裘 煜 鄒小舟 羅運(yùn)海 李麗娟 武念鐸 王小平 熊 哲 謝龍盼

(1.廣東翔順建設(shè)集團(tuán)有限公司，廣東云浮 527400；2.廣東工業(yè)大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，廣州 510006；3.中國建筑第八工程局有限公司，上海 200122)

傳統(tǒng)混凝土結(jié)構(gòu)受到施工方式的制約，施工周期長、環(huán)境污染大等弊端已嚴(yán)重制約行業(yè)的發(fā)展。裝配式結(jié)構(gòu)作為轉(zhuǎn)型發(fā)展的主要方向，是目前研究和應(yīng)用的熱點(diǎn)[1-2]。但是大量地震破壞表明：裝配式結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)在地震破壞中最為嚴(yán)重，是結(jié)構(gòu)最薄弱環(huán)節(jié)[3-4]。因此改善節(jié)點(diǎn)抗震性能，已成為裝配式結(jié)構(gòu)發(fā)展的關(guān)鍵。

傅劍平等指出，軸壓比、梁柱縱筋、節(jié)點(diǎn)箍筋以及混凝土強(qiáng)度均可影響節(jié)點(diǎn)抗震性能[5-6]。郭子雄等采用型鋼取代混凝土梁[7]。戎賢團(tuán)隊(duì)采用高強(qiáng)鋼筋代替梁柱縱筋[8-9]。Kim等引入高延性混凝土取代普通混凝土[10]。試驗(yàn)結(jié)果表明：采用鋼梁、梁柱縱筋置換，高性能混凝土均可獲得良好的抗震性能，但是會(huì)造成節(jié)點(diǎn)施工困難和澆筑問題。因此，從箍筋構(gòu)造方式考慮，提出新型箍筋應(yīng)用于裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)。和傳統(tǒng)箍筋相比，新型箍筋具有優(yōu)異的約束效果。文獻(xiàn)[11-12]介紹了對多螺旋箍筋柱的軸壓強(qiáng)度的研究，文獻(xiàn)[13]介紹了對“一筆箍筋節(jié)點(diǎn)”的研究。文獻(xiàn)[11-13]的研究結(jié)果均顯示出多螺旋箍筋柱和“一筆箍筋節(jié)點(diǎn)”均展現(xiàn)出良好的承載能力和延性。因此通過開展新型箍筋裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能試驗(yàn)，對破壞形態(tài)、滯回曲線、骨架曲線、延性、耗能能力、強(qiáng)度退化、剛度退化和節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角進(jìn)行分析，為裝配式節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 節(jié)點(diǎn)制作

新型箍筋裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)由預(yù)制上柱、預(yù)制下柱，左疊合梁、右疊合梁(邊節(jié)點(diǎn)不包含)組成。其制作過程包括4個(gè)步驟，如圖1所示。1)綁扎預(yù)制梁和預(yù)制柱鋼筋，其中，預(yù)制上、下柱均采用多螺旋箍筋，以達(dá)到提升混凝土柱承載能力的目的。2)澆筑預(yù)制梁和預(yù)制柱，預(yù)制梁上部預(yù)留150 mm厚作為后澆疊合層，預(yù)制下柱縱筋預(yù)留規(guī)定長度用于鋼筋連接，預(yù)制上柱柱底預(yù)埋灌漿套筒。3)完成梁疊合層鋼筋及節(jié)點(diǎn)核心區(qū)一筆箍筋的綁扎，并裝配左、右疊合梁和預(yù)制下柱，通過澆筑節(jié)點(diǎn)核心區(qū)及梁疊合層混凝土完成連接。4)通過預(yù)制下柱伸長縱筋，與預(yù)制上柱底部預(yù)埋套筒完成灌漿連接。待套筒灌漿料達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，即可進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)。

a—鋼筋綁扎；b—預(yù)制試件制作；c—梁柱節(jié)點(diǎn)連接；d—上柱連接。圖1 裝配式節(jié)點(diǎn)制作過程Fig.1 Fabrication processes of prefabricated joints

