偏心荷載作用下中柱節(jié)點沖切破壞后受力性能試驗研究
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易偉建， 趙 晉， 朱澤華
（湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長沙410082）
[摘要] 通過在加載柱頭施加偏心荷載來模擬板柱結(jié)構(gòu)局部節(jié)點失效后相鄰節(jié)點在附加剪力和不平衡彎矩共同作用下的受力工況，對中柱節(jié)點沖切破壞前、后的試驗現(xiàn)象及試驗結(jié)果進(jìn)行對比分析；此外，試驗還選取縱向鋼筋配筋率、穿柱鋼筋布置方式為研究參數(shù)，對偏心荷載作用下板柱節(jié)點抗沖切以及沖切破壞后的受力性能和破壞機理進(jìn)行研究；最后，采用規(guī)范計算公式對試件承載力進(jìn)行預(yù)測并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比。研究成果可為板柱結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌設(shè)計提供參考。
0 引言
在建筑物漫長的使用壽命當(dāng)中，各種偶然突發(fā)災(zāi)害事件，如爆炸、沖擊等，不可避免地會造成局部結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，如何減少局部破壞對整體結(jié)構(gòu)的影響，防止因局部失效導(dǎo)致建筑物整體垮塌，即防止結(jié)構(gòu)的連續(xù)性倒塌破壞，成為目前國內(nèi)外極限能力研究的熱點，研究取得了豐碩的成果并制定了相關(guān)設(shè)計規(guī)程。通常來講，采用超靜定結(jié)構(gòu)體系是提高結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力的一個基本要求，超靜定框架結(jié)構(gòu)因偶然荷載作用引起關(guān)鍵支承構(gòu)件失效后可以在構(gòu)件的多個位置形成塑性鉸，這樣就大大提高了結(jié)構(gòu)體系在發(fā)生局部破壞后備用荷載路徑形成的可能性。板柱結(jié)構(gòu)是一種常用的結(jié)構(gòu)形式，但其發(fā)生連續(xù)性倒塌破壞的潛在危險因素卻較框架結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜。與框架結(jié)構(gòu)類似，對于板柱結(jié)構(gòu)，同樣希望板柱節(jié)點在發(fā)生沖切破壞后，剩余結(jié)構(gòu)仍具有可替代的備用荷載傳遞路徑，繼續(xù)維持整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。因此，涉及板柱結(jié)構(gòu)的設(shè)計規(guī)范或規(guī)程都從構(gòu)造角度對鋼筋布置提出要求：通常會在樓板中配置通長鋼筋，并在沿兩個主軸方向貫通節(jié)點柱截面布置連續(xù)的鋼筋，即穿柱鋼筋。在偶然荷載作用下，當(dāng)某根支承柱失效但上部樓板的跨度方向并未發(fā)生改變時，若板中配置了足夠的通長鋼筋并且鋼筋具有足夠的錨固長度，此時，樓板雖然可能會產(chǎn)生非常大的變形，但其依然可以利用鋼筋的懸索作用繼續(xù)承受板的自重甚至部分活荷載，有效地防止樓板發(fā)生坍塌，從而為人員的逃生和營救贏得時間。結(jié)構(gòu)體系發(fā)生連續(xù)性倒塌的概率除了與超靜定次數(shù)相關(guān)外，節(jié)點的強度和延性也直接影響著結(jié)構(gòu)體系的承載能力及耗能能力。