牟犇等：外加强环式H型钢梁-方钢管角柱节点抗震性能 ·1015. 表5屈服点、塑性点及最大变形点处的黏滞阻尼系数 量一No.1-西向梁 20 ●一No.1-南向梁 Table 5 Equivalent viscous damping coefficients at yield,plastic,and ▲-No.2 max shear deformation state -No.3-西向梁 ◆一No.3-南向梁 试件编号 一No.4-西向梁 he.s he.0.04 ad ◆一No,4-南向梁 No.1-西向梁 0.16 0.20 0.22 ◆-No.5 No.1-南向梁 0.16 0.20 0.22 No.2 0.13 0.18 0.20 No.3-西向梁 0.16 0.19 0.22 0.14 0.18 0.01 0.02 0.03 0.04 No.3-南向梁 0.22 R/rad No.4-西向梁 0.15 0.19 0.21 图18E-R曲线 No.4-南向梁 0.14 0.18 0.20 Fig.18 E-R curves No.5 0.14 0.18 0.21 80 注：hegy hep he,a.4au分别为屈服点，塑性点、弦转角为0.04d No.1-西向梁 时所对应的黏滞阻尼系数 ·一No.1-南向梁 60 4No.2 No.3-西向梁 4No.3-南向梁 4结论 一一No.4-西向梁 心 40 ◆No.4-南向梁 本文通过对2个边柱节点和3个角柱节点进行 -No.5 拟静力加载试验，研究了不同加载方式和方钢管柱 20 宽厚比对试件承载能力及耗能性能的影响，得出结 论如下： 0.01 0.02 0.03 0.04 (1)5个试验试件的滞回曲线均为饱满的纺锤 R/rad 体状，耗能性能优越，并且没有出现明显的承载力退 图19E,-R曲线 化现象，各试件的等效黏滞阻尼系数在0.2~0.22 Fig.19 E-R curves 之间. (2)双向加载的试件西向梁与南向梁的刚度及 0.3 一No.1-西向梁 承载力均较为一致，没有表现出明显的差异.加载 。一No.1-南向梁 ▲-N0.2 方式相同的条件下，钢管柱宽厚比对试验试件承载 -No.3-西向梁 0.2 4No.3-南向梁 力影响较大，宽厚比越大，试件承载力越小. -0.4-西向梁 ◆一No.4-南向梁 (3)钢管柱宽厚比相同的条件下，双向中心对 No.5 称加载试件的承载力比单向加载的试件的承载力降 0.1 低约20%.而双向轴对称加载试件的承载力与单向 加载试件的承载力大致相同. 0.01 0.02 0.03 0.04 参考文献 R/rad [1]Mahin S A.Lessons from damage to steel buildings during the 图20各试件h.-R曲线 Northridge earthquake.Eng Struct,1998,20(4-6):261 Fig.20 h-R curves of specimens [2] Dexter RJ,Melendrez M I.Through-thickness properties of col- umn flanges in welded moment connections.J Struct Eng,2000 效黏滞阻尼系数呈逐渐增大的趋势，但增加幅度逐 126(1):24 步变缓.表5列出了各试件屈服点、塑性点及最大 [3] Kim T,Whittaker A S,Gilani A S J,et al.Experimental evalua 变形点时的等效黏滞阻尼系数，由表中数据可以看 tion of plate-reinforced steel moment-resisting connections.J Struct 出，双向加载的试件西向梁与南向梁在屈服点、塑性 Eng,2002,128(4):483 点及变形最大点出的等效黏滞阻尼系数hyhp、 [4]Xu P Z,Mou B.Discussion on a global yield mechanism with lo- cal column plastic hinge in moment-resistant frame structure. h。.ao4m基本相等，各试件在屈服点、塑性点及变形 Build Struct,2014.35(9):35 最大点处的等效黏滞阻尼系数均比较接近，分别为 (徐培蓁，牟犇。