1.2 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中，考慮了節(jié)點(diǎn)強(qiáng)弱、類型和施工方法以及箍筋形式的不同，其中，按照節(jié)點(diǎn)強(qiáng)弱，分為強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組(用“W”表示)和弱節(jié)點(diǎn)組(用“S”表示)；按照節(jié)點(diǎn)類型，分為中節(jié)點(diǎn)(用“I”表示)和邊節(jié)點(diǎn)(用“E”表示)；按照施工方法，分為裝配式節(jié)點(diǎn)(用“P”表示)和現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)(用“C”表示)；考慮的箍筋形式有傳統(tǒng)復(fù)合箍筋(由多個(gè)箍筋組合而成)、“一筆箍筋”(由一根完整的鋼筋彎折加工而成)和多螺旋箍筋(由中間大螺旋箍筋和四個(gè)角部小螺旋箍筋組成)，詳見圖2。因此，共設(shè)計(jì)6個(gè)混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)足尺試件，對其進(jìn)行抗震性能試驗(yàn)，試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

a—WI-P、SI-P；b—WI-C、SI-C；c—WE-P、SE-P。圖2 梁柱節(jié)點(diǎn)配筋 mmFig.2 Reinforcement of beam-column joints

各試件尺寸均一致，同組試件配筋率均相同。試件柱總高3.250 m，梁至柱邊長1.475 m，梁、柱截面尺寸分別為250 mm×450 mm和450 mm×450 mm。柱配12根直徑22 mm的縱筋。對于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，箍筋采用普通復(fù)合箍筋，直徑10 mm，間距100 mm，節(jié)點(diǎn)區(qū)加密箍筋間距為80 mm。對于新型箍筋裝配式節(jié)點(diǎn)，節(jié)點(diǎn)區(qū)采用“一筆箍筋”加密，其直徑10 mm，間距800 mm；柱采用多螺箍，大螺箍直徑12 mm，小螺箍直徑6.5 mm，間距均為100 mm。梁配直徑為10 mm、間距為100 mm的箍筋。對于強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件，梁上下各配2根直徑20 mm的縱筋；對于弱節(jié)點(diǎn)組試件，梁上下各配3根直徑22 mm的縱筋。

1.3 材性試驗(yàn)

各試件混凝土強(qiáng)度等級均為C30，鋼筋縱筋直徑為22,20 mm，箍筋直徑為12,10,6.5 mm，灌漿套筒采用全灌漿球墨鑄鐵套筒，外徑和長度分別為55，410 mm，灌漿料采用超高強(qiáng)無收縮灌漿料。材料的實(shí)測性能指標(biāo)如表2～4所示。

表2 混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu，kTable 2 Compressive strength of concrete cubes MPa

表3 鋼筋力學(xué)性能指標(biāo)Table 3 Mechanical property indexes of rebars

表4 灌漿套筒力學(xué)性能指標(biāo)Table 4 Mechanical property indexes of grouting sleeves

1.4 加載裝置及加載制度

試件加載裝置及現(xiàn)場試驗(yàn)如圖3所示。在柱上端施加水平方向低周往復(fù)荷載，柱頂采用500 t液壓千斤頂施加恒定軸向荷載，軸壓比為0.1。柱腳用鉸支座，梁端用豎向鉸支撐，液壓千斤頂與反力架之間采用滑動(dòng)支座來模擬節(jié)點(diǎn)在地震荷載中的約束條件。節(jié)點(diǎn)處梁端與柱端變形通過梁柱交接處位移計(jì)測得，位移計(jì)布置情況如圖4所示。

a—I節(jié)點(diǎn)；b—E節(jié)點(diǎn)。圖3 試驗(yàn)加載裝置Fig.3 Loading devices

a—I節(jié)點(diǎn)；b—E節(jié)點(diǎn)。圖4 位移計(jì)測點(diǎn)布置Fig.4 Arrangements of displacement meters

