在多高层混凝土结构中，为提高空间使用率，柱普遍采用高强度混凝土，而对于梁和楼板，采用高强度混凝土易产生干缩裂缝，而且对抗弯承载力的提高不明显，所以一般采用相对较低强度的混凝土。目前，我国对此类梁柱混凝土不等强节点的通用施工方法是节点核心区采用柱混凝土浇筑，此方法不仅施工难度大，影响施工进度，而且由于难以做到柱混凝土初凝以前浇注楼盖，产生大量施工缝，造成安全隐患。为了降低成本和方便施工，此类梁柱混凝土不等强节点核心区可采用同楼盖等强的低强度混凝土浇筑(可称为夹心节点)，但此方法降低了节点核心区混凝土的强度，会使夹心节点存在难以满足承载能力和变形需求的可能性，进而会给结构性能带来一定影响。
自20世纪60年代，有效抗压强度的概念[1]提出以来，针对夹心节点的研究主要集中于板柱节点轴压承载力的计算方法[2－8]和梁柱节点抗震性能[9－16]的研究。但我国规范[17]未给出夹心节点具体、明确的验算方法，另外，对于夹心节点在抗压、抗剪等难以满足承载能力和变形需求时，如何采取相应措施予以弥补的研究还比较少。Kayani[3]和Portella[6]研究了核心区增加箍筋用量的影响，研究表明增加箍筋能提高延性，但不能提高抗压强度。McHarg等[5]完成了节点核心区采用纤维混凝土的试验，研究表明，板柱节点核心区采用纤维混凝土浇筑，板弯曲钢筋集中布置在节点核心区区域附近，可以提高节点核心区的抗压强度。Lee等[7－8]完成了节点核心区采用纤维高强混凝土、高强型钢、加插短筋等改进措施的试验研究，结果表明，上述改进措施可以提高其抗压承载力和刚度。Guidotti等[9]总结了夹心节点的改进措施，如核心区附近集中布置板筋，核心区采用高强混凝土，内置型钢和短筋等，指出最经济的方式是用板筋提高核心区的约束。杨治洪[13]完成了梁柱夹心节点核心区设置X筋、短筋和增设直交梁的试验研究，研究表明，在节点核心区设置X筋或短筋，可以提高节点抗剪承载力和刚度，改善试件的抗震性能，但设置直交梁未能切实改善核心区受力性能。Shin等[10]完成了核心区采用钢纤维混凝土、高强短钢筋和高强型钢的板柱夹心节点试验研究，三种改进措施均可以提高其抗压承载力和刚度。其中后两种方法的改进效果更为明显。
为进一步研究混凝土空间夹心节点的改进措施与方法，本文作者进行了系列改进措施的空间夹心节点抗震性能试验研究，本文主要针对其中通过在核心区内布置角钢的方法进行试验研究与分析。为了确定改进措施的可行性和有效性，对一组空间夹心中节点(包括1个未采取改进措施夹心节点和1个采取改进措施夹心节点，二者的区别仅为节点核心区是否设置了角钢)进行了双向等幅低周往复荷载试验研究，研究了采取和未采取改进措施夹心节点破坏模式、延性、耗能、变形和承载力等方面的差异。最后，在分析夹心节点抗震性能的基础上，通过对比不同计算方法，给出了适合夹心节点的抗剪承载力计算公式。
1 试件设计
试验对象为按照强柱弱梁、强节点[17]设计的空间梁柱中节点，但节点核心区混凝土采用同梁等强的低强度混凝土浇筑，以及具有相同参数但节点核心区内置角钢(角钢与核心区箍筋焊接连接)的夹心节点，共计两个试件，按1∶2缩尺制作(J1表示未采取改进措施的夹心节点，J2表示内置角钢的夹心节点)。两个试件的梁和楼板混凝土实测立方体抗压强度为36.2 MPa，柱混凝土实测立方体抗压强度为54.3 MPa。采用钢筋直径和实测屈服强度分别为6 mm(388 MPa)、10 mm(377 MPa)、12 mm(436 MPa)以及14 mm(432 MPa)，试件配筋以及截面尺寸如图1所示，梁柱混凝土保护层厚度25 mm，柱端的设计轴压比为0.5。
2 试验加载与测量
本文采用柱端空间加载方式[18]，考虑到试件的对称性以及两个方向的加载制度相同，双向加载可以简化为45°方向的单向加载，如图3所示。
