杭州西站桥建合一承轨层复杂关键节点抗震性能试验研究.pdf

tureofJun.2023Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023年6 月Vol.45,No.3第45 卷第3 期工程抗震与加固改造文章编号1002-8412(2023)03-0102-09D0I:10.16226/j.issn.1002-8412.2023.03.013杭州西站桥建合一承轨层复杂关键节点抗震性能试验研究熊学炜（中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北武汉43 0 0 6 3）【提要针对承轨层复杂关键节点，设计1/8 缩尺试件，并进行低周往复试验和数值分析，以研究其抗震性能。所选节点为左右等高、等跨和左右不等高、不等跨的预应力箱梁-钢管混凝土柱节点JD-1和JD-2。由于箱梁宽度大于柱宽，故节点区增设柱帽，梁腹板内纵筋及预应力筋从节点两侧柱帽穿过。对节点的承载力、刚度、延性、耗能能力及钢筋和预应力筋应力、应变进行分析。研究结果表明：节点JD-1和JD-2分别主要表现为梁端弯曲破坏和上柱端部压弯破坏，均达到了强节点弱构件的设计目的；从节点的滞回性能、承载力退化规律、延性及耗能能力等可以看出其具有良好的抗震性能。【关键词承轨层；节点；抗震性能；钢管混凝土柱；预应力梁；低周往复试验中图分类号TU352.1*1文献标识码 AStudy on seismic performance of complex key joints in integrated station-bridge structHangzhou West StationXiong Xue-wei(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co.Ltd,Wuhan 430063,China)Abstract:In view of the complex key nodes of rail bearing layer in practical engineering,1/8 scale specimens are designed to study theseismic performance through low cycle reciprocating load test and numerical analysis.The selected joints are JD-1 and JD-2prestressed box girder-concrete-flled steel tubular column joints with equal height and span and equal height and span.As the width ofbox girder is larger than the width of column,the column cap is added to the joint area.The longitudinal bars and prestressed bars inthe web pass through both sides of the joint column cap.Based on the low cycle reciprocating load test,the bearing capacity,stiffness,ductility,energy dissipation capacity and stress and strain of steel bar and prestressed bar are analyzed.The results show that the jointsJD-1 and JD-2 mainly exhibit bending failure at the beam end and bending failure at the upper column end,respectively,whichachieve the design purpose of strong joints and weak members.It can be seen that the joint has good seismic performance from itshysteretic performance,degradation law of bearing capacity,ductility and energy dissipation capacity.Keywords:intergrated station-bridge structure;node;seismic performance;concrete-filled steel tube column;prestressed beam;lowcyclereciprocation testE-mail:近年来新建的特大型站房中承轨层大多采用桥建合一的结构形式，承轨层是整个站房结构中，荷载最为复杂的部分一需要直接承受列车运行产生的荷载，它与一般房建结构有诸多不同。