拼接縫對(duì)裝配式RC結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響

閻西康，謝函霖，梁琳霄，郭博深

(1. 河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401； 2. 河北工業(yè)大學(xué)河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401； 3. 北華航天工業(yè)學(xué)院建筑工程學(xué)院，河北廊坊 065000； 4. 中國石油天然氣管道工程有限公司，河北廊坊 065000)

0 引 言

近年來，裝配式RC框架結(jié)構(gòu)因綠色、高效的優(yōu)勢被大力推廣，然而其暴露出的安全問題也不容忽視。多次事故表明[1]結(jié)構(gòu)在地震作用下往往會(huì)因整體性問題發(fā)生破壞。整體性問題的重點(diǎn)在于拼接部分，拼接部分為方便工程施工往往設(shè)置在節(jié)點(diǎn)附近。節(jié)點(diǎn)拼接方式主要分為兩種：干式[2]和濕式連接。考慮裝配構(gòu)件連接時(shí)的質(zhì)量、效率、成本等問題，目前應(yīng)用較多的還是技術(shù)成熟的后澆式套筒灌漿的連接方法[3]。后澆式的方法在拼接位置處會(huì)產(chǎn)生拼接縫，故研究拼接縫對(duì)后澆式裝配RC節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響具有重要意義。

當(dāng)前國內(nèi)外學(xué)者對(duì)后澆式節(jié)點(diǎn)和拼接縫已經(jīng)進(jìn)行了一定深度的研究。部分學(xué)者[4-5]對(duì)單一類型的整澆節(jié)點(diǎn)和裝配式RC框架結(jié)構(gòu)的后澆節(jié)點(diǎn)進(jìn)行靜力試驗(yàn)，結(jié)果表明裝配節(jié)點(diǎn)的抗震性能較好，雖然后澆節(jié)點(diǎn)比現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)抗震性能低，但相差不大，安全性可以保證。Popa等[6]將后澆式連接運(yùn)用在裝配式柱-柱節(jié)點(diǎn)上，并與現(xiàn)澆試件進(jìn)行比較，結(jié)果表明裝配試件具有與現(xiàn)澆試件相似的滯回曲線和耗能能力。Khoo等[7-8]采用理論加模擬的方式改變裝配節(jié)點(diǎn)梁端的拼接位置，測量節(jié)點(diǎn)的抗震性能，結(jié)果顯示節(jié)點(diǎn)拼接位置改變會(huì)影響拼接處的變形和節(jié)點(diǎn)的抗震性能，但結(jié)論缺少試驗(yàn)數(shù)據(jù)的支撐且有限元模型數(shù)量過少。隨著施工技術(shù)的發(fā)展，楊輝等[9-10]改進(jìn)工藝，將后澆式連接方法和其他連接方法結(jié)合，推出新型節(jié)點(diǎn)，結(jié)果表明新型節(jié)點(diǎn)達(dá)到了設(shè)計(jì)要求，在某些性能參數(shù)的數(shù)值上略優(yōu)于整澆節(jié)點(diǎn)，但新型節(jié)點(diǎn)成本和對(duì)施工技術(shù)要求過高，不能在實(shí)際工程中大量應(yīng)用。閻西康等[11]對(duì)裝配節(jié)點(diǎn)的拼接縫進(jìn)行研究，結(jié)果表明拼接縫是節(jié)點(diǎn)的薄弱部位，存在拼接縫會(huì)對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能產(chǎn)生不利影響，且拼接縫使帶縫框架的P-Δ(荷載-位移)效應(yīng)加劇。

可以看出，目前針對(duì)后澆式裝配RC節(jié)點(diǎn)的安全性和拼接縫的弱化效應(yīng)的研究已經(jīng)較為成熟，而在拼接縫對(duì)不同類型節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響程度、裝配式RC框架節(jié)點(diǎn)梁上的拼接縫最優(yōu)位置等領(lǐng)域的研究尚不深入。為此，本文設(shè)計(jì)了6個(gè)試件，通過靜力試驗(yàn)檢測節(jié)點(diǎn)的破壞方式和滯回曲線，并用ABAQUS有限元軟件增設(shè)模型，研究拼接縫對(duì)邊、中節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響程度，討論拼接縫在節(jié)點(diǎn)梁上的最優(yōu)位置。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