框架结构局部柱铰整体屈服机制的控制.建 0.14-0.16,0.18-0.2.0.2-0.22. 筑结构学报，2014,35(9)：35)牟 犇等: 外加强环式 H 型钢梁鄄鄄方钢管角柱节点抗震性能 图 18 E鄄鄄R 曲线 Fig. 18 E鄄鄄R curves 图 19 Ea 鄄鄄R 曲线 Fig. 19 Ea 鄄鄄R curves 图 20 各试件 he 鄄鄄R 曲线 Fig. 20 he 鄄鄄R curves of specimens 效黏滞阻尼系数呈逐渐增大的趋势,但增加幅度逐 步变缓. 表 5 列出了各试件屈服点、塑性点及最大 变形点时的等效黏滞阻尼系数,由表中数据可以看 出,双向加载的试件西向梁与南向梁在屈服点、塑性 点及变形最大点出的等效黏滞阻尼系数 he,y、he,p 、 he,0郾 04 rad基本相等,各试件在屈服点、塑性点及变形 最大点处的等效黏滞阻尼系数均比较接近,分别为 0郾 14 ~ 0郾 16,0郾 18 ~ 0郾 2,0郾 2 ~ 0郾 22. 表 5 屈服点、塑性点及最大变形点处的黏滞阻尼系数 Table 5 Equivalent viscous damping coefficients at yield,plastic, and max shear deformation state 试件编号 he,y he,p he,0郾 04 rad No. 1鄄鄄西向梁 0郾 16 0郾 20 0郾 22 No. 1鄄鄄南向梁 0郾 16 0郾 20 0郾 22 No. 2 0郾 13 0郾 18 0郾 20 No. 3鄄鄄西向梁 0郾 16 0郾 19 0郾 22 No. 3鄄鄄南向梁 0郾 14 0郾 18 0郾 22 No. 4鄄鄄西向梁 0郾 15 0郾 19 0郾 21 No. 4鄄鄄南向梁 0郾 14 0郾 18 0郾 20 No. 5 0郾 14 0郾 18 0郾 21 注:he,y、he,p 、he,0郾 04 rad分别为屈服点、塑性点、弦转角为 0郾 04 rad 时所对应的黏滞阻尼系数. 4 结论 本文通过对 2 个边柱节点和 3 个角柱节点进行 拟静力加载试验,研究了不同加载方式和方钢管柱 宽厚比对试件承载能力及耗能性能的影响,得出结 论如下: (1)5 个试验试件的滞回曲线均为饱满的纺锤 体状,耗能性能优越,并且没有出现明显的承载力退 化现象,各试件的等效黏滞阻尼系数在 0郾 2 ~ 0郾 22 之间. (2)双向加载的试件西向梁与南向梁的刚度及 承载力均较为一致,没有表现出明显的差异. 加载 方式相同的条件下,钢管柱宽厚比对试验试件承载 力影响较大,宽厚比越大,试件承载力越小. (3)钢管柱宽厚比相同的条件下,双向中心对 称加载试件的承载力比单向加载的试件的承载力降 低约 20% . 而双向轴对称加载试件的承载力与单向 加载试件的承载力大致相同. 参 考 文 献 [1] Mahin S A. Lessons from damage to steel buildings during the Northridge earthquake. Eng Struct, 1998, 20(4鄄6): 261 [2] Dexter R J, Melendrez M I. Through鄄thickness properties of col鄄 umn flanges in welded moment connections. J Struct Eng, 2000, 126(1): 24 [3] Kim T, Whittaker A S, Gilani A S J, et al. Experimental evalua鄄 tion of plate鄄reinforced steel moment鄄resisting connections. J Struct Eng, 2002, 128(4): 483 [4] Xu P Z, Mou B. Discussion on a global yield mechanism with lo鄄 cal column plastic hinge in moment鄄resistant frame structure. J Build Struct, 2014, 35(9): 35 (徐培蓁, 牟犇. 框架结构局部柱铰整体屈服机制的控制. 建 筑结构学报, 2014, 35(9): 35) ·1015·