焦燏烽， 寧凱洋， 白曉紅

(河南科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 洛陽 471023)

0 引言

中華人民共和國住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部在《建筑產(chǎn)業(yè)現(xiàn)代化發(fā)展綱要》中明確提出，到2020年，裝配式建筑占新建建筑的比例達20%以上，到2025年，裝配式建筑占新建建筑的比例將達50%以上。鋼結(jié)構(gòu)易于實現(xiàn)模數(shù)化和工業(yè)化生產(chǎn)，是最適合發(fā)展裝配式體系的結(jié)構(gòu)形式。目前我國對工業(yè)化裝配式鋼結(jié)構(gòu)的研究多集中于低層住宅，鮮有多高層裝配式鋼結(jié)構(gòu)的研究。由于裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系的特殊性，其節(jié)點構(gòu)造設(shè)計受裝配施工影響較大，節(jié)點連接構(gòu)造及性能直接影響結(jié)構(gòu)裝配的可行性及整個裝配式體系的抗震性能。其中鋼柱-柱拼接節(jié)點是最重要也是最難處理的節(jié)點。目前國內(nèi)外對裝配式鋼框架節(jié)點的研究多集中在與裝配式體系相配套的節(jié)點方面。如張艷霞等[1-2]提出了帶有腹板摩擦阻尼器的可恢復(fù)功能的預(yù)應(yīng)力裝配式鋼框架體系，并在此框架中采用預(yù)應(yīng)力裝配式鋼框架梁柱節(jié)點，通過設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼絞線和耗能角鋼實現(xiàn)預(yù)應(yīng)力裝配式鋼框架的連接。陳以一等[3-6]提出將梁貫通式節(jié)點用于分層裝配式鋼結(jié)構(gòu)工業(yè)化住宅體系中，通過柱分層、梁貫通來實現(xiàn)分層裝配。以上節(jié)點連接多涉及梁柱節(jié)點，對于新型裝配式柱拼接節(jié)點的構(gòu)件及受力特性并未開展相關(guān)研究。國內(nèi)外對柱拼接節(jié)點的研究集中在常規(guī)拼接節(jié)點柱的穩(wěn)定性[7-8]及拼接后對柱的屈服及承載能力的影響[9-10]方面。

目前鋼框架結(jié)構(gòu)中H型鋼柱的現(xiàn)場拼接翼緣板主要采用高強度螺栓和拼接板，或翼緣直接采用完全焊透的坡口對接焊縫連接,腹板主要采用高強度螺栓和拼接板連接等形式。這些拼接節(jié)點現(xiàn)場焊接工作量較大，或螺栓使用較多，不利于降低裝配式鋼結(jié)構(gòu)的施工成本。研究表明[11-12]，柱焊接連接形式在地震作用下容易發(fā)生熱影響區(qū)的脆斷，引起嚴重的地震損傷。Kimberly Stillmaker等[13]針對4層框架和20層鋼框架結(jié)構(gòu)，進行了地震作用下鋼柱焊接拼接脆斷的力學(xué)性能研究。Carmine Galasso等[14]評估了鋼框架中焊接柱拼接連接的地震需求和能力，并在基于性能的地震分析基礎(chǔ)上，進行了鋼框架柱拼接斷裂的概率風(fēng)險分析。隨著國家對裝配式建筑的重視程度越來越高，國內(nèi)學(xué)者也開展了相關(guān)的柱拼接節(jié)點研究，且多采用全螺栓連接形式。全螺栓連接非常適合在裝配式結(jié)構(gòu)中采用，因為此連接可以減少現(xiàn)場焊接操作，實現(xiàn)鋼結(jié)構(gòu)現(xiàn)場快速裝配，而且具有較好的抗震性能[15-16]，結(jié)構(gòu)可拆卸、改造回收利用率高。如張愛林等[17]、 LIU X C等[18]將鋼管法蘭-螺栓連接節(jié)點用于新型全螺栓裝配式鋼框架體系中，該節(jié)點將體系中的柱座和柱拼裝連接，并進行了該鋼管法蘭-螺栓連接節(jié)點受力性能的研究。張艷霞等[19]針對閉口箱形截面柱的柱-柱連接，設(shè)計了一種箱形柱整體芯筒式全螺栓連接節(jié)點，上柱與下柱之間通過法蘭采用高強螺栓連接，結(jié)果表明，該節(jié)點能夠滿足“強連接，弱桿件”的設(shè)計準則，且該連接具有與傳統(tǒng)焊接連接相近的靜力性能，屬剛性連接。丁娟等[20]針對壓-彎-剪組合作用下采用鋼板攻絲高強螺栓的方鋼管柱的柔性法蘭連接節(jié)點，開展了足尺模型靜力和擬靜力試驗研究。張愛林等[21]提出柱拼接可以采用類似于法蘭連接，將柱及柱座進行快速拼接，同時通過試驗發(fā)現(xiàn)，大量法蘭節(jié)點發(fā)生破壞，法蘭連接處節(jié)點板翹起，甚至連接螺栓被拔出，節(jié)點還需要進一步改進。

