李 慎，李容容，李曉蕾，王振山

（西安理工大學土木建筑工程學院，陜西西安 710048）

引言

鋼框架具有空間靈活布置的特點，被廣泛應用于多高層鋼結構建筑中，鋼框架結構整體受力性能的關鍵在梁柱連接節(jié)點的傳力性能。傳統(tǒng)栓焊節(jié)點具有剛度大、承載能力高的優(yōu)點，但是，焊接殘余應力和缺陷導致該節(jié)點轉動能力不足，延性較差，北嶺地震和阪神地震中，很多鋼框架結構倒塌均由節(jié)點處焊縫脆斷引起［1-3］，因此，研究學者提出了傳統(tǒng)栓焊連接節(jié)點的解決思路，如半剛性節(jié)點、翼緣加強型節(jié)點、翼緣削弱型節(jié)點和腹板削弱型節(jié)點等［4-7］，其改進思路均為加強節(jié)點區(qū)域的承載能力，使得節(jié)點的塑性鉸外移，避免在節(jié)點根部出現(xiàn)。改進的各類節(jié)點形式在保證有一定的剛度和承載力基礎上，充分發(fā)揮了節(jié)點的轉動能力，保證框架有足夠的延性和耗能能力。裝配式建筑具有構件生產工廠化、現(xiàn)場施工機械化和組織管理科學化，具有建造速度快、建設周期短、建筑質量容易控制、資源利用率高和節(jié)能環(huán)保等特點［8］，自十三五規(guī)劃以來，國家大力推廣綠色建筑的研發(fā)與工程應用，鋼結構因自身具備裝配化建造的天然優(yōu)勢，得到研究學者的青睞［9］。針對鋼框架結構，許多學者提出了預制裝配式節(jié)點形式，如端板式梁柱連接節(jié)點、模塊化全螺栓連接節(jié)點、帶懸臂梁段的裝配式節(jié)點、可變梁高裝配式梁柱節(jié)點等多種形式［10-13］。文中在梁柱節(jié)點全螺栓裝配化的思路上，提出了一種新型裝配式梁柱節(jié)點：框架柱帶懸臂梁段，便于鋼梁的拼接安裝，上翼緣通過L形連接件加強，形成全螺栓裝配式梁柱節(jié)點，裝配式節(jié)點見圖1所示，符合“標準化設計、工業(yè)化生產、裝配式建設”的綠色建筑思路，最大程度實現(xiàn)工廠內規(guī)?；a，減少現(xiàn)場作業(yè)，提高工藝水平。目前，帶懸臂梁段的鋼梁與柱的剛性連接主要有2種形式［14-15］：栓焊連接和高強螺栓等強度連接，這類節(jié)點具有剛度大，承載能力好，傳力明確的特點。文中考慮到目前針對強弱軸連接及懸臂梁段拼接節(jié)點研究的足之處，提出了一種帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點，并且考慮了柱強弱軸連接2個方向。

圖1 帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱節(jié)點Fig.1 Assembled beam-column joints with cantilever segments

1 試件設計

帶懸臂梁段的裝配式梁柱節(jié)點擬靜力試驗共設計了4個足尺試件，設計梁長1 600 mm，柱取反彎點之間的距離，長度為2 216 mm，采取梁端加載方式。鋼材均為Q235B，柱截面選用HW400×400×13×21，梁截面選用HN400×200×8×13。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點幾何尺寸及構造見圖2和圖3。試件編號XBL-1～XBL3 為強軸梁柱連接節(jié)點，考慮L 形豎板高度和加勁肋形式的影響，XBL-4 為梁柱弱軸連接節(jié)點。試件各項設計參數(shù)詳見表1。

