摘 要：提出了一種裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)新形式，帶懸臂梁段的框架柱與框架梁進(jìn)行拼接，通過(guò)L形角鋼進(jìn)行節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)，形成全螺栓裝配式節(jié)點(diǎn)。為研究該節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能，以前期試驗(yàn)作為研究基礎(chǔ)，對(duì)帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)采用ABAQUS軟件進(jìn)行參數(shù)分析。首先建立裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的足尺試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證；然后，對(duì)帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行參數(shù)化分析并且考慮加勁肋數(shù)量、橫板厚度、耳板厚度、L形角鋼長(zhǎng)度和翼緣螺栓數(shù)量的因素，得到不同參數(shù)下節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能。

關(guān)鍵詞：裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)；參數(shù)分析；懸臂梁段；力學(xué)性能

中圖分類號(hào)：TU391" 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.11776/j.issn.1000-4939.2024.02.019

Finite element parametric analysis of new assembled beam-column joints

Abstract：A new form of assembled beam-column joint is proposed，and in order to study the mechanical properties of this joint，the parametric analysis of the assembled new beam-column joint with cantilever beam segment splicing is carried out by ABAQUS software on the basis of the preliminary experimental research.First，the test model of the assembled beam-column joint was established by ABAQUS，and the test results were compared and verified. Then，the parametric analysis of the spliced joint with cantilevered beam segments was carried out and the mechanical properties of the joint under different parameters were obtained by considering the number of stiffening ribs，thickness of cross-plate，thickness of plates，and length of L-shaped angle steel.

Key words：assembled new beam-column joint；parametric analysis；cantilever beam；mechanical property

抗彎鋼框架僅有梁、柱兩種構(gòu)件，空間功能布置靈活，被廣泛應(yīng)用于多高層鋼結(jié)構(gòu)建筑中，影響鋼框架整體抗震性能的主要因素為梁柱節(jié)點(diǎn)的傳力性能。傳統(tǒng)鋼框架節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)需滿足承載力設(shè)計(jì)，通常設(shè)計(jì)成完全剛性節(jié)點(diǎn)，如全焊節(jié)點(diǎn)和栓焊節(jié)點(diǎn)形式，栓焊節(jié)點(diǎn)具有剛度大、承載能力高的優(yōu)點(diǎn)。但是，節(jié)點(diǎn)根部的焊接殘余應(yīng)力和缺陷導(dǎo)致該節(jié)點(diǎn)在大震作用下轉(zhuǎn)動(dòng)能力不足，延性較差，北嶺地震和阪神地震中，很多鋼框架結(jié)構(gòu)倒塌均由節(jié)點(diǎn)處焊縫脆斷引起[1-3]。因此，研究學(xué)者提出了傳統(tǒng)剛性連接節(jié)點(diǎn)的解決思路，如半剛性節(jié)點(diǎn)、翼緣加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)、翼緣削弱型節(jié)點(diǎn)、腹板削弱型節(jié)點(diǎn)、節(jié)點(diǎn)配置耗能裝置等[4-12]。其改進(jìn)思路均為加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)區(qū)域的承載能力，使得節(jié)點(diǎn)的塑性鉸外移，避免在節(jié)點(diǎn)根部出現(xiàn)。改進(jìn)的各類節(jié)點(diǎn)形式在保證有一定的剛度和承載力基礎(chǔ)上，充分發(fā)揮了節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力，保證框架有充足的延展性和耗能性能。

裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑具有構(gòu)件生產(chǎn)工廠化、現(xiàn)場(chǎng)施工機(jī)械化、組織管理科學(xué)化，具有建造速度快、建設(shè)周期短、易于把握建筑質(zhì)量、資源利用率高、節(jié)能環(huán)保等特點(diǎn)[13]。自十三五以來(lái)，國(guó)家大力推行綠色建筑的工程應(yīng)用和研發(fā)，鋼結(jié)構(gòu)因自身具備裝配化建造的天然優(yōu)勢(shì)，得到研究學(xué)者的青睞[14]。針對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)，許多學(xué)者研究了預(yù)制裝配式節(jié)點(diǎn)形式，如模塊化全螺栓連接節(jié)點(diǎn)、可變梁高裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)、帶懸臂梁段的裝配式節(jié)點(diǎn)、端板式梁柱連接節(jié)點(diǎn)等多種形式[15-21]。本研究在裝配化的思路上，提出了一種新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)：框架柱帶懸臂梁段（牛腿），便于鋼梁的拼接安裝，上翼緣通過(guò)L形角鋼加強(qiáng)，形成全螺栓裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)，裝配化過(guò)程見(jiàn)圖1。符合“標(biāo)準(zhǔn)化設(shè)計(jì)、工業(yè)化生產(chǎn)、裝配式建設(shè)”的綠色建筑思路，最大程度實(shí)現(xiàn)工廠內(nèi)量產(chǎn)，縮減現(xiàn)場(chǎng)施工，提高工藝水平。在前期足尺試件的擬靜力試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，本研究通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，對(duì)該新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)提供建議。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)足尺試件設(shè)計(jì)框架梁長(zhǎng)度為1600mm，框架柱長(zhǎng)度2216mm。鋼材均為Q235B，柱截面為HW400×400×13×21，梁截面為HN400×200×8×13。帶懸臂梁段拼接的裝配式新型節(jié)點(diǎn)幾何尺寸及構(gòu)造見(jiàn)圖2～3。試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了4個(gè)帶懸臂梁段拼接的裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)足尺試件，試件XBL-3為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)了L型角鋼短肢長(zhǎng)度216mm和176mm的兩個(gè)試件，分別編號(hào)為XBL-1、XBL-3；設(shè)計(jì)懸臂梁段雙加腋和單加腋兩個(gè)試件，分別編號(hào)為XBL-2、XBL-3。設(shè)計(jì)梁柱強(qiáng)軸連接和梁柱弱軸連接兩個(gè)試件，分別編號(hào)為XBL-3、XBL-4。試件各項(xiàng)參數(shù)見(jiàn)表1。

試驗(yàn)裝置包括帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)、反力裝置、側(cè)向支撐結(jié)構(gòu)、測(cè)試裝置與加載裝置。根據(jù)場(chǎng)地及設(shè)備條件，采用梁端加載方式，即柱橫放梁豎放水平加載的形式進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)加載裝置見(jiàn)圖4。柱頂軸向荷載由安裝在左固定支座上的1000kN液壓千斤頂施加。梁端水平荷載由架設(shè)在反力墻上1000kN的MTS作動(dòng)器施加；柱頂軸向荷載由安裝在固定支座上的液壓千斤頂施加。首先在柱頂施加1000kN的軸向荷載（按軸壓0.2計(jì)算），再在梁端施加水平荷載，水平荷載參考美國(guó)規(guī)范AISC/ANSI341-10，以梁端轉(zhuǎn)角作為控制參數(shù)進(jìn)行加載。當(dāng)層間位移角θ＜0.01rad（θ為0.00375、0.005、0.0075rad）時(shí)，每級(jí)荷載循環(huán)6次；當(dāng)層間位移角θ=0.01rad時(shí)，每級(jí)荷載循環(huán)4次；當(dāng)層間位移角θgt;0.01rad時(shí)，每級(jí)循環(huán)2次，且當(dāng)θ≥0.02rad時(shí)，每級(jí)增量為0.01rad，加載制度如圖5所示。試驗(yàn)現(xiàn)象及具體設(shè)計(jì)尺寸見(jiàn)相關(guān)文獻(xiàn)[22]。

每種鋼板厚度的材性試件取取3個(gè)試件，共12個(gè)試件。材性試件取樣及加工符合《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》（GB 2975—2018）[23]的要求，材性試驗(yàn)按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）[24]的規(guī)定進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)。各試件測(cè)試結(jié)果平均值見(jiàn)表2。各種厚度的鋼板屈強(qiáng)比處于0.57～0.64之間，屈強(qiáng)比小于0.85，鋼材斷后伸長(zhǎng)率處于28%～36%之間，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于20%，滿足規(guī)范要求。