對于板柱結(jié)構(gòu)而言，節(jié)點設(shè)計更是整體設(shè)計環(huán)節(jié)中至關(guān)重要的部分。兩側(cè)不等跨、水平荷載以及不對稱加載作用下的中柱節(jié)點，往往不僅有豎向荷載作用而且還有不平衡彎矩作用；亦或當(dāng)局部節(jié)點失效后，也會在相鄰節(jié)點產(chǎn)生較大的附加剪應(yīng)力和不平衡彎矩。此時，板柱節(jié)點的受力性能和破壞機理將變得異常復(fù)雜，目前尚未獲得統(tǒng)一認(rèn)識。此外，如何避免板柱結(jié)構(gòu)在遭受偶然荷載作用時發(fā)生連續(xù)性倒塌，仍缺少相關(guān)的概念和試驗依據(jù)，板內(nèi)鋼筋的懸索作用機制和作用角度具有較大的離散性。研究復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下相鄰節(jié)點失效前、后穿柱鋼筋的受力機制，從理論上準(zhǔn)確地解釋板柱節(jié)點的破壞現(xiàn)象和破壞機理，對于認(rèn)識結(jié)構(gòu)的工作狀態(tài)和受力特性，保證結(jié)構(gòu)的安全性是十分有必要的。
1 試驗概況
1.1試件制作
本文對12個鋼筋混凝土中柱節(jié)點進(jìn)行試驗，分為C和E兩個系列，每個系列取6個試件。試件尺寸按板柱結(jié)構(gòu)假定反彎線內(nèi)柱周板域取出，分別為2 550mm x2 550mm（C系列）和2 550mm x2 650mm（E系列），板厚均為180mm，以期盡可能地模擬實際結(jié)構(gòu)中柱節(jié)點原型。為了消除板域加載面積不同的影響，加載柱頭截面均為250mm×250mm的方形，E系列試件在中心加載柱頭側(cè)面增加牛腿以便施加偏心荷載，牛腿與加載柱頂部齊平，偏心距為200mm。為了使加載柱頭在試驗過程中處于彈性狀態(tài)和防止其首先發(fā)生破壞，柱內(nèi)配置了較多的鋼筋，以保證其具有足夠的強度和剛度。柱頭位于板中央并與板整體澆筑而成，高度為300mm；板和柱內(nèi)鋼筋的混凝土保護層厚度均為20mm。同時，為了模擬下部柱頭對板中心裂縫發(fā)展的約束作用，在板的下表面與上部加載柱頭對應(yīng)位置采用建筑結(jié)構(gòu)膠粘貼尺寸為250mm×250mm×20mm的鋼板。
試驗選取不同加載方式（中心和偏心加載）、縱筋配筋率p以及穿柱鋼筋布置方式為研究對象。所有試件采用相似的鋼筋布置，僅在板底受拉區(qū)配置縱向鋼筋，并采用單層正交雙向布置，不同配筋率（0.86%和1.28%）通過調(diào)整鋼筋間距實現(xiàn)。四根穿過柱核心的B型和S型穿柱鋼筋（圖1）沿試件的兩個主軸方向，在柱中心兩側(cè)對稱布置，間距為120mm。同時，為了保證穿柱鋼筋能夠有效錨固，在鋼筋端部采用彎鉤錨固措施。板內(nèi)所有鋼筋均采用直徑為14mm的HRB400級鋼筋，同批次截取6個樣本進(jìn)行力學(xué)性能測試，測得的鋼筋屈服強度fy和極限抗拉強度fst取平均值；混凝土強度等級均為C30。進(jìn)行澆筑時，預(yù)留6個標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，與試件在相同條件下養(yǎng)護28d。試驗當(dāng)天在湖南大學(xué)材料實驗室進(jìn)行立方體抗壓強度測試，測得的混凝土立方體抗壓強度fcu取平均值，并根據(jù)我國規(guī)范公式換算得到混凝土軸心抗壓強度fc和軸心抗拉強度ft。試件編號及主要參數(shù)見表1，試件尺寸及配筋如圖1所示。
1.2試驗方法