圖2 標準試件幾何尺寸-強軸Fig.2 Geometric dimensions of standard specimens-strong axis

圖3 標準試件幾何尺寸及構造-弱軸Fig.3 Geometric dimensions of standard specimens-weak axis

表1 試件設計Table 1 Test specimens

梁的端部下翼緣沿梁長方向切割170 mm，與懸臂梁段橫板通過6 個10.9 級M20 高強螺栓連接；梁腹板與懸臂梁段耳板通過6個10.9級M20高強螺栓連接。在施工現(xiàn)場鋼梁可以較方便地先置于H型鋼柱懸臂段上，便于高強螺栓的施工擰緊，提高施工速度和質量，整個節(jié)點的焊接工作預先在工廠內完成，從而保證了焊接質量。

2 試件的材性試驗

每種鋼板厚度的材性試件取3 個試件，共12 個試件。材性試件取樣及加工符合《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》（GB2975-2018）［16］的要求，材性試驗按照《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T228.1-2010）［17］的規(guī)定進行單向拉伸試驗。各試件測試結果平均值見表2。各種厚度的鋼板屈強比處于0.57～0.64之間，屈強比小于0.85，鋼材斷后伸長率處于28%～36%之間，遠遠大于20%，滿足規(guī)范要求。

表2 材性試驗結果Table 2 Material test results

3 加載裝置及加載制度

整體試驗裝置如圖4 所示，基于場地以及設備條件，本次加載采用梁端加載的方式，將柱橫放梁垂直放置采用水平加載方式進行試驗。為防止試驗過程中試件的整體滑移或傾覆，地梁通過地錨固定在試驗室地槽上。固定支座分別通過12個M20高強螺栓固定在地梁左右兩端，其中在左固定支座處安裝1 000 kN液壓千斤頂，在右固定支座處通過鉸接支座與試件柱底連接。為約束柱頂?shù)呢Q向位移，在柱頂設置固定裝置。試件梁端與MTS 作動器通過4 根長螺栓及輔助加載板連接，以防止加載端處應力集中。為防止試件在加載過程中發(fā)生平面外失穩(wěn)，在MTS作動器加載端處設置了側向支撐。

圖4 加載裝置Fig.4 Loading setup

由架設在反力墻上1 000 kN 的MTS作動器施加梁端水平荷載；由安裝在固定支座上的液壓千斤頂施加柱頂軸向荷載。首先在柱頂施加1 000 kN 的軸向荷載（按軸壓比0.2 計算），再在梁端施加水平荷載，水平荷載參考美國規(guī)范AISC/ANSI341-10［18］，以梁端轉角作為控制參數(shù)進行加載，加載制度如圖5所示。

圖5 加載制度Fig.5 Loading protocol

為描述方便，在進行低周往復加載時，文中規(guī)定千斤頂推出為正向加載，反之，為負向加載。在試驗加載后期，當出現(xiàn)以下情況之一時可停止加載：（1）梁端水平荷載下降到試件峰值荷載的85%以下；（2）試件發(fā)生脆性破壞、產生過大變形；（3）節(jié)點域出現(xiàn)較明顯的剪切破壞；（4）鋼梁出現(xiàn)明顯的平面外失穩(wěn)；（5）梁或柱構件出現(xiàn)破壞；（6）作動器達到極限位移而無法繼續(xù)進行加載。

4 試驗結果分析

4.1 試件破壞模式

各試件最終破壞圖如圖6 所示。XBL-1 試件發(fā)生梁上翼緣出現(xiàn)明顯翹曲，腹板發(fā)生鼓曲，鋼梁發(fā)生嚴重的平面外失穩(wěn)，梁上翼緣與腹板發(fā)生明顯的屈曲，導致試件不能繼續(xù)加載，停止加載。XBL-2 負向加載至88 mm（θ=0.055）時，梁下翼緣發(fā)生明顯翹曲，與柱懸臂梁段貼合部位出現(xiàn)明顯縫隙，梁上翼緣發(fā)生微小翹曲與L型角鋼貼合部位出現(xiàn)微小縫隙圖6；XBL-3試件加載至負向位移88 mm（θ=0.055）時，L型角鋼加勁肋與角鋼連接部位被拉斷，試件發(fā)生破壞，承載力瞬間下降至峰值荷載的85%以下，停止加載。XBL-4 當位移加載時90 mm（θ=0.05）時，試件發(fā)出一聲巨響，懸臂梁段耳板與柱焊接部位焊縫被拉斷，試件發(fā)生破壞，停止加載。