承轨层结构设计需同时满足铁路桥梁结构和建筑结构的规范，其结构重要性对于行车安全、站房结构和旅客舒适不言而喻。而承轨层的梁柱节点又是确保承轨层梁收稿日期2022-02-24柱安全的重要部位，如何确保节点具备足够的强度和较好的延性至关重要。程文壤等 报道了6 个钢管混凝土叠合柱-钢筋混凝土梁连接节点在往复荷载作用下的试验，研究结果表明，开穿筋小圆孔的节点抗震性能最好；李惠等 2 通过轴压试验研究了该类构造形式的可靠性，试验结果表明：核心区竖向承载力大于柱身竖向承载力，构造连接可靠；聂建国等 3 开展了3 个外环板式钢管混凝土叠合柱-钢筋混凝土梁连接节点的梁端往Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingJun.2023Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023Vol.45,No.3103.熊学炜：杭州西站桥建合一承轨层复杂关键节点抗震性能试验研究第45 卷第3 期复加载试验，研究结果表明：外环板式节点均发生梁端破坏，实现“强节点、弱构件”的设计原则，环板的形式对该类节点的承载力与破坏形态等无明显影响。对于杭州西站等相关大型站房，其桥建合一的承轨层结构中采用预应力混凝土箱型梁与型钢混凝土柱，承轨梁受力钢筋及预应力筋布置在箱梁腹板区域。因梁宽大于柱宽，需在梁柱相交的节点区域增设柱帽，以保证传力的合理性。由于此做法可保证梁腹板范围内的纵向钢筋和预应力筋不与柱十字钢骨相碰，因此增加了施工的便捷性且保证预应力钢筋线型的精确。但是箱梁腹板在柱宽范围之外，柱帽是否能够保证梁、柱之间的可靠传力，这种构造形式的节点抗震性能 4 如何等均未知，故需对此关键复杂节点进行抗震性能研究。针对目前国内外对承轨层节点方面研究 5 的不足，本文以杭州西站为研究对象，根据缩尺节点试验数据，结合有限元分析，对实现承轨层结构“强柱弱梁、强节点弱杆件”提出了有针对性的实质建议和借鉴（见图1）。柱帽一柱帽(a)(b)图1承轨层梁柱节点柱帽Fig.1Column cap for beam-column joints on integratedstation-bridge structure1试验概况1.1试件设计按照1：8 的缩尺比例模拟实际工程节点，设计了2 个试件（编号分为JD-1、JD-2）。试件基本尺200钢管混凝土柱预应力钢筋混凝土梁节点90920141112591451413142014114停141213501414二二钢管混凝土叠合柱9909987.5525275.%2987.5(a)基本尺寸4004004001005盒141005142142650/100(4)业6 0 5 0/10 0(4)9650/100(4)4业64业644业68988业84业68业84业6*46491451440142-47(109,40.54,0.1,0.5,0.1)2-47(109,4054.0.1,0.5,0.1)2-47(81.40,54.0.1,0.6.0.1)(b)1-1(c)2-2(d)3-3400275水8 0 162914M3,L=15,1008$650/100(4)业6 5 04468业8H24金696459142002-407(81.40.54,0.10.6.0.1)(e)4-4(f)5-5(g)型钢2752754002008业16169880168416业6 5 0260500605060026050(h)6-6(1)7-7G)8-8(k)9-9图2试件JD-1尺寸Fig.2SpecimenJD-1Jun:Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023.1042023年6 月工程抗震与加固改造寸、构造和参数情况如图2 和图3 所示，其中试件JD-2上下柱及节点截面与试件JD-1相同，图3 中从略。其中JD-1为左右等高、等跨预应力混凝土箱梁-钢管混凝土柱节点，JD-2为左右不等高、不等跨预应力混凝土箱梁-钢管混凝土柱节点。2 个试件构造相似，左右梁截面为箱型梁（如1-1截面），靠近节点处的梁截面为实心截面（如2-2 截面）；下柱底部为型钢混凝土截面（如5-5 截面），向上延伸为钢管混凝土截面（如7-7 截面），其中为了防止型钢混凝土柱转向钢管混凝土柱的刚度突变，在其两种截面之间设置过渡截面（如6-6 截面）；为了便于梁腹板内纵筋及预应力筋的穿人，在节点处设置柱帽（如8-8 截面）；上柱截面为钢管混凝土截面（如9-9 截面）。