試驗在湖南大學(xué)結(jié)構(gòu)實驗室完成，試驗裝置如圖2所示。柱頭朝上，板受拉面朝下，板四邊簡支于凈跨1/3處的8個高度可調(diào)的滾動鉸支座上，分別在板中心兩側(cè)對稱布置。其中，E系列試件為了抵抗加載柱頭處的不平衡彎矩，故遠(yuǎn)離偏心荷載一側(cè)的板尺寸延長100mm，并在板上部與板底支座對應(yīng)位置布置兩個反支座，反支座上部鋼板分別通過4根長1000mm、直徑30mm的錨桿穿過板邊預(yù)留孔并錨固在下部鋼框架上。鋼框架由混凝土支墩承托固定，底部架空，便于在試驗過程中對板底裂縫進(jìn)行觀察。試驗通過剛性反力架向下施加豎向荷載，液壓千斤頂置于柱頂，上部布置荷載傳感器，并在與反力架接觸位置布置球鉸。板面各測點的豎向撓度(D，Dl~D6)、角位移(A1~A4)以及板側(cè)水平位移( Hl~H4)采用位移傳感器量測；柱周附近的混凝土應(yīng)變( CWl~CW3，CEl~CE3，CSl~CS3)和板內(nèi)鋼筋應(yīng)變(①~⑤，Sl~S9)分別采用電阻應(yīng)變計進(jìn)行量測。上述儀器均與TDS530靜態(tài)數(shù)據(jù)采集儀相連，所有試驗數(shù)據(jù)均采用計算機自動采集，測點布置如圖3和圖4所示。
試驗加載采用分級加載制度，每級荷載維持5 min，持荷期間對試驗現(xiàn)象進(jìn)行觀察和記錄，待各儀表數(shù)據(jù)穩(wěn)定后進(jìn)行采集。試驗加載速度在初始破壞前采用荷載控制，破壞后采用位移控制。正式加載前，先對試件進(jìn)行預(yù)加載，待板邊各支座沉降均勻、各儀表調(diào)試正常后開始正式加載。首先施加軸心荷載，試件開裂前荷載增量采用20kN/級，在接近我國規(guī)范預(yù)估抗沖切承載力20 010（即lOOkN）時，每級荷載增量減半，以期較準(zhǔn)確地得到試件的開裂荷載；試件開裂后荷載增量改為50kN/級，待接近我國規(guī)范預(yù)估抗沖切承載力的80%時，每級荷載增量減半；此時，E系列試件保持軸心荷載不變，開始施加偏心荷載，荷載增量為30kN/級。達(dá)到預(yù)估抗沖切承載力的90%后，每級荷載增量減半直至試件達(dá)到極限承載力。初始破壞完成后，檢查各儀表是否工作正常，隨后持續(xù)施加中心荷載，直至試件完全喪失承載力或柱頭沉入板內(nèi)為止。
2 試驗結(jié)果及分析
2.1試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)
加載初始階段，試件處于彈性工作狀態(tài)。達(dá)到開裂荷載時，首先在板底鋼板附近出現(xiàn)斜向裂縫以及與縱向鋼筋布置方向相同的徑向彎曲裂縫，此時裂縫較短、寬度較小。隨著中心荷載的持續(xù)增大，徑向裂縫呈幅射狀快速向板四周擴展延伸，并伴隨有新的裂縫不斷產(chǎn)生，裂縫寬度增長緩慢。試件開裂后，荷載一撓度曲線呈較明顯的非線性。當(dāng)中心荷載施加完畢時，板底距中心約375~500mm處的環(huán)狀裂縫已基本成形，裂縫數(shù)量也基本穩(wěn)定，裂縫寬度開始不斷增大。此后，E系列試件保持中心荷載不變，開始逐級施加偏心荷載；此時，靠近偏心荷載一側(cè)的板底不斷有新的裂縫出現(xiàn)，而遠(yuǎn)離偏心荷載一側(cè)裂縫變化卻并不明顯。隨著偏心荷載的不斷增大，靠近偏心荷載一側(cè)的板底裂縫逐漸接連并相互貫通，距板中心約750mm處出現(xiàn)第二道環(huán)狀裂縫，裂縫數(shù)量和主裂縫寬度較另一側(cè)明顯增大。達(dá)到極限承載力時，試件突然發(fā)生破壞，C系列試件板底沖切錐體輪廓比較規(guī)則，兩側(cè)沖切錐基本呈對稱分布；E系列試件靠近偏心荷載一側(cè)板底混凝土剝落程度以及沖切錐體輪廓較另一側(cè)更為明顯，沖切破壞角也較另一側(cè)明顯增大，C，E系列試件的破壞斷面如圖5所示。待試件穩(wěn)定后繼續(xù)施加中心荷載，隨著測點D處豎向中心撓度的不斷增大，板底混凝土逐漸外拱并不斷發(fā)生大面積剝落，此過程一直持續(xù)至鋼筋嵌入長度小于有效錨固長度或鋼筋端部發(fā)生翹曲完全失效為止。C，E系列典型試件沖切破壞前、后板底的破壞形態(tài)如圖6所示。