試驗(yàn)采用位移控制加載程序，初始加載位移分別為2.5,5,7.5,10 mm，此后以10 mm為級差遞增。10 mm之前位移加載循環(huán)1次，10 mm之后位移加載循環(huán)3次，直至試件破壞終止試驗(yàn)。試件加載制度如圖5所示。加載過程中出現(xiàn)荷載下降至極限荷載85%以下時(shí)，視為試件破壞。

圖5 加載制度Fig.5 Loading system

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)過程及破壞特征

所有試件最終破壞形態(tài)如圖6所示。整個(gè)加載過程中，6個(gè)節(jié)點(diǎn)均經(jīng)歷了初裂、屈服、極限和破壞階段。

對于強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件，在加載初期(位移級為5 mm)，WI-P、WI-C、WE-P節(jié)點(diǎn)梁端底部均產(chǎn)生初始裂紋。隨著位移增大，節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端出現(xiàn)多條垂直裂縫，并向遠(yuǎn)離節(jié)點(diǎn)方向擴(kuò)展，同時(shí)在梁的中部產(chǎn)生多條交叉斜裂縫。當(dāng)水平位移達(dá)30 mm時(shí)，WI-P、WI-C節(jié)點(diǎn)梁端裂縫貫通，加載過程中伴有“劈啪”響聲，鋼筋已出現(xiàn)滑移現(xiàn)象。WE-P節(jié)點(diǎn)梁端裂縫貫通滯后到40 mm時(shí)，主要原因是框架邊節(jié)點(diǎn)梁端約束較弱，變形能力增加。當(dāng)水平位移達(dá)60 mm左右時(shí)，WI-P、WI-C節(jié)點(diǎn)梁端產(chǎn)生明顯塑性鉸，WE-P節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生塑性鉸滯后到70 mm時(shí)。繼續(xù)加載，靠近節(jié)點(diǎn)的梁端出現(xiàn)部分混凝土剝落現(xiàn)象，同時(shí)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)出現(xiàn)少量微小裂縫，破壞時(shí)WI-P、WI-C和WE-P節(jié)點(diǎn)水平位移(取均值，下同)分別為105.2，90.7，107.7 mm。從強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件破壞過程可以看出，3個(gè)試件均發(fā)生梁端彎曲破壞，初裂時(shí)加載位移相近(約5 mm)，在梁端產(chǎn)生貫通裂縫至破壞階段，中節(jié)點(diǎn)比邊節(jié)點(diǎn)水平加載位移略小，WI-P、WE-P節(jié)點(diǎn)最終破壞位移比WI-C節(jié)點(diǎn)分別提升15.98%和18.20%。說明采用新型箍筋后，裝配式節(jié)點(diǎn)表現(xiàn)出良好的變形能力。

a—WI-P；b—WI-C；c—WE-P；d—SI-P；e—SI-C；f—SE-P。圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of specimens

對于弱節(jié)點(diǎn)組試件，初裂階段破壞形態(tài)與強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件基本相同。位移達(dá)到30 mm時(shí)，在節(jié)點(diǎn)核心區(qū)產(chǎn)生斜裂縫，同時(shí)在節(jié)點(diǎn)柱端部位產(chǎn)生水平裂縫，SI-P和SI-C節(jié)點(diǎn)核心區(qū)裂縫發(fā)展更快。當(dāng)水平位移達(dá)50 mm時(shí)，SI-P和SI-C節(jié)點(diǎn)核心區(qū)混凝土開裂嚴(yán)重，靠近核心區(qū)柱端的水平裂縫出現(xiàn)不同程度擴(kuò)展，邊節(jié)點(diǎn)SE-P開裂相對滯后。破壞時(shí)SI-P、SI-C和SE-P節(jié)點(diǎn)的水平位移分別為120.1，110.0，109.9 mm。從弱節(jié)點(diǎn)組試件破壞過程可以看出，3個(gè)試件從節(jié)點(diǎn)產(chǎn)生斜裂縫到最后破壞，新型箍筋裝配式節(jié)點(diǎn)SI-P破壞時(shí)水平位移最大，比現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)SI-C高9.18%，邊節(jié)點(diǎn)SE-P破壞位移與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)SI-C相當(dāng)。