節(jié)點(diǎn)分為2組，一組為邊節(jié)點(diǎn)，一組為中節(jié)點(diǎn)，取自一榀框架標(biāo)準(zhǔn)層中的梁柱節(jié)點(diǎn)，共計(jì)6個(gè)1/2縮尺試件，試件基本信息[12-13]如表1所示。試件所用材料相同，采用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30；鋼筋為HRB400級(jí)鋼筋；套筒材質(zhì)為球墨鑄鐵；灌漿料以水泥為基礎(chǔ)，配以添加劑和礦物摻合料組成。試件軸壓比為0.4，梁、柱保護(hù)層厚度分別為15 mm和20 mm；材料的力學(xué)性能通過實(shí)測得出。為減小連接處鋼筋與灌漿料的滑移，防止鋼筋被拔出，試驗(yàn)測得套筒的安全錨固長度為65 cm。節(jié)點(diǎn)尺寸如圖1所示。

表1 試件基本信息Table 1 Basic information of specimen

1.2 試驗(yàn)加載方案

采用擬靜力加載試驗(yàn)研究節(jié)點(diǎn)的抗震性能[14-15]。試驗(yàn)加載裝置如圖2(a)所示。軸壓力設(shè)為240 kN，在柱頂截面中心線上穩(wěn)定加載。試件屈服前，采用荷載加載。每次荷載增加4 kN，每級(jí)荷載循環(huán)一次。試件屈服后改用位移控制加載。位移以屈服位移Δy值的20%為級(jí)差分級(jí)加載。當(dāng)試件承載力首次下降到峰值荷載的85%時(shí)，停止加載，構(gòu)件達(dá)到破壞狀態(tài)。加載方案如圖2(b)所示。

1.3 試驗(yàn)破壞現(xiàn)象

將節(jié)點(diǎn)的主裂縫位置和發(fā)展方向、最終破壞情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如表2所示。試驗(yàn)現(xiàn)象如圖3所示。可以看出：節(jié)點(diǎn)主裂縫多在節(jié)點(diǎn)屈服后產(chǎn)生；最終破壞是由于主裂縫的開裂擴(kuò)展所致。試件最終破壞分為兩種形態(tài)：X-1、H-1、X-2、H-2為梁端彎曲破壞；X-3、H-3為梁端剪切破壞。

整澆節(jié)點(diǎn)X-1、H-1首裂縫會(huì)逐漸變?yōu)橹髁芽p，破壞時(shí)核心區(qū)會(huì)出現(xiàn)“X”形裂縫；節(jié)點(diǎn)梁上裂縫多為豎直向。裝配節(jié)點(diǎn)主裂縫在拼接縫附近，破壞時(shí)核心區(qū)“X”形裂縫的寬度比整澆節(jié)點(diǎn)小，節(jié)點(diǎn)梁上 斜裂縫較多，混凝土脫落量多于整澆節(jié)點(diǎn)。拼接縫

表2 試件裂縫破壞情況Table 2 Specimen crack damage condition

在梁上時(shí)，邊、中節(jié)點(diǎn)的主裂縫存在差異。邊節(jié)點(diǎn)主裂縫出現(xiàn)后，主裂縫寬度不斷擴(kuò)大，其他裂縫發(fā)展較慢。中節(jié)點(diǎn)先在一側(cè)梁上出現(xiàn)主裂縫，繼續(xù)加載至即將破壞階段，另外一側(cè)梁也會(huì)出現(xiàn)一條裂縫，且寬度迅速增長到與主裂縫寬度一致，最終雙側(cè)梁上裂縫擴(kuò)展至試件破壞。同類型節(jié)點(diǎn)的拼接縫在梁上不同位置的破壞形態(tài)不同。拼接縫距核心區(qū)100 mm的節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)梁端混凝土被壓潰，梁縱筋發(fā)生屈服，屬于彎曲破壞。拼接縫距核心區(qū)320 mm的節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)出現(xiàn)主斜裂縫并伴有其他斜裂縫，屬于剪切破壞。