為此，本文提出了一種新型全螺栓連接節(jié)點形式，即裝配式H形截面鋼柱預(yù)壓抗彎型連接節(jié)點。為了解這種拼接節(jié)點的受力性能，在同濟大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)實驗室進行了3個足尺試件的循環(huán)加載試驗[22]。結(jié)果表明，該節(jié)點傳力途徑清晰，受力機理明確，構(gòu)件設(shè)計合理，能夠保證鋼柱的強度及承載能力。本文作為該節(jié)點的后續(xù)研究，主要開展了循環(huán)加載有限元模擬計算，分析節(jié)點組成部件的應(yīng)力分布規(guī)律、屈服區(qū)域及破壞模式。并與試驗結(jié)果進行對比，驗證了節(jié)點有限元模型的有效性和可行性。在此基礎(chǔ)上，改變節(jié)點參數(shù)，建立了5個系列50個節(jié)點的有限元模型，分析節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度和極限承載力的主要影響因素，為更準確地評估結(jié)構(gòu)的整體破壞模式和節(jié)點的工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 節(jié)點特征

裝配式H形截面鋼柱預(yù)壓抗彎型連接節(jié)點在近層高1/4～1/3處對接。對接柱翼緣端面經(jīng)過銑平加工且緊密結(jié)合，腹板采用摩擦型高強度螺栓實現(xiàn)抗剪。在柱腹板上焊接支撐板，支撐板下部垂直焊接兩個加勁板。兩個柱段的拼接依靠縱向預(yù)應(yīng)力拉桿貫穿支撐板。對預(yù)應(yīng)力拉桿施加預(yù)拉力后，兩柱段的柱頂緊，利用產(chǎn)生的壓應(yīng)力來抵抗彎矩、摩擦力來抗剪。從而有效利用了預(yù)應(yīng)力拉桿的高預(yù)拉力產(chǎn)生的抗彎、抗剪能力實現(xiàn)荷載傳遞。支撐板下部的加勁板可以防止支撐板發(fā)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(xù)性。節(jié)點詳圖如圖1所示，圖中Hw為柱截面高度，h為腹板高度，b，t分別為鋼柱翼緣板自由外伸寬度、厚度。

圖1 裝配式H形截面鋼柱預(yù)壓抗彎型連接節(jié)點詳圖

2 節(jié)點有限元模型

2.1 有限元模型

圖2 板材材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖3 高強螺栓的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

鋼柱拼接節(jié)點的有限元模型如圖4所示，選用ANSYS中Solid189單元模擬節(jié)點板件。邊界條件模擬真實試驗狀況，即柱底端固接，柱頂自由，在對稱面設(shè)置對稱邊界條件，采用半結(jié)構(gòu)形式對節(jié)點進行計算。高強度螺栓及預(yù)應(yīng)力拉桿的預(yù)拉力施加采用預(yù)緊單元法。

圖4 有限元模型

本文不考慮有限元模型中鋼柱的初始幾何缺陷，即不考慮鋼柱的初始彎曲與初扭轉(zhuǎn)的影響，不考慮鋼板的冷加工效應(yīng)和焊接殘余應(yīng)力，并忽略螺桿初始幾何缺陷對節(jié)點性能的影響，用以簡化節(jié)點模型。

模型中有大量的接觸問題，接觸單元是覆蓋在模型表面接觸區(qū)域的一層單元。由于拼接節(jié)點需要考慮兩個支撐板與預(yù)應(yīng)力欄桿之間的變形情況，且結(jié)構(gòu)形式本身是三維的，所以需要考慮面-面接觸，并使用合適的算法，對有限元模型各個部分之間的相互作用及接觸關(guān)系進行合理的設(shè)置。通過對計算結(jié)果的調(diào)試，在節(jié)點模擬中每個不同的接觸部位采用算法如表1所示。

