楊俊芬，張 濤，彭奕亮

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西 西安 710055；2. 賽鼎工程有限公司, 山西 太原 030032；3. 河南省電力勘測(cè)設(shè)計(jì)院, 河南 鄭州 450007)

隨著我國(guó)輸變電工程的飛速發(fā)展，全鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)架已逐步成為我國(guó)變電站構(gòu)架的主流．其中，人字柱構(gòu)架是變電構(gòu)架常用的結(jié)構(gòu)形式之一．人字柱構(gòu)架由“A”型鋼管柱和三角形桁架梁組成，構(gòu)架梁和構(gòu)架柱采用鉸接，構(gòu)架縱向設(shè)置端撐形成抗側(cè)力體系，這類構(gòu)架的典型結(jié)構(gòu)布置圖見(jiàn)圖 1．構(gòu)架柱通常采用直焊縫鋼管，在構(gòu)架柱中部一般設(shè)置1～2道橫撐，橫撐通常與構(gòu)架柱截面相同，相貫節(jié)點(diǎn)作為圓管結(jié)構(gòu)中最為普遍的節