端板与柱间灌浆层对端板连接RCS节点抗震性能影响的试验研究

张锡治，章少华，徐盛博，李青正，李星乾

端板与柱间灌浆层对端板连接RCS节点抗震性能影响的试验研究

张锡治1, 2，章少华3，徐盛博3，李青正3，李星乾3

(1. 天津大学建筑设计研究院，天津 300072；2. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300072；3. 天津大学建筑工程学院，天津 300072)

为研究端板与柱间灌浆层对端板连接RCS节点抗震性能的影响，以端板与柱间灌浆层厚度、灌浆层强度以及螺栓预拉力为主要研究参数，进行了4个端板连接RCS节点试件的低周反复加载试验．基于试验数据，研究了各试件的破坏形态、滞回性能、承载能力、刚度退化规律、延性、耗能能力和变形组成等．试验结果表明：强柱弱梁型端板连接RCS节点的破坏形态为梁铰破坏机制，灌浆层出现压碎脱落现象，整个受力过程中钢梁端板、灌浆层和柱面之间连接紧密，未出现滑移现象，端板和RCS节点之间的连接和传力可靠，表现出良好的受力性能．各试件滞回曲线呈梭形，梁端塑性铰充分耗散能量，具有较好的抗震性能；反复荷载作用下端板与柱间灌浆层的损伤累积导致节点延性和耗能能力降低，其降低幅度随灌浆层损伤程度增加而增大；各试件刚度退化规律基本一致，灌浆层的损伤累积导致刚度退化加剧；节点的变形主要来自钢梁的变形，在整个加载过程中，各试件端板连接变形较小，在极限位移角时，试件RCS1、RCS3和RCS4由端板连接变形引起的位移所占比例分别为1.5%、1.8%和2.7%．各试件弯矩-转角关系曲线呈现出明显的非线性特征，试件RCS1～RCS4按刚度分类均属于半刚接节点，节点初始转动刚度随灌浆层厚度增加而提高，但提高幅度有限．

RCS节点；端板连接；灌浆层；抗震性能；弯矩-转角关系；半刚接节点

钢筋混凝土柱-钢梁(RCS)混合框架充分利用和发挥了钢和混凝土构件各自优势，是一种经济、高效和耗能性能优良的结构体系[1-3]．近年来，为解决传统RCS节点施工复杂及质量不易保证等问题，国内外学者提出了若干RCS节点连接形式[4]．其中端板连接RCS节点以其施工便捷和连接质量可靠等优势受到了国内外研究人员的广泛关注，并对其受力性能展开了相关研究．Park等[5-6]对8个端板连接RCS节点进行了试验研究和数值模拟分析，指出该类型节点具有良好的抗震性能，端板与预制柱间初始间隙对节点初始刚度影响较大，建议通过增加螺栓预拉力和端板刚度来提高节点刚度．Wu等[7-8]通过2个足尺试件的拟静力试验，研究了端板连接RCS节点在中高地震烈度区的抗震性能，指出该类型节点具有足够的承载能力、延性和耗能能力，螺栓预拉力能提高节点受力性能．李贤等[9]对2个采用狗骨式削弱钢梁的端板连接RCS节点进行了拟静力试验，梁端狗骨式削弱区形成塑性铰，节点具有较好的延性和耗能能力.张诚紫等[10]和李升才等[11]通过对7个端板连接RCS节点进行试验研究，提出了端板连接RCS节点受剪承载力计算公式，给出了合理的端板螺栓排列形式．何益斌等[12]进行了5个端板连接RCS节点的拟静力试验，指出该类型节点属于半刚性节点，增加端板厚度和螺栓直径可提高节点初始转动刚度．郭子雄等[13]对采用端板连接的RCS节点进行了试验研究，指出钢梁端板加劲肋可使梁端塑性铰外移，节点连接质量可靠，具有较好的抗震性能．

端板连接RCS节点在现场拼装时，构件加工负误差和构件安装精度限制会导致端板与柱面间存在间隙，其宽度一般在15mm左右．为避免拼装间隙对节点的不利影响，工程中通常在端板和柱面间灌注高强灌浆料(见图1)．

