新型內(nèi)套筒裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能研究

操禮林，虞振云，陸春華

(江蘇大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院， 鎮(zhèn)江 212013)

鋼框架結(jié)構(gòu)體系因其具有強(qiáng)度高、自重輕、變形能力強(qiáng)等優(yōu)勢(shì)，逐漸成為裝配式建筑中的主流結(jié)構(gòu)，契合了我國(guó)可持續(xù)綠色發(fā)展戰(zhàn)略[1-2].梁柱節(jié)點(diǎn)是鋼框架結(jié)構(gòu)體系中不可或缺的重要構(gòu)成部分，其連接形式對(duì)結(jié)構(gòu)整體的承載能力及抗震性能具有巨大影響[3-4].《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[5]建議梁柱連接節(jié)點(diǎn)可采用栓焊混合連接[6-7]、螺栓連接[8-9]、焊接連接[10]、端板連接[11-12]、頂?shù)捉卿撨B接[13-14]等形式.

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)不同連接形式的梁柱節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了理論分析、試驗(yàn)研究及數(shù)值模擬.文獻(xiàn)[15]基于試驗(yàn)研究提出了一種循環(huán)荷載作用下RC內(nèi)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗剪強(qiáng)度半經(jīng)驗(yàn)預(yù)測(cè)模型；文獻(xiàn)[16]設(shè)計(jì)了一種預(yù)制模塊化螺栓拼接節(jié)點(diǎn)，并通過(guò)擬靜力試驗(yàn)分析了其良好的抗震性能；文獻(xiàn)[17]設(shè)計(jì)了槽鋼轉(zhuǎn)換件高效裝配方鋼管柱與H型鋼梁并開(kāi)展了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明半剛性槽鋼連接節(jié)點(diǎn)具有優(yōu)越的受彎承載性能；文獻(xiàn)[18]通過(guò)靜力試驗(yàn)研究T形鋼連接半剛性梁柱節(jié)點(diǎn)的受力性能，并建立了該類連接節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線模型；文獻(xiàn)[19]提出了一種新型外套筒式梁柱拼接節(jié)點(diǎn)，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)及有限元模擬，研究了其抗震性能及軸壓比、角鋼厚度、套筒厚度參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響規(guī)律.

傳統(tǒng)梁柱連接節(jié)點(diǎn)多采用栓焊形式，由于焊接工藝及作業(yè)環(huán)境的影響，梁柱節(jié)點(diǎn)連接處焊縫質(zhì)量難以保證，極易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象并發(fā)生焊接處脆性破壞，對(duì)梁柱節(jié)點(diǎn)整體力學(xué)性能產(chǎn)生較大影響.

文中提出了一種新型內(nèi)套筒裝配式全螺栓連接梁柱節(jié)點(diǎn)形式，并對(duì)其開(kāi)展靜力和擬靜力兩方面的數(shù)值模擬分析，對(duì)基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)的承載能力、破壞模式及抗震性能進(jìn)行深入研究分析，探討了重要構(gòu)造參數(shù)對(duì)新型節(jié)點(diǎn)承載能力的影響，為鋼框架梁柱連接節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)體系的工程實(shí)際應(yīng)用提供了參考.

1 有限元分析模型

文中選用ABAQUS有限元分析軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，從靜力學(xué)和擬靜力學(xué)兩方面來(lái)分析新型內(nèi)套筒連接方鋼管柱與H型鋼梁裝配式節(jié)點(diǎn)的受力性能.

1.1 模型設(shè)計(jì)

新型節(jié)點(diǎn)首先通過(guò)八邊形內(nèi)套筒式柱連接件連接上下柱，由槽型鋼翼緣高強(qiáng)螺栓進(jìn)行初步固定，再安裝加勁L型連接件由高強(qiáng)螺栓再次固定，最后拼接H型鋼梁.方鋼管柱截面取250 mm×250 mm×10 mm，鋼梁截面取250 mm×150 mm×8 mm×12 mm，具體節(jié)點(diǎn)模型尺寸如表1、圖1.

