翼緣與柱翼緣采用單邊坡口全熔透對接焊縫連接；鋼梁腹板與柱翼緣采用雙面角焊縫連接.焊條為E43 型，焊縫質(zhì)量符合《焊縫無損檢測等級和評定》（GB/T 11345—2013）“B-Ⅱ級”要求.試件詳細(xì)尺寸如圖2 所示.試件主要設(shè)計參數(shù)見表1.鋼材實測力學(xué)性能見表2.

圖2 試件詳細(xì)尺寸（單位:mm）Fig.2 Specimen details（unit：mm）

表1 試驗設(shè)計參數(shù)Tab.1 Test parameters

表2 鋼材力學(xué)性能Tab.2 Mechanical properties of steel

1.2 加載裝置及加載制度

試驗在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室完成，加載裝置如圖3 所示.柱兩端通過壓梁及地腳螺栓固定于剛性地面上，且在柱翼緣與壓梁、地面之間分別設(shè)墊滾板以確保柱在軸向力作用下能夠自由變形.柱端通過1 臺500 kN 千斤頂施加軸向荷載；梁端采用50 t MTS 液壓伺服作動器施加水平低周往復(fù)荷載.同時為了防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn)，在梁端兩側(cè)加設(shè)側(cè)向支撐[11].

圖3 加載裝置Fig.3 Test setup

試驗時，首先在柱端施加400 kN 恒定軸向荷載，軸壓比約為0.19.梁端水平荷載參考美國AISC 341-10[12]，以層間位移角為控制參數(shù)進(jìn)行加載，具體加載制度見圖4.其中，層間位移角定義為：

式中：Δ 為梁端加載點水平側(cè)移；L 為梁的計算長度（1 500 mm）.為了便于試驗結(jié)果分析，規(guī)定作動器推向為正向，拉向為負(fù)向.

圖4 加載制度Fig.4 Loading protocol

1.3 測試內(nèi)容

試驗測試內(nèi)容包括：1）位移測量：位移計LVDT1測量梁端加載點位移；位移計LVDT2 用來測量柱端位移；位移計LVDT3、LVDT4 用來測量梁端塑性鉸區(qū)轉(zhuǎn)角；位移計LVDT5 用來測量梁柱相對轉(zhuǎn)角.2）應(yīng)變測量：在節(jié)點核心區(qū)、梁端塑性鉸區(qū)等位置布置應(yīng)變片以監(jiān)測試件關(guān)鍵部位應(yīng)變發(fā)展規(guī)律.位移及應(yīng)變測點布置如圖5 所示.

圖5 測點布置Fig.5 Arrangement of measuring points

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

標(biāo)準(zhǔn)型節(jié)點SJ-1：在加載初期處于彈性階段，其荷載-位移曲線呈線性發(fā)展.當(dāng)加載至θ 為1.5%第1循環(huán)時，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折，表明試件屈服進(jìn)入塑性階段，但此時試件各部位無明顯變化.當(dāng)加載至θ 為3%第2 循環(huán)時，梁上、下翼緣距柱表面約80 mm 出現(xiàn)輕微局部屈曲.當(dāng)加載至θ 為4%第2循環(huán)時，梁腹板出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象，與此同時，梁下翼緣在焊接孔趾處出現(xiàn)細(xì)微橫向裂紋.持續(xù)加載，橫向裂紋迅速發(fā)展并貫通整個翼緣，腹板在焊接孔趾處亦出現(xiàn)裂紋.當(dāng)加載至θ 為5%第2 循環(huán)時，梁下翼緣焊接孔趾處完全拉斷，試件破壞，試驗結(jié)束.