圖6 試件破壞模式Fig.6 Failure mode of specimens

試件在破壞前鋼梁基本上表現(xiàn)出了明顯的塑性變形，充分證明了該新型節(jié)點的設計符合“強柱弱梁、強節(jié)點弱構件”的原則。在試驗過程中，各試件的試驗順序依次是XBL-1～XBL-4。試件XBL-1 發(fā)生嚴重的扭轉、面外失穩(wěn)現(xiàn)象，導致試件不能繼續(xù)加載，停止加載。試件XBL-2在加載過程中，側向支撐與作動器之間發(fā)生相對運動產生較大的位移，繼續(xù)加載可能會出現(xiàn)側向支撐滾輪滑出作動器端頭，出于安全考慮，導致試驗加載結束?？傮w而言，在試驗加載過程中，各試件破壞順序基本上為：在位移加載初期，各試件均處于彈性階段，觀察不到明顯試驗現(xiàn)象。隨著加載位移的逐漸增大，試件發(fā)出間斷響聲，梁腹板逐漸出現(xiàn)橫向紋理并伴隨著氧化皮脫落現(xiàn)象。梁上翼緣出現(xiàn)輕微翹曲，并且與L型角鋼長肢貼合部位出現(xiàn)微小縫隙，梁下翼緣與懸臂梁段橫板貼合部位也逐漸出現(xiàn)微小縫隙。在后續(xù)加載過程中，隨著加載位移的逐漸增大，各試件梁翼緣腹板翹曲更加明顯，梁上翼緣與柱、L 型角鋼短肢與柱翼緣貼合部位縫隙逐漸增大，尤其是試件XBL-4 L型角鋼發(fā)生明顯翹曲。最后試件XBL-3、XBL-4由于試件連接部位焊縫發(fā)生脆性破壞而停止加載。檢查其破壞形態(tài)，分析原因主要為對接焊縫未熔透。因此，在試件加工時，應確保其焊接質量。

4.2 滯回曲線

如圖7所示，為帶懸臂梁段的裝配式梁柱節(jié)點足尺試件的彎矩轉角關系，其中彎矩M為梁端荷載P與加載點到柱翼緣表面（強軸連接）或柱翼緣邊緣（弱軸連接）距離的乘積。

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic loops of specimens

在加載初期，滯回環(huán)呈狹長狀，近似于一條直線，此時滯回曲線所圍面積極小，試件的連接彎矩M隨著轉角θ的增大而線性增長，試件基本處于彈性受力狀態(tài)。在水平往復加載過程中，試件未表現(xiàn)出明顯的剛度退化現(xiàn)象，卸載后無殘余變形且變形可基本恢復，試件基本處于彈性受力狀態(tài)。隨位移的逐級增加，滯回環(huán)逐步張開，表明試件耗能能力逐漸增大。同時，梁腹板出現(xiàn)氧化皮脫落現(xiàn)象，滯回曲線逐漸靠近位移軸，試件開始出現(xiàn)剛度退化，殘余變形增加，表明試件已經(jīng)進入彈塑性階段。試件屈服后，隨位移的增加，試件變形繼續(xù)增大，殘余變形明顯。加載后期，位移增大較快，荷載基本不再增加并逐漸出現(xiàn)下降趨勢，滯回曲線割線斜率急劇下降，非線性特征愈加明顯，說明此時試件剛度和強度退化加劇。

在往復荷載作用下，除了試件XBL-1，試件的滯回曲線大體上都有較好的對稱性，因為試件XBL-1的側向支撐設置在作動器頭兩側并且用滑輪夾住，在試驗初始階段，梁柱節(jié)點連接中線與作動器對中不夠精確，導致在試驗進行過程中，試件XBL-I發(fā)生扭轉、面外失穩(wěn)現(xiàn)象，導致試件滯回曲線正負向位移差別較大。

