引言
在鋼框架結構中，柱與柱的拼接一般采用文獻中推薦的連接形式，即腹板采用高強度螺栓連接，或全部采用焊接連接，對H形截面柱翼緣通常采用完全焊透的坡口對接焊縫連接。這些拼接形式按等強度原則進行設計，具有良好的受力性能，應用廣泛。但這些拼接節點現場焊接工作量較大，或螺栓使用較多，安裝不便，難以滿足鋼結構快速、綠色施工的需要，不利于降低裝配式輕鋼結構的施工成本和縮短工期。目前，國內外學者對拼接柱的研究多集中在常規拼接節點柱的穩定性、拼接后對柱的屈服及承載能力的影響，或柱拼接的接觸分析等，主要側重于對常規柱拼接形式受力性能的研究，缺乏對柱拼接形式的改進，使其工廠加工工藝簡便，裝配快速。
為此，本文提出了鋼柱預壓抗彎型柱拼接節點，此拼接節點在近層高的1/3~1/4處對接，如圖1所示。對接柱翼緣端面經過銑平加工且緊密結合，腹板采用摩擦型高強度螺栓實現抗剪。在距離拼接點一定距離的腹板上焊接法蘭板，法蘭板下部對稱焊接兩個加勁板。采用4個縱向加長高強度螺栓貫穿法蘭板，實現柱段拼接。節點受力機理為對高強螺栓施加預拉力后，將對翼緣銑平端面產生頂緊作用，從而產生預壓力。利用此預壓力產生的摩擦力可抵抗部分剪力，利用壓應力的增減抗彎。有效利用了加長高強度螺栓的高預拉力產生的抗彎抗剪能力。
由于縱向高強螺栓需要施加較大的預拉力，使得螺栓孔周圍的法蘭板將產生局部壓應力。因此在法蘭板下對稱設置的加勁板可防止法蘭板發生屈曲變形，從而形成合理的傳力路徑，保證柱抗彎剛度的連續性。安裝節點時，首先將柱翼緣對齊，腹板拼接板處摩擦型高強度螺栓按普通螺栓一般擰緊，然后安裝縱向高強度螺栓并對其進行張拉，最后對連接腹板拼接板的摩擦型高強度螺栓施加預拉力。
為研究這種新型鋼柱拼接節點受力性能，本文通過3個試件的擬靜力試驗，量測節點連接承載力及各拼接組成部分應變值，分析驗證節點是否符合最初設計的傳力路徑和受力機理。通過分析節點組成部件的應力分布規律及首先屈服的區域，得到拼接節點的破壞模式和各組件對節點性能的影響因素，以及對柱整體性能的影響。為改進輕鋼結構裝配形式提供有效途徑。
試驗概況
試件設計
試驗設計了3個試件，編號為C1-1、C1-2、C1-3,3個試件詳細構造及幾何尺寸均相同，見圖2.柱采用焊接H形截面鋼，規格為HW250×250×9×14,試件及零部件鋼材均采用等級Q345B,氣體保護焊。材料試驗取樣部位為柱翼緣，厚度14mm,主要力學性能指標見表1.
腹板拼接處采用8.8級M20摩擦型高強度螺栓，連接法蘭板的加長高強度螺栓采用10.9級M30摩擦型高強度螺栓，抗剪摩擦系數0.4.