按荷载-位移混合控制进行加载。首先施加柱顶轴力至预定轴压比，并保持恒定；然后在柱顶端施加低周反复荷载，试件屈服(屈服指梁纵筋达到屈服应变)前，柱顶端水平千斤顶行程采用荷载控制，并在10 kN、20 kN时分别进行一次循环加载，此后每级荷载增加20 kN分别进行一次循环加载，直至试件屈服；试件屈服后，柱顶端水平千斤顶采用位移控制，每级增加12 mm，每级位移循环两次，直至破坏发生试件承载力下降到峰值的85%或滞回环出现不稳定状态。
图1 试件配筋及尺寸
Fig.1 Reinforcement and size
图2 J2改进措施布置图
Fig.2 Detail of specimens with improved measures
图3 加载及量测装置
Fig.3 Test setup and measuring instruments
试验中测量的内容如下：1) 柱顶的轴压力以及水平荷载；2) 柱顶水平位移；3) 梁柱纵筋靠近节点范围及其贯穿节点段以及节点核心区范围内箍筋应变。如图3所示。
3 试验结果研究与分析
3.1 试验现象与破坏机制
试件最终破坏的裂缝分布图如图4所示，两个试件具有类似的裂缝分布，均出现节点核心区剪切破坏和混凝土压碎现象。弯曲裂缝主要分布在梁上，柱上较少，然而剪切裂缝主要分布在节点核心区，而且该区域角部混凝土压碎。试验过程中所有试件首先出现的是梁竖向弯曲裂缝，进而板和节点核心区的弯曲裂缝，达到峰值荷载前，梁纵筋和节点核心区箍筋开始屈服，然后梁下部塑性区裂缝迅速发展，并向节点区延伸，此后梁板裂缝发展缓慢，核心区裂缝迅速发展成网状，并向柱端延伸，直至节点混凝土破碎、剥落，最终核心区及其附近梁端、柱端均有不同程度的损伤，其中，节点核心区角部最为严重，其破坏形式为梁纵筋屈服后节点核心区破坏。同J1相比，采取改进措施的J2，节点核心区破坏程度有所降低。
图4 裂缝分布图
Fig.4 Observed cracking of tested specimens at the end of test
3.2 滞回曲线、骨架曲线及延性
由J1和J2的滞回曲线和骨架曲线图5可知，采取改进措施前后夹心节点曲线的形状和演变过程表现出相似的规律，在开裂前试件的刚度未出现明显变化，试件产生的残余变形较小；当试件发生开裂后，骨架曲线的曲率开始明显变小，同时刚度退化相比加快；随着试验进行位移控制的不断增大，J1和J2都出现捏拢现象。改进后节点J2的抗剪承载力高于J1，这主要是由于改进后节点内置角钢参与受力。
图5 滞回曲线和骨架曲线
Fig.5 Hysteretic curves and backbone cures
统计两试件骨架曲线对应的荷载和位移情况绘制表1。改进后节点J2的峰值荷载要高于J1，这主要是由于改进后节点内置角钢参与受力，提高了节点的抗剪承载力；并在表中列出了位移延性系数，可知：各试件延性系数均大于3，满足框架结构的变形要求，采取改进措施试件J2的峰值荷载、极限位移和延性系数整体上明显高于J1，表明改进措施是有利的。
表1 柱端荷载和位移情况
Table 1 Horizontal load and displacement at the end of column
试件 峰值荷载/kN 平均峰值荷载/kN 极限位移/mm 屈服位移/mm 延性系数 平均延性系数推(+) 拉（-) 推(+) 拉(-) 推(+) 拉(-) 推(+) 拉(-)J1 136.7-135.8 136.3 96.0-95.6 28.2-32.3 3.4 3.0 3.2 J2 164.2-167.2 165.7 111.0-109.0 34.2-29.2 3.2 3.7 3.5
3.3 耗能能力
累积滞回耗能定义为力-位移滞回曲线所包围的面积[19]，两试件累积滞回耗能随层间位移角的变化曲线示于图6。两试件总体耗能曲线发展规律类似，随着柱端水平位移的增大，试件的耗能增大。在相同层间位移角下，加载初期时(θ 小于1.5%)，J1的耗能能力大于J2；层间位移角在1.5%附近，J2的耗能能力又超过J1；而在3%左右，两个试件大致相等，但J1和J2达到极限位移(层间位移角分别为3.6%和4.1%)时，内置角钢的J2耗能能力大于J1，说明改进措施可以改善构件的耗能能力。