鋼柱拼接節(jié)點接觸對參數(shù)設(shè)置 表1

試件的計算過程分為多個分析步，采用位移控制加載，加載點位于距離拼接節(jié)點1m處。為了避免施加點荷載而導(dǎo)致模型剛度矩陣出現(xiàn)奇異，將加載點與鋼柱翼緣面上的所有節(jié)點進行耦合，使鋼柱翼緣面上的節(jié)點共同承擔(dān)點荷載。計算過程中共設(shè)置3個分析步：1)給鋼柱施加軸向壓力；2)對預(yù)應(yīng)力拉桿施加預(yù)拉力；3)對鋼柱拼接節(jié)點施加往復(fù)荷載，以5mm為單位遞增。同時打開線性搜索和非線性預(yù)測以提高接觸非線性分析的收斂能力。

2.2 有限元結(jié)果分析

2.2.1 節(jié)點破壞模式分析

圖5為失效模式對比，圖6為不同階段鋼柱拼接節(jié)點von Mises應(yīng)力云圖。從圖5可看出，有限元模型較為準確地模擬了節(jié)點的破壞特征，有限元分析所得節(jié)點的受力破壞形態(tài)與試驗結(jié)果基本一致。從圖6可看出，節(jié)點的破壞源于柱拼接處翼緣的波狀屈曲變形，此變形導(dǎo)致上下柱段錯位，與試驗現(xiàn)象吻合。隨著荷載的增大，柱頂端位移增大，同時伴隨著預(yù)應(yīng)力拉桿的松動，拼接柱不再保持垂直。試驗中，預(yù)應(yīng)力拉桿并未出現(xiàn)變形[22]，但有限元結(jié)果顯示，預(yù)應(yīng)力拉桿有彎曲現(xiàn)象，原因在于支撐板與預(yù)應(yīng)力拉桿的螺母接觸設(shè)置為綁定接觸。雖然此處的接觸可以設(shè)置為標(biāo)準接觸，但會導(dǎo)致計算出的極限荷載值過大，且收斂困難。而設(shè)置為綁定接觸后，有限元結(jié)果與試驗結(jié)果[22]吻合較好，因此最終的模型采用綁定接觸。

圖5 失效模式對比

圖6 不同階段節(jié)點von Mises應(yīng)力分布/MPa

2.2.2 滯回曲線對比

有限元模型計算的節(jié)點滯回曲線與試驗結(jié)果的對比如圖7所示。從圖中看出，彈性受力階段，ANSYS計算的滯回曲線與試驗曲線吻合較好；但塑性階段及最終破壞卸載過程與試驗結(jié)果卻有所差別。這與有限元模擬縱向預(yù)應(yīng)力拉桿松動的準確性有關(guān)，因為預(yù)應(yīng)力拉桿的模擬過程相對復(fù)雜，且試驗中對拉桿施加預(yù)拉力時，損失值不確定，而有限元模型相對理想化，從而導(dǎo)致模擬最終失效時產(chǎn)生偏差。有限元計算得到的加載點極限荷載為351.2kN，與試驗結(jié)果相比偏差很小。初始轉(zhuǎn)動剛度并未完全吻合，有限元計算值為16.88kN/mm，試驗結(jié)果為12.1kN/mm?？傮w看來，有限元模型以及選取的材料參數(shù)和本構(gòu)模型能夠模擬出試驗構(gòu)件的實際受力狀況。

圖7 滯回曲線

2.2.3 預(yù)應(yīng)力拉桿極限荷載時應(yīng)力特征

彈性階段預(yù)應(yīng)力拉桿von Mises應(yīng)力試驗值與計算值的對比如表2所示。表中應(yīng)力值為預(yù)應(yīng)力拉桿上測點進入塑性的前一級荷載等級即承載力為270kN時的應(yīng)力值。根據(jù)文獻[22]，應(yīng)力試驗值的計算取3個節(jié)點試驗結(jié)果的平均值。應(yīng)力計算值取與試驗相同的加載值所對應(yīng)的應(yīng)力。從表2中可以看出，左側(cè)預(yù)應(yīng)力拉桿的應(yīng)力計算值偏大，與試驗結(jié)果相差較大，但右側(cè)預(yù)應(yīng)力拉桿應(yīng)力計算值與試驗值基本吻合。原因在于有限元模型較為理想化，且模型沒有考慮鋼結(jié)構(gòu)初始幾何缺陷的影響，故左側(cè)和右側(cè)兩個預(yù)應(yīng)力拉桿的應(yīng)力值相差不大。但試驗中不可控因素較多，測量誤差不可避免。