200钢管混凝土柱预应力钢筋混凝土梁-节点2盒141112501450141314201443431501412135盒1414二钢管混凝土叠合柱100Z70100(a)基本尺寸40040040010010059145014281426850/100(4)06050/100(4)06050/100(4)8业6862-407(109.68.54.0.1.0.5.0.1)012处88988082-5(L1.137.5.137.5)245(L1.137.5,137.5)8065业1452145盒142-447(81.40.54,0.1.0.5,0.1)2-47(81.40.54.0.1.0.5.0.1)2-247(169.4d.109.0.1.0.5.0.1)(b)1-1(c)2-2(d)3-34002鱼14鱼6.0 5 0/10 0(4)8业612d82-4*7(109.68,54,0.1.0.5,0.1)59142-207(169.40.109.0.1.0.5.0.1)(e)4-4图3试件JD-2尺寸Fig.3Specimen JD-21.2试件制作及材性本次试验构件混凝土分两批次进行浇筑，其中梁采用C45混凝土，柱采用C50混凝土。1.3试验装置及加载制度本次试验采用低周往复荷载试验 6 的方法，对设计试件的抗震性能进行研究。如图4所示，柱顶通过反力架上的刚性横梁限制柱的侧移，柱底用限制底座防止节点发生整体侧移，从而形成柱两端铰接、梁两端自由的力学模型。柱顶千斤顶通过反力梁反作用于柱顶，梁端通过千斤顶施加反对称荷载，同时设置侧向支撑来防止加载过程中构件的侧转失稳。根据实际要求的轴压比（0.3 2）首先进行柱顶轴力加载，然后对梁端反对称施加竖向往复荷载，屈服前按荷载控制分级加载，试件屈服后，以屈服位移的整倍数进行位移控制加载。每级位移下进行3 次循环加载，直到试件破坏（构件在该循环下达到的最大承载力下降至极限承载力的8 5%及以下），则停止加载。试验加载制度如图5 所示。刚性横梁（侧向支撑）转轴限制底座(a)(b)图4试验装置Fig.4Experimental unit1.4测点布置及测量方案试验采用位移计和电阻应变片量测试件的变形2023Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingVol.45,No.105.熊学炜：杭州西站桥建合一承轨层复杂关键节点抗震性能试验研究第45 卷第3 期荷载(kN)位移(mm)434荷载控制加载1-44位移控制加载图5加载制度Fig.5Loading system特征。测点布置如图6 所示 6 。试验中的测试内容如下：（1）梁加载端荷载和位移；（2）节点核心区附近梁端和柱端钢筋（钢管）应变；（3）试验中采用裂缝放大镜测量混凝土上的裂缝宽度。W1木W2W3W4图6 试件位移计布置位置Fig.6Position of displacement gauge2试验结果及分析2.1试件破坏过程及破坏形态2.1.1JD-1破坏过程为便于试验现象的描述，对于JD-1，规定以左梁受到向下的荷载和位移以及右梁受到向上的荷载和位移为正。JD-1破坏过程如图7 所示。前期进行力控制加载，当加载至3 0 kN正向循环后，左梁距节点区420mm处（箱梁实心和空心截面相交处）上部和右梁距节点区2 2 0 mm处下部各出现一条竖向弯曲裂缝见图7（a)，宽度分别为0.0 2 mm和0.0 1mm；加载至40 kN时，节点区开始出现斜裂缝。当加载至5 0 kN反向循环后，右梁上部距节点区440 mm处出现宽度约0.0 2 mm的前后面贯通裂缝见图7（b）。随后裂缝开始增多、弯曲裂缝出齐。试件屈服后，以正向14mm（屈服荷载为106.3kN）、反向18 mm（屈服荷载为12 1kN）为屈服位移对JD-1进行位移加载控制。加载至2 Ay正向第一循环后，左右梁上竖向裂缝向斜裂缝方向转变，同时节点区交叉斜裂缝增多见图7（c）；3 y 正反向第一循环加载过程中，右梁侧面靠近节点区出现纵向（劈裂）裂缝见图7（d）；加载至4y反向第一循环后，节点区柱帽部分出现主斜裂缝见图7（e）；加载至5 Ay正向第一循环后，左梁混凝土压碎剥落严重，同时节点区交叉斜裂缝宽度增大，也开始出现混凝土剥落现象；加载至5 y反向第一循环后，左右梁靠近节点区下部混凝土剥落严重见图7（f)，荷载下降至极限荷载的8 5%以下，停止加载。JD-1梁端首先出现塑性铰并耗能，然后上柱钢管开始屈服，最后节点区箍筋、钢管屈服参与耗能。最终的破坏主要为梁端弯曲破坏、节点区破坏区域小，破坏程度低，属于强节点弱构件破坏形态。