由前述分析可知，现有研究工作主要针对端板连接RCS节点的受力机理、抗震性能和承载能力，尚未见到关于端板与柱间灌浆层对端板连接RCS节点抗震性能影响的研究．为此，本文通过4个节点试件的低周反复加载试验，研究端板与柱间灌浆层厚度、灌浆层强度及螺栓预拉力对端板连接RCS节点抗震性能的影响，以期为此类节点在抗震设防地区的应用提供参考．

图1 端板连接RCS节点工程实例

1 试验概况

1.1 试件设计

试验选取边框架在水平荷载作用下梁柱反弯点间T形梁柱单元作为试验构件．试验共设计和加工了4个端板连接RCS节点试件，编号为RCS1～RCS4．试件尺寸及配筋见图2，各试件尺寸及梁柱截面尺寸均相同，其中柱反弯点之间的距离为2800mm，梁端加载点至柱中心线的距离为1800mm；柱截面尺寸为450mm×450mm；钢梁截面为H400×150×8×14；外伸端板尺寸为680mm×220mm×30mm；在各试件钢梁端部均设有竖向三角形加劲板．螺栓采用10.9级M30高强度螺栓，长度为650mm，每个试件梁柱连接处设置4排螺栓，每排2个．灌浆层浇筑时，与其接触的外伸端板及柱表面均未进行粗糙处理．各试件试验轴压比为0.10，施加竖向轴力为667kN．试验中考察的主要参数为灌浆层厚度、灌浆层强度及螺栓预拉力．各试件均按“强柱弱梁、强节点及强剪弱弯”原则设计，其中钢梁依据《钢结构设计标准》[14]进行设计，柱及节点依据《混凝土结构设计规范》[15]进行设计．试件主要参数见表1．

表1 试件主要参数

Tab.1 Main parameters of specimen

注：e为螺栓有效截面面积；u为螺栓抗拉强度．

1.2 材料材性

钢筋和钢材实测性能指标见表2，高强螺栓实测应力-应变曲线及破坏模式见图3．柱混凝土强度设计等级C40，实测混凝土立方体抗压强度平均值为43.3MPa；灌浆层强度设计等级为C60和C90，实测抗压强度分别为64.6MPa和88.4MPa，见表1．

表2 钢材力学性能

Tab.2 Mechanical properties of steel

注：、分别为钢筋或螺栓直径、钢材厚度；y、u分别为屈服和抗拉强度；为伸长率．

图3 高强螺栓应力-应变曲线

1.3 加载装置及加载方案

试验加载装置如图4所示．柱底和柱顶采用铰支座，在钢梁两侧设置面外支撑以避免加载过程中钢梁出现面外变形．试验过程中，竖向荷载通过液压千斤顶作用于柱顶，并保持恒定；梁端加载点通过1000kN作动器逐级施加反复荷载．参照JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验规程》[16]采用力-位移混合控制加载，试件屈服(以钢梁翼缘应变达到屈服应变为标志)前，采用力控制并分级加载，荷载增量为20kN，每级荷载循环1次；试件屈服后进入位移控制阶段，采用屈服位移进行整倍加载，即按照1y、2y、3y、…进行加载，每级循环2次．当荷载下降至峰值荷载的85%以下时认为试件破坏，加载结束．

图4 试验加载装置

1.4 量测内容

试验量测及观测内容主要有梁端加载点的荷载和位移、梁竖向位移、梁柱间相对位移、节点区变形、端板连接变形、柱侧向位移、节点区箍筋及纵筋应变、钢梁应变以及端板应变，柱混凝土裂缝开展及裂缝宽度等．试验数据通过数据采集系统自动采集和记录．具体的位移计和应变片布置见图5．

图5 测点布置

2 试验现象及破坏形态

为在试验加载过程中确定钢筋混凝土柱裂缝的开展位置和宽度，在柱表面绘制100mm×100mm网格．层间位移角定义为梁端加载点竖向位移与梁端加载点至柱中线距离的比值．以下对各试件试验现象和破坏特征进行描述并分析其破坏机理．