預(yù)應(yīng)力拉桿von Mises應(yīng)力試驗值與計算值對比 表2

3 參數(shù)分析

因有限元分析限于彈性小變形分析，所以可以忽略桿件內(nèi)力對節(jié)點剛度的影響，而將幾何特征參數(shù)作為節(jié)點剛度的主要影響因素來考察。如預(yù)應(yīng)力拉桿直徑、腹板拼接板尺寸、腹板螺栓數(shù)量、支撐板的厚度、鋼柱截面高度等。此外，預(yù)應(yīng)力拉桿的預(yù)拉力對這種新型節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角特性影響較大，也需要進一步進行有限元參數(shù)分析。因此，本文以驗證后的模型為基礎(chǔ)，進行參數(shù)研究，加載過程與驗證模型一致，從而獲得節(jié)點剛度隨各參數(shù)的變化趨勢。

3.1 柱截面高度Hw的影響

試驗中選取的鋼柱截面高度為Hw=250mm，但對于大截面的鋼柱，此拼接節(jié)點的性能是否具有同等拼接效果，還需進一步驗證。因此，設(shè)計了5個不同高度鋼柱截面節(jié)點進行研究，柱截面高度分別為Hw=250，400，450，500，600mm，其余幾何參數(shù)與試驗試件(即表3中試件1)相同。圖8和表3分別為不同柱截面高度的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線和彎矩-轉(zhuǎn)角特性，此處轉(zhuǎn)角φ為加載點測得的水平側(cè)移與加載點與拼接點的距離之比。

由圖8可看出，隨著柱截面高度的增加，初始轉(zhuǎn)動剛度和極限抗彎能力均隨之顯著增加。柱截面高度Hw=600mm時，極限抗彎能力可達546MPa，比Hw=250mm時的抗彎能力增加近一倍；但破壞時鋼柱的極限側(cè)移較小，為30mm，而Hw=250mm的柱的極限側(cè)移可達46.4mm?？梢?，預(yù)應(yīng)力拉桿對大尺寸鋼柱節(jié)點的拼接作用并不顯著，節(jié)點抗側(cè)移能力較弱，節(jié)點的極限承載力主要靠柱的頂緊作用實現(xiàn)。

圖8 不同柱截面高度Hw的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

從表3中看出，極限轉(zhuǎn)角φmax在柱截面高度Hw=400mm時達到最大值，為66.7mrad。說明此鋼柱拼接節(jié)點對常規(guī)尺寸的鋼柱拼接效果較好，剛度和極限轉(zhuǎn)角在較為合理的范圍。

不同柱截面高度Hw的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性 表3

3.2 預(yù)應(yīng)力拉桿直徑D和柱截面高度Hw的影響

同時改變柱截面高度Hw=250，400，550，600mm，預(yù)應(yīng)力拉桿直徑D=20,22,24,27,30mm，其余幾何參數(shù)同試驗試件，選用鋼材的屈服強度fy=345MPa，設(shè)計了20個節(jié)點研究預(yù)應(yīng)力拉桿對其拼接剛度和極限彎矩的影響。圖9為不同柱截面高度和預(yù)應(yīng)力拉桿直徑的節(jié)點的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。

圖9 不同柱截面高度Hw和預(yù)應(yīng)力拉桿直徑D的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

從圖9可看出，當(dāng)柱截面高度較小時，預(yù)應(yīng)力拉桿對拼接處初始轉(zhuǎn)動剛度幾乎沒有影響，但極限彎矩隨著預(yù)應(yīng)力拉桿直徑的增大而增大。當(dāng)柱截面高度Hw≥400mm時，初始轉(zhuǎn)動剛度和極限彎矩都有較大幅度的增加，但極限轉(zhuǎn)角隨著柱截面高度的增加而減小。作為拼接節(jié)點的重要連接構(gòu)件，預(yù)應(yīng)力拉桿對剛度和極限彎矩的影響較大，當(dāng)其直徑達到30mm時，極限彎矩較直徑20mm的連接節(jié)點提高2～3倍。