(a)首次出现裂缝（b）右梁上部前后两面裂缝贯通(c)竖向裂缝向斜裂缝方向转变（d）右梁出现纵向（劈裂）裂缝(e）节点区斜裂缝增多()左右梁端混凝土破坏严重图7试件JD-1试验破坏过程Fig.7Failureprocess of specimenJD-1Jun.Earthquake Resistant EngineeringandRetrofitting2023.1062023年6 月工程抗震与加固改造2.1.2JD-2破坏过程JD-2加载方向的规定与JD-1相同。JD-2破坏过程如图8 所示。前期进行力控制加载，当加载至40 kN反向循环后，左梁靠近节点区正面下部出现第一条裂缝见图8（a），宽度约0.02mm；当加载至8 0 kN正向循环后，节点区交叉斜裂缝增多见图8（b），宽度在0.0 3 0.0 6 之间；当加载至9 0 kN反向循环后，右梁顶部距节点区400mm处出现贯通裂缝见图8（c），宽度为 0.2 mm。试件屈服后，以正向14mm（屈服荷载为78.1kN）、反向17 mm（屈服荷载为9 5.6 kN）为屈服位移对JD-2进行位移加载控制。加载至2 y正向第一循环后，左右梁竖向弯曲裂缝向斜裂缝方向转变 见图8（d),同时节点区交叉斜裂缝继续增多；加载至4y正向第一循环后，左梁正面侧边靠近节点区出现纵向裂缝见图8（e）；加载至4Ay正向第二循环后，左梁靠近节点区下部混凝土部分压碎破坏见图8（f)，同时发现上柱钢管底部被拉断见图8（g），荷载下降至极限荷载的8 5%以下，停止加载，试验结束。JD-2首先上柱钢管开始屈服并耗能，然后梁纵筋开始屈服梁端塑性铰参与耗能，最后上柱钢管由于疲劳破坏被拉断。节点区较完好，破坏程度较小，也为强节点弱构件破坏形态。2.2滞回曲线试验得到的荷载-位移滞回曲线如图9 与图10所示。加载初始阶段，节点处于弹性工作状态，加载曲线大致为一条直线，且加载和卸载路径基本重合，滞回环狭长。随着加载级别的增大，由于裂缝的开展以及混凝土进入塑性，梁端荷载卸载为零后，裂缝不能完全闭合，位移无法回零。往复加卸载后，节点内部发生内力重分布，滞回曲线斜率开始变小。但是，试件屈服以前，滞回环包围面积小，耗能很少,卸载后残余变形很小。试件屈服之后，每级加载的第二、三次循环的加载曲线与上一次相比，曲线峰值点和曲线斜率均有所降低（不再重复上一次加载路径）；卸载曲线与上一次也有不同，荷载完全卸除之后，残余位移随着循环次数的增加依次增大。由于正向荷载的残余变形，反向加载时，加载曲线与上一级反向加载曲线相比刚度有很大降低；随着循环位移级别的增大，加载(a)左梁首次出现裂缝(b)节点区交叉斜裂缝(c)右梁顶部贯通裂缝(d)竖向裂缝转变为斜裂缝(e)左梁纵向劈裂裂缝()左梁底部混凝土压碎破坏钢管疲劳破坏(g)上柱底部钢管被拉断图：试件JD-2试验破坏过程Fig.8Failure process of specimen JD-2曲线的斜率越来越低，表明刚度降低，同时残余变形也越来越大。2个试件屈服前，滞回曲线呈现饱满的梭形，同一加载等级下，强度退化、刚度退化很小。随着梁侧垂直裂缝的开展以及斜裂缝的出现，滞回环变为弓形；由于有预应力的存在，往复循环后期卸载时梁中裂缝闭合较好，所以试件的滞回曲线存在“捏缩”现象。进入弹塑性阶段后，裂缝宽度继续增加，试件纵筋滑移量加大，滞回环形状由弓形转变为反S形。此外，在施加3 y后，虽然位移增长迅速，但是荷载退化并不十分显著，表明2 个试件较好的延性及承载能力。在加载后期，试件JD-2比JD-1滞回环饱满，原因可以解释如下：JD-2的梁跨高比大，故加载时剪跨比大、往复荷载下的延性好。另外，同为JD-2，左梁滞回环不及右梁饱满，是因为左梁出现了较为明显的纵向劈裂裂缝见图8（e）,纵筋滑移量大，2023Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingVol.45,No.3?107.熊学炜：杭州西站桥建合一承轨层复杂关键节点抗震性能试验研究第45 卷第3 期影响了梁端塑性铰耗能能力。20020071501501001005050-100.-80-60/-4020406080100-100-80-6040220406080/100位移(mm)位移(mm)100-100-150-150-200-200J(a)左梁滞回曲线(b)右梁滞回曲线图9 试件JD-1荷载-位移滞回曲线Fig.9 Load-displacement hysteretic curves of specimen JD-120072007150150100100-50-80-60-40406080-80-6020406080位移(mm)位移(mm)0000-150-150-2001-2001(a)左梁滞回曲线(b)右梁滞回曲线图10试件JD-2荷载一位移滞回曲线Fig.10Load-displacement hysteretic curves ofspecimen JD-22.3骨架曲线试件的荷载-位移骨架曲线如图11所示。