除試件XBL-2 以外，試件正負向承載力基本保持一致，XBL-3 和XBL-4 滯回曲線具有一定的對稱性，這是因為懸臂段的底部加勁和L 形件頂部加勁為對稱布置，梁的翼緣與腹板均有螺栓群與柱相連，梁柱節(jié)點剛度類似于剛性連接。試件XBL-2在64 mm加載級（θ=4%）時，當正向加載至36 mm時，側向支撐與作動器之間發(fā)生相對運動產生位移較大，繼續(xù)加載可能會出現(xiàn)側向支撐滾輪滑出作動器端頭，導致正向加載結束，開始反向加載，反向加載考慮同樣原因和安全措施，反向加載直接加載至試件破壞位移（不再進行循環(huán)，因此單向拉至破壞），至96 mm（θ=6%）時停止加載。與試件XBL-3 相比，采用柱懸臂梁段雙加腋，整個滯回環(huán)面積較小，說明試件耗能性能弱，由于采用懸臂梁段雙加腋，柱懸臂梁段與梁腹板拼接處滑移較小，節(jié)點變形能力不足，節(jié)點試件沒有足夠的轉動空間耗能。

與試件XBL-3 相比，試件XBL-4 采用弱軸相連，試件XBL-4 滯回曲線對稱飽滿，并具一定的捏縮現(xiàn)象。隨梁端位移角的增加，剛度退化明顯，試件總體承載力低于強軸試件。

總體上看，往復荷載作用下，試件的滯回曲線均呈典型的梭形，并且在加載過程中略有滑移和捏縮現(xiàn)象，表現(xiàn)出良好的抗震性能。在負向加載過程中，L型連接件豎板與柱翼緣之間的高強螺栓以及柱懸臂梁段與梁腹板拼接處的高強螺栓受拉預應力損失，摩擦力被克服產生滑移引起捏縮現(xiàn)象。

4.3 骨架曲線

骨架曲線可以充分反映節(jié)點受力與變形的各個不同階段及特性，綜合體現(xiàn)結構的抗震性能，同時根據(jù)骨架曲線可以得到結構或構件的延性、強度和剛度。本次試驗4個節(jié)點試件的骨架曲線如圖8。

圖8 各試件骨架曲線匯總圖Fig.8 Summary of skeleton curves of specimens

在加載過程中4 個試件的骨架曲線變化趨勢基本保持一致，加載初期各試件的梁端轉角隨彎矩的變化呈線性關系，試件骨架曲線基本重疊，且各試件的剛度差別不大，試件處于彈性工作狀態(tài)；隨著位移的增大，試件逐漸進入屈服階段，彎矩隨轉角的變化具有明顯的非線性關系，試件骨架曲線斜率逐漸降低并趨于X軸傾斜，表明試件進入彈塑性工作狀態(tài)，此后各試件骨架曲線逐漸產生分離；總體來看，此類型節(jié)點具有良好的抗震性能和塑性變形能力。在正向加載過程中，試件XBL-1 骨架曲線過早到達峰值荷載并出現(xiàn)下降趨勢，由于在加載過程中，框架梁發(fā)生扭轉，出現(xiàn)整體失穩(wěn)現(xiàn)象，承載力快速下降，節(jié)點的整體承載力較低。試件XBL-3 在負向加載過程中，骨架曲線彎矩達到峰值后急劇下降，主要是由于試件XBL-3 在負向加載過程中L 型連接件加勁肋與連接件連接部位被拉斷，節(jié)點發(fā)生破壞無法繼續(xù)承受荷載。與試件XBL-3相比，試件XBL-1 增大L 型連接件豎板長度，對于承載能力和耗能能力的影響較大，而對節(jié)點的初始剛度影響并不明顯，試件XBL-3有更好的耗能能力，承載能力也較試件XBL-1較高，試件表現(xiàn)出更好的延性。在滿足構造要求的情況下，采用較小的L 型連接件豎板長度有利于提高節(jié)點的承載能力和耗能性能。但是由于試件XBL-1 在加載過程中出現(xiàn)面外失穩(wěn)現(xiàn)象，導致承載力快速下降。因此，在不改變螺栓連接數(shù)量的前提下，增大L型連接件豎板長度對節(jié)點抗震性能的影響有待進一步研究。