表4列出不同柱截面高度和預(yù)應(yīng)力拉桿直徑的20個節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性?？梢钥闯?，轉(zhuǎn)動剛度最大值94 240kN·m/rad及極限彎矩最大值652kN·m，均出現(xiàn)在柱截面高度Hw=600mm、預(yù)應(yīng)力拉桿直徑D=30mm的節(jié)點。說明這兩個參數(shù)對于初始轉(zhuǎn)動剛度和極限彎矩的影響較大。預(yù)應(yīng)力拉桿直徑對極限轉(zhuǎn)角影響不大，隨著柱截面高度增大，極限轉(zhuǎn)角呈減小趨勢。

不同柱截面高度Hw和預(yù)應(yīng)力拉桿直徑D的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性 表4

3.3 β值和柱截面高度Hw的影響(β=b/t)

由于柱拼接節(jié)點的破壞始于拼接處柱翼緣的局部屈曲，而柱受壓翼緣的局部穩(wěn)定可以通過柱翼緣板自由外伸寬度b與厚度t之比β來保證，故β作為參數(shù)之一。根據(jù)實際工程中常用的工字鋼截面和結(jié)構(gòu)類型，選取β=12,11,10,9,8.6及柱截面高度Hw=250,400,550,600mm，其余幾何參數(shù)不變，進行研究。

圖10為不同柱翼緣板自由外伸寬度與厚度之比β及柱截面高度Hw的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線。由圖10可看出，極限彎矩隨著β值的增大而逐漸降低。柱截面高度較小時，β值對極限彎矩的影響較大。當(dāng)柱截面高度Hw=250mm時，β值對極限彎矩的影響最為顯著，在β=8.6時節(jié)點抗彎承載力達到最大值。從圖10(b)～(d)可以看出，當(dāng)柱截面高度Hw≥400mm時，節(jié)點抗彎極限值和初始轉(zhuǎn)動剛度幾乎沒有較明顯的變化，β值的影響幾乎可以忽略。主要原因在于β值較大時，柱拼接節(jié)點處翼緣較易發(fā)生局部失穩(wěn)，從而加速節(jié)點破壞。且有限元分析結(jié)果顯示，此時柱破壞已不再是拼接處的翼緣局部失穩(wěn)，而是預(yù)應(yīng)力拉桿的預(yù)應(yīng)力松弛及損失導(dǎo)致的節(jié)點失效。因此，當(dāng)柱截面高度較小時，需增加防止翼緣局部屈曲的構(gòu)造措施。

圖10 不同柱翼緣板自由外伸寬度與厚度之比β及柱截面高度Hw的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

表5列出了柱翼緣板自由外伸寬度與其厚度之比β及柱截面高度Hw的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性。從表5可看出，初始轉(zhuǎn)動剛度在β=8.6時達到最大值17 667kN·m/rad。同時，極限彎矩也在β=8.6時達到最大值382kN·m。因此，合理的β值可以推遲柱翼緣發(fā)生局部失穩(wěn)，是此裝配式H形截面鋼柱預(yù)壓抗彎型連接節(jié)點設(shè)計的關(guān)鍵因素。

此外，由于節(jié)點的支撐板可兼做翼緣的加勁肋，但其距離拼接點有一定距離，因此加勁作用不顯著。對于拼接處翼緣的失穩(wěn)問題，可作為節(jié)點后續(xù)改善的側(cè)重點。

3.4 拼接支撐板厚度Hf的影響

圖11(a)和表6分別為采用不同的支撐板厚度Hf的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線和彎矩-轉(zhuǎn)角特性。從圖11(a)和表6可看出，初始轉(zhuǎn)動剛度幾乎重合，初始轉(zhuǎn)動剛度值保持在18 000kN·m/rad左右，變化較小，因此支撐板厚度Hf對初始轉(zhuǎn)動剛度的影響可以忽略。從圖11(a)還可看出，當(dāng)支撐板厚度Hf≥20mm后，彎矩-轉(zhuǎn)角曲線幾乎重合，支撐板厚度Hf對彎矩-轉(zhuǎn)角曲線幾乎沒有影響。而隨著支撐板厚度Hf的減小，拼接節(jié)點的彈性極限轉(zhuǎn)角減小。主要原因在于支撐板可看作預(yù)應(yīng)力拉桿的固定端支座，當(dāng)對預(yù)應(yīng)力拉桿施加預(yù)緊力后，主要的支反力由支撐板承擔(dān)，支撐板厚度取值小會導(dǎo)致其發(fā)生局部屈曲，從而導(dǎo)致節(jié)點較早進入塑性。因此為保證支撐板不會發(fā)生局部壓屈變形，對支撐板厚度的控制應(yīng)盡量合理。