表1 新型節(jié)點(diǎn)主要構(gòu)造參數(shù)

圖1 內(nèi)套筒裝配式梁柱連接節(jié)點(diǎn)(單位：mm)

1.2 材料本構(gòu)模型及接觸定義

鋼材選用彈塑性本構(gòu)模型，鋼材屈服后應(yīng)力-應(yīng)變曲線保持線性.材料主要參數(shù)如表2.

表2 新型節(jié)點(diǎn)主要材料參數(shù)

新型裝配式節(jié)點(diǎn)存在大量接觸關(guān)系，各個(gè)接觸面采用“surface-to-surface”接觸，切向行為采用“Penalty”摩擦公式，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.45，法向行為采用“Hard”接觸，允許接觸后分離.

1.3 邊界條件及分析步設(shè)置

方鋼管柱底端施加X(jué)、Y、Z方向的平動(dòng)約束及X、Y方向的轉(zhuǎn)動(dòng)約束，即視為固定鉸；柱頂端施加X(jué)、Z方向平動(dòng)約束及X、Y方向的轉(zhuǎn)動(dòng)約束；鋼梁遠(yuǎn)端施加Z方向的平動(dòng)約束，可有效防止荷載施加時(shí)鋼梁側(cè)向失穩(wěn)現(xiàn)象的發(fā)生.

采用軟件自帶“Bolt load”模塊施加螺栓預(yù)緊力.共建立4個(gè)分析步：第1個(gè)分析步中施加10 kN的螺栓預(yù)緊力，以平穩(wěn)建立螺栓桿與螺栓孔壁之間的接觸關(guān)系，提高計(jì)算的收斂性；第2個(gè)分析步中將螺栓上的預(yù)緊力增加至規(guī)范設(shè)計(jì)值的155 kN；第3個(gè)分析步中將螺栓上的預(yù)緊力設(shè)置為固定螺栓長(zhǎng)度；第4個(gè)分析步中在梁端分別施加單調(diào)位移荷載和低周循環(huán)荷載進(jìn)行非線性計(jì)算.

2 有限元分析方法驗(yàn)證

基于文獻(xiàn)[20]所完成的試驗(yàn)分析結(jié)果，文中分別對(duì)單調(diào)靜載試驗(yàn)試件JD-1、JD-2及擬靜力試驗(yàn)試件JD-3、JD-4進(jìn)行數(shù)值模擬分析，通過(guò)試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比來(lái)驗(yàn)證有限元分析方法的適用性.試件尺寸參數(shù)及其所選用的鋼材和高強(qiáng)螺栓的材料屬性設(shè)置詳見(jiàn)文獻(xiàn)[20].

2.1 單調(diào)靜載試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證

有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果的荷載-位移曲線及破壞模式對(duì)比分別如圖2、3.

圖2 單調(diào)加載試件試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

圖2表明，有限元分析計(jì)算得到的荷載-位移曲線與試驗(yàn)研究所得的荷載-位移曲線整體吻合較好，由于有限元模型中的支座約束條件皆為理想的邊界條件約束，故其計(jì)算分析得到的曲線初始斜率略大于試驗(yàn)分析結(jié)果；數(shù)值模擬得到的曲線不出現(xiàn)下降段是由于所采用的鋼材材料本構(gòu)模型不涉及到損傷退化，無(wú)法模擬出大荷載作用下鋼梁與下連接件處螺栓的斷裂現(xiàn)象.

試件JD-1極限承載力模擬值為429.25 kN，試驗(yàn)值為432.81 kN；試件JD-2極限承載力模擬值為538.96 kN，極限承載力試驗(yàn)值為551.92 kN，兩者誤差均在1%以內(nèi)，處于可接受范圍內(nèi).