图6 耗能曲线
Fig.6 Comparison of cumulative energy dissipation
3.4 刚度退化
刚度退化[20]是指在当保持相同的峰值荷载时，峰值点位移随循环次数的增加而增大。统计了两个试件的环线刚度随位移变化的关系，由图7可以看出：所有试验节点均具有显著的刚度退化现象，而且刚度退化在整个加载过程中持续出现，但主要发生区间为在开裂至屈服阶段，当试件屈服以后节点刚度退化速率明显减缓慢。两试件的刚度退化规律类似，但采用改进措施后，试件J2刚度退化程度有所降低。
3.5 应变分析
3.4.1 梁纵筋应变
统计两试件梁底部纵筋在峰值荷载时的应变值，如图8所示。可知，处于节点核心区内部的梁纵筋应变变化趋势与梁塑性区内纵筋应变变化趋势相仿，呈现正相关走势，但位于核心区内的测点应变值高于梁内测点值，改进前后均有测点进入屈服状态(约0.002)，采取改进试件J2的应变略有增大，这与内置角钢参与受力相吻合。
图7 刚度退化曲线
Fig.7 Stiffness degradation curves
3.4.2 柱纵筋应变
图9对比统计了试件在峰值荷载时节点核心区柱纵向钢筋的应变分布情况，由图可知：两个试件均有测点进入屈服(约0.002)，而且受拉受压区均进入屈服，表现为核心区侧面下角混凝土出现压碎现象，见图4。较J1，核心区内置角钢后试件J2的柱筋应变总体水平有所降低。
3.4.3 节点箍筋应变
图10列出了峰值荷载时核心区箍筋各测点的应变，可以看出，节点核心区箍筋均有测点进入屈服(约0.002)，采取改进措施后试件J2的最高应变有所降低，说明改进措施参与受力，改善了节点的受力性能，反应出角钢的有利影响。
图8 核心区梁下部纵筋应变
Fig.8 Beam bar strain
图9 核心区柱纵筋应变
Fig.9 Column bar strain
图10 节点核心区箍筋应变
Fig.10 Stirrup strain at the joint core
4 节点抗剪承载力计算
从20世纪60年代开始，各国学者对框架梁柱节点抗剪理论进行了大量研究，提出了不同的计算模型，其中，比较有代表性的有：斜压杆-桁架模型[21]、拉-压杆模型[22]，软化拉-压杆模型[23]、Tsonos模型[24]等，上述模型将核心区混凝土应力达到最大时(压碎)的剪力定义为节点的抗剪承载力，但在较大主拉应力作用下，由于混凝土的软化效应，核心区混凝土会在达到其抗压强度而压溃前发生剪切失效[25－26]。Wang等[27]模型可以考虑由核心区混凝土压碎或者斜向拉裂引起的剪切破坏，其计算概念简明且便于计算，在节点抗剪计算中具有良好适用性，本文采用此模型来分析夹心节点的抗剪承载力。
4.1 Wang模型介绍
假设节点核心区中点达到破坏强度时节点核心区所能承担的剪力为该节点的抗剪承载力，而且在双向应力状态下，混凝土为均质材料，钢筋的影响以增加混凝土名义抗拉强度的方式考虑。节点核心区中心高度处的弯矩很小，忽略不计，则节点核心区中心点的受力状态如图11所示。主压应力方向同斜压杆AB相同，假设本研究节点破坏时，主应力方向分别平行、垂直于斜压杆AB方向，其中，主拉应力σα1和主压应力σα2可以通过莫尔应力圆计算。
式中：N为柱轴向力(受拉为正)；bc和hc分别为柱截面宽度和高度；hb为梁截面高度；bj为节点有效宽度，取
为节点水平剪力。
图11 节点核心区受力状态
Fig.11 Stress state of joint core area
模型采用Kupfer-Gerstle双轴拉压强度准则[28](图12)，以考虑拉力对节点核心区混凝土抗压强度的影响，其中，忽略拉力影响小的AB段，只采用BC段，采用如下公式计算节点核心区混凝土压溃或者斜拉破坏。
式中：ft,n是混凝土在σα1方向的抗拉强度，考虑钢筋的影响；
为混凝土的圆柱体抗压强度，取
为混凝土立方体抗压强度。
混凝土的名义抗拉强度考虑箍筋和柱中间纵筋的影响，计算公式为[27]：