試驗裝置與加載制度
試驗在同濟大學建筑結構實驗室完成，試驗加載裝置見圖3,柱底用M56錨栓固定于實驗室剛性地面地槽，水平加載點位于距離拼接點1m處。通過500kN千斤頂施加水平往復荷載。柱頂設置1000kN液壓千斤頂，對柱頂施加600kN的軸向壓力。千斤頂上端固定在反力架上，下端采用球鉸與試件連接。
在正式試驗前，進行1次預加載。預加載幅值為3kN,往復荷載循環1周。試驗正式加載采用荷載-位移控制，屈服前采用荷載控制，屈服后采用位移控制。具體加載方法如下：1）在柱頂施加豎向荷載，加143（a）立面圖（b）A-A剖面圖（c）B-B剖面圖圖2試件幾何尺寸及構造載至軸力600kN左右（對應柱的實際軸壓比n=0.24），并在整個試驗過程中保持恒定；2）在距離拼接點1m處施加水平反復荷載，加載分兩階段進行，從P=40kN開始，按40kN為荷載級差，每級循環1次，直至試件屈服。試件的屈服判定是以試件截面個別部位的應變大于鋼材屈服應變εy為依據，試驗中以柱拼接處翼緣應變大于屈服應變作為試件屈服標志。屈服后按位移計D1和D3（位置見圖3a）的位移差作為加載控制位移，從5mm開始，循環一次，按2.5mm為位移級差，從7.5mm開始每級循環2次，直至試件上下段錯位嚴重，試件喪失承載力而無法加載時停止加載。試驗前用校正好的扭矩扳手按照計算的扭矩值和規定的順序對每個螺栓施加預拉力。試驗定義加載方向，推（向右）為正向，拉為反向，先施加正向推力。
測點布置試件位移計及應變片布置如圖3、4所示。其中位移計D1、D2、D3用來量測拼接柱的水平位移及相對轉角；D5、D6斜向交叉布置在拼接節點區，用以量測節點域的剪切變形；柱翼緣及縱向加長高強度螺栓上布置單向應變片，分別測量柱翼緣的應變及高強螺栓的應變狀況；腹板拼接板、法蘭板、加勁板上布置三向應變片，測量相應部位的應力變化。測點編號如圖4所示。
試驗結果及分析。
試件破壞模式各試件都經歷了預定加載過程，但試件C1-1和C1-2由于柱頂千斤頂與反力架連接緊固嚴密，使得極限荷載比試件C1-3大。3個試件破壞模式基本相同，以下以試件C1-1為例說明試件的破壞過程。
當正向加載至190kN時，腹板拼接板滑移，翼緣局部壓屈變形；當反向加載至水平位移30mm左右時，柱翼緣屈曲，呈1個半波狀，變形發展充分。此時法蘭板和加勁肋未出現明顯的變形，但柱端位移增大，縱向高強度螺栓松動，不再保持豎直；當正向加載至水平位移40mm左右時，由于縱向螺栓的松動導致柱翼緣連接處錯位，使得上部柱連接處翼緣從下部柱翼緣脫開，腹板拼接板滑移轉動，螺栓滑絲。
圖5為試件C-1的破壞情況。試件最終由于加長高強螺栓的預拉力損失且柱上下翼緣錯邊而破壞。滯回曲線圖6為試件的水平荷載-位移（P-Δ）滯回曲線。
從圖6看出，試件C1-1和試件C1-2滯回曲線相似，呈明顯的梭形，曲線平滑。試件C1-3由于試驗時柱頂部千斤頂的鉸接端與豎向反力架沒有緊密結合，導致位移較大；在水平往復荷載作用下，柱位移最大40mm,極限荷載330kN.從滯回曲線看，曲線包絡面積小，耗能小。柱拼接節點未出現塑性鉸，節點剛度大，能夠抵抗和傳遞彎矩、剪力等內力，從而保證柱承載能力及抗彎剛度連續性。