1.4 試驗(yàn)滯回曲線分析

試件滯回曲線[16-17]如圖4所示。可以看出，相同工況和加載條件下，邊、中節(jié)點(diǎn)屈服后的滯回曲線差異較大。中節(jié)點(diǎn)的承載力比邊節(jié)點(diǎn)高約30%,位移變形比邊節(jié)點(diǎn)高約35%。荷載加載階段中節(jié)點(diǎn)承載力上升幅度高于邊節(jié)點(diǎn)。試件屈服后，由于中節(jié)點(diǎn)的核心區(qū)約束和整體剛度強(qiáng)于邊節(jié)點(diǎn)，故中節(jié)點(diǎn)主裂縫發(fā)展較慢，新增裂縫少，曲線承載上升較快。在試件即將破壞的階段，邊節(jié)點(diǎn)由于核心區(qū)約束弱，裂縫擴(kuò)展和變形更嚴(yán)重，強(qiáng)度下降快。

同類型節(jié)點(diǎn)中，整澆節(jié)點(diǎn)比裝配節(jié)點(diǎn)的峰值荷載和破壞荷載高，曲線對(duì)稱性好，塑性變形能力強(qiáng)。X-1雙向峰值荷載高于X-2、X-3約23%，破壞荷載高約21%。H-1比H-2正向峰值荷載高2.51%，負(fù)向峰值荷載高8.3%，破壞荷載相差不大。H-1比H-3正向峰值荷載高11.4%，負(fù)向峰值荷載高8.5%，正向破壞荷載高6.1%，負(fù)向破壞荷載高4.7%。

裝配節(jié)點(diǎn)的拼接縫在梁上不同位置時(shí)的滯回曲線變化幅度不同。拼接縫位于核心區(qū)梁端時(shí)，節(jié)點(diǎn)主裂縫出現(xiàn)較慢，峰值荷載和位移、破壞荷載和位移高于拼接縫位于距核心區(qū)320 mm的節(jié)點(diǎn)，如X-3比X-2先達(dá)到峰值承載狀態(tài)，峰值荷載比X-2低4%，破壞荷載與X-2基本相同。繼續(xù)加載時(shí)，由于X-3主裂縫發(fā)展較快，新增裂縫較多，極限位移小。X-3比X-2雙向平均極限位移低4%。

2 節(jié)點(diǎn)有限元模擬

2.1 有限元模型建立

由于試驗(yàn)樣本數(shù)量偏少，故采用數(shù)值模擬[18-19]的方式增設(shè)試件，進(jìn)一步探究拼接縫對(duì)不同類型節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，討論拼接縫在節(jié)點(diǎn)梁上的最優(yōu)位置。

有限元模型采用實(shí)體建模方式，尺寸與試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)尺寸一致。鋼筋和套筒本構(gòu)關(guān)系采用雙折線彈性強(qiáng)化模型，混凝土、灌漿料本構(gòu)模型采用損傷塑性模型。鋼筋采用T3D2單元，套筒采用S4R殼單元，混凝土和灌漿料采用C3D8R單元。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果[12]，本文將拼接縫周圍30 mm厚度的后澆混凝土段強(qiáng)度下降65%用于體現(xiàn)拼接縫的弱化作用。由于鋼筋與新舊混凝土交界面處、鋼筋與灌漿料間會(huì)產(chǎn)生環(huán)向應(yīng)力，出現(xiàn)黏結(jié)滑移現(xiàn)象。為模擬該現(xiàn)象，采用非線性彈簧單元，將后澆區(qū)拼接縫前后60 mm、套筒前后160 mm的鋼筋作為區(qū)段端點(diǎn)連接，彈簧屬性自由度為1，彈簧剛度為1 000 N·mm-1。初次計(jì)算完成后，將得到的文件修改彈簧部分的內(nèi)容，并代入重新運(yùn)算。灌漿料和套筒之間約束比較穩(wěn)定，采用“Tie”約束方式連接。新舊混凝土交界面采用面-面接觸的方式,接觸屬性的法相方向設(shè)為“硬接觸”；切向方向上設(shè)置“罰”函數(shù)，摩擦因數(shù)為0.6。為使荷載加載均勻，在柱頂、柱底設(shè)置耦合點(diǎn)，耦合截面為柱頂面和底面。軸向壓力和水平荷載作用在柱頂耦合點(diǎn)上，柱底設(shè)置為鉸接；梁上設(shè)置耦合點(diǎn)，耦合截面為梁上最邊側(cè)截面。