2 有限元模型驗(yàn)證

有限元模型采用C3D8R實(shí)體單元，在有限元模型裝配過(guò)程中，主要分為3個(gè)模塊，帶懸臂梁段的H型鋼柱、框架梁、L型角鋼。在節(jié)點(diǎn)有限元模型中，螺栓桿與孔壁、栓帽與柱翼緣、梁翼緣、梁腹板、懸臂梁段耳板、懸臂梁段橫板都存在接觸。為了更加準(zhǔn)確的模擬各部件之間的接觸關(guān)系，相互接觸部位皆有接觸對(duì)，來(lái)防止互相侵入。在試件連接凡是焊接的部位，均采用綁接約束，忽略鋼材因焊接產(chǎn)生的殘余變形及應(yīng)力集中。材性數(shù)值取實(shí)際材性試驗(yàn)結(jié)果，如表2所列。

有限元模型的邊界條件與試驗(yàn)一致，將沿梁長(zhǎng)度方向設(shè)置為Y方向，柱高度方向設(shè)置為X方向，對(duì)柱子梁端的端板進(jìn)行X方向上的耦合，并在耦合約束點(diǎn)上設(shè)置固定約束，并且在柱子左端耦合點(diǎn)施加軸壓比為0.1的豎向荷載1000kN；對(duì)梁端橫截面采用耦合作用面的方式施加X(jué)軸低周往復(fù)荷載，研究節(jié)點(diǎn)的受力性能。為防止出現(xiàn)面外失穩(wěn)，對(duì)梁施加側(cè)向約束，邊界條件如圖6所示。

網(wǎng)格劃分對(duì)模型的收斂情況有直接的影響。為確保模型分析的運(yùn)算效率及正確性（準(zhǔn)確性），網(wǎng)格皆選用六面體結(jié)構(gòu)去劃分，在節(jié)點(diǎn)域部分適當(dāng)?shù)倪M(jìn)行網(wǎng)格加密處理，剩余部分選用稀疏網(wǎng)格劃分，帶懸臂梁段H型鋼柱、H型鋼梁全尺寸30mm，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)進(jìn)行適當(dāng)加密，取20mm，L型角鋼取15mm，螺栓取5mm，試件網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖7。有限元模型的網(wǎng)格數(shù)和結(jié)點(diǎn)數(shù)量分別在2000和4000左右。

在試驗(yàn)加載過(guò)程中，帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)破壞模式基本一致，故本研究選取典型試件XBL-3的有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，如圖8所示。為了與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行更直觀的對(duì)比分析，將試件有限元分析和試驗(yàn)研究的破壞模式進(jìn)行并列展示。結(jié)果表明：二者分析所得試件的受力破壞模式基本一致，在試驗(yàn)加載過(guò)程中試件受力最大的部位也是有限元分析中試件所受應(yīng)力最大處，且二者試件屈曲部位以及試件變形大小也基本吻合，進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元分析的準(zhǔn)確性和可靠性。

圖9為帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)試件XBL-1～XBL-4試驗(yàn)和有限元滯回曲線對(duì)比。有限元模擬的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線形狀、飽滿程度和試驗(yàn)所得結(jié)果基本保持一致，其滯回曲線與試驗(yàn)研究所得滯回曲線大體相符，呈飽滿的梭形，但是未出現(xiàn)明顯的捏縮跡象。由于有限元分析有效地消除了試驗(yàn)進(jìn)程中滑移的影響，造成其滯回曲線沒(méi)有顯著的捏縮效應(yīng)?？傮w來(lái)說(shuō)，有限元分析方法以及選取的材料參數(shù)和本構(gòu)模型基本上能夠反映試驗(yàn)加載過(guò)程中各個(gè)試件的實(shí)際受力情況，進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元模擬結(jié)果的準(zhǔn)確定和可靠性。

帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱裝配式節(jié)點(diǎn)試件XBL-1～XBL-4試驗(yàn)與有限元骨架曲線對(duì)比如圖10所示。

由圖10可知：有限元計(jì)算與試驗(yàn)所得彎矩-轉(zhuǎn)角骨架曲線基本一致，二者的形狀和走勢(shì)吻合較好，有限元分析過(guò)程中試件的承載力高于試驗(yàn)研究值，表明有限元對(duì)節(jié)點(diǎn)彈塑性階段的受力性能模擬存在誤差，因?yàn)橛邢拊治鲞^(guò)程中忽略了節(jié)點(diǎn)的焊接殘余應(yīng)力、構(gòu)件初始偏心、焊縫初始缺陷等不利因素的影響，使材料位于理想狀態(tài)，因此節(jié)點(diǎn)的受力性能能夠充分發(fā)揮。