对于试件RCS1，当加载至4y(＝0.9%)时，下柱柱顶出现水平弯曲裂缝；随着加载继续，下柱柱顶区域不断出现新的弯曲裂缝，原有裂缝不断延伸和开展；当加载至6y(＝1.3%)时，节点区出现剪切斜裂缝，同时柱身水平弯曲裂缝开始斜向发展；当加载至11y(＝2.4%)时，梁端下翼缘出现轻微屈曲；当加载至13y(＝3.0%)时，梁端上翼缘开始屈曲，继续加载，钢梁塑性变形加剧，荷载逐渐下降．试件最终破坏形式为钢梁发生弯曲，梁端出现塑性铰破坏，塑性铰距柱面距离约为340mm，柱身裂缝以水平弯曲裂缝为主，节点核心区仅有少量轻微的交叉斜裂缝. 试件RCS1最终破坏模式见图6(a)．

对于试件RCS2，当加载至2y(＝0.5%)时，下柱柱顶出现水平弯曲裂缝；加载至5y(＝1.1%)时，灌浆层下部区域两侧出现斜向裂缝，底部有轻微压碎现象；继续加载，下柱柱顶区域不断出现新的弯曲裂缝，原有裂缝不断延伸和开展，灌浆层下部区域两侧裂缝增多；在6y(＝1.3%)时节点核心区出现剪切斜裂缝，柱身裂缝开始斜向发展；加载至8y(＝1.8%)时，底部灌浆层局部压碎并脱落，在9y(＝2.0%)时，底部灌浆层最大脱落高度约为8mm；加载至10y(＝2.2%)时，钢梁下翼缘与端板连接焊缝断裂，试验终止，此时试件RCS2的破坏形式见图6(b).

对于试件RCS3，当加载至2y(＝0.5%)时，下柱柱顶出现水平弯曲裂缝；随着加载继续，新的水平弯曲裂缝不断在下柱柱顶区域形成，在4y(＝0.9%)时，灌浆层下部区域两侧出现斜向裂缝；继续加载，灌浆层下部区域两侧裂缝增多，在6y(＝1.3%)时，灌浆层底部出现局部压碎脱落；加载至9y(＝2.0%)时，节点核心区出现剪切斜裂缝，柱身裂缝开始斜向发展；加载至11y(＝2.4%)时，梁端下翼缘出现轻微屈曲，底部灌浆层压碎脱落高度约为12mm；继续加载，钢梁塑性变形发展，灌浆层底部呈块状脱落，在13y(＝3.0%)时，底部灌浆层脱落高度已达到20mm，钢梁翼缘和腹板屈曲明显．试件最终破坏形态为钢梁发生弯曲，梁端出现塑性铰破坏，塑性铰距柱面距离约为330mm，柱身裂缝以水平弯曲裂缝为主，节点核心区仅有少量轻微的交叉斜裂缝，底部灌浆层侧面最大脱落高度约为45mm，平均脱落高度约为30mm．试件RCS3最终破坏模式见图6(c).

对于试件RCS4，当加载至3y(＝0.7%)时，下柱柱顶出现水平弯曲裂缝；加载至4y(＝0.9%)时，灌浆层下部区域两侧出现斜向裂缝；随着加载继续，下柱柱顶区域原有裂缝不断延伸和开展，并不断有新裂缝出现；加载至6y(＝1.3%)时，底部灌浆层出现轻微压碎；加载至8y(＝1.8%)时，节点核心区出现剪切斜裂缝，底部灌浆层被压裂成多个块状体，底部两侧灌浆层脱落，在9y(＝2.0%)时，底部两侧灌浆层脱落高度达到90mm；当加载至12y(＝2.7%)时，底部约90mm高度范围内灌浆层全部脱落，螺栓外露，此时钢梁下翼缘屈曲明显；继续加载，钢梁塑性变形发展，灌浆层损伤发展变缓．试件最终破坏形式为钢梁发生弯曲，梁端出现塑性铰破坏，塑性铰距柱面距离约为340mm，柱身裂缝以水平弯曲裂缝为主，节点核心区仅有少量轻微的交叉斜裂缝，底部灌浆层侧面最大脱落高度约为90mm，平均脱落高度约为80mm．试件RCS4最终破坏模式见图6(d)，图7给出了试件RCS4灌浆层的损伤发展 过程．