圖7所示為C，E系列試件測點D處中心撓度與豎向荷載的關(guān)系曲線，其中，E系列的豎向荷載取中心荷載與偏心荷載之和。由于各試件的初始剛度基本一致，荷載一撓度曲線的初始斜率并無明顯差異。達(dá)到開裂荷載后，曲線斜率有所減小，開始呈現(xiàn)出較明顯的非線性。達(dá)到極限荷載時，試件在沒有任何預(yù)兆的情況下突然發(fā)生脆性沖切破壞并伴有劇烈響聲，荷載驟降，中心撓度猛增，但并未完全喪失承載力。在沖切破壞后的懸掛作用階段，隨著柱頭豎向撓度的逐漸增大，試件的懸掛承載力不斷提高。然而，由于前期板的彎曲以及鋼筋的銷栓作用使得沖切錐體下邊緣和板底與縱筋接觸位置的混凝土保護層不斷發(fā)生剝離崩裂，縱筋很快錨固失效。此后，穿柱鋼筋成為沖切錐與板的唯一連接，穿柱鋼筋軸力的豎向分量與板截面內(nèi)混凝土所提供的抗力不斷尋求新的平衡，形成新的荷載傳遞路徑，承載力雖小幅振蕩，但基本保持不變，此過程一直持續(xù)至板截面內(nèi)混凝土完全崩裂或穿柱鋼筋被拉斷。通過對比發(fā)現(xiàn)，增大縱筋配筋率可以提高試件的抗沖切承載力，但破壞卻顯得更加脆性；另外，其對沖切破壞后的懸掛承載力提高效果并不明顯，試件CS-2甚至有所降低，這可能是由于縱筋布置過密、混凝土保護層較薄很容易引起縱筋錨固失效，鋼筋強度得不到充分發(fā)揮所導(dǎo)致的。然而，由于受壓區(qū)混凝土在沖切破壞階段并未被壓碎，且穿柱鋼筋下部具有足夠的混凝土保護層，使其能夠在沖切破壞后的大變形狀態(tài)下持續(xù)發(fā)揮懸索作用。
2.2荷載．水平位移曲線
圖8所示為C，E系列代表試件CB-1，EB-1板側(cè)水平位移與柱頭處豎向荷載的關(guān)系曲線。其中正向表示試件向外側(cè)移動，負(fù)向表示向內(nèi)側(cè)移動。由C系列試件兩側(cè)水平位移的發(fā)展趨勢可以看出，在未達(dá)到開裂荷載之前，兩側(cè)水平位移的差異非常小，并無明顯變化；達(dá)到開裂荷載之后，隨著豎向荷載的增加，裂縫不斷延伸且裂縫截面將產(chǎn)生更大的變形，然而板側(cè)支座處截面剛度卻基本保持不變，板截面中性軸變?yōu)榫哂幸欢ㄊ父叩墓靶�，進(jìn)而產(chǎn)生向外側(cè)
移動的內(nèi)拱作用，此時，由于試件中心的變形受到周邊板域的約束，能夠提供可靠的水平軸向壓力，即所謂的壓力薄膜效應(yīng)；在沖切破壞發(fā)生之后的懸掛作用階段，板在大變形狀態(tài)下持續(xù)受力，當(dāng)跨中塑性鉸轉(zhuǎn)動中心位于其周邊支座塑性鉸轉(zhuǎn)動中心以下時，試件將產(chǎn)生向內(nèi)側(cè)的移動，側(cè)向約束力由壓力變?yōu)槔�，即鋼筋的懸索作用；至此，試件完成了由混凝土壓力薄膜效�?yīng)向板內(nèi)鋼筋懸索的轉(zhuǎn)變。在大變形狀態(tài)下，沖切錐與板之間豎向相對位移越大，穿柱鋼筋的懸索作用越明顯。對于E系列試件，沖切破壞前期施加中心荷載時，兩側(cè)水平位移的發(fā)展趨勢基本保持一致；而當(dāng)開始施加偏心荷載時，遠(yuǎn)離偏心荷載一側(cè)H4測點處的水平位移發(fā)生明顯變化，出現(xiàn)向內(nèi)側(cè)移動的趨勢，測點H2則與之相反。
2.3混凝土和鋼筋應(yīng)變