2.2 有限元模型驗(yàn)證

2.2.1 破壞結(jié)果對(duì)比

為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，選取4個(gè)典型節(jié)點(diǎn)，以X-1、X-3、H-1、H-3為例，對(duì)其數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

模型用等效塑性應(yīng)變(PEEQ)云圖反映節(jié)點(diǎn)破壞狀態(tài)。PEEQ數(shù)值由大到小的發(fā)展方向近似為試驗(yàn)主裂縫發(fā)展方向。模擬破壞結(jié)果如圖5所示。X-1、H-1應(yīng)變較大區(qū)域?yàn)榱褐唤缑嫣帲⑾蚝诵膮^(qū)斜向發(fā)展；X-3、H-3在拼接縫處發(fā)生破壞，產(chǎn)生了斜向裂縫，說明拼接縫界面處是試件抗剪和抗彎的薄弱部位。通過對(duì)比發(fā)現(xiàn)數(shù)值分析云圖的主裂縫位置、破壞情況、破壞形式和試驗(yàn)結(jié)果基本一致。

2.2.2 模型荷載-位移滯回曲線

為檢驗(yàn)?zāi)M數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的一致性，將兩者滯回曲線繪出并對(duì)比，如圖6所示。可以看出：模擬滯回曲線與試驗(yàn)滯回曲線輪廓線基本一致；模擬滯回曲線中部比較飽滿，是由于定義預(yù)制部分的鋼筋與混凝土一起參與受力，忽略滑移；模擬節(jié)點(diǎn)由于沒有混凝土壓潰脫落，故滯回曲線正反方向比較對(duì)稱。通過比較可以看出，模型滯回曲線在峰值和破壞位置的荷載、位移值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差較小，建立的模型比較準(zhǔn)確。

3 拼接縫對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響

3.1 模型設(shè)計(jì)

拼接縫會(huì)降低節(jié)點(diǎn)剛度，使節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度和延性小于整澆節(jié)點(diǎn)，其在梁上的位置變化會(huì)改變節(jié)點(diǎn)性能。為研究拼接縫在同一位置對(duì)不同類型節(jié)點(diǎn)的影響程度和拼接縫在節(jié)點(diǎn)梁上的最優(yōu)位置，以拼接縫距核心區(qū)梁端距離為變量，用軟件增設(shè)模型[20-21]，試件編號(hào)如表3所示。比較拼接縫位置不同時(shí)節(jié)點(diǎn)的承載力、剛度退化曲線、延性、耗能能力，分析拼接縫對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

表3 模擬節(jié)點(diǎn)試件編號(hào)Table 3 Number of simulated node specimen

3.2 承載力分析

通過數(shù)值模擬得到試件的骨架曲線，根據(jù)骨架曲線分析節(jié)點(diǎn)承載力變化。節(jié)點(diǎn)的屈服荷載、峰值荷載、破壞荷載見圖7。邊節(jié)點(diǎn)試件組中，整澆節(jié)點(diǎn)比裝配節(jié)點(diǎn)屈服荷載高0.5%～13.3%，峰值荷載高17.9%～27.3%，破壞荷載高16.3%～22.8%；裝配節(jié)點(diǎn)間曲線差值不大，MX-5承載能力最佳，MX-4較差，MX-5比MX-4峰值荷載高4.2%，破壞荷載高4.2%。中節(jié)點(diǎn)試件組中，整澆中節(jié)點(diǎn)比裝配中節(jié)點(diǎn)峰值荷載高4.8%～14.5%，極限荷載高0.9%～6.1%。裝配中節(jié)點(diǎn)間曲線波動(dòng)較大，MH-5承載顯著優(yōu)于其他裝配節(jié)點(diǎn)，MH-3與MH-6曲線相近，承載均較差。MH-5比MH-3峰值荷載高9.3%，極限荷載高7.1%。