2.2 滯回曲線

所有試件滯回曲線如圖7所示。可見：6個(gè)試件正負(fù)向滯回曲線基本對稱，中節(jié)點(diǎn)對稱性更好，主要與中節(jié)點(diǎn)左、右梁端約束有關(guān)，在往復(fù)荷載作用下承載力發(fā)揮更佳。整個(gè)加載過程中，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件滯回曲線更為飽滿，弱節(jié)點(diǎn)組試件滯回曲線的捏縮效應(yīng)較為明顯，由于邊節(jié)點(diǎn)約束較弱，滯回曲線有明顯的水平滑移段。此外，新型箍筋裝配式節(jié)點(diǎn)WI-P滯回曲線的飽滿程度最佳，節(jié)點(diǎn)SI-P的飽滿程度優(yōu)于同組現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)SI-C，SE-P試件的捏縮效應(yīng)最明顯，反映出強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件屈服后，梁端塑性鉸展現(xiàn)出良好的延性性能，滯回曲線更為飽滿。裝配式中節(jié)點(diǎn)由于新型箍筋約束效果好，滯回曲線均略優(yōu)于同組現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)。

a—WI-P；b—WI-C；c—WE-P；d—SI-P；e—SI-C；f—SE-P。圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteresis curves of specimens

2.3 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖8所示?？梢姡?個(gè)試件的骨架曲線變化規(guī)律基本一致。在荷載上升階段，節(jié)點(diǎn)試件的骨架曲線表現(xiàn)出相似的增長趨勢，且新型箍筋裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的骨架曲線與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的基本重合。相比強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件，弱節(jié)點(diǎn)組試件的整體剛度更大，節(jié)點(diǎn)域性能得到充分發(fā)揮，節(jié)點(diǎn)具備更大的承載能力。另外，中節(jié)點(diǎn)的極限承載力、初始剛度均高于邊節(jié)點(diǎn)的，這與梁對節(jié)點(diǎn)的約束效果有關(guān)。

a—W節(jié)點(diǎn);b—S節(jié)點(diǎn)。圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

2.4 延性系數(shù)

延性系數(shù)反映結(jié)構(gòu)的塑性變形能力，采用位移延性系數(shù)反映節(jié)點(diǎn)的塑性。從表5可以看出：除邊節(jié)點(diǎn)SE-P外，其余節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)均超過3，表現(xiàn)出較好的塑性性能。強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件的延性系數(shù)均高于相應(yīng)弱節(jié)點(diǎn)組試件的，由此可見，在節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中應(yīng)遵循“強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，弱構(gòu)件”的原則。新型箍筋裝配式梁柱中節(jié)點(diǎn)的延性系數(shù)均不小于同組現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)的，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件WI-P試件比WI-C試件的延性系數(shù)高4%，SI-P與SI-C試件的延性系數(shù)相當(dāng)。此外，由于梁對節(jié)點(diǎn)的約束效果不同，新型箍筋裝配式梁柱中節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)明顯高于同組的新型箍筋裝配式梁柱邊節(jié)點(diǎn)，WI-P試件比WE-P試件的延性系數(shù)高10.9%；SI-P試件比SE-P試件的延性系數(shù)高36%。

表5 節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)Table 5 Ductility coefficients of joints