圖9所示為混凝土和縱向鋼筋的豎向荷載一應(yīng)變曲線，由距板中心不同距離測點處混凝土應(yīng)變曲線的對比可以發(fā)現(xiàn)，在中心荷載加載初期各測點處的應(yīng)變值基本相同，并無明顯差別，板頂各測點處的混凝土均為壓應(yīng)變；且隨著荷載以及距板中心的距離越大，各測點處應(yīng)變增長速率差異越明顯，但應(yīng)變最大值始終未達(dá)到混凝土的極限壓應(yīng)變，這一現(xiàn)象可以通過對柱頭處破壞形態(tài)的觀察得到驗證；柱頭附近的混凝土較為完整，并無明顯破壞跡象。E系列試件在施加中心荷載前，測點CW1，CE1，CS1處的混凝土壓應(yīng)變基本保持一致；開始施加偏心荷載后，柱頭兩側(cè)應(yīng)變發(fā)展趨勢差異顯著，而其他測點較C系列并無明顯變化。由于偏心荷載作用，測點CW1處混凝土壓應(yīng)變逐漸減小，甚至出現(xiàn)受拉現(xiàn)象，測點CE1處應(yīng)變增長速度較測點CS1明顯緩慢。此外，在臨近極限荷載時，混凝土應(yīng)變出現(xiàn)明顯的回縮現(xiàn)象，這說明距板中心某一點處存在較為顯著的應(yīng)力重分布。
通過圖9所示縱向鋼筋距板中心各測點處鋼筋應(yīng)變變化曲線的對比發(fā)現(xiàn)，鋼筋應(yīng)變在加載初期，各測點鋼筋應(yīng)變增長較緩；達(dá)到開裂荷載之后，板底混凝土開裂并逐漸退出工作，裂縫處的縱筋應(yīng)變開始變大；隨著荷載的不斷增大，柱頭附近的鋼筋應(yīng)變增長速率加快，遠(yuǎn)離板中心時則明顯減小。E系列試件施加偏心荷載后，靠近偏心荷載一側(cè)板底不斷出現(xiàn)新的裂縫。隨著偏心荷載的不斷增大，測點S2處鋼筋應(yīng)變增長速度較測點S4有所增大；當(dāng)臨近極限荷載時，鋼筋應(yīng)變同樣出現(xiàn)了回縮現(xiàn)象，與前述現(xiàn)象一致。沖切破壞發(fā)生后，縱筋應(yīng)變少量增加后隨即開始不斷減小，鋼筋強度并未得到充分發(fā)揮，并不能形成有效的備用荷載傳遞路徑，這與懸掛作用階段板底縱筋較早發(fā)生錨固失效破壞的現(xiàn)象相吻合。
2.4穿柱鋼筋應(yīng)變
圖10所示為穿柱鋼筋各測點處的豎向荷載一應(yīng)變曲線，S型穿柱鋼筋由于布置在板截面的受壓區(qū)，鋼筋應(yīng)變在前期中心荷載的加載過程中主要為壓應(yīng)變；B型穿柱鋼筋各對應(yīng)測點處的鋼筋應(yīng)變較S型顯著增大。E系列試件在施加偏心荷載之前，兩側(cè)對稱測點處的鋼筋應(yīng)變基本相同，而在開始施加偏心荷載之后，②號測點的鋼筋應(yīng)變增長速度較④號測點明顯增大，表明板截面內(nèi)靠近偏心荷載一側(cè)的斜向裂縫有明顯擴展的趨勢，與試驗觀察現(xiàn)象一致。此外，粘貼在B型穿柱鋼筋彎起段處的②號測點應(yīng)變在即將達(dá)到極限狀態(tài)時，鋼筋應(yīng)變達(dá)到甚至超出屈服應(yīng)變，表明彎起穿柱鋼筋能夠穿過斜向裂縫，有效地抑制斜裂縫的發(fā)展。沖切破壞發(fā)生的瞬間，由于穿柱鋼筋的懸掛作用，各測點處的鋼筋應(yīng)變突然增大。在沖切破壞后的懸掛作用階段，錨固良好的穿柱鋼筋能夠形成新的荷載傳遞路徑，在中心荷載的持續(xù)作用下，仍能通過鋼筋軸力和很大撓度形成的力矩來抵抗外部荷載作用。
3 承載力計算與比較
板柱結(jié)構(gòu)由于各方向跨度不等或在水平荷載作用下，板柱節(jié)點處將存在不平衡彎矩，這部分不平衡彎矩由柱傳遞到板，其中一部分由板的彎曲傳遞，另一部分則由剪力的偏心來傳遞；后者承擔(dān)的不平衡彎矩是通過偏心剪應(yīng)力對臨界截面周長重心軸取矩實現(xiàn)的。此時，在臨界截面位置，板內(nèi)的剪應(yīng)力會在重力沖切應(yīng)力的基礎(chǔ)上有一定量的疊加。在各國規(guī)范中，由不平衡彎矩引起的節(jié)點沖切承載力設(shè)計值的增量計算方法各不相同，歐洲規(guī)范對重力荷載