通過數(shù)據(jù)對(duì)比得出，設(shè)立拼接縫對(duì)邊節(jié)點(diǎn)承載影響大，拼接縫在梁上的位置對(duì)中節(jié)點(diǎn)的承載影響大。拼接縫存在時(shí)，邊節(jié)點(diǎn)荷載變化幅度比中節(jié)點(diǎn)高約13%，原因?yàn)檫吂?jié)點(diǎn)和中節(jié)點(diǎn)相比，核心區(qū)約束弱，受拼接縫影響較大。當(dāng)拼接縫位置變換時(shí)，中節(jié)點(diǎn)承載變化率高于邊節(jié)點(diǎn)。原因是中節(jié)點(diǎn)先在一側(cè)梁出現(xiàn)主裂縫，加載后期會(huì)在另一側(cè)梁上出現(xiàn)寬度較大裂縫，由于出現(xiàn)的時(shí)間和擴(kuò)展程度不同，節(jié)點(diǎn)間承載力相差較大。裝配式邊、中節(jié)點(diǎn)套筒距核心區(qū)梁端200 mm時(shí)，試件承載力較好。

3.3 剛度退化曲線分析

采用等效剛度ki分析試件組的剛度退化程度，ki計(jì)算公式為

(1)

式中：Fi為每一次循環(huán)荷載作用下第一滯回環(huán)的荷載極值；Δi為每一次循環(huán)荷載作用下第一滯回環(huán)的荷載極值點(diǎn)對(duì)應(yīng)的位移。

正向位移下試件的節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線模擬結(jié)果如圖8所示。可以看出，對(duì)于同類型節(jié)點(diǎn)，整澆節(jié)點(diǎn)與裝配節(jié)點(diǎn)剛度相差不大。在0～10 mm位移區(qū)間內(nèi)，整澆節(jié)點(diǎn)剛度下降速率快于裝配節(jié)點(diǎn)。原因是裝配節(jié)點(diǎn)此時(shí)主裂縫寬度尚小，套筒、灌漿料可分擔(dān)部分荷載，減緩拼接縫處破壞程度，使剛度下降慢于整澆節(jié)點(diǎn)。

相同工況下，中節(jié)點(diǎn)初始相對(duì)剛度比邊節(jié)點(diǎn)高約21%。由于節(jié)點(diǎn)材料、加載方式、接觸條件和破壞機(jī)理相似，試件加載至屈服后，剛度退化曲線重合度高。邊節(jié)點(diǎn)模型組中，整澆節(jié)點(diǎn)初始剛度最大。模型在荷載加載下剛度下降較快，位移加載下曲線差異不明顯。中節(jié)點(diǎn)模型組中，在位移達(dá)到20 mm后，模型曲線間差值較小。

3.4 延性和變形能力分析

延性是衡量節(jié)點(diǎn)抗震性能的重要參數(shù)，擬采用位移延性系數(shù)來體現(xiàn)節(jié)點(diǎn)延性性能。位移延性系數(shù)計(jì)算公式為

(2)

式中：μ為位移延性系數(shù)；Δu為試驗(yàn)的極限位移。

將節(jié)點(diǎn)的正向位移列出并運(yùn)算，見表4。相同工況下，中節(jié)點(diǎn)延性系數(shù)高于邊節(jié)點(diǎn)。邊節(jié)點(diǎn)試件組中，MX-1由于沒有拼接縫，延性較強(qiáng)，位移延性系數(shù)比裝配節(jié)點(diǎn)高2.5%～4.9%；裝配邊節(jié)點(diǎn)中，位移延性系數(shù)相差不大；MX-5位移延性系數(shù)較高，MX-2與MX-4位移延性系數(shù)相近，MX-3位移延性系數(shù)最低。中節(jié)點(diǎn)試件組中，MH-1位移延性系數(shù)高于裝配節(jié)點(diǎn)2.75%～8.38%，說明中節(jié)點(diǎn)間位移延性系數(shù)波動(dòng)幅度大于邊節(jié)點(diǎn)，拼接縫位置對(duì)其影響程度更大。MH-3位移延性系數(shù)最低，MH-5變形能力最強(qiáng)。