新型節(jié)點SJ-2：當(dāng)加載至層間位移角θ 為1.5%第1 循環(huán)時，荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，表明試件屈服進(jìn)入塑性階段.當(dāng)加載至θ 為3%第2 循環(huán)時，腹板開孔中心處梁上、下翼緣處出現(xiàn)輕微局部屈曲現(xiàn)象.當(dāng)加載至θ 為4%第2 循環(huán)時，梁上、下翼緣局部屈曲現(xiàn)象明顯，圓孔邊緣（45°方向、135°方向）產(chǎn)生鼓曲現(xiàn)象，梁端削弱區(qū)塑性鉸形成.當(dāng)加載至θ 為5.5%時，梁腹板圓孔45°方向屈曲變形最大處母材撕裂.

削弱型節(jié)點SJ-3：當(dāng)加載至θ 為3%第1 循環(huán)時，腹板開孔區(qū)段梁上、下翼緣出現(xiàn)局部屈曲.當(dāng)加載至θ 為3%第2 循環(huán)時，腹板圓孔邊緣（45°方向、225°方向）出現(xiàn)輕微鼓曲現(xiàn)象，梁端削弱區(qū)塑性鉸形成.當(dāng)加載至θ 為5.5%時，塑性鉸充分發(fā)展，水平承載力降至峰值荷載的85%以下，試件破壞.

加強型節(jié)點SJ-4：當(dāng)加載至θ 為3%第2 循環(huán)時，梁上、下翼緣距蓋板末端約40 mm 處出現(xiàn)輕微局部屈曲現(xiàn)象.當(dāng)加載至θ 為4%第2 循環(huán)時，梁腹板距蓋板末端約20 mm 處出現(xiàn)鼓曲現(xiàn)象；此時，加強蓋板末端塑性鉸形成.當(dāng)加載至θ 為5.5%時，塑性鉸充分發(fā)展，梁翼緣翹曲高達(dá)30 mm，腹板鼓曲達(dá)25 mm；水平承載力降至峰值荷載的73%，停止加載.

總體而言，與標(biāo)準(zhǔn)型節(jié)點相比，新型節(jié)點、削弱型節(jié)點及加強型節(jié)點均達(dá)到了塑性鉸外移的目的，改善了節(jié)點處的應(yīng)力狀態(tài)，使得破壞模式由梁柱連接焊縫處脆性破壞轉(zhuǎn)換為梁局部塑性破壞，提高了節(jié)點的抗震性能.各試件最終破壞形態(tài)見圖6.

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of specimens

2.2 滯回曲線

各試件梁端荷載-位移滯回曲線如圖7 所示.由圖7 可知，各試件滯回曲線均呈飽滿紡錘形，并無捏攏現(xiàn)象.但標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件SJ-1 塑性變形小，強度、剛度退化不明顯.而采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點由于塑性鉸外移，塑性應(yīng)變累積加劇板件局部屈曲，導(dǎo)致其承載力及剛度隨著位移幅值或循環(huán)次數(shù)的增加逐步退化，滯回性能更為理想化.

2.3 承載力及延性系數(shù)

各試件骨架曲線如圖8 所示，相應(yīng)的實測特征值見表3[11，13].其中，屈服點（屈服荷載Py、屈服位移Δ）y采用能量等效法確定；極限點（極限荷載Pu、極限位移Δu）由峰值荷載Pm的85%所對應(yīng)的點確定；位移延性系數(shù)μ=Δu/Δy；層間塑性轉(zhuǎn)角θp=θu-θy.由圖8 和表3 可知：

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteresis curves of the specimens θ/%

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

表3 主要試驗結(jié)果Tab.3 Summary of test results

1）標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件骨架曲線無下降段，即峰值荷載后承載力突降，這是由于梁柱連接焊縫處發(fā)生脆性斷裂.而采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點試件骨架曲線具有明顯下降段，即峰值荷載后承載力逐步降低，表現(xiàn)出較強的塑性變形能力，這是因為塑性鉸在蓋板末端或腹板開孔區(qū)域形成并充分發(fā)展，從而緩解了梁柱連接焊縫處的應(yīng)力需求.