从图11中可以看出，试件达到屈服前，曲线基本呈现为直线；试件刚刚屈服时，骨架曲线的斜率开始下降但是程度不明显，表明此阶段试件刚度有所下降；此后，梁柱端部裂缝发展迅速，骨架曲线非线性特征明显，呈现出弹塑性发展趋势；达到峰值荷载后，骨架曲线呈现出下降段，试件的承载力开始下降。试件JD-1在5 Ay时荷载下降至8 5%，试件JD-2在4Ay时下降至8 5%。200JD-1诺150JD-2左JD-2诺粱100500-100-505010050位移(mm)150-200图11试件骨架曲线Fig.11Specimen skeletoncurve2.4强度退化在位移幅值不变的条件下，结构试件承载能力具有随往复加载次数的增加而降低的特性，即强度退化。在试验中位移控制阶段，每级控制位移下荷载循环3 次。试件强度退化可用同级荷载强度退化系数入，来表示，即同一级加载各次循环所得峰值点荷载与该级第一次循环所得峰点荷载的比值。JD-1和JD-2左梁在各级位移加载下第二次循环和第三次循环的强度退化系数如表1所示。表1试件强度退化系数Tab.1Strength degradation factor of specimen加载位移试件循环次数14y24y34y44y正向反向正向反向正向反向正向反向20.9960.9870.9430.9510.9010.8850.8570.875JD-130.9680.9760.9240.9290.8940.8760.8430.85420.9920.9860.9810.9870.8940.8730.861JD-230.9750.9720.9420.9760.8610.824由表1可知,JD-1和JD-2同级荷载强度退化系数随加载位移的增大而逐渐降低。前期采用较低位移加载时，试件强度退化较为缓慢，随着加载的进行，由于混凝土的开裂以及钢材损伤的积累，强度退化系数逐渐降低。试件的强度退化系数主要分布在0.8240.992之间。2.5刚度退化结构刚度随着循环次数的增加与位移接近极限值时而减小的现象称为刚度退化。影响结构刚度退化的因素有：材料属性、试件尺寸、荷载大小以及钢管对核心混凝土的约束程度等。对于刚度退化有以下3 种定义：（1）刚度随着循环周数和位移接近极限值而减少的现象；（2）保持相同的峰值荷载时，峰值位移随循环次数增加而增加的现象；（3）位移幅值不变的条件下，结构试件的刚度随往复加载的次数增加而降低的现象。根据建筑抗震试验规程（JGJ/T101-2015）规定，结构的刚度可以用同一荷载下（屈服后为同Jun.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023.108.2023年6 月工程抗震与加固改造一位移下）的第一循环滞回环顶点割线刚度表示：I P,I+I P,IK=(1)I,I +I A,I式中：K,为位移延性系数为i时的环线刚度；Pt、P表示位移延性系数为i时正反向的荷载极值；，、，表示位移延性系数为i时正反向的位移极值。通过整理试件刚度退化曲线如图12 所示，从图12中可以得出：2 个试件的割线刚度随加载位移的增大而逐渐降低。加载前期割线刚度退化较快，表现为图中曲线较陡，这主要是因为试件在屈服前会不断产生新的裂缝，并且裂缝长度及宽度不断扩展从而导致刚度退化迅速；但是到后期，割线刚度退化速率降低，表现为图中曲线逐渐平缓，这主要是因为试件屈服之后，裂缝发展趋于稳定，刚度退化也逐渐放缓。109JD-1左梁(uu/N脑彩8JD-1右梁7JD-2左梁6一JD-2右梁5432120406080位移(mm)图12试件刚度退化曲线Fig.12Stiffness degradation curve of specimen2.6试件延性在抗震设计中，延性是反映节点屈服后变形能力的重要指标。延性可以用延性系数来衡量，延性系数越大，延性越好，能够在地震作用下承受越大的变形而不破坏，说明结构或试件的抗震性能越好。位移延性系数计算公式如下：从=(2)式中：为位移延性系数；。为试件承载力下降到峰值荷载的8 5%时的位移，mm；A，为试件的屈服位移,mm。试件JD-1与JD-2的位移延性系数列于表2中，由表2 可知：本次试验的2 个试件的位移延性系数=3.5534.910,明显高于混凝土结构对位移延性系数的要求限制（2），大部分也高于型钢混凝土梁柱节点限值（4）。除JD-2左梁由于产生劈裂裂缝导致塑性铰转动未能充分发挥，延性相对稍低，其他试件部位均位移延性系数大于4.0，表现出良好的延性。