式中：
为混凝土抗拉强度，Ash=∑Ash,i为梁上下纵筋之间的所有节点箍筋钢筋面积，ρsh=Ash/(bjhb)为其配筋率；Asv=∑Asv,i为所有柱中间纵筋面积，ρsv=Asv/(bjhc)为其配筋率；fyh和fyv分别为箍筋和柱中间纵筋的屈服强度。
图12 Kupfer-Gerstle双轴拉压强度准则
Fig.12 Kupfer-Gerstle's biaxial failure criterion in the tension-compression domain
由式(1)～式(7)可得节点抗剪承载力计算公式为：
4.2 Wang模型的修正
由4.1节可知，需要对Wang模型进行修正后，才能适用夹心节点抗剪承载力的计算。首先，节点核心区混凝土受梁和楼板约束作用，抗压强度有所提高，而式(8)中混凝土强度项直接采用梁混凝土强度过于保守，修正方法见4.2.1；其次，Wang模型节点的抗剪承载力计算值随着柱轴压比的增大而逐渐增大，这与已有试验结果不符[30]，而且轴压比越大，越不符合，修正方法见4.2.2；再者，Wang模型没有考虑改进措施的影响，修正方法见4.2.3。
4.2.1 核心区混凝土有效强度
已有研究[1-11]表明，由于梁和楼板的约束作用，夹心节点核心区混凝土抗压强度可采用有效抗压强度计算，本文采用较为保守的加拿大规范[31]建议的计算公式，用立方体抗压强度表示为：
式中：fcu,c和fcu,b分别为梁和柱混凝土立方体抗压度。
4.2.2 轴压比
采用现行规范[17]建议，参与计算抗剪承载力的设计轴压比不超过0.5，即试验轴压比不超过0.31(0.5/1.6)，则式(8)中：
4.2.3 改进措施
采取改进措施可以使混凝土具有更高的抗拉强度，其贡献以增加混凝土名义抗拉强度的方式考虑，作用机理类似于箍筋、柱中间纵筋可代替节点箍筋、柱中间纵筋承担部分荷载的改进措施，可将其贡献计入混凝土抗拉强度混凝土名义抗拉强度的第四项和第五项；在σα1方向直接参与受力的改进措施，则可直接计入混凝土抗拉强度混凝土名义抗拉强度的第六项，如式(11)所示。
式中：
为混凝土有效抗拉强度；Ashe=∑Ashe,i为代替节点箍筋承担部分荷载的改进措施的面积；ρshe=Ashe/(bjhb)为其配筋率；Asve=∑Asve,i代替部分柱中间纵筋承担部分荷载的改进措施的面积；ρsve=Asve/(bjhc)为其配筋率；Asde=∑Asde,i在σα1方向的改进措施的面积；ρsde=Asde/(bjhb )为其配筋率；fyhe、fyve和fyde分别为代替节点箍筋、柱纵筋承担部分荷载的改进措施和在σα1方向改进措施的屈服强度。
角钢刚度远大于柱纵筋，受拉角钢与受压角钢由箍筋连接形成桁架式的抗剪结构，其抗剪能力远大于柱中纵筋的销栓力，可以承担部分斜向拉力，增加混凝土名义抗拉强度，则核心区内置角钢时，混凝土名义抗拉强度为：
其中，角钢只考虑沿柱截面高度方向侧肢的抗剪作用[32]，Ashe=∑Ashe,i为所角钢虑沿柱截面高度方向侧肢面积；ρsa=Asa/(bjhc )为受拉角钢配箍率；fya为角钢的屈服强度。
4.2.4 试验验证
为验证改进模型对夹心节点试验结果的适用性，本文收集整理相关的试验数据[12,13,15－16](见表2)。按上述修正模型对本文和文献[12,13,15－16]的17个未采取改进措施的夹心节点和4个采取了不同改进措施的夹心节点进行计算，并与Wang模型[27]和我国现行规范[17]计算结果进行了对比。从表3可以看出，对未采取改进措施的夹心节点而言，试验实测值与采用修正的Wang模型计算值之比的平均值比试验实测值与Wang模型[27]和我国规范[17]的计算值之比的平均值小，表明其计算值更接近试验结果，而且标准差计算结果同Wang模型相同，但比我国现行规范计算小，说明改进的Wang模型计算结果稳定。这表明修正模型适合未采取改进措施夹心节点的抗剪承载力计算。同理，从表4可以看出，4个采取改进措施夹心节点采用修正的Wang模型计算值的平均值比Wang模型[27]和我国规范[17]的计算值的平均值更接近试验结果，也较为稳定，说明其也适合采取改进措施夹心节点的抗剪承载力计算。