2）與標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件SJ-1 相比，削弱型節(jié)點試件SJ-3 由于腹板開孔減小有效截面面積，其平均峰值荷載降低9.34%；加強型節(jié)點試件SJ-4 由于蓋板增強翼緣板約束作用，其平均峰值荷載提高4.25%；而新型節(jié)點試件SJ-2 由于蓋板增強作用與腹板開孔削弱作用相互抵消，其平均峰值荷載略降低2.39%.可見，加強型節(jié)點、新型節(jié)點、標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點、削弱型節(jié)點的承載能力依次遞減，表明梁端局部構(gòu)造形式將對節(jié)點承載力產(chǎn)生影響.

3）與標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件SJ-1 相比，新型節(jié)點試件SJ-2 平均位移延性系數(shù)、層間塑性轉(zhuǎn)角分別增加了20.00%、12.90%；削弱型節(jié)點試件SJ-3 平均位移延性系數(shù)、層間塑性轉(zhuǎn)角分別增加了32.16%、7.53%；加強型節(jié)點試件SJ-4 平均位移延性系數(shù)、層間塑性轉(zhuǎn)角分別增加了18.04%、20.79%，表明采取局部構(gòu)造措施在一定程度上提高了節(jié)點的塑性變形能力.

4）除標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件SJ-1 外，各試件平均位移延性系數(shù)介于3.01～3.37，均大于3；平均層間塑性轉(zhuǎn)角介于0.030 0～0.033 7 rad，均大于FEMA 350[10]最低抗震性能限值0.03 rad；平均層間極限轉(zhuǎn)角介于0.042 6～0.050 5 rad，均大于現(xiàn)行抗震規(guī)范[9]鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值1/50（0.02 rad），表明采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點均具有較好的延性和變形轉(zhuǎn)動能力，滿足罕遇地震作用下的變形能力要求.

2.4 承載力退化

試件在加載過程中的承載力退化特性可采用承載力退化系數(shù)λ 表征，即同一位移級別下最后一次循環(huán)時的峰值荷載與第一次循環(huán)時的峰值荷載之比[11，13].圖9 給出了各試件的承載力退化曲線.

圖9 試件承載力退化曲線Fig.9 Strength degradation curves of specimens

各試件在θ=3%前，承載力退化系數(shù)穩(wěn)定，λ≥1，這是由于加載前期試件塑性應(yīng)變累積較小，且鋼材存在循環(huán)強化作用.隨著位移幅值的增大，試件塑性應(yīng)變累積不斷增大，承載力退化系數(shù)有所減小.當(dāng)θ=5%時標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件發(fā)生脆性破壞，其承載力退化系數(shù)驟降至0.32.而采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點，梁端塑性鉸形成并充分發(fā)展，其承載力退化系數(shù)逐步降低；當(dāng)θ=5.5%時，承載力退化系數(shù)仍大于0.8.表明采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點在大變形情況下仍有較大的安全儲備.

此外，新型節(jié)點與加強型節(jié)點承載力退化曲線較為平緩且穩(wěn)定，退化性能優(yōu)；而削弱型節(jié)點承載力退化曲線較為陡峭且曲折，退化性能差，這是由于削弱型節(jié)點腹板開孔更易引起薄弱處翼緣、腹板局部穩(wěn)定性問題.

2.5 剛度退化

采用剛度退化系數(shù)β（β=Ki/K0，Ki為第i級加載割線剛度，K0為初始彈性剛度）[11，14]表征試件的剛度退化特性，圖10 給出了各試件的剛度退化曲線.可知，各試件剛度退化趨勢一致：加載前期剛度退化嚴(yán)重，隨著位移的增加，剛度退化逐漸緩慢.但標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件在θ=5%時剛度退化突增，發(fā)生脆性破壞.此外，對比新型節(jié)點與加強型節(jié)點，削弱型節(jié)點剛度退化更為顯著，這是由于其梁端腹板開孔導(dǎo)致有效截面削弱，加劇了翼緣、腹板局部屈曲現(xiàn)象.