而在試驗(yàn)過(guò)程中，試件本身材料及加工過(guò)程會(huì)對(duì)材料造成初始缺陷，因此有限元分析所得滯回曲線更加飽滿。另外，在進(jìn)行有限元分析時(shí)，螺栓的本構(gòu)參數(shù)取值為σy=830MPa，σu=830MPa，E=206MPa，梁柱翼緣、腹板與螺帽之間接觸摩擦系數(shù)取為0.4。在低周往復(fù)荷載作用下，由于螺栓的實(shí)際材性存在偏差，螺栓實(shí)際屈服強(qiáng)度可能偏小，從而產(chǎn)生更大的塑性變形，造成螺栓連接的板件之間出現(xiàn)較大的空隙，使得試驗(yàn)曲線出現(xiàn)較為顯著的捏攏現(xiàn)象。進(jìn)行有限元分析時(shí)選擇合適的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線以及單元類型，可以對(duì)試驗(yàn)進(jìn)行可靠的模擬。

根據(jù)帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)有限元分析所得到的骨架曲線，計(jì)算得各節(jié)點(diǎn)試件抗震性能指標(biāo)見(jiàn)表3。通過(guò)有限元分析所得到的各個(gè)階段的彎矩值和轉(zhuǎn)角值與試驗(yàn)值存在一定的誤差，試件XBL-1在試驗(yàn)加載過(guò)程中，存在面外失穩(wěn)現(xiàn)象，尤其是在峰值點(diǎn)處其轉(zhuǎn)角值誤差較大。試件XBL-3在試驗(yàn)負(fù)向加載過(guò)程中受焊縫斷裂的影響，其承載力有下降趨勢(shì)，造成有限元分析值和試驗(yàn)值有較大的不同。總體來(lái)看，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，說(shuō)明利用ABAQUS能夠模擬出帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)的受力性能。

3 有限元參數(shù)擴(kuò)展分析

介于實(shí)際試驗(yàn)過(guò)程中試驗(yàn)條件的限制，無(wú)法充分考慮各個(gè)因素對(duì)該節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，因此應(yīng)用ABAQUS軟件對(duì)帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行變參數(shù)分析，確定不同參數(shù)關(guān)于該新型節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，從而為帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)提供可行性設(shè)計(jì)建議。節(jié)點(diǎn)主要考慮的參數(shù)有：懸臂梁段加勁肋的數(shù)量、懸臂梁段橫板厚度、懸臂梁段耳板厚度、L型角鋼厚度和梁翼緣螺栓數(shù)量。

3.1 懸臂梁段加勁肋（SRCB）

為分析懸臂梁段加勁肋的數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，基于標(biāo)準(zhǔn)試件（SRCB-1），只改變帶懸臂梁段加勁肋的數(shù)量，即：無(wú)加勁肋、單加勁肋（標(biāo)準(zhǔn)件）、雙加勁肋。SRCB系列試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見(jiàn)圖11。

從圖11可知，懸臂梁段加勁肋的數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能有一定的影響。試件SRCB-0由于缺少懸臂梁段加勁肋，試件整體抗震性能低于試件SRCB-1和SRCB-2，說(shuō)明懸臂梁段加勁肋的有無(wú)對(duì)

節(jié)點(diǎn)的抗震性能有著重要影響。試件SRCB-2雖為帶懸臂梁段雙加勁肋，但是其整體抗震性能與SRCB-1相差不大，懸臂梁段雙加勁肋其位置處于懸臂梁段橫板兩側(cè)，與梁下翼緣進(jìn)行拼接時(shí)，其位置并未與梁腹板處在同一平面存在偏心，故導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)整體的抗震性能較低于試件SRCB-1?？傮w而言，對(duì)于加載初期SRCB系列試件骨架曲線大體一致，表明懸臂梁段數(shù)量對(duì)試件前期剛度以及承載力影響較小。當(dāng)進(jìn)入屈服階段以后，骨架曲線逐漸產(chǎn)生分離，試件SRCB-1抗震性能優(yōu)于其余兩個(gè)試件，其承載力相對(duì)于試件SRCB-0和SRCB-2分別提高10.04%和0.82%。