由上述各试件的破坏过程和破坏形态可知，除因焊缝断裂导致试验终止的试件RCS2外，其他试件梁端塑性变形发展充分，均发生梁铰破坏机制，灌浆层有局部压碎脱落现象，梁端塑性铰距柱面距离约为340mm．在反复荷载作用下，钢梁翼缘传递的压力通过外伸端板经灌浆层传递至节点核心区，外伸端板上下区域的较大压力使得灌浆层边缘承担较大的局部压应力，由于灌浆层边缘缺少有效侧向约束，随着荷载的增加，灌浆层边缘逐渐开裂、压碎和脱落；相比之下，灌浆层中部区域侧向约束较好且压应力较小，因此其损伤程度较小．总体来说，虽然设置灌浆层的试件出现了开裂和压碎脱落现象，但整个试验过程中钢梁端板、灌浆层和柱面之间连接紧密，未出现滑移现象，节点连接可靠，实现了“强柱弱梁、强节点及强剪弱弯”的抗震设计目标．

图6 试件破坏形态

图7 试件RCS4灌浆层损伤发展

3 试验结果及分析

3.1 滞回曲线

图8为各试件的荷载-位移(-)滞回曲线．由图可知，除因焊缝断裂导致加载终止的试件RCS2外，其他试件的滞回曲线均呈典型的梭形，表明试件具有较强的耗能能力．试件屈服前，滞回曲线狭窄细长，残余变形小，耗能较少；试件屈服后，随着柱中裂缝的开展以及钢梁塑性变形的发展，曲线所包围的面积逐渐增大，耗能逐渐增加；峰值荷载后，梁端塑性铰逐渐形成，滞回曲线面积继续增大，呈梭形，卸载后的残余变形随位移幅值的增加而增大，试件刚度退化明显．对比试件RCS1、RCS3和RCS4滞回曲线的饱满程度可知，试件RCS1的饱满程度最好，试件RCS3、RCS4次之，说明灌浆层的损伤对节点的耗能能力有不利影响，灌浆层的损伤越严重则节点的耗能能力越差．

图8 试件滞回曲线

3.2 骨架曲线

各试件骨架曲线如图9所示．主要阶段试验结果见表3，其中cr为开裂荷载，取加载过程中第1条裂缝出现时的荷载值，y和y分别为屈服荷载和屈服位移，u为极限位移，m为峰值荷载，m/y为强屈比，为延性系数，t为总累积耗能，e为峰值荷载时的等效黏滞阻尼系数．

由图9和表3可知，①在加载初期，各试件的骨架曲线基本重合，试件初始刚度受灌浆层厚度、强度以及螺栓预拉力的影响不明显；整个受力阶段，各试件骨架曲线变化趋势相似，均有较平缓的下降段．②增大灌浆层厚度可提高试件的屈服荷载和峰值荷载，但提高幅度不大，试件RCS4屈服荷载和峰值荷载分别较试件RCS1提高5.9%和5.3%，试件RCS3屈服荷载和峰值荷载分别较试件RCS1提高10.6%和8.8%．③试件RCS1、RCS3和RCS4的强屈比在1.17～1.19之间，表明试件具有较好的屈服后弹塑性变形能力，有利于耗能．

图9 试件骨架曲线

3.3 刚度退化

采用割线刚度来评估试件加载过程中的刚度退化，各试件刚度退化曲线如图10所示，割线刚度计算式为

表3 主要阶段试验结果

Tab.3 Test results at main stages

式中：K为第级加载时试件的割线刚度；P为第级加载时最大荷载；Δ为第级加载时最大荷载对应的位移．各试件特征点处的刚度见表4，表中0、y、m和u分别为初始刚度、屈服刚度、峰值刚度和极限刚度．