加長高強度螺栓應變圖7為加長高強度螺栓測點應變隨荷載的變化情況，從圖中看出，兩螺桿并未表現出相同的應變變化趨勢。原因是當節點處于往復荷載作用下，兩螺桿本應處于拉壓交替狀態，但由于直徑大，強度高，存在應力變化滯后現象。圖7a為左側螺桿應變發展情況，其值較小，在節點達到破壞荷載時，螺桿應變保持在較低水平；最大應變發生在測點S1,僅為168.3×10-6.圖7b為右側螺桿應變發展情況，可以看出，其極值應變可達-647.3×10-6（測點S1），且右側7個測點應變值趨于均勻。比較兩側螺桿的應變分布可知，左側螺桿應變分布不均勻，靠近上部法蘭板部位變化較大。主要原因在于法蘭板開孔處存在應力集中現象，而螺桿在孔洞處與法蘭板接觸緊密，法蘭板應力集中后造成應力重分布必然對螺桿產生影響。
柱翼緣應力3個試件柱翼緣應力變化情況相似，因此，僅以試件C1-1為例進行分析。根據試驗數據得到上柱右側（遠離加載點一側）翼緣測點應力分布，如圖8所示，分析中僅給出彈性階段應力分布狀況。
從圖8可看出：1）在正向加載時，靠近拼接縫處測點S35應力較大，可達253.99MPa,應力隨著遠離拼接縫而逐漸減小。此變化規律與試驗現象相吻合，試驗時觀察試件柱翼緣在拼接縫附近區域首先發生屈曲變形。主要原因在于柱翼緣的頂緊作用使（a）正向加載（b）反向加載圖8上柱右側翼緣應力分布得節點承受水平往復荷載作用后，此處較為薄弱。
雖然理論上翼緣始終處于壓緊和松開的交替狀態，但由于對縱向高強度螺栓施加了預拉力，且高強螺栓強度很高，使得翼緣頂緊作用較強，松開狀態不可能出現，從而導致該部位最先發生局部失穩；2）反向加載時，只有靠近翼緣拼接縫處的測點S34、S35處于受壓狀態，最大壓應力90.22MPa.而遠離拼接縫的測點隨著荷載增大，逐漸由受壓轉變為受拉狀態。
圖9為下柱右側翼緣測點應力曲線，由圖可見，測點S36首先達到屈服狀態，屈服荷載為220kN.通過對比圖8上柱翼緣應力，可以看出，下柱翼緣應力變化特征與上柱相似，即在靠近拼接縫區域應力較大。但下柱翼緣應力值較上柱翼緣應力值大，主要原因是施加豎向軸力后，柱處于受壓狀態，而加載點在上柱，故上柱處于交替循環拉壓荷載作用下，其壓應力能得到一定抵消；對下柱，其柱端固結于地槽，始終處于受壓狀態，故其壓應力增大速率遠超過上柱，使得拼接縫處翼緣率先屈曲變形，導致上下兩翼緣錯開，頂緊作用消失。
柱翼緣測點應變圖10給出試件C1-1上柱典型測點的荷載-應變曲線，包括位于拼接縫附近的測點S34、S35和遠離拼接縫的測點S31.比較圖10a、10b看出：1）在初始加載時應變增加緩慢，當荷載到達約P=+330kN時，位于鋼柱拼接縫處翼緣應變急劇增加。測點S35的極限應變146（a）正向加載（b）反向加載圖9下柱右側翼緣測點應力分布，高于測點S34.由于兩測點關于翼緣軸線對稱，受力狀態一致，理論上極限應變應相等。
但由于豎向加載略微偏心，所以最先屈服的是測點S35附近。從試驗現象看，當加載至約P=+190kN時，翼緣開始出現屈曲變形，由于施加預拉力后的加長高強度螺栓的連接作用較強，所以節點仍可繼續承載，但翼緣變形迅速發展，導致頂緊作用被削弱。
2）遠離翼緣拼接縫處的測點S31應變較小，最大值0.762×10-3,比測點S35減小84.8%.直至加載結束，此區域附近應力仍未達到屈服。
圖11為下柱典型測點荷載-應變曲線，可以看出，下部柱翼緣始終處于受壓狀態，其變化總體趨勢與上柱一致，但應變遠大于處于對稱關系的上柱翼緣。測點S36的最大應變值達7.962×10-3,而距拼接縫較遠的翼緣測點S38始終處于彈性工作階段。
法蘭板及加勁肋應變強度分布圖12為法蘭板測點應變強度隨荷載的變化曲線，縱坐標為應變強度εe,表達式為：εe=槡23（ε1-ε2）2+（ε2-ε3）2+（ε3-ε1）槡2（1）其中：ε1、ε2、ε3分別為應變花測得的三向應變值。