圖3表明，試件JD-1數(shù)值模擬結(jié)果梁端位移明顯，上連接件在鋼梁的擠壓作用下出現(xiàn)鼓曲變形，下連接件與鋼梁逐漸“脫離”；試件JD-2上連接件發(fā)生“翻轉(zhuǎn)”，中部出現(xiàn)鼓曲變形，下連接件出現(xiàn)明顯的“抽出”現(xiàn)象，上下連接件產(chǎn)生傾角，與兩側(cè)耳板發(fā)生分離，出現(xiàn)一定的空隙.梁柱節(jié)點(diǎn)有限元模擬結(jié)果與單調(diào)靜載試驗(yàn)最終破壞模式一致.

圖3 單調(diào)加載試件試驗(yàn)與模擬破壞模式對(duì)比

2.2 循環(huán)加載試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證

有限元模擬與試驗(yàn)實(shí)測(cè)的彎曲-轉(zhuǎn)角(θr)曲線及節(jié)點(diǎn)的破壞模式對(duì)比分別如圖4、5.

圖4 循環(huán)加載試件試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

圖4表明，有限元分析所得的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果曲線均呈現(xiàn)反S型，發(fā)生明顯的捏縮現(xiàn)象，曲線發(fā)展趨勢(shì)一致.試件JD-3極限彎矩模擬值為501.10 kN·m，試驗(yàn)實(shí)測(cè)值為546.30 kN·m；試件JD-4極限彎矩模擬值為454.41 kN·m，試驗(yàn)實(shí)測(cè)值為412.87 kN·m，峰值彎矩計(jì)算誤差均在10%以內(nèi)，處于可接受范圍之內(nèi).

由圖5可知，試件JD-3、JD-4在低周循環(huán)荷載作用下梁端位移變形明顯，上連接件出現(xiàn)了明顯的翻轉(zhuǎn)、鼓曲現(xiàn)象，下連接件與鋼梁發(fā)生了水平方向上的滑移現(xiàn)象，二者之間的連接螺栓發(fā)生較大剪切破壞，方鋼管柱耳板擴(kuò)長(zhǎng)螺栓孔處未出現(xiàn)明顯的滑移現(xiàn)象，有限元數(shù)值模擬與擬靜力試驗(yàn)研究結(jié)果最終破壞模式一致.

圖5 循環(huán)加載試件試驗(yàn)與模擬破壞模式對(duì)比

因此，通過(guò)以上試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析可知，方鋼管柱與H型鋼梁裝配式連接節(jié)點(diǎn)在單調(diào)荷載作用下的靜力性能和低周循環(huán)荷載作用下的抗震性能可以有效通過(guò)數(shù)值模擬分析得到，該有限元建模分析方法具有適用性與正確性.

3 新型內(nèi)套筒裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)靜力性能分析

3.1 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布及破壞模式

BASE節(jié)點(diǎn)模型在單調(diào)位移荷載的作用下，經(jīng)歷了彈性、彈塑性和塑性變形階段，節(jié)點(diǎn)模型最終破壞應(yīng)力云圖及各部件模擬結(jié)果分別如圖6、7.

由圖6可知，當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞時(shí)，加勁L型鋼均被拉離柱腹板一定距離，且L型鋼翼緣、腹板發(fā)生明顯的鼓曲變形，槽鋼腹板受拉、受壓區(qū)域分別發(fā)生微小的外凸、內(nèi)凹變形，節(jié)點(diǎn)整體最大應(yīng)力集中于對(duì)拉螺栓處，栓桿發(fā)生明顯的剪切變形.梁上各部分均處于彈性狀態(tài)，表明H型鋼梁并不是此類節(jié)點(diǎn)的薄弱部分.