图10 刚度退化曲线

表4 试件特征点刚度

Tab.4 Characteristic point stiffnesses of specimens

由图10和表4可知，①试件RCS1～RCS4刚度退化规律基本一致，加载初期的刚度退化迅速，加载后期因钢梁的屈曲和塑性发展，刚度退化趋于平缓，至后期4条曲线基本重合．②屈服荷载时，试件RCS1的刚度约为初始刚度的36%，试件RCS3和RCS4的刚度分别为初始刚度的34%和28%；峰值荷载时，试件RCS1的刚度下降至初始刚度的20%，而试件RCS3和RCS4的刚度已分别下降至初始刚度的19%和16%，分析其原因为灌浆层的损伤导致试件刚度退化加快；破坏荷载时，试件RCS1、RCS3和RCS4维持了约10%的初始刚度，表明试件在破坏后仍具有一定的抗倒塌能力．③增加灌浆层厚度提高了试件的初始刚度，但提高幅度不明显，相比试件RCS1，RCS4和RCS3的初始刚度分别提高约1.1%和12.7%．

3.4 延性及耗能能力

采用位移延性系数来评价试件的变形能力[17]，即

＝u/y(2)

式中：u为试件极限位移，取骨架曲线中荷载下降至峰值荷载85%时对应的位移；y为试件屈服位移，采用Park法[18](图11(a))确定．

采用累积耗能和等效黏滞阻尼系数e来评估试件的耗能能力，其中累积耗能为极限位移前各滞回环所围面积之和；等效黏滞阻尼系数e(图11(b))的计算式为

各试件位移延性系数、总累积耗能t和等效黏滞阻尼系数e见表3．各试件累积耗能曲线对比如图12所示．由表3和图12可知，①试件RCS1和RCS3的延性系数分别为3.14和3.08，均大于3，而试件RCS4的延性系数为2.58，小于3，表明端板连接RCS节点在设置灌浆层的情况下，其延性有一定程度的降低，降低幅度与灌浆层损伤程度有关．相比试件RCS1，试件RCS3的延性系数降低约2%，而试件RCS4的延性系数降低约18%，其原因为随着灌浆料强度的提高，灌浆层材料的脆性变大，加上灌浆层边缘缺少有效侧向约束，导致灌浆层损伤加重，试件延性降低．②在加载过程中，试件的累积耗能随着位移的增加逐步增大，试件RCS1、RCS3和RCS4的总累积耗能分别为245.9kN·m、216.1kN·m和186.2kN·m.试件RCS3和RCS4的总耗能分别为试件RCS1总耗能的87.9%和75.7%．可见，相对于设置灌浆层的试件，未设置灌浆层试件的耗能性能更好，其原因是反复荷载作用下灌浆层的损伤累积导致试件的耗能性能降低. ③已有研究结果表明[19]，峰值荷载时，型钢混凝土节点的等效黏滞阻尼系数在0.3左右，钢筋混凝土节点的等效黏滞阻尼系数在0.1左右．试件RCS1、RCS3和RCS4在峰值荷载时的等效黏滞阻尼系数介于钢筋混凝土节点和型钢混凝土节点之间，表明端板连接RCS节点具有较好的耗能能力.

图11 延性及耗能指标计算示意

图12 累积耗能对比

3.5 应变分析

图13为试件RCS4钢梁上翼缘应变曲线．由图可知，应变滞回曲线接近于理想弹塑性工作状态，钢梁翼缘应变值超过屈服应变，形成梁端塑性铰，这与试验中观察到的钢梁翼缘屈曲区域集中于钢梁端部相吻合．

图14给出了试件RCS4端板的应变测点位置和应变分布情况．由图可知，在整个加载过程中端板的应变发展较小，基本处于弹性状态；端板应变最大值出现在靠近梁翼缘处，其应变发展较快，而靠近螺栓处的端板应变较小，在加载后期仍处于较低水平．

图15给出了试件RCS4中柱端角部纵筋以及节点区箍筋的应变曲线．由图可知，在整个加载过程中柱端纵筋及节点区箍筋的应变较小，至试件破坏时仍未达到屈服，表明加载过程中柱未发生较大破坏，这与试验中观察到的柱破坏形态相吻合，实现了预期的“强柱弱梁、强节点及强剪弱弯”设计目标．