產(chǎn)生的沖切抗力采用增大系數(shù)法來考慮不平衡彎矩的影響；美國規(guī)范則選用偏心剪應(yīng)力模型來考慮不平衡彎矩的影響，我國規(guī)范附錄F詳細(xì)地給出了在豎向荷載以及不平衡彎矩作用下板柱節(jié)點受沖切等效集中反力設(shè)計值的計算方法；此外，還在板柱節(jié)點抗震設(shè)計中給出了貫通柱截面穿柱鋼筋的總截面面積要求，沖切破壞后試件懸掛承載力計算公式采用以下規(guī)范公式：
我國規(guī)范：
式中：vpp為沖切破壞后試件的懸掛承載力；AinI為穿柱鋼筋與沖切破壞錐體相交的截面面積總和；fy為穿柱鋼筋的屈服強度。
美國規(guī)范：
美國規(guī)范認(rèn)為板柱節(jié)點發(fā)生沖切破壞后，在大變形狀態(tài)下，穿柱鋼筋均能夠達(dá)到屈服并與水平方向呈30°的夾角。試驗結(jié)果與規(guī)范預(yù)測值對比如表2所示。
由表2試驗結(jié)果和規(guī)范承載力預(yù)測值的對比可以看出，由于我國規(guī)范抗沖切承載力計算公式未考慮配筋率和穿柱鋼筋，預(yù)測值較試驗結(jié)果偏于安全，試驗值與預(yù)測值之比的平均值為1. 24，變異系數(shù)為0.13；S型直線穿柱鋼筋可以提高抗沖切承載力以及沖切破壞后的懸掛承載力，但提升效果不如B型彎起穿柱鋼筋明顯，后者在較小變形下能夠很快達(dá)到懸掛承載力最大值。由于偏心荷載作用，試件承載力和極限撓度均略有降低，EB系列雖然下降明顯，但仍較ES系列高。同時，懸掛承載力也出現(xiàn)不同程度的降低，但降幅并不明顯。這可能是由于偏心荷載作用使得兩側(cè)穿柱鋼筋變形不對稱所引起的，試驗終止后，使用電子數(shù)顯傾角尺寸對偏心荷載兩側(cè)穿柱鋼筋的水平傾角進(jìn)行測量，結(jié)果得到證實，兩側(cè)鋼筋傾角相差5°~ 10°。配置穿柱鋼筋較增大縱筋配筋率對懸掛承載力的提升效果更加明顯，除兩者周圍混凝土應(yīng)力狀態(tài)有所差別之外，后者的混凝土保護層較薄、縱筋易發(fā)生錨固失效是導(dǎo)致其并不能提高懸掛承載力的主要原因；懸掛承載力試驗值與我國規(guī)范和美國規(guī)范預(yù)測值之比的平均值分別為0.59和1.18，變異系數(shù)均為0.19。
4 結(jié)論
(1)增大縱筋配筋率對板柱節(jié)點變形能力的影響較為顯著，對板柱節(jié)點的受力性能提升效果并不明顯。究其原因，是由于增大配筋率在提高板柱節(jié)點承載力的同時，板的變形能力卻明顯降低，破壞顯得更加脆性。此外，縱筋混凝土保護層較薄，較早地發(fā)生錨固失效也是導(dǎo)致其在板柱節(jié)點沖切破壞后不能形成新的荷載傳遞路徑、提高沖切破壞后承載力的主要原因。
(2)穿柱鋼筋不僅可以改善節(jié)點的受力性能，而且能夠提高沖切破壞之后的殘余承載力和懸掛承載力，提供有效的備用荷載傳遞路徑；彎起穿柱鋼筋提升效果尤為明顯。
(3)偏心加載構(gòu)件的變形能力和沖切破壞后承載力較中心加載構(gòu)件有所下降，其破壞形態(tài)呈明顯的不對稱，靠近偏載一側(cè)板體的破壞和損毀程度更加嚴(yán)重，沖切破壞角較另一側(cè)明顯增大，兩側(cè)沖切錐體的水平傾角均值為24°和30°，與現(xiàn)行中、美規(guī)范假定的45°沖切破壞角存在明顯差異。
(4)板柱節(jié)點沖切破壞后懸掛承載力的規(guī)范計算公式中并未考慮穿柱鋼筋作用角度的影響，預(yù)測值較試驗值偏差較大。