表2 夹心中节点试验参数
Table 2 shear capacity of the sandwich joints
注：YB-JS表示梁屈服后节点核心区混凝土在箍筋全面屈服后发生破坏；C表示柱受压破坏；YB-JC表示梁屈服且节点核心区箍筋全面屈服后，柱受压破坏；Vjh,test为试验值。
文献 试件 bc×hc/(mm×mm)bb×hb/(mm×mm)fcu,c/MPa fcu,b/MPa N/kN fyh/MPa ρsh/(%)fyv/MPa ρsv/(%)fyhe/MPa ρshe/(%)fyve/MPa ρsve/(%)fyde/MPa ρsde/破坏模式 V/kN采取改进(%)jh,test 措施本文 J1 350×350 170×350 54.3 36.2 1300 4360.564360.37YB-JS 1048 J2 350×350 170×350 54.3 36.2 1300 4360.564360.372571.21 YB-JS 1233 内置角钢[12]J-1 200×200 120×250 63.3 38.7 250 227.40.853800.77 YB-JS 286 G-1 350×350 170×350 31.7 20.9 738 3841.27346YB-JS 913[13]G-2 350×350 170×350 36.4 22.9 1423 3421.27362YB-JC 952 G-3 350×350 170×350 33.1 26.1 1387 3941.27380YB-JS 1064 G-4 350×350 170×350 32.4 21.3 1357 3971.27387YB-JS 1041 G-5 350×350 170×350 36.6 21.2 1499 3971.02368YB-JS 844 G-7 350×350 170×350 41.6 20.7 1162 3721.27404C 936 G-8 350×350 170×400 36.8 20.4 1473 3501.023870.19YB-JS 909 G-9 350×350 170×400 33.3 20.8 1479 3530.943870.19YB-JS 949 JX1 350×350 170×400 40.8 17.1 1519 3601.023410.42 3880.51 YB-JS 964 内置X筋JX2 350×351 170×400 39.8 26.1 1519 3850.943740.42 3740.63 YB-JS 1174 内置X筋JL-1 350×352 170×400 40.0 19.9 1478 3602.043410.42 YB-JS 874 JDL 350×353 170×400 39.2 20.4 1580 3851.873740.42 3741.26 YB-JS 1095 内置短筋BG1 350×350 170×350 41.6 32.2 1184 4140.564140.37 YB-JS 857[15]AG1 350×350 170×350 45.3 32.6 1060 4140.564140.37 YB-JS 965 AG2 350×350 170×350 50.8 32.6 1150 4140.564140.37 YB-JS 1081 BG2 350×350 170×350 58.0 32.2 1305 4140.564140.37 YB-JS 1059 BG2-1 350×350 170×350 58.0 32.2 1305 4140.564140.37 YB-JS 1387[16]G3 350×350 170×350 55.9 32.5 1000 3360.524870.40 YB-JS 903