圖6 BASE節(jié)點(diǎn)破壞應(yīng)力云圖

圖7(a)表明柱上應(yīng)力主要集中于柱連接件與上下柱體連接處及受壓區(qū)螺栓孔周圍，柱體東側(cè)下部及西側(cè)上部出現(xiàn)受壓凹曲變形，但柱整體變形較小，可以有效承擔(dān)較大的荷載.圖7(b)為柱連接件應(yīng)力云圖，可知柱連接處及附近螺栓孔應(yīng)力較大，八邊形內(nèi)套筒受壓區(qū)發(fā)生較大凹曲變形，但中部柱面幾乎未發(fā)生變形.圖7(c)表明節(jié)點(diǎn)域槽鋼發(fā)生S形鼓曲變形，應(yīng)力主要集中于側(cè)面槽鋼腹板受剪區(qū)及東西側(cè)槽鋼腹板受拉區(qū)，四面槽鋼具有外套筒式緊箍作用，與八邊形內(nèi)套筒協(xié)同作用可有效保護(hù)柱體不發(fā)生大變形破壞，保證梁柱節(jié)點(diǎn)連接性能.

圖7 BASE節(jié)點(diǎn)各部件模擬結(jié)果

圖7(d)為鋼梁屈服破壞時(shí)的應(yīng)力云圖，梁下翼緣發(fā)生屈曲，應(yīng)力主要集中于鋼梁與加勁L型件連接處螺栓孔周圍，并逐漸向梁遠(yuǎn)端及腹板中心處擴(kuò)散.圖7(e)表明，隨著單調(diào)荷載的施加，加勁L形連接件應(yīng)力由螺栓孔周圍向外擴(kuò)散，連接件翼緣及腹板發(fā)生顯著的扭曲變形，基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，應(yīng)力主要集中于受拉區(qū)翼緣螺栓孔附近及受壓區(qū)翼緣與腹板連接位置處，達(dá)到其極限強(qiáng)度.圖7(f)表明，對(duì)拉螺栓應(yīng)力主要集中于栓桿內(nèi)側(cè)且發(fā)生較大受剪變形，這是由于加載后期節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)，槽鋼、八邊形內(nèi)套筒及加勁L形連接件翼緣鼓曲變形進(jìn)一步變大.

節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)破壞類型為典型的鋼梁端塑性鉸破壞，整體表現(xiàn)出較好的靜力性能.

3.2 八邊形內(nèi)套筒厚度的影響分析

保證其他部件構(gòu)造參數(shù)不變，改變八邊形內(nèi)套筒的厚度分別為8、10、12 mm，模擬分析所得的荷載-位移曲線如圖8.

圖8 不同八邊內(nèi)套筒厚度節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線

由圖9可知，當(dāng)八邊形內(nèi)套筒式厚度為8 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)的初始剛度減小幅度較為明顯，厚度增加至12 mm時(shí)，初始剛度較10 mm厚度內(nèi)套筒節(jié)點(diǎn)變化不大，屈服、極限承載力提高至105.35 kN及141.33 kN.因此，增加內(nèi)套筒厚度可以在一定程度上加強(qiáng)對(duì)方鋼管柱腹板的支撐作用，防止柱壁發(fā)生較大的內(nèi)凹變形，從而提高節(jié)點(diǎn)的抗彎承載能力.

3.3 槽鋼厚度的影響分析

保證其他部件構(gòu)造參數(shù)不變，改變槽型鋼的厚度分別為8、10、12 mm，其模擬分析所得的荷載-位移曲線如圖9.

圖9 不同槽鋼厚度節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線

由圖9可知，當(dāng)槽鋼厚度為8 mm時(shí)，節(jié)點(diǎn)剛度最弱，屈服位移為29.15 mm，屈服承載力94.16 kN；隨著槽型鋼厚度的增加，節(jié)點(diǎn)初始剛度產(chǎn)生了較小的增加幅度，屈服位移、屈服承載力及極限承載力均得到顯著提升，厚度達(dá)到12 mm時(shí)，四面槽鋼對(duì)柱體形成的外套筒式緊箍約束作用進(jìn)一步發(fā)展，可以有效防止柱體發(fā)生外凸變形，提高節(jié)點(diǎn)的抗彎承載能力.因此，適當(dāng)增加槽鋼厚度可以有效提高新型節(jié)點(diǎn)整體的荷載承受能力.