图13 试件RCS4钢梁上翼缘应变曲线

图14 试件RCS4端板应变分布

图15 试件RCS4纵筋及箍筋应变曲线

3.6 变形组成分析

端板连接RCS节点在水平荷载作用下的层间位移角由节点区剪切转角j、柱弯曲转角c、端板连接转角ep和梁弯曲转角b4部分组成[13]，其中节点区剪切转角j计算式为

式中：4和5分别为图5(a)中位移计D4和D5测得的数据；j和j的取值见图16．

柱弯曲转角c计算式为

式中：b和f分别为梁截面高度和梁翼缘厚度；8和9分别为设置在梁翼缘中心高度处位移计D8和D9 (见图5(a))测得的柱水平位移(见图16)．

端板连接转角ep计算式为

式中ep为柱面与端板在钢梁翼缘中心处的相对位移，通过图5(a)中位移计D6～D9测量的位移6～9计算得到．

梁弯曲转角b可通过从层间位移角中扣除其他部分得到．

图16 节点变形示意

图17给出了试件RCS1、RCS3和RCS4的变形组成随层间位移角的变化．由图可知，由于3个试件均发生梁铰破坏机制，故梁变形引起的位移所占比例最大．在＝2.0%时，试件RCS1、RCS3和RCS4由梁变形引起的位移所占比例分别为70.4%、72.1%和70.6%．随着梁端塑性铰的形成和发展，梁变形引起的位移所占比例逐渐增加，达到极限位移角时，试件RCS1、RCS3和RCS4由梁变形引起的位移所占比例分别为87.1%、82.2%和83.1%，可见试件的变形主要来自于钢梁变形．随着层间位移角的增加，节点剪切变形和柱变形引起的位移所占比例逐渐减少，在极限位移角时，试件RCS1由节点剪切变形和柱变形引起的位移所占比例分别为6.7%和4.7%，试件RCS3由节点剪切变形和柱变形引起的位移所占比例分别为11.5%和4.6%，试件RCS4由节点剪切变形和柱变形引起的位移所占比例分别为9.2%和4.9%．在整个加载过程中，各试件端板连接变形引起的位移所占比例较小．在极限位移角时，试件RCS1、RCS3和RCS4由端板连接变形引起的位移所占比例分别为1.5%、1.8%和2.7%，表明螺栓预拉力达到螺栓抗拉强度的0.7倍及以上时，即使灌浆层出现损伤，钢梁端板与柱面在受力过程中仍能保持紧密连接，能可靠地传递梁端弯矩和剪力．

图17 各试件变形组成

3.7 弯矩-转角关系

节点转角定义为柱中心线与钢梁中心线之间夹角的变化量．节点转角主要由节点区剪切变形引起的转角和梁柱间相对转动引起的转角两部分组成，节点转角的测量可采用梁柱相对变形法[12]．节点区剪切变形引起的转角由节点区斜向位移计D5测量得到，梁柱间相对转动由布置在钢梁上翼缘与柱面间的斜向位移计D3测得．采用式(7)即可求得其转角．

式中：d为位移计D3或D5测得的数据；和的取值如图5(a)所示；计算节点区剪切变形引起的转角时，式(7)中和分别用j和j代替．

图18给出了各试件的弯矩-转角关系曲线．由图可知，①各试件弯矩-转角关系曲线呈现出明显的非线性特征．②根据欧洲规范[20]的节点分类方法，试件RCS1～RCS4按刚度分类均属于半刚接节点．③设置灌浆层试件的初始转动刚度略高于未设置灌浆层的试件，节点初始转动刚度随灌浆层厚度的增加而提高，但提高幅度不大．④对比试件RCS1～RCS4，螺栓预拉力超过螺栓抗拉强度0.6倍以后，进一步增加螺栓预拉力对节点初始转动刚度的提高不明显．

图18 试件弯矩-转角曲线

4 结 论

(1) 除试件RCS2出现焊缝断裂破坏外，强柱弱梁型端板连接RCS节点的破坏形态均为梁铰机制破坏．端板与柱间灌浆层在反复荷载作用下出现不同程度损伤，其中灌浆层强度最高的试件RCS4的损伤程度最严重．