表3 未采取改进措施节点核心区抗剪承载力
Table 3 Shear strength of the unimproved sandwich joints
说明：Vjh,model*为修正Wang模型计算剪力；Vjh,model为Wang模型计算剪力；Vjb,GB=1.1ηjftbjhj+0.05ηjNbj/bc+fyvAsvj(hb0-
′)[17]，采用实测强度计算。
文献 试件 Vjh,test /kN Vjh,mode*/kN Vjh,test/ Vjh,mode* Vjh,test / Vjh,model Vjh,test/ Vjh,GB本文 J1 1048 1099 0.95 1.06 1.16[12]J-1 286 287 1.00 1.14 1.12 G-1 913 760 1.20 1.38 1.04[13]G-2 952 865 1.10 1.07 1.13 G-3 1064 884 1.20 1.14 1.12 G-4 1041 834 1.25 1.21 0.86 G-5 844 822 1.03 0.95 1.08 G-7 936 857 1.09 1.19 1.09 G-8 909 772 1.18 1.16 0.79 G-9 949 755 1.26 1.20 0.87 JL-1 874 915 0.95 1.05 0.75 BG1 857 981 0.87 0.95 1.01 AG1 965 960 1.01 1.12 1.15 AG2 1081 1005 1.08 1.21 1.28 BG2 1059 1073 0.99 1.12 1.24 BG2-1 1387 1073 1.29 1.46 1.63[16]G3 903 944 0.96 1.08 1.15[15]平均值 1.08 1.15 1.09标准差 0.13 0.13 0.21
表4 采取改进措施节点核心区抗剪承载力
Table 4 Shear strength of the sandwich joints with improving measures
注：内置X筋可以承受斜向拉力，其对混凝土名义抗拉强度的贡献为 ρsdefydesinα；内置短筋的作用机理类似于柱纵筋，可以承担部分斜向拉力，其增加的混凝土名义抗拉强度为 ρsvefyvesin2α。
文献 试件 采取改进措施 Vjh,test /kN Vjh,model* /kN Vjh,test / Vjh,model* Vjh,test / Vjh,model Vjh,test/ Vjh,GB本文 J2 内置角钢 1233 1207 1.02 1.25 1.36 JX1 内置X筋 964 823 1.17 1.30 1.38[13]JX2 内置X筋 1174 1008 1.16 1.31 1.51 JDL 内置短筋 1095 1021 1.07 1.27 0.95平均值 1.11 1.28 1.30标准差 0.11 0.03 0.25
5 结论
通过对内置角钢改进措施的空间夹心节点试件进行拟静力试验研究，可以得出以下结论：
(1) 采取改进措施前后，试件破坏模式均为梁端屈服后的节点破坏。各试件延性大于3，满足框架结构的变形要求，但采取改进措施的试件延性相对改进前试件明显提高。
(2) 采取角钢措施改进后，节点抗剪承载力得到较大提升，耗能能力、刚度退化和变形能力有一定改善，即改善了节点的抗震性能。
(3) 相对Wang模型和我国现行规范，修正的Wang模型，与本文和其他文献采取或不采取改进措施的夹心节点试验结果更加吻合，表明其能够更加合理预测夹心节点抗剪承载力。
[1]Bianchini C A, Woods E R, Kesler E C.Effect of floor concrete strength on column strength [J].Journal of the American Concrete Institute, 1960, 11(31): 1149－1169.