表2 试件位移延性系数表Tab.2Displacement ductility factor of Specimen加载屈服位移极限位移延性系平均延试件方向A,(mm)4u.(mm)数性系数左梁正向1467.9664.8554.910左梁反向1889.3444.964JD-1右梁正向1471.0745.0774.854右梁反向1883.3564.631左梁正向1454.2913.8783.553左梁反向1754.8823.228JD-2右梁正向1459.4424.2464.009右梁反向1764.1083.7712.7耗能能力滞回曲线所包围的面积反映的是试件从加载开始至破坏结构所消耗能量的大小，是抗震耗能的主要衡量指标。单周耗能值和累积耗能值与加载位移的关系曲线如图13 与图14所示。2个试件的单周耗能变化趋势类似，前期试件处于弹性阶段，滞回环面积较小，因此单周耗能值均较小，当试件进人屈服阶段后，滞回环逐渐饱满，单周耗能值逐渐增大；2 个试件的累积耗能随加载位移增大而快速增大。相对于JD-1、JD-2 的累积耗能值相对较大，这主要是由于JD-2较JD-1的梁跨高比大，因而加载时剪跨比大、往复荷载下的延性好，总体累积耗能值相对偏大。12000JD-110000JD-28006004002000020406080位移(mm)图13试件单周耗能Fig.13Energy dissipation of specimen in one cycle3有限元分析3.1模型建立通过ABAQUS有限元软件对选取的梁柱节点进行建模分析 7 。混凝土材料本构关系采用损伤Earthquake Resistant Engineering and RetrofittingVol.45,No.32023.109.熊学炜：杭州西站桥建合承轨层复杂关键节点抗震性能试验研究第45 卷第3 期50000-JD-140000JD-23000020000100000020406080位移(mm)图14试件总累积耗能Fig.14Total energy dissipation of specimen塑性模型 8 1（CDP模型）来模拟其在往复荷载下的力学行为，钢材采用考虑包兴格效应的双线性随动强化模型来模拟钢材在往复荷载下的力学行为。对于单元选用，混凝土采用三维八节点减缩积分格式的实体单元C3D8R。钢管等钢构件采用S4R四节点薄壳单元，在壳厚度方向采用9 个积分点的Simpson积分。对于纵筋、箍筋、预应力筋等钢筋，采用三维二节点线性桁架单元T3D2来模拟，可以模拟钢筋受拉或受压性能。钢筋采用嵌人区域约束，将钢筋嵌人混凝土中，不考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移。对于钢管壁与混凝土之间的黏结模拟，考虑界面之间的相对滑移对钢管混凝土结构的整体受力性能影响不大。此外，实际构件钢管（骨）外围焊接栓钉来减少钢管（骨）与混凝土之间的滑移，因此在分析中假定钢管壁与混凝土之间完全粘结，忽略钢管的局部屈曲，采用绑定约束。3.2分析结果图15 与图16 为有限元计算所得的梁端荷载位移滞回曲线与试验测得的荷载-位移滞回曲线对比图。从滞回曲线对比图中可以看出，在弹性阶段，有限元与试验滞回曲线基本一致，说明有限元模型能够较好地模拟试验中试件的受力性能；在弹塑性阶段，有限元与试验滞回曲线总体一致，仅部分加载循环处的峰值点有较小的误差。造成以上差距的原因主要有：（1）有限元定义混凝土的本构模型及流动法则时选用的膨胀角与实际值之间可能存在较大差距；（2）有限元建模时未考虑钢筋与混凝土之间的粘结滑移，导致有限元计算的曲线刚度较试验大，且有限元的曲线捏缩效应不如试验明显；（3）混凝土的强度、刚度退化无法由混凝土塑性损伤模型完全真实模拟；（4）试验中试件与加载装置存在不可避免的缝隙，对试件的约束不能达到十分理想的状态。总体而言，从2 个试件滞回曲线的对比来看，整体曲线大体相似，极限承载力和位移基本接近，从而验证有限元建模的合理性。2007试验200一试验有限元模拟150-有限元模拟100100-100/-8020406080100-100-80406080100位移(mm)位移(mm)-150150-200-200J(a)左梁滞回曲线(b)右梁滞回曲线图15JD-1滞回曲线对比Fig.15Comparison of hysteretic curves for specimen JD-1200-200试验试验有限元模拟150-有限元模拟150100100-80-60-4020406080-80-60406080位移(mm)位移(mm)-15050-200-200J(a)左梁滞回曲线(b)右梁滞回曲线图16JD-2滞回曲线对比Fig.16Comparison of hysteretic curves for specimen JD-24结语因结构和功能需求、桥建合一承轨层预应力箱梁梁宽大于柱宽，梁中预应力筋和部分普通纵筋布置在箱梁腹板区域，其通过柱宽范围外增设的柱帽穿过节点。