不同柱翼緣板自由外伸寬度與厚度之比β及柱截面高度Hw的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性 表5

不同支撐板厚度Hf的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性 表6

3.5 不同預(yù)拉力P0的影響

由于在施加預(yù)應(yīng)力拉桿的預(yù)拉力時，不可避免地有一定程度的損失，為此，有必要考察其在不同的預(yù)拉力情況下，極限彎矩的減小情況。圖11(b)和表7分別給出了不同預(yù)拉力(P0取0.2P，0.4P，0.6P，0.8P，1.0P，其中P為高強螺栓的預(yù)拉力值)施加情況下的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線及彎矩-轉(zhuǎn)角特性。從圖11(b)及表7可以看出，當(dāng)預(yù)拉力施加0.8P時，極限彎矩比施加1.0P時減小15.8%，而施加0.6P時，極限彎矩可減小24.5%。但預(yù)拉力的減小對初始轉(zhuǎn)動剛度的影響不大，初始轉(zhuǎn)動剛度保持在18 000kN·m/rad左右。另外，從圖11(b)還可看出，極限轉(zhuǎn)角值也隨著預(yù)拉力的不同而產(chǎn)生較大差別，預(yù)拉力施加無損失時，極限轉(zhuǎn)角可達45.2mrad。綜上，預(yù)拉力施加無損失的鋼柱拼接節(jié)點性能良好，因此對于預(yù)拉力的施加是拼接節(jié)點施工的重要控制因素。

圖11 不同支撐板厚度Hf及不同預(yù)拉力P0的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

不同預(yù)拉力P0的節(jié)點彎矩-轉(zhuǎn)角特性表7

鑒于預(yù)拉力對于鋼柱拼接節(jié)點性能有重要影響，圖12中給出了不同預(yù)拉力下的鋼柱拼接節(jié)點滯回曲線，進行預(yù)拉力影響的補充分析。從圖12可看出，隨著施加預(yù)拉力的逐漸增大，極限位移及荷載均顯著增大，而往復(fù)荷載作用下延性下降。

圖12 不同預(yù)拉力P0的節(jié)點滯回曲線

4 結(jié)論

本文研究了一種新型裝配式H形截面柱預(yù)壓抗彎型連接節(jié)點，基于該節(jié)點試驗研究結(jié)果，開展了節(jié)點循環(huán)加載有限元模擬計算，分析影響節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度和極限承載力的主要因素，結(jié)論如下：

(1)節(jié)點有限元模型可以較好地模擬節(jié)點柱翼緣出現(xiàn)屈曲變形之后的滯回性能和變形模式；新型節(jié)點的有限元計算的滯回曲線與試驗結(jié)果吻合較好，大變形下的承載力接近，但破壞時的有限元計算的加載點側(cè)移明顯偏大。

(2) 節(jié)點性能的保證靠施加了預(yù)拉力的高強度螺栓，不同的預(yù)拉力施加值對節(jié)點性能影響很大，但預(yù)拉力的損失對節(jié)點初始轉(zhuǎn)動剛度影響不大。

(3)鋼柱翼緣板自由外伸寬度b與其厚度t之比β是對節(jié)點性能影響較大的參數(shù)。當(dāng)β較大，約大于8.6時，柱拼接節(jié)點處翼緣較易發(fā)生局部失穩(wěn)，從而加速節(jié)點破壞，表現(xiàn)為極限彎矩較小，且極限彎矩隨著β的增大而逐漸降低。合理選擇柱翼緣外伸寬度與其厚度之比β，將β控制在β≤9的范圍內(nèi)較為合適。

(4)裝配式H形截面鋼柱預(yù)壓抗彎型連接節(jié)點可實現(xiàn)現(xiàn)場高效裝配，但仍需要進一步解決預(yù)應(yīng)力損失和柱翼緣局部失穩(wěn)的問題。