2.5 耗能分析

構(gòu)件的耗能能力通常采用等效黏滯阻尼比he[15]來評價(jià)，各試件的等效黏滯阻尼比he計(jì)算值如圖9所示?？梢姡杭虞d初期各試件等效黏滯阻尼比he變化均較小，試件處于彈性變形階段；在水平位移達(dá)到20 mm后，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件等效黏滯阻尼比he明顯增加，幅值在0.05～0.26之間變化；弱節(jié)點(diǎn)組試件變化較小；新型箍筋裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)WI-P和WE-P在加載后期的等效黏滯阻尼比he均大于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)WI-C；弱節(jié)點(diǎn)組試件中，前期現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)SI-C的等效黏滯阻尼比he最大，后期三者能達(dá)到相同的耗能能力。

a—W節(jié)點(diǎn);b—S節(jié)點(diǎn)。圖9 節(jié)點(diǎn)等效黏滯阻尼比Fig.9 Equivalent viscous damper ratios of joints

2.6 強(qiáng)度退化

圖10 節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度退化曲線Fig.10 Strength degeneration curves of joints

2.7 剛度退化

剛度退化是結(jié)構(gòu)抗震性能計(jì)算的重要參考指標(biāo)，通常采用環(huán)線剛度Ki表征，為第i級循環(huán)下峰值荷載之和與對應(yīng)位移之和的比值[16]。各試件第一次循環(huán)荷載下的環(huán)線剛度K1曲線如圖11所示?？芍涸诩虞d初期，各試件均出現(xiàn)較大幅度的剛度退化，其中裝配式節(jié)點(diǎn)更加突出，主要是加載初期裝配式節(jié)點(diǎn)鋼筋與混凝土協(xié)同作用較差；在后期加載中，各試件剛度退化均趨于緩和。整個(gè)加載過程中，弱節(jié)點(diǎn)組試件的剛度值均大于強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件的，新型箍筋裝配式節(jié)點(diǎn)WI-P、SI-P的剛度曲線均高于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)WI-C、SI-C的。

2.8 位移-轉(zhuǎn)角曲線

根據(jù)設(shè)置在節(jié)點(diǎn)處的位移計(jì)，可計(jì)算得到各試件的梁柱轉(zhuǎn)角隨加載位移變化情況，計(jì)算結(jié)果如圖12所示?？梢钥闯觯焊髟嚰牧褐D(zhuǎn)角隨加載位移的增加而增大，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件的梁柱轉(zhuǎn)角均大于弱節(jié)點(diǎn)組試件的；在加載初期，不同試件梁柱轉(zhuǎn)角值均較小，達(dá)到屈服階段(30 mm左右)后，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件的柱端轉(zhuǎn)角發(fā)生快速上升，弱節(jié)點(diǎn)組試件的增幅相對平緩，主要與S組試件整體剛度增大有關(guān)，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)較??；梁端轉(zhuǎn)角在位移達(dá)到60～80 mm時(shí)，轉(zhuǎn)角變形增長較快；整個(gè)加載過程中，邊節(jié)點(diǎn)WE-P破壞時(shí)柱端轉(zhuǎn)角最大，新型箍筋裝配式節(jié)點(diǎn)WI-P、SI-P的柱端轉(zhuǎn)角均大于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)WI-C、SI-C的；梁端轉(zhuǎn)角中，節(jié)點(diǎn)WI-P破壞時(shí)梁端轉(zhuǎn)角最大，達(dá)到現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)WI-C的變形要求；節(jié)點(diǎn)SI-P的梁端轉(zhuǎn)角亦大于同組現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)SI-C。

a—W節(jié)點(diǎn)試件;b—S節(jié)點(diǎn)試件。圖11 節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degeneration curves of joints

a—柱端轉(zhuǎn)角;b—梁端轉(zhuǎn)角。 WI-P； WI-C； WE-P； SI-P； SI-C； SE-P。圖12 試件梁柱位移-轉(zhuǎn)角曲線Fig.12 Relations between displacement and rotation angles of beam ends and column ends

3 承載力計(jì)算

根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]，強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件的梁端彎矩可以采用式(1)計(jì)算：

(1)

式中：Mu為梁端彎矩；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度；h0為梁截面有效高度；x為混凝土受壓區(qū)高度。

弱節(jié)點(diǎn)組試件節(jié)點(diǎn)核心區(qū)剪力可以采用式(2)計(jì)算：

(2)