[2]Hawkins M N, Bao A, Yamazaki J.Moment transfer from concrete slabs to columns [J].ACI Structural Journal, 1989, 6(86): 705－716.
[3]Kayani M K.Load transfer from high strength concrete columns through lower strength concrete slabs [D].Urbana: University of Illinois at Urbana-Champaign,1992.
[4]Ospina C E, Alexander S D.Transmission of interior concrete column loads through floors [J].Journal of Structural Engineering, 1998, 6(124): 602－610.
[5]McHarg P J, Cook W D, Mitchell D, et al.Improved transmission of high-strength concrete column loads through normal strength concrete slabs [J].ACI Structural Journal, 2000, 97(1): 157－165.
[6]Portella J.Transmission of high strength concrete corner column loads through normal strength concrete slabs [D].Victoria, Australia: University of Melbourne, 2003.
[7]Lee J, Yoon Y, Cook W D, et al.Benefits of using puddled HSC with fibers in slabs to transmit HSC column loads [J].Journal of Structural Engineering-ASCE, 2007, 133(12): 1843－1847.
[8]Lee J H, Yang J M, Yoon Y S.Strategic slab-column joint details for improved transmission of HSC column loads[J].Magazine of Concrete Research, 2008, 60(2): 85－91.
[9]Guidotti R, Ruiz M F, Muttoni A.Crushing and flexural strength of slab–column joints [J].Engineering Structures, 2011, 33(3): 855－867.
[10]Shin H O, Yoon Y S, Cook W D, et al.Enhancing the performance of UHSC columns intersected by weaker slabs [J].Engineering Structures, 2016, 127: 359－373.
[11]Shin H O, Yoon Y S, Mitchell D.Axial load transfer in non-slender ultra-high-strength concrete columns through normal-strength concrete floor slabs [J].Engineering Structures, 2017, 136: 466－480.
[12]余琼, 李思明.核心区和柱混凝土强度不等时节点的性能研究[J].同济大学学报(自然科学版), 2004,32(12): 1583－1588.Yu Qiong, Li Siming.Research on frame’s joint that concrete strength of core is inferior to that of column [J].Journal of Tongji University (Natural Science), 2004,32(12): 1583－1588.(in Chinese)
[13]杨治洪.RC框架夹心节点抗震性能及设计方法研究[D].重庆: 重庆大学, 2010.Yang zhihong.Seismic behavior and design method of RC sandwich beam-column joints [D].Chongqing:Chongqing University, 2016.(in Chinese)
[14]曹晖, 陈祥, 华建民.偏心夹心梁柱节点低周反复加载受力性能试验研究[J].工程力学, 2012, 29(10):257－262.Cao Hui, Chen Xiang, Hua Jianmin.Experimental study on behavior of eccentric beam-column sandwich joints under cyclic loading [J].Engineering Mechanics, 2012,29(10): 257－262.(in Chinese)
[15]侯立群.RC梁板柱空间夹心节点抗震性能及设计方法研究[D].北京: 北京工业大学, 2016.Hou Liqun.Research on seismic behavior and design method of 3D sandwich joints with slabs [D].Beijing:Beijing University of Technology, 2016.(in Chinese)
[16]闫维明, 侯立群, 陈适才, 等.双向荷载作用下空间夹心节点受力性能试验研究[J].工程力学.2016, 33(5):211－219.Yan Weiming, Hou Liqun, Chen Shicai, et al Experimental study on the mechanical behavior of 3D sandwich joints under bi-directional loading [J].Engineering Mechanics, 2016, 33(5): 211－219.(in Chinese)
[17]GB 50010—2010, 混凝土结构设计规范: [S].北京:中国建筑工业出版社, 2010.GB 50011—2010, Code for design of concrete structures[S].Beijing: China Architecture & Building Press, 2010.(in Chinese)
[18]布欣, 谷倩, 王新武.剖分T型钢梁柱连接框架中柱空间节点抗震试验研究[J].工程力学, 2017, 34(8):105－116.Bu Xin, Gu Qian, Wang Xinwu.Experimental study on the seismic performance of three-dimensional beam to middle column connection with T-stub [J].Engineering Mechanics, 2017, 34(8): 105－116.(in Chinese)
[19]Shafaei J, Hosseini A, Marefat M S, et al.Experimental evaluation of seismically and non-seismically detailed external RC beam-column joints [J].Journal of Earthquake Engineering, 2017, 21(5): 776－807.