圖10 試件剛度退化曲線Fig.10 Stiffness degradation curves of specimens

2.6 耗能能力

圖11 所示為各試件累積耗能Etotal對比圖.圖12給出了各試件破壞時的等效黏滯阻尼系數(shù)he，u對比圖[15].可知，與標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件SJ-1 相比，新型節(jié)點試件SJ-2 的累積耗能、破壞時的等效黏滯阻尼系數(shù)分別增大了27.9%、34.6%；削弱型節(jié)點試件SJ-3 的累積耗能、破壞時的等效黏滯阻尼系數(shù)分別增大17.6%、24.8%；加強型節(jié)點試件SJ-4 的累積耗能及破壞時的等效黏滯阻尼系數(shù)分別增大36.0%、40.6%，表明采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點耗能能力均得到顯著提升.此外，削弱型節(jié)點由于腹板開孔易引起板件局部失穩(wěn)，而新型節(jié)點由于蓋板增強與腹板開孔削弱相互作用，性能介于加強型節(jié)點和削弱型節(jié)點之間，可知加強型節(jié)點、新型節(jié)點、削弱型節(jié)點、標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點的耗能能力依次減弱.

圖11 試件累積耗能Fig.11 Cumulative energy dissipation of specimens

圖12 試件等效黏滯阻尼系數(shù)Fig.12 Equivalent viscous damping ratio of specimens

2.7 應(yīng)變分布

各試件梁端翼緣沿長度方向應(yīng)變分布見圖13.其中，根據(jù)材性試驗結(jié)果，梁翼緣的屈服應(yīng)變?yōu)椋害舮=fy/E=282.03（/2.05×105）=1.38×10-3.由圖13 可知：

1）屈服應(yīng)變前（θ=1.5%），各試件梁翼緣測點應(yīng)變分布與內(nèi)力分布規(guī)律一致，呈線性發(fā)展；且正、負(fù)向加載時應(yīng)變分布基本相似.屈服應(yīng)變后，各測點應(yīng)變增長迅速，并由于局部塑性應(yīng)變累積較大呈現(xiàn)出明顯的非線性應(yīng)變分布.此外，由于翼緣局部屈曲，導(dǎo)致翼緣受拉時應(yīng)變值負(fù)增長，最終形成正、負(fù)向加載時應(yīng)變非對稱分布現(xiàn)象.

2）標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點試件SJ-1 進(jìn)入塑性階段后，梁根部應(yīng)變增長較其他測點迅速（破壞時梁根部應(yīng)變小于相鄰測點應(yīng)變，這是因為梁根部翼緣受到柱的約束作用及連接處焊接硬化的影響）.而新型節(jié)點試件SJ-2、削弱型節(jié)點試件SJ-3 進(jìn)入塑性階段后，腹板開孔區(qū)段應(yīng)變增長速率最大；加強型節(jié)點試件SJ-4在蓋板末端處應(yīng)變增長速率最大；且破壞時塑性鉸區(qū)段應(yīng)變充分發(fā)展，與前述試驗現(xiàn)象一致.這表明采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點均實現(xiàn)了塑性鉸外移的設(shè)計目標(biāo)，有效避免了梁柱連接焊縫處的應(yīng)力集中現(xiàn)象.

圖13 梁翼緣沿長度方向應(yīng)變分布Fig.13 Strain distribution along the length of the beam flange

3 有限元分析

3.1 模型建立

采用通用軟件ABAQUS 對試驗鋼框架節(jié)點進(jìn)行數(shù)值模擬.鋼材本構(gòu)采用真實應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，并在材料屬性中添加基于應(yīng)力三軸度的延性金屬損傷準(zhǔn)則（ducticle damage）.其中，應(yīng)力三軸度與等效塑性損傷應(yīng)變路徑按式（2）確定[16-17]：

C2可按式（3）確定，

式中：A0、Af分別為鋼材拉伸試件原始面積和斷裂后面積.

式中：K、n 為鋼材硬化參數(shù)，可通過鋼材真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線反算得出.

損傷演化路徑通過對鋼材拉伸試驗得到真實應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線下降段進(jìn)行歸一化及回歸分析確定，見式（6）.