作為節點傳力的重要構件，法蘭板的設計受力合理，傳力高效可靠。2）上柱法蘭板最大應變遠大于下柱，從圖中看出，上柱法蘭板測點T1的最大應變值約為下柱法蘭板測點T19的4.3倍。主要原因是加載點在上柱，在往復荷載作用下，縱向高強度螺栓上部側移較大，導致與之接觸相連的法蘭板應力較大。
圖12b、12c分別為上、下柱加勁肋的荷載-應變強度關系曲線。從圖中看出，靠近兩條焊縫交匯處的測點T3（上柱）和T13（下柱）為各自加勁肋測點中應變最大點，分別為1.704×10-3和0.160×10-3,其中測點T3的應力已接近屈服強度。遠離焊縫交匯處的加勁肋測點T4、T5和T14、T15應變值偏小，隨荷載的增加應變基本不變?？傮w看來，加勁肋的加勁作用明顯，有效提高了節點的承載力和剛度。同時為法蘭板提供了固定支座，增強了法蘭板的抗屈曲能力。由于加勁肋面內剛度較大，因此，可以減小法蘭板厚度，從試驗結果看，本試驗試件的法蘭板厚度取值略大。
節點區荷載-剪切角關系節點核心區的變形主要由節點區域的剪切變形引起，采用節點域剪切角來研究對節點轉動能力的影響。參考文獻[9],根據節點域對角線在試驗中的變形值來計算節點域剪切角，各試件節點域剪切變形的測試區域以及試驗中的測點布置見圖4.剪切角計算式為：γ=h2wc+h2槡wbhwchwb×δ6-δ52（2）其中：hwc為節點區高度；hwb為節點區寬度；δ5和δ6分別為位移計D5、D6測得的位移值。
圖13為各試件荷載-剪切角關系曲線，從圖13看出：1）加載初期，剪切角增大緩慢。原因是在縱向高強度螺栓的預拉力作用下，兩段柱拼接作用顯著。
但試件C1-1在施加高強度螺栓的預拉力時，由于缺乏控制預拉力施加經驗的原因，使得試件C1-1在加載初期就產生了剪切角；2）在低周往復荷載作用下，節點受到拉壓交變荷載交替作用，剪切角逐漸增大。
但從圖13b中看出，在剪切角急劇增加之前，剪切角最大值僅為0.743×10-3rad,說明拼接節點轉動剛度較大；3）荷載約270kN時，由于縱向高強度螺栓預拉力損失且螺母松動，使得剪切角急劇增大。觀察此時對應的荷載，為柱翼緣屈曲后兩翼緣脫開對應的荷載。轉角增大的原因是由于翼緣脫開使得節點逐漸失去了水平剪力的傳遞能力，而非縱向高強度螺栓達到極限強度；4）試件C1-3在加載初期，由于柱頂部千斤頂的鉸接端與豎向反力架沒有緊密結合，使得在加載到達200kN左右時，剪切變形角劇烈增加；（5）從3個試件的剪切變形角曲線看出，此拼接節點的剪切變形角最大為0.0023rad,變形小，拼接安全有效。
結論
1）試件首先在加載點水平位移達到30mm左右時，拼接處翼緣屈曲變形，屈曲變形導致翼緣的頂緊作用喪失，使得兩節段柱處于部分接觸狀態。極限水平位移約40mm,最終由于加長高強度螺栓松動導致柱翼緣連接處錯位，上部柱連接處翼緣從下部翼緣脫開而導致試件破壞。
2）施加了預拉力的高強度螺栓對拼接效果影響較大，高預拉力使得拼接節段柱始終處于頂緊狀態，水平位移小，節點能量消耗小。在往復荷載下，螺栓螺桿測點應力始終小于屈服應力。
3）法蘭板應變強度小，厚度滿足承載力要求。其下部對稱設置的加勁肋對法蘭板的加勁作用顯著，有效地防止了法蘭板的屈曲變形，同時為法蘭板提供了固定支座，增強法蘭板的抗屈曲能力。
4）上下柱拼接節點區變形小，最大剪切變形角為0.0023rad,保證柱的剛度連續性。
參考文獻
[1]JGJ99-1998高層民用建筑鋼結構技術規程[S].北京：中國建筑工業出版社，1998.
[2]李星榮，魏才昂，丁峙崐，等，鋼結構連接設計手冊[M].2版。北京：中國建筑工業出版社：2005:246-248.