3.2 懸臂梁段橫板厚度（TCBT）

為分析懸臂梁段橫板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，基于標(biāo)準(zhǔn)試件（TCBT-16），只改變帶懸臂梁段橫板厚度并且分別取橫板厚度為13mm和21mm。鑒于帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)對(duì)梁下翼緣靠近主翼緣的部位被切除，懸臂梁段橫板等同于部分已經(jīng)切除的部位，使得懸臂梁段橫板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力性能產(chǎn)生較大影響。在基本模型的基礎(chǔ)上，分別取橫板厚度為13mm和21mm進(jìn)行有限元分析。TCBT系列試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見(jiàn)圖12。

由圖12可知，改變懸臂梁段橫板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力性能影響較小，不同懸臂梁段橫板作用下的各試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線基本重合，曲線走勢(shì)發(fā)展保持一致。不同橫板厚度節(jié)點(diǎn)試件的承載力相差較小，差值在0.5%以內(nèi)。因此，改變懸臂梁段橫板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的整體受力性能影響微小。

3.3 懸臂梁段耳板厚度（TCBE）

為分析懸臂梁段耳板厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，基于標(biāo)準(zhǔn)試件（TCBE-16），只改變帶懸臂梁段耳板的厚度，分別取耳板厚度為8mm和13mm。TCBE系列試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見(jiàn)圖13。

根據(jù)圖13可得，隨著帶懸臂梁段耳板厚度的增大，TCBE系列試件各承載力雖呈上升趨勢(shì)，但是區(qū)別不是很明顯，各試件極限承載力差值在0.7%以內(nèi)。鑒于試件在懸臂梁段端頭截面處破壞；耳板作為連接柱、梁及加強(qiáng)梁腹板的作用，其距破壞處240mm左右，由此，節(jié)點(diǎn)承載力受懸臂梁段耳板厚度的影響較小。

3.4 L型角鋼厚度（TLC）

旨在探究L型角鋼厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響?；跇?biāo)準(zhǔn)試件（TLC-16-16），只改變L型角鋼的厚度。以試件TLC-13-16為例，其含義為：TLC-13-16代表L型角鋼水平板厚度為13mm，豎板厚度為16mm。

在驗(yàn)證模型的基礎(chǔ)上，分別取不同的L型角鋼厚度進(jìn)行有限元分析。TLC系列試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見(jiàn)圖14。節(jié)點(diǎn)的承載力隨著的L型角鋼厚度的不同而顯著變化。對(duì)比試件TLC-13-16與TLC-16-16，試件TLC-13-16極限承載力比試件TLC-16-16低2.56%，可見(jiàn)提高水平板厚度對(duì)提高試件的承載力有較大意義。分析其原因L型角鋼水平板的作用在于加強(qiáng)梁上翼緣，與之一起受力，因此提高L型角鋼長(zhǎng)肢厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力貢獻(xiàn)較大。對(duì)比試件TLC-16-16與試件TLC-16-21，試件TLC-16-21承載力比試件TLC-16-16高2.79%，可見(jiàn)提高試件的豎板厚度對(duì)其承載力也有著較大影響?？傮w而言，提高L型角鋼厚度對(duì)提高節(jié)點(diǎn)整體的抗震性能有著重要意義。

3.5 梁翼緣螺栓（BBF）

為分析梁上、下翼緣螺栓數(shù)量和節(jié)點(diǎn)抗震性能之間的關(guān)系，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)試件，只改變上、下翼緣螺栓數(shù)量。以試件BBF-4-3為例，其含義為：梁上翼緣與L型角鋼長(zhǎng)肢連接的螺栓數(shù)量為4排（8個(gè)），梁下翼緣與懸臂梁段橫板連接的螺栓數(shù)量為3排（6個(gè)）。

在驗(yàn)證模型的基礎(chǔ)上，分別取不同的上、下翼緣螺栓數(shù)量進(jìn)行有限元分析。表中BBF系列試件彎矩-轉(zhuǎn)角曲線見(jiàn)圖15。