此增设柱帽做法使得节点区构造复杂，但可方便腹板范围内的纵向钢筋和预应力筋不与柱十字钢骨碰撞，也容易保证预应力钢筋线型的精确。同时，经本文的试验和数值分析证明此关键复杂节点具有良好的抗震性能。结论具体如下：（1）在低周往复加载过程中，JD-1梁端纵筋首先屈服，其次上柱钢管屈服，然后节点区箍筋屈服，最终表现为梁端弯曲破坏，为典型的梁端塑性铰耗能，符合强柱弱梁的设计要求；JD-2上柱钢管首先屈服，然后梁端纵筋屈服，节点区箍筋并未屈服，最后发生上柱钢管疲劳断裂破坏，并伴随着左梁弯曲破坏。节点区未出现严重破坏现象，也符合强节点弱构件的设计目标。（2）根据试验滞回曲线及骨架曲线，可将2 个试件的破坏过程分为弹性阶段、弹塑性阶段和破坏Jun.Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting2023110.2023年6 月工程抗震与加固改造阶段3 个阶段。2 个试件屈服前，滞回曲线呈现饱满的梭形；随着梁侧垂直裂缝的开展以及斜裂缝的出现，滞回环变为弓形；随着试件纵筋滑移量加大，滞回环形状由弓形转变为反S形。由于有预应力的存在，卸载时梁中裂缝闭合较好，所以滞回曲线存在“捏缩”现象。2 个试件滞回曲线均未出现乙形，抗震性能好。在加载后期,JD-2由于剪跨比大、往复荷载下的延性好，比JD-1滞回环饱满。（3）承轨层复杂关键梁柱节点下柱为钢（骨）管混凝土叠合柱，而上柱为钢管混凝土柱,因此上柱相对下柱承载能力低了许多；根据梁柱节点缩尺模型试件的低周往复试验结果分析可知，试件JD-2表现为上柱率先屈服，最后发生钢管疲劳断裂破坏。因此，对于承轨层梁柱节点而言，尤其对于梁内配置多排预应力筋时，应增大上柱截面尺寸，使其达到强柱弱梁的设计目的。参考文献(References):1程文，高仲学，苏毅，等.钢骨混凝土柱框架节点的试验研究 J.建筑结构学报，2 0 0 2,2 3（2）：3 6-40Cheng Wen-rang，,G a o Zh o n g-x u e,Su Yi,e t a l.Experimental study of frame joints with steel reinforcedconcrete column J.Journal of Building Structures,2002,23(2):36-40(in Chinese)2李惠，吴波，张洪涛，等.钢管高强混凝土叠合节点中核心部分的静力承载力研究 J.哈尔滨建筑大学学报,19 9 8,3 1(2):1-6Li Hui,Wu Bo,Zhang Hong-tao,et al.Experimentalstudy on static loading capacity of the centre part oflaminated joint of steel tube filled with high stretnchconcrete J.Journal of Harbin University of CivilEngineering and Architecture,1998,31(2):1-6(inChinese)3聂建国，王宇航，陶慕轩，等.钢管混凝土叠合柱-钢筋混凝土梁外加强环节点抗震性能试验研究 J.建筑结构学报,2 0 12,3 3（7）：8 8-9 7Nie Jian-guo,Wang Yu-hang,Tao Mu-xuan,et al.Experimental study on seismic behavior of laminatedsteel tube column-concrete beam joint with outerstiffening ring J.Journal of Building Structures,2012,33(7):88-97(in Chinese)4Kiamanesh R,Abolmaali.A,Ghassemieh.A.The effectof stiffeners on the strain patterns of the weldedconnection zone J.Journal of Constructional SteelResearch,2010,66(1):19-275Chen C C,Lin K T.Behavior and strength of steelreinforced concrete beam-column joints with two-sideforce inputs J.Jo u r 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