在鋼框架結構中，柱與柱的拼接一般采用文獻中推薦的連接形式，即腹板采用高強度螺栓連接，或全部采用焊接連接，對H形截面柱翼緣通常采用完全焊透的坡口對接焊縫連接。這些拼接形式按等強度原則進行設計，具有良好的受力性能，應用廣泛。但這些拼接節點現場焊接工作量較大，或螺栓使用較多，安裝不便，難以滿足鋼結構快速、綠色施工的需要，不利于降低裝配式輕鋼結構的施工成本和縮短工期。目前，國內外學者對拼接柱的研究多集中在常規拼接節點柱的穩定性、拼接后對柱的屈服及承載能力的影響，或柱拼接的接觸分析等，主要側重于對常規柱拼接形式受力性能的研究，缺乏對柱拼接形式的改進，使其工廠加工工藝簡便，裝配快速。
為此，本文提出了鋼柱預壓抗彎型柱拼接節點，此拼接節點在近層高的1/3~1/4處對接，如圖1所示。對接柱翼緣端面經過銑平加工且緊密結合，腹板采用摩擦型高強度螺栓實現抗剪。在距離拼接點一定距離的腹板上焊接法蘭板，法蘭板下部對稱焊接兩個加勁板。采用4個縱向加長高強度螺栓貫穿法蘭板，實現柱段拼接。節點受力機理為對高強螺栓施加預拉力后，將對翼緣銑平端面產生頂緊作用，從而產生預壓力。利用此預壓力產生的摩擦力可抵抗部分剪力，利用壓應力的增減抗彎。有效利用了加長高強度螺栓的高預拉力產生的抗彎抗剪能力。
由于縱向高強螺栓需要施加較大的預拉力，使得螺栓孔周圍的法蘭板將產生局部壓應力。因此在法蘭板下對稱設置的加勁板可防止法蘭板發生屈曲變形，從而形成合理的傳力路徑，保證柱抗彎剛度的連續性。安裝節點時，首先將柱翼緣對齊，腹板拼接板處摩擦型高強度螺栓按普通螺栓一般擰緊，然后安裝縱向高強度螺栓并對其進行張拉，最后對連接腹板拼接板的摩擦型高強度螺栓施加預拉力。
為研究這種新型鋼柱拼接節點受力性能，本文通過3個試件的擬靜力試驗，量測節點連接承載力及各拼接組成部分應變值，分析驗證節點是否符合最初設計的傳力路徑和受力機理。通過分析節點組成部件的應力分布規律及首先屈服的區域，得到拼接節點的破壞模式和各組件對節點性能的影響因素，以及對柱整體性能的影響。為改進輕鋼結構裝配形式提供有效途徑。
試驗概況
試件設計
試驗設計了3個試件，編號為C1-1、C1-2、C1-3,3個試件詳細構造及幾何尺寸均相同，見圖2.柱采用焊接H形截面鋼，規格為HW250×250×9×14,試件及零部件鋼材均采用等級Q345B,氣體保護焊。材料試驗取樣部位為柱翼緣，厚度14mm,主要力學性能指標見表1.
腹板拼接處采用8.8級M20摩擦型高強度螺栓，連接法蘭板的加長高強度螺栓采用10.9級M30摩擦型高強度螺栓，抗剪摩擦系數0.4.