(2) 钢梁端板与柱面在整个加载过程中连接紧密，在灌浆层出现损伤后仍未出现明显的分离现象，端板连接变形较小，端板连接RCS节点能可靠地传递梁端弯矩和剪力，连接性能良好，与灌浆层接触的钢梁端板和柱表面可不进行粗糙处理．端板加劲肋的存在使得梁端塑性铰外移，塑性铰距柱面的距离约为340mm．

(3) 反复荷载作用下灌浆层的损伤累积导致试件的延性和耗能能力降低，其降低幅度随灌浆层损伤程度的增加而增大．相比无灌浆层试件RCS1，试件RCS3的延性系数和总耗能分别降低约2%和12%，试件RCS4的延性系数和总耗能分别降低约18%和24%.

(4) 梁变形引起的位移在强柱弱梁型端板连接RCS节点总位移中所占比例最大，在极限层间位移角时，梁变形引起的位移所占比例超过80%．相比之下，端板连接变形较小，可以忽略不计．

(5) 试件按刚度分类均属于半刚接节点；增加灌浆层厚度可提高节点初始转动刚度，但提高幅度不大；反复荷载作用下灌浆层的损伤累积导致试件的刚度退化加剧．

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Experimental Study on Influence of a Grout Layer Between an End-Plate and a Column on Seismic Behavior of End-Plate-Connection RCS Joints

Zhang Xizhi1, 2，Zhang Shaohua3，Xu Shengbo3，Li Qingzheng3，Li Xingqian3

(1. Architectural Design & Research Institute of Tianjin University，Tianjin 300072，China；2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education，Tianjin University，Tianjin 300072，China；3. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China)

To study the influence of a grout layer between an end-plate and a column on seismic behavior of end-plate-connection RCS joints，we conducted a test in which four end-plate-connection RCS joints were put under cyclic loads with grout layers of different thicknesses and strengths between an end-plate and a column with pretension in a bolt．Based on experimental data，we analyzed failure modes，hysteresis behavior，bearing capacity，stiffness degradation law，ductility，energy dissipation capacity，and deformations of the joints．The test results indicate that end-plate-connection RCS joints that are designed according to the strong column-weak beam concept show a typical plastic-hinge failure mode at the end of the steel beam．Partial crushing of the grout layer was observed during the test．Throughout the test period，the connection among the end-plate，grout layer，and column was tight and no slippage was observed．The connection and transmission forces of the end-plate-connection RCS joints were reliable and showed good structural behavior．Each specimen exhibited good seismic behavior and had shuttle-shaped hysteresis curves．The plastic-hinge deformation at the end of the beam resulted in good energy dissipation capacity．The accumulation of damage to the grout layer between the end-plate and the column under cyclic loads resulted in reduced ductility and energy dissipation at the joints，and when damage to the ground layer was considerably serious，the ductility and energy dissipation of the joints decreased rapidly．Stiffness degradations of each specimen were almost the same，and the accumulation of damage to the grout layer accelerated the stiffness degradation of the joints．Deformations of the joints were mainly caused by the steel beam，and the rotation of the end-plate was small throughout the test period．When rotation failures occurred in specimens RCS1，RCS3，and RCS4，the ratios of the deformation caused by the rotation of the end-plate to the total deformation were 1.5%，1.8% and 2.7%，respectively．The bending moment-rotation curves of each specimen show obvious nonlinear characteristics. Specimens RCS1—RCS4 are categorized as having semi-rigid connections．The initial rotational stiffness of joints improves when the thickness of the grout layer increases，but the range of improvement is limited．

RCS joint；end-plate-connection；grout layer；seismic behavior；moment-rotation relationship；semi-rigid connections

TU398.9

A

0493-2137(2020)07-0674-11

10.11784/tdxbz201906045

2019-06-20；

2019-08-02.

张锡治（1967—  ），男，博士，研究员，zxzyjs@126.com.

章少华，zshyz99@126.com.

国家自然科学基金资助项目(51578369)；天津市科技计划资助项目(17ZXCXSF00080).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51578369)，the Tianjin Science and Technology Program (No.17ZXCXSF00080).

(责任编辑：樊素英)