[20]Beydokht E Z, Shariatmadar H.Strengthening and rehabilitation of exterior RC beam-column joints using carbon-FRP jacketing [J].Materials and Structures, 2016,49(12): 1－17.
[21]Paulay T, Park R, Priestley M J N.Reinforced concrete beam-column joint sunder seismic actions [J].ACI Journal, 1978, 75(11): 585－593.
[22]ACI Committee 318.Building code requirements for structural concrete and commentary (ACI 318-2008) [S].Farmington Hills: ACI, 2008.
[23]Hwang S J, Lee H J.Analytical model for predicting shear strengths of interior reinforced concrete beam-column joints for seismic resistance [J].ACI Structural Journal, 2000, 97(1): 35－44.
[24]Tsonos A G.Cyclic load behavior of RC beam-column subassemblages of modern structures [J].ACI Structural Journal, 2007, 104(4): 468－478.
[25]Shiohara H.New Model for Shear Failure of RC Interior Beam-Column Connections [J].Journal of Structural Engineering, 2001, 127(2): 152－160.
[26]Kuang J S, Wong H F.Effects of beam-column depth ratio on joint seismic behavior [J].Structures &Buildings, 2008, 161(2): 91－101.
[27]Wang G L, Dai J G, Teng J G.Shear strength model for RC beam–column joints under seismic loading [J].Engineering Structures, 2012, 40: 350－360.
[28]Kupfer H B, Gerstle K H.Behaviour of concrete under biaxial stress [J].ACI Journal, 1969, 66: 853－866.
[29]Vollum R L, Newman J B.The design of external reinforced concrete beam-column joints [J].The Structural Engineer, 1999, 77 (23&24): 21－27.
[30]傅剑平, 白绍良, 王峥, 等.考虑轴压比影响的钢筋混凝土框架内节点抗震性能试验研究[J].土木建筑与环境工程, 2000, 22(z1): 64－70.Fu Jianping, Bai Shaoliang, Wang Zheng, et al.Effect of Axial Force Ratio on Seismic Behavior of Interior Joints of RC Frames [J].Journal of Civil, Architectural and Environmental Engineering, 2000, 22(z1): 64－70.(in Chinese)
[31]CSA A23.3-14, CSA Committee A23.3.Design of concrete structures [S].Toronto, Ontario: Canadian Standard Association, 2014.
[32]周小真, 石启印, 姜维山.混凝土内含角钢柱在低周反复荷载作用下的抗震性能研究[J].哈尔滨建筑大学学报, 1993(增1): 60－67.Zhou Xiaozhen, Shi Qiyin, Jiang Weishan.Research on seismic performance of concrete columns with built-in angle iron under cyclic loading in low cycle [J].Journal of Harbin architecture university, 1993 (Suppl 1): 60－67.(in Chinese)