由圖15可知，在保持梁上下翼緣與L型角鋼、懸臂梁段橫板連接長(zhǎng)度不變的情況下，改變梁上、下翼緣螺栓數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力影響較大。與標(biāo)準(zhǔn)試件BBF-4-3相比，試件BBF-3-2其承載力遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于試件BBF-4-3，差值為9.42%，可見(jiàn)同時(shí)減少梁上、下翼緣螺栓的數(shù)量，將顯著降低試件的承載力；與BASE試件BBF-4-3相比，試件BBF-3-3其承載與試件BBF-4-3僅相差0.91%，可見(jiàn)保持梁下翼緣螺栓數(shù)量不變，減少梁上翼緣與L型角鋼長(zhǎng)肢連接螺栓的數(shù)量，對(duì)試件的承載力影響較小。與標(biāo)準(zhǔn)試件BBF-4-3相比，試件BBF-4-2其承載與試件BBF-4-3承載力差值為7.56%，表明保持梁上翼緣螺栓數(shù)量不變，減少梁下翼緣與懸臂梁段橫板連接的螺栓數(shù)量，對(duì)降低試件承載力有著明顯影響?？傮w而言，在保持梁上下翼緣與L型角鋼長(zhǎng)肢、懸臂梁段橫板連接長(zhǎng)度不變的情況下，改變梁上、下翼緣螺栓數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力影響較大。

4 結(jié) 論

使用ABAQUS軟件對(duì)4個(gè)帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元模型驗(yàn)證和參數(shù)擴(kuò)展分析以及對(duì)比有限元分析與試驗(yàn)滯回曲線、骨架曲線，有限元分析（結(jié)果）和試驗(yàn)兩者結(jié)果吻合較好，說(shuō)明利用ABAQUS模擬帶懸臂梁段拼接的裝配式新型梁柱節(jié)點(diǎn)的受力性能具有可行性。通過(guò)對(duì)節(jié)點(diǎn)進(jìn)行有限元參數(shù)拓展分析，以確定各參數(shù)變化對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響，以期為帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)提出可行性設(shè)計(jì)建議。得到如下結(jié)論。

1）懸臂梁段加勁肋的數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能有一定的影響。帶懸臂梁段拼接的裝配式節(jié)點(diǎn)在設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)設(shè)置懸臂梁段的加勁肋，以提高節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

2）節(jié)點(diǎn)的受力性能受懸臂梁段橫板、耳板兩者厚度的影響較小，隨著厚度的增加，節(jié)點(diǎn)承載力雖有增大，但漲幅很小。因此，該新型裝配式梁柱節(jié)點(diǎn)受力性能受懸臂梁段橫板、耳板厚度的影響較小，在合理范圍內(nèi)選擇即可，但是懸臂梁段橫板厚度不宜小于梁翼緣厚度，懸臂梁段耳板厚度不宜小于梁腹板厚度。

3）L型角鋼長(zhǎng)度、短肢厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力影響顯著。因此，提高L型角鋼長(zhǎng)短肢厚度對(duì)提高節(jié)點(diǎn)整體的抗震性能有著重要意義。在設(shè)計(jì)時(shí)，L型角鋼長(zhǎng)、短肢厚度不應(yīng)小于梁翼緣厚度，不宜大于柱翼緣厚度。

4）在保持梁上下翼緣與L型角鋼長(zhǎng)肢、懸臂梁段橫板連接長(zhǎng)度不變的情況下，改變梁上、下翼緣螺栓數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)的承載力影響較大。在帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)時(shí)，梁上翼緣與L型角鋼長(zhǎng)肢連接的螺栓數(shù)量宜大于等于3排（6個(gè)），梁下翼緣與懸臂梁段橫板連接的螺栓數(shù)量宜不少于3排（6個(gè)）。

總體來(lái)說(shuō)，在低周往復(fù)荷載作用下，改變懸臂梁段加勁肋數(shù)量和梁翼緣螺栓數(shù)量對(duì)節(jié)點(diǎn)的抗震性能影響最大，L型角鋼長(zhǎng)短肢厚度影響次之，懸臂梁段橫板和耳板的厚度對(duì)節(jié)點(diǎn)性能的影響最小。

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