表4 試件位移Table 4 Displacement of specimen

通過數(shù)據(jù)對(duì)比看出：裝配式邊、中節(jié)點(diǎn)拼接縫距核心區(qū)梁端200 mm時(shí)，模型延性和變形能力較好；拼接縫的存在對(duì)邊節(jié)點(diǎn)延性影響大，拼接縫的位置對(duì)中節(jié)點(diǎn)的延性影響大。

3.5 耗能能力分析

耗能能力是衡量節(jié)點(diǎn)在地震作用下承擔(dān)能量大小的重要指標(biāo)。采用等效黏滯阻尼系數(shù)heq和功比系數(shù)Iw來體現(xiàn)模型的耗能能力。等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算示意圖如圖9所示，計(jì)算公式為

(3)

式中：SADCB為曲線ADCB圍成的面積；SOAF、SOCE為△OAF、△OCE的面積。

等效黏滯阻尼系數(shù)反映的是一次加載周期的試件耗能能力。為更好表達(dá)節(jié)點(diǎn)總耗能強(qiáng)度，引入功比系數(shù)Iw，計(jì)算公式為

(4)

式中：n為循環(huán)總次數(shù)；i為當(dāng)前循環(huán)次數(shù)；Pi為峰值荷載；Py為屈服荷載；Δi為峰值位移。

模型加載過程中，從彈性階段到破壞階段，耗能能力不斷增加，列出特征位置的heq進(jìn)行比較，如圖10所示。中節(jié)點(diǎn)和邊節(jié)點(diǎn)的heq均在0.1左右；從峰值點(diǎn)到極限點(diǎn)，整澆節(jié)點(diǎn)比裝配節(jié)點(diǎn)heq下降更快，主要是裝配節(jié)點(diǎn)在試件屈服后，套筒和灌漿料仍可以分擔(dān)能量，增大結(jié)構(gòu)耗能。裝配節(jié)點(diǎn)中，MX-5、MH-5的heq高于其他裝配節(jié)點(diǎn)，MX-3、MH-3的heq最低。

節(jié)點(diǎn)的功比系數(shù)如圖11所示。可以看出：相同工況下，同類型節(jié)點(diǎn)的整澆節(jié)點(diǎn)總耗能能力優(yōu)于裝配節(jié)點(diǎn)；中節(jié)點(diǎn)功比系數(shù)比邊節(jié)點(diǎn)高5%～40%；拼接縫位置不同時(shí)，裝配式邊節(jié)點(diǎn)功比系數(shù)差值在0.3～3之間，MX-5功比系數(shù)高，耗能能力強(qiáng)；裝配式中節(jié)點(diǎn)功比系數(shù)差值在1.1～9.5之間，波動(dòng)幅度較大，MH-5功比系數(shù)最高。通過比較，MX-5、MH-5的耗能能力較好，MX-3、MH-3耗能能力較差；拼接縫的存在對(duì)邊節(jié)點(diǎn)耗能能力影響大，拼接縫的位置對(duì)中節(jié)點(diǎn)的耗能能力影響大。

4 結(jié)語

(1)拼接縫的存在對(duì)邊節(jié)點(diǎn)抗震性能影響大，梁端拼接縫位置的變化對(duì)中節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響大。拼接縫界面處是試件抗剪和抗彎的薄弱部位，裝配式節(jié)點(diǎn)會(huì)因拼接縫而降低試件的抗震性能。

(2)相同工況下，中節(jié)點(diǎn)的承載力比邊節(jié)點(diǎn)高約30%，破壞時(shí)的變形能力高約32%，耗能能力優(yōu)于邊節(jié)點(diǎn)，剛度退化程度兩者相差不大。

(3)裝配式節(jié)點(diǎn)梁上拼接縫最優(yōu)位置是拼接縫距核心區(qū)2/9梁跨長，最不利位置為1/3梁跨長。裝配式節(jié)點(diǎn)上的梁端拼接縫隨著距離節(jié)點(diǎn)核心區(qū)長度的增加，節(jié)點(diǎn)主裂縫的位置逐步由核心區(qū)梁端變成拼接縫界面處。