3.4 加勁L型連接件厚度的影響分析

保證其他部件構(gòu)造參數(shù)不變，改變加勁L型連接件的厚度分別為8、10、12 mm，其模擬分析所得的荷載-位移曲線如圖10.

圖10 不同加勁L形件厚度節(jié)點(diǎn)荷載-位移曲線

從整體上看，加勁L型連接件厚度的增加對(duì)節(jié)點(diǎn)模型的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度影響較小，但對(duì)其屈服承載能力及極限承載能力具有較大影響.當(dāng)厚度為12 mm時(shí)，屈服位移為36.48 mm，屈服承載力為112.29 kN且極限承載力可達(dá)到142.64 kN，較10 mm厚度連接件的極限承載能力提升了約9.0%.同時(shí)，最終破壞模式表明，隨著厚度的增加，可以有效抑制加勁L型連接件鼓曲變形程度，防止梁端過(guò)大屈曲變形.因此，提高新型節(jié)點(diǎn)的承載能力可以通過(guò)適當(dāng)增大加勁L連接形件的厚度.

4 裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)抗震性能結(jié)果分析

4.1 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)滯回性能

圖11為基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)循環(huán)加載下的滯回曲線.節(jié)點(diǎn)模型處于彈性階段時(shí)，梁端豎向位移(Δ)與荷載(P)基本呈現(xiàn)線性關(guān)系，且卸載后無(wú)殘余變形；隨著荷載的逐漸增加，節(jié)點(diǎn)各部件的接觸表面及螺栓出現(xiàn)了滑移現(xiàn)象，故滯回曲線整體表現(xiàn)出了一定程度的“捏縮”效應(yīng)，同時(shí)高強(qiáng)螺栓孔周圍的塑性區(qū)域逐漸擴(kuò)展，殘余變形幅度增大，節(jié)點(diǎn)進(jìn)入了塑性變形階段；梁端位移荷載持續(xù)增加至其極限值時(shí)，梁端承載能力增幅逐漸減小，割線剛度發(fā)生較大的退化幅度；最后節(jié)點(diǎn)破壞模式表現(xiàn)為槽型鋼腹板屈曲變形、加勁L型連接件翼緣及腹板發(fā)生較大的扭曲變形，對(duì)拉螺栓應(yīng)力達(dá)到其極限值，發(fā)生受剪破壞.

圖11 BASE節(jié)點(diǎn)滯回曲線

從整體上看，基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)P-Δ曲線基本呈現(xiàn)“梭形”，滯回環(huán)的面積較大且形狀較為飽滿，節(jié)點(diǎn)展現(xiàn)出較為優(yōu)越的耗能能力，該節(jié)點(diǎn)破壞模式屬于理想的延性破壞模式.

4.2 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)骨架曲線

圖12為基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)循環(huán)加載下的骨架曲線.節(jié)點(diǎn)在正反兩個(gè)加載方向上，骨架曲線表現(xiàn)出較好的對(duì)稱特性，兩個(gè)加載方向上的荷載峰值基本相等，表明節(jié)點(diǎn)在低周循環(huán)荷載作用下所耗散的能量基本一致.新型節(jié)點(diǎn)的骨架曲線在彈性階段呈現(xiàn)出線性關(guān)系，節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度在正反兩個(gè)加載方向上基本一致；新型節(jié)點(diǎn)的骨架曲線在其達(dá)到屈服狀態(tài)之后出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn)，荷載承受能力的增加幅度逐漸減小，節(jié)點(diǎn)的割線剛度也在不斷的減小.新型節(jié)點(diǎn)破壞時(shí)的極限轉(zhuǎn)角值為0.091 rad，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于美國(guó)FEMA標(biāo)準(zhǔn)的0.03 rad，表明該節(jié)點(diǎn)具有良好的抗震性能及延性變形能力.