與試件XBL-3相比，試件XBL-2采用懸臂梁段雙加腋，對節(jié)點的抗震性能影響甚微。試件XBL-4初始剛度較低，隨位移角的增大，其剛度曲線逐漸趨于平緩，試件總體抗彎能力低于XBL-3試件，轉動能力較差。

與其他節(jié)點相比，試件XBL-3 具有較高的抗彎承載力，而極限轉角也較大，表明節(jié)點具有良好的轉動能力。另外，相較于試件XBL-1和試件XBL-2，其滯回曲線飽滿程度也較好。表明試件XBL-3具有良好的耗能能力。因此，在進行工程設計時，在滿足規(guī)范的要求下，盡可能縮短L型連接件的豎板長度，并且采用懸臂梁段單加腋形式。

4.4 剛度退化曲線

剛度退化是指在水平往復荷載作用下材料在受力過程中產生的塑性變形及損傷累積，導致試件剛度隨荷載或位移循環(huán)的不斷增大而逐漸減小的現(xiàn)象。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點試件的剛度退化曲線如圖9所示。

圖9 各試件剛度退化曲線Fig.9 Stiffness degradation curve of specimens

由圖9 可知，各試件在加載初期，剛度曲線較陡，退化較快；隨著加載點位移的增大，當試件進入屈服階段以后，位移角達到0.01左右時，各試件剛度退化減慢，最終趨于水平，表明試件具有較好的抗損傷性能，在地震下能不致使構件發(fā)生過大位移而破壞從而保證構件的側向剛度。

試件XBL-1和XBL-2的初始剛度及退化曲線都較為接近，而試件XBL-3初始剛度則略大，由于試件XBL-3采用懸臂梁段單加腋并且居中布置，相對于XBL-2試件懸臂梁段雙加腋以及試件XBL-1試件的L型連接件豎板加長，試件承載力更高，但初始剛度退化速率較大。試件XBL-3當梁頂水平位移轉角約達到0.038 時，試件割線剛度迅速下降，原因是L 型連接件加勁肋與連接件連接部位被撕裂。與試件XBL-3 相比，弱軸連接的試件XBL-4初始剛度較低，隨著位移角的增大，剛度退化曲線趨于平緩，直至試件破壞。整體來看，帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱節(jié)點強軸連接其抗震性能高于弱軸連接，節(jié)點具有較好的塑性變形能力。

4.5 荷載特征值及延性系數(shù)

在試驗過程中，本次試驗試件的彎矩-轉角骨架曲線沒有明顯的屈服點，采用“等效能量法”確定試件的屈服荷載和屈服位移。極限荷載和極限位移的確定依據(jù)我國《建筑抗震試驗方法規(guī)程》進行，取峰值荷載的85%作為試件的極限荷載，其所對應位移為極限位移。其中My、θy為試件進入屈服階段所對應的彎矩、轉角，Mu、θu為試件破壞時或者峰值荷載下降到85%所對應的彎矩、轉角。對于沒有出現(xiàn)承載力下載的試件，Mu為荷載達到最大值時的峰值彎矩，θu為加載點位移到達最大值時梁端極限轉角。θp為梁端塑性轉角，其值θp=θu-θy。