試驗裝置與加載制度
試驗在同濟大學建筑結構實驗室完成，試驗加載裝置見圖3,柱底用M56錨栓固定于實驗室剛性地面地槽，水平加載點位于距離拼接點1m處。通過500kN千斤頂施加水平往復荷載。柱頂設置1000kN液壓千斤頂，對柱頂施加600kN的軸向壓力。千斤頂上端固定在反力架上，下端采用球鉸與試件連接。
在正式試驗前，進行1次預加載。預加載幅值為3kN,往復荷載循環1周。試驗正式加載采用荷載-位移控制，屈服前采用荷載控制，屈服后采用位移控制。具體加載方法如下：1）在柱頂施加豎向荷載，加143（a）立面圖（b）A-A剖面圖（c）B-B剖面圖圖2試件幾何尺寸及構造載至軸力600kN左右（對應柱的實際軸壓比n=0.24），并在整個試驗過程中保持恒定；2）在距離拼接點1m處施加水平反復荷載，加載分兩階段進行，從P=40kN開始，按40kN為荷載級差，每級循環1次，直至試件屈服。試件的屈服判定是以試件截面個別部位的應變大于鋼材屈服應變εy為依據，試驗中以柱拼接處翼緣應變大于屈服應變作為試件屈服標志。屈服后按位移計D1和D3（位置見圖3a）的位移差作為加載控制位移，從5mm開始，循環一次，按2.5mm為位移級差，從7.5mm開始每級循環2次，直至試件上下段錯位嚴重，試件喪失承載力而無法加載時停止加載。試驗前用校正好的扭矩扳手按照計算的扭矩值和規定的順序對每個螺栓施加預拉力。試驗定義加載方向，推（向右）為正向，拉為反向，先施加正向推力。
測點布置試件位移計及應變片布置如圖3、4所示。其中位移計D1、D2、D3用來量測拼接柱的水平位移及相對轉角；D5、D6斜向交叉布置在拼接節點區，用以量測節點域的剪切變形；柱翼緣及縱向加長高強度螺栓上布置單向應變片，分別測量柱翼緣的應變及高強螺栓的應變狀況；腹板拼接板、法蘭板、加勁板上布置三向應變片，測量相應部位的應力變化。測點編號如圖4所示。
試驗結果及分析。
試件破壞模式各試件都經歷了預定加載過程，但試件C1-1和C1-2由于柱頂千斤頂與反力架連接緊固嚴密，使得極限荷載比試件C1-3大。3個試件破壞模式基本相同，以下以試件C1-1為例說明試件的破壞過程。
當正向加載至190kN時，腹板拼接板滑移，翼緣局部壓屈變形；當反向加載至水平位移30mm左右時，柱翼緣屈曲，呈1個半波狀，變形發展充分。此時法蘭板和加勁肋未出現明顯的變形，但柱端位移增大，縱向高強度螺栓松動，不再保持豎直；當正向加載至水平位移40mm左右時，由于縱向螺栓的松動導致柱翼緣連接處錯位，使得上部柱連接處翼緣從下部柱翼緣脫開，腹板拼接板滑移轉動，螺栓滑絲。
圖5為試件C-1的破壞情況。試件最終由于加長高強螺栓的預拉力損失且柱上下翼緣錯邊而破壞。滯回曲線圖6為試件的水平荷載-位移（P-Δ）滯回曲線。
從圖6看出，試件C1-1和試件C1-2滯回曲線相似，呈明顯的梭形，曲線平滑。試件C1-3由于試驗時柱頂部千斤頂的鉸接端與豎向反力架沒有緊密結合，導致位移較大；在水平往復荷載作用下，柱位移最大40mm,極限荷載330kN.從滯回曲線看，曲線包絡面積小，耗能小。柱拼接節點未出現塑性鉸，節點剛度大，能夠抵抗和傳遞彎矩、剪力等內力，從而保證柱承載能力及抗彎剛度連續性。