圖12 BASE節(jié)點(diǎn)骨架曲線

4.3 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)剛度退化

圖13為基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)循環(huán)加載下的環(huán)線剛度退化曲線.基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)的環(huán)線剛度退化曲線整體分布規(guī)律類似于正態(tài)分布，剛度退化變化值在0.5～4之間.在位移荷載施加初期，基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)的初始剛度較大，剛度退化曲線呈現(xiàn)出較快的退化幅度；隨著梁端位移荷載施加值的逐漸增大，基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)的每一級(jí)加載循環(huán)的荷載峰值增加幅度逐漸減小，因而節(jié)點(diǎn)剛度退化的幅度逐漸變得緩慢，節(jié)點(diǎn)達(dá)到屈服極限進(jìn)入塑性變形階段；隨著梁端位移荷載的進(jìn)一步增大，基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)各裝配構(gòu)件全面屈服，加勁L型連接件、槽型鋼、八邊形內(nèi)套筒上的應(yīng)力值達(dá)到其極限狀態(tài)，翼緣及腹板發(fā)生較大的屈曲及鼓曲變形破壞，且構(gòu)件破壞不可逆.鋼梁端位移在外荷載作用下逐漸增加，但反力荷載值的增加趨勢(shì)變得更小，節(jié)點(diǎn)剛度持續(xù)退化.

圖13 BASE節(jié)點(diǎn)環(huán)線剛度退化曲線

5 結(jié)論

文中提出了一種新型內(nèi)套筒式全螺栓裝配梁柱拼接節(jié)點(diǎn)，通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)其靜力性能及抗震性能進(jìn)行數(shù)值模擬，可得到以下結(jié)論：

(1) 基于已有裝配式節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究結(jié)果，對(duì)單調(diào)及循環(huán)加載試驗(yàn)試件進(jìn)行數(shù)值模擬分析，通過(guò)與試驗(yàn)研究結(jié)果的荷載-位移(P-Δ)曲線、彎矩-轉(zhuǎn)角(M-θ)滯回曲線及破壞模式進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了文中所選用的有限元分析方法對(duì)梁柱裝配式連接節(jié)點(diǎn)研究的正確性與適用性.

(2) 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)在單調(diào)荷載作用下先后經(jīng)歷了彈性、彈塑性、塑性變形階段，最終破壞模式表現(xiàn)為加勁L型連接件、槽型鋼發(fā)生鼓曲變形，鋼梁翼緣發(fā)生屈曲，對(duì)拉螺栓發(fā)生剪切破壞，螺栓孔塑性應(yīng)力區(qū)域擴(kuò)大.

(3) 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)各構(gòu)件Mises應(yīng)力云圖表明，四面槽型鋼可對(duì)方鋼管柱體形成外套筒式“緊箍”作用，與八邊形內(nèi)套筒式柱連接件協(xié)調(diào)作用可減小柱體平面外變形，保證節(jié)點(diǎn)連接性能.

(4) 八邊形內(nèi)套筒、槽型鋼、加勁L型連接件的厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的初始剛度、屈服荷載和極限荷載影響明顯，基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)的承載能力可通過(guò)適當(dāng)增加厚度得到顯著提高.

(5) 基準(zhǔn)節(jié)點(diǎn)在循環(huán)荷載作用下部件接觸面及螺栓發(fā)生滑移，滯回曲線出現(xiàn)了“捏縮”現(xiàn)象，但曲線整體較為飽滿.骨架曲線的極限轉(zhuǎn)角為0.091 rad，遠(yuǎn)大于美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)FEMA的0.03 rad限定值；環(huán)線剛度退化值在0.5～4之間變化.說(shuō)明該內(nèi)套筒裝配式新型節(jié)點(diǎn)的變形能力及抗震性能較為優(yōu)越.