由表3 可知，4 個試件的位移延性系數(shù)均大于3.0，表明試件延性性能較好，消耗地震能量的能力較強。對比分析試件XBL-3和試件XBL-4，可知帶懸臂梁段拼接的節(jié)點，強軸連接的延性高于弱軸連接；分析試件XBL-1和XBL-3，加長L型連接件豎板長度對提高試件的延性沒有顯著作用；總體來看，除試件XBL-1發(fā)生面外失穩(wěn)，其余試件的梁端塑性轉角均超過0.02 rad，均滿足抗震性能限值要求。整體來說，帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點梁端的塑性轉動能力較強。

表3 帶懸臂梁段拼接的梁柱節(jié)點位移延性系數(shù)Table 3 Displacement ductility factor of beam-column joint with cantilever beam segment splicing

4.6 耗能系數(shù)

等效黏滯阻尼系數(shù)he是衡量結構耗能能力的重要指標，帶懸臂梁段的裝配式梁柱節(jié)點的等效黏滯阻尼系數(shù)he與節(jié)點轉角關系見圖10所示。

圖10 試件耗能曲線Fig.10 Energy dissipation curve of specimens

各試件在加載初期的塑性變形和效粘滯阻尼系數(shù)較小，且吸收能量較低。隨著層間位移角的增大，4 個試件逐漸進入彈塑性工作階段，試件每加載級的耗能量也在不斷增大，主要通過梁的彈塑性變形進行能量耗散，除試件XBL-1 以外，耗能曲線基本上呈上升趨勢。弱軸連接節(jié)點XBL-4 試件，初始耗能性能最低。呈理想延性破壞的試件XBL-3 累計滯回耗能性能最大。

試件XBL-2 由于在正向加載過程中，側向支撐與作動器之間發(fā)生相對運動產生位移較大，繼續(xù)加載可能會出現(xiàn)側向支撐滾輪滑出作動器端頭，出于安全考慮，導致整個試件的抗震性能沒有得到較好的發(fā)揮，等效粘滯阻尼系數(shù)較低。對比分析試件XBL-3 與試件XBL-4耗能曲線，發(fā)現(xiàn)在相同位移角的時候，試件XBL-3耗能遠遠大于試件XBL-4，且隨位移角的增大，兩者耗能差距逐漸減小，試件XBL-3 的等效粘滯阻尼系數(shù)在層間位移角約達到0.038 時急速下降，分析原因是因為XBL-3 試件L 型連接件加勁肋與連接部位被拉斷，試件發(fā)生破壞，導致試件整體耗能性能降低。對比分析試件XBL-3與試件XBL-1，試件XBL-1初始耗能性能大于試件XBL-3，說明加長L型連接件豎板對提高節(jié)點耗能性能有一定的作用，但隨著位移角的增大，試件XBL-3 逐漸出現(xiàn)扭轉、面外失穩(wěn)現(xiàn)象并逐漸加重，當位移角約0.015時，梁上翼緣出現(xiàn)明顯翹曲，腹板發(fā)生鼓曲，造成整個節(jié)點的耗能能力下降。

4.7 應變分析

在梁腹板節(jié)點區(qū)外側區(qū)域橫向布置了兩排應變片，如圖11、圖12 所示。梁截面各個位置的應變值見圖13。由表2材性試驗結果可知，梁翼緣和腹板屈服應變理論值分別為εy=1 363×10-6和εy=1 286×10-6，對應屈服應變值μεy分別為1 363和1 286，從圖可知，在加載初期，各個位置的應變基本符合平截面假定。隨荷載的增加，梁截面進入塑性，梁上各位置應變不符合平截面假定。在距離梁中性軸100 mm 處，除XBL-4節(jié)點之外，應變值急劇增大，表現(xiàn)在試驗現(xiàn)象上就是該處梁腹板出現(xiàn)明顯鼓曲。試件XBL-4 在中性軸-100 mm處，腹板出現(xiàn)鼓曲。對比4組試件梁截面應變分布圖可知，試件XBL-2 和試件XBL-4 在距離中性軸-100 mm 位置處應變的正負號不同，即梁腹板的鼓曲方向有所不同。試件XBL-1 在梁翼緣處應變最大，說明梁翼緣屈服嚴重。