所有部件均采用C3D10M 實體單元；使用自由網(wǎng)格劃分技術(shù)劃分網(wǎng)格，且對節(jié)點域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理；各部件焊接作用采用綁定約束（Tie）模擬.為防止應(yīng)力集中，將梁加載端翼緣局部面與一特征點進(jìn)行CP 耦合，用于施加水平往復(fù)荷載；柱軸壓力通過壓強形式均勻施加；邊界條件與試驗一致.同時，將一階屈曲模態(tài)作為初始缺陷引入到模型中.圖14 為試件有限元模型.

圖14 有限元模型Fig.14 Finite element model

3.2 模型驗證

由圖7 可知，有限元計算滯回曲線與試驗滯回曲線吻合較好，能夠描述鋼框架焊接節(jié)點試件的滯回性能.圖15 所示為有限元模型破壞形態(tài)，對比圖6和圖15 可知，各試件有限元破壞形態(tài)與試驗破壞形態(tài)相似，板件局部屈曲位置、變形范圍及應(yīng)力最大處（母材撕裂之處）與試驗結(jié)果基本一致，驗證了有限元模型的正確性.

圖15 有限元模型破壞形態(tài)Fig.15 Failure modes of FEM

3.3 斷裂性能

斷裂指數(shù)R1是反映鋼材局部的延性以及斷裂傾向的常用指標(biāo)[19]，其計算式為：

圖16 所示為有限元分析所得各模型加載到θ=3%時，梁根部翼緣及局部屈曲中心翼緣的最大斷裂指數(shù)R1對比.可知，相比標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點，采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點，梁翼緣根部斷裂指數(shù)大幅下降，而局部屈曲中心位置處斷裂指數(shù)均有所提升，表明采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點使得梁端高應(yīng)力區(qū)外移至加強板末端或開孔削弱區(qū)域，從而避免梁根部應(yīng)力發(fā)展所導(dǎo)致的梁柱連接焊縫處過早破壞.此外，所有節(jié)點梁局部屈曲位置處的斷裂指數(shù)均高于梁根部，表明梁發(fā)生局部屈曲現(xiàn)象可改善節(jié)點的破壞模式，避免梁柱連接焊縫處發(fā)生脆性斷裂.

圖16 有限元模型斷裂指數(shù)Fig.16 Rupture index of FEM

4 結(jié)論

1）蓋板加強型節(jié)點、腹板開孔削弱型節(jié)點及新型節(jié)點均達(dá)到了塑性鉸外移的目的，有效避免了梁柱連接焊縫處的應(yīng)力集中現(xiàn)象，使得破壞模式由梁柱連接脆性破壞轉(zhuǎn)換為梁局部塑性破壞，很大程度上改善了節(jié)點的抗震性能.

2）低周往復(fù)荷載作用下標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點因塑性應(yīng)變累積小、梁柱連接焊縫處過早脆性破壞導(dǎo)致其延性及耗能能力未得到充分發(fā)揮.而采取局部構(gòu)造措施的節(jié)點由于塑性鉸外移，塑性應(yīng)變累積較大，進(jìn)而加劇板件局部屈曲，造成強度、剛度逐步退化現(xiàn)象，抗震性能更為優(yōu)越.

3）在峰值荷載前新型節(jié)點承載力、剛度與標(biāo)準(zhǔn)節(jié)點一致；且由于蓋板增強作用與腹板開孔削弱作用相互抵消，其峰值荷載僅降低2.39%，而位移延性系數(shù)及累積耗能卻分別增加了20.0%、27.9%，充分體現(xiàn)了新型節(jié)點的設(shè)計理念，實現(xiàn)了在強度、剛度基本不變的前提下改善節(jié)點抗震性能的設(shè)計目標(biāo).

4）在破壞形態(tài)、滯回性能等方面有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，表明文中建立的考慮應(yīng)力三軸度損傷準(zhǔn)則的有限元模型可有效模擬鋼框架焊接節(jié)點在低周往復(fù)荷載作用下的受力性能，亦驗證了新型節(jié)點的合理性.