加長高強度螺栓應變圖7為加長高強度螺栓測點應變隨荷載的變化情況，從圖中看出，兩螺桿并未表現出相同的應變變化趨勢。原因是當節點處于往復荷載作用下，兩螺桿本應處于拉壓交替狀態，但由于直徑大，強度高，存在應力變化滯后現象。圖7a為左側螺桿應變發展情況，其值較小，在節點達到破壞荷載時，螺桿應變保持在較低水平；最大應變發生在測點S1,僅為168.3×10-6.圖7b為右側螺桿應變發展情況，可以看出，其極值應變可達-647.3×10-6（測點S1），且右側7個測點應變值趨于均勻。比較兩側螺桿的應變分布可知，左側螺桿應變分布不均勻，靠近上部法蘭板部位變化較大。主要原因在于法蘭板開孔處存在應力集中現象，而螺桿在孔洞處與法蘭板接觸緊密，法蘭板應力集中后造成應力重分布必然對螺桿產生影響。
柱翼緣應力3個試件柱翼緣應力變化情況相似，因此，僅以試件C1-1為例進行分析。根據試驗數據得到上柱右側（遠離加載點一側）翼緣測點應力分布，如圖8所示，分析中僅給出彈性階段應力分布狀況。
從圖8可看出：1）在正向加載時，靠近拼接縫處測點S35應力較大，可達253.99MPa,應力隨著遠離拼接縫而逐漸減小。此變化規律與試驗現象相吻合，試驗時觀察試件柱翼緣在拼接縫附近區域首先發生屈曲變形。主要原因在于柱翼緣的頂緊作用使（a）正向加載（b）反向加載圖8上柱右側翼緣應力分布得節點承受水平往復荷載作用后，此處較為薄弱。
雖然理論上翼緣始終處于壓緊和松開的交替狀態，但由于對縱向高強度螺栓施加了預拉力，且高強螺栓強度很高，使得翼緣頂緊作用較強，松開狀態不可能出現，從而導致該部位最先發生局部失穩；2）反向加載時，只有靠近翼緣拼接縫處的測點S34、S35處于受壓狀態，最大壓應力90.22MPa.而遠離拼接縫的測點隨著荷載增大，逐漸由受壓轉變為受拉狀態。
圖9為下柱右側翼緣測點應力曲線，由圖可見，測點S36首先達到屈服狀態，屈服荷載為220kN.通過對比圖8上柱翼緣應力，可以看出，下柱翼緣應力變化特征與上柱相似，即在靠近拼接縫區域應力較大。但下柱翼緣應力值較上柱翼緣應力值大，主要原因是施加豎向軸力后，柱處于受壓狀態，而加載點在上柱，故上柱處于交替循環拉壓荷載作用下，其壓應力能得到一定抵消；對下柱，其柱端固結于地槽，始終處于受壓狀態，故其壓應力增大速率遠超過上柱，使得拼接縫處翼緣率先屈曲變形，導致上下兩翼緣錯開，頂緊作用消失。
柱翼緣測點應變圖10給出試件C1-1上柱典型測點的荷載-應變曲線，包括位于拼接縫附近的測點S34、S35和遠離拼接縫的測點S31.比較圖10a、10b看出：1）在初始加載時應變增加緩慢，當荷載到達約P=+330kN時，位于鋼柱拼接縫處翼緣應變急劇增加。測點S35的極限應變146（a）正向加載（b）反向加載圖9下柱右側翼緣測點應力分布，高于測點S34.由于兩測點關于翼緣軸線對稱，受力狀態一致，理論上極限應變應相等。
但由于豎向加載略微偏心，所以最先屈服的是測點S35附近。從試驗現象看，當加載至約P=+190kN時，翼緣開始出現屈曲變形，由于施加預拉力后的加長高強度螺栓的連接作用較強，所以節點仍可繼續承載，但翼緣變形迅速發展，導致頂緊作用被削弱。
2）遠離翼緣拼接縫處的測點S31應變較小，最大值0.762×10-3,比測點S35減小84.8%.直至加載結束，此區域附近應力仍未達到屈服。
圖11為下柱典型測點荷載-應變曲線，可以看出，下部柱翼緣始終處于受壓狀態，其變化總體趨勢與上柱一致，但應變遠大于處于對稱關系的上柱翼緣。測點S36的最大應變值達7.962×10-3,而距拼接縫較遠的翼緣測點S38始終處于彈性工作階段。
法蘭板及加勁肋應變強度分布圖12為法蘭板測點應變強度隨荷載的變化曲線，縱坐標為應變強度εe,表達式為：εe=槡23（ε1-ε2）2+（ε2-ε3）2+（ε3-ε1）槡2（1）其中：ε1、ε2、ε3分別為應變花測得的三向應變值。