圖11 梁截面位置坐標Fig.11 Position coordinates of beam section

圖12 梁截面應變片布置詳圖Fig.12 Detailed layout of strain gauges for beam section

圖13 各試件梁截面應變-位置關系圖Fig.13 Strain-position relationship diagram of beam section each specimen

各試件梁截面彎矩-應變曲線見圖14。觀察發(fā)現(xiàn)在加載初期，梁處于彈性狀態(tài)，應變隨著彎矩的增加呈線性增加，隨彎矩增加，梁進入塑性階段，應變急劇增加，個別應變值出現(xiàn)突變。

圖14 各試件梁截面彎矩-應變曲線Fig.14 Moment-strain curve of beam section for each specimen

同樣，可以看出，進入塑性以后，梁翼緣處應變迅速增加，遠大于梁腹板處應變，在彎矩約達到400 kN時，突變應變值發(fā)生在應變片B8/9處，此時梁上下翼緣在此處發(fā)生了扭曲。同時，應變片B12應變值發(fā)生突變，甚至部分試件的應變值超過了梁上下翼緣處的應變，說明了梁腹板在此處發(fā)生了面外鼓曲。試件XBL-4由于柱懸臂梁段耳板與柱焊接部位焊縫被拉斷導致梁并未充分變形，其應變值明顯小于其他構件，但變化規(guī)律基本形同。

5 結論

文中對4 個帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點試件進行擬靜力試驗，主要考察了在低周反復荷載作用下懸臂梁段拼接節(jié)點的破壞過程和破壞形態(tài)，得到懸臂梁段拼接節(jié)點的彎矩-轉角滯回曲線、骨架曲線、剛度退化曲線、延性和耗能系數(shù)等抗震性能指標，著重分析了懸臂梁段加勁肋數(shù)量、L 型連接件豎板長度、梁柱強弱軸連接方向對節(jié)點抗震性能的影響，主要結論如下：

（1）帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱新型節(jié)點在低周反復荷載作用下的破壞過程可分為彈性、彈塑性和塑性破壞3個階段，經(jīng)過合理設計的4個節(jié)點試件的破壞過程略有差別，但破壞模式基本一致。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點在節(jié)點核心區(qū)并未發(fā)生明顯的剪切破壞，不同設計參數(shù)試件的破壞形態(tài)略有差別，但破壞模式基本一致。4個帶懸臂梁段拼接節(jié)點試件在梁翼緣處均發(fā)生一定程度的翹曲，梁腹板鼓曲現(xiàn)象較為嚴重，并且存在一定的面外變形，L型連接件豎板與柱翼緣貼合部位在試驗過程中出現(xiàn)微小縫隙。整個試驗過程中，試件各處螺栓沒有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象。

（2）帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點彎矩-轉角曲線呈弓形，在加載過程受到滑移的影響略有捏縮效應，滯回曲線整體比較飽滿，表明試件塑性變形能力比較強，能夠較好地吸收地震能量，具有良好的抗震性能。采用懸臂梁段雙加勁肋，其抗震性能并沒有得到明顯改善。改變L型連接件豎板長度，即保持螺栓數(shù)量不變只增加螺栓間距的前提下，增大連接件豎板長度，其滯回曲線包圍面積減少，耗能能力呈下降趨勢。采用懸臂梁段拼接節(jié)點弱軸連接方向，其彎矩-轉角滯回曲線面積有所降低，其試件整體抗震性能降低。

（3）采用懸臂梁段單加腋強軸連接方向的試件具有較高的承載力，節(jié)點具有良好的轉動能力和耗能能力。增大L 型連接件豎板長度，對初始剛度影響不明顯，但是降低了試件的承載能力、耗能能力。采用懸臂梁段拼接節(jié)點弱軸連接方向，試件的剛度、承載力、延性系數(shù)都較強軸連接方向低。因此，在進行工程設計時，在滿足規(guī)范的要求下，盡可能縮短L型連接件豎板長度，并且采用懸臂梁段單加腋形式。