式中：Vj為節(jié)點(diǎn)區(qū)剪力；ΣMb為節(jié)點(diǎn)區(qū)梁端彎矩之和；Hc為上、下柱反彎點(diǎn)間的距離；hb、hb0分別為梁截面高度和有效高度；a′s為梁受壓邊緣到受壓鋼筋合力點(diǎn)的距離。

節(jié)點(diǎn)區(qū)剪力可以采用式(3)計(jì)算：

(3)

式中：ηj為正交梁約束影響系數(shù)，中節(jié)點(diǎn)取1.0，邊節(jié)點(diǎn)取0.67；Asvj為節(jié)點(diǎn)區(qū)有效驗(yàn)算寬度范圍內(nèi)箍筋截面面積；s為箍筋間距；N為上柱軸力；bj、hj分別為節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的截面寬度、高度；bc為驗(yàn)算方向柱的截面高度。

根據(jù)式(1)～式(3)可以求出梁端彎矩以及節(jié)點(diǎn)剪力。按照混凝土與鋼筋強(qiáng)度取試驗(yàn)實(shí)測值，峰值荷載取雙向加載平均值，bj取250 mm，bc、hj均取450 mm，N取0.1fcbchc，Hc取3.2 m，a′s、as均取35 mm。計(jì)算結(jié)果如表6、7所示。

表6 彎矩試驗(yàn)值與理論值比較Table 6 Comparisons between experimental and theoretical values of bending moment

由表6可知：對于強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件，其試驗(yàn)值均大于計(jì)算值，誤差在9.0%～32.7%之間，平均誤差為17.7%。由此可見，GB 50010—2010可用于文中提出的新型箍筋裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，并且具有足夠的安全冗余度。由表7可知：對于弱節(jié)點(diǎn)組試件，其試驗(yàn)值與計(jì)算值誤差在-3.9%～10.2%，平均誤差為3.7%，兩者結(jié)果較為接近，驗(yàn)證了抗剪承載力算式的正確性。

表7 剪力試驗(yàn)值與理論值比較Table 7 Comparisons between experimental and theoretical values of shearing force

4 結(jié)束語

1)新型箍筋增強(qiáng)裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞形態(tài)和現(xiàn)澆梁柱節(jié)點(diǎn)相似。強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件發(fā)生梁端彎曲破壞；弱節(jié)點(diǎn)組試件發(fā)生節(jié)點(diǎn)剪切破壞，柱端水平裂縫更加明顯。

2)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件的滯回曲線更加飽滿；弱節(jié)點(diǎn)組試件的骨架曲線更高，承載力更大。新型箍筋裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的滯回曲線飽滿程度優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，骨架曲線與現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)基本重合，且延性系數(shù)較大。

3)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件耗能能力更大、強(qiáng)度退化較慢，表現(xiàn)出較好的塑性性能；弱節(jié)點(diǎn)組試件節(jié)點(diǎn)剛度較大，耗能能力較弱。新型箍筋裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)等效黏滯阻尼系數(shù)、強(qiáng)度退化系數(shù)均高于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，剛度曲線表現(xiàn)為加載初期剛度值較小，破壞時(shí)達(dá)到現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)要求。

4)強(qiáng)節(jié)點(diǎn)組試件梁柱轉(zhuǎn)角均大于弱節(jié)點(diǎn)組試件。新型箍筋裝配式節(jié)點(diǎn)柱端轉(zhuǎn)角破壞時(shí)大于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，梁端轉(zhuǎn)角表現(xiàn)出相似的結(jié)論。

5)采用梁端受彎承載力算式和節(jié)點(diǎn)區(qū)受剪承載力算式對試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)試件進(jìn)行驗(yàn)算，試驗(yàn)值和計(jì)算值均相差不大，驗(yàn)證了承載力公式的正確性。另外，GB 50010—2010可用于設(shè)計(jì)新型箍筋裝配式混凝土梁柱節(jié)點(diǎn)，并且具有一定的安全儲備。