作為節點傳力的重要構件，法蘭板的設計受力合理，傳力高效可靠。2）上柱法蘭板最大應變遠大于下柱，從圖中看出，上柱法蘭板測點T1的最大應變值約為下柱法蘭板測點T19的4.3倍。主要原因是加載點在上柱，在往復荷載作用下，縱向高強度螺栓上部側移較大，導致與之接觸相連的法蘭板應力較大。
圖12b、12c分別為上、下柱加勁肋的荷載-應變強度關系曲線。從圖中看出，靠近兩條焊縫交匯處的測點T3（上柱）和T13（下柱）為各自加勁肋測點中應變最大點，分別為1.704×10-3和0.160×10-3,其中測點T3的應力已接近屈服強度。遠離焊縫交匯處的加勁肋測點T4、T5和T14、T15應變值偏小，隨荷載的增加應變基本不變?？傮w看來，加勁肋的加勁作用明顯，有效提高了節點的承載力和剛度。同時為法蘭板提供了固定支座，增強了法蘭板的抗屈曲能力。由于加勁肋面內剛度較大，因此，可以減小法蘭板厚度，從試驗結果看，本試驗試件的法蘭板厚度取值略大。
節點區荷載-剪切角關系節點核心區的變形主要由節點區域的剪切變形引起，采用節點域剪切角來研究對節點轉動能力的影響。參考文獻[9],根據節點域對角線在試驗中的變形值來計算節點域剪切角，各試件節點域剪切變形的測試區域以及試驗中的測點布置見圖4.剪切角計算式為：γ=h2wc+h2槡wbhwchwb×δ6-δ52（2）其中：hwc為節點區高度；hwb為節點區寬度；δ5和δ6分別為位移計D5、D6測得的位移值。
圖13為各試件荷載-剪切角關系曲線，從圖13看出：1）加載初期，剪切角增大緩慢。原因是在縱向高強度螺栓的預拉力作用下，兩段柱拼接作用顯著。
但試件C1-1在施加高強度螺栓的預拉力時，由于缺乏控制預拉力施加經驗的原因，使得試件C1-1在加載初期就產生了剪切角；2）在低周往復荷載作用下，節點受到拉壓交變荷載交替作用，剪切角逐漸增大。
但從圖13b中看出，在剪切角急劇增加之前，剪切角最大值僅為0.743×10-3rad,說明拼接節點轉動剛度較大；3）荷載約270kN時，由于縱向高強度螺栓預拉力損失且螺母松動，使得剪切角急劇增大。觀察此時對應的荷載，為柱翼緣屈曲后兩翼緣脫開對應的荷載。轉角增大的原因是由于翼緣脫開使得節點逐漸失去了水平剪力的傳遞能力，而非縱向高強度螺栓達到極限強度；4）試件C1-3在加載初期，由于柱頂部千斤頂的鉸接端與豎向反力架沒有緊密結合，使得在加載到達200kN左右時，剪切變形角劇烈增加；（5）從3個試件的剪切變形角曲線看出，此拼接節點的剪切變形角最大為0.0023rad,變形小，拼接安全有效。
結論
1）試件首先在加載點水平位移達到30mm左右時，拼接處翼緣屈曲變形，屈曲變形導致翼緣的頂緊作用喪失，使得兩節段柱處于部分接觸狀態。極限水平位移約40mm,最終由于加長高強度螺栓松動導致柱翼緣連接處錯位，上部柱連接處翼緣從下部翼緣脫開而導致試件破壞。
2）施加了預拉力的高強度螺栓對拼接效果影響較大，高預拉力使得拼接節段柱始終處于頂緊狀態，水平位移小，節點能量消耗小。在往復荷載下，螺栓螺桿測點應力始終小于屈服應力。
3）法蘭板應變強度小，厚度滿足承載力要求。其下部對稱設置的加勁肋對法蘭板的加勁作用顯著，有效地防止了法蘭板的屈曲變形，同時為法蘭板提供了固定支座，增強法蘭板的抗屈曲能力。
4）上下柱拼接節點區變形小，最大剪切變形角為0.0023rad,保證柱的剛度連續性。
參考文獻
[1]JGJ99-1998高層民用建筑鋼結構技術規程[S].北京：中國建筑工業出版社，1998.
[2]李星榮，魏才昂，丁峙崐，等，鋼結構連接設計手冊[M].2版。北京：中國建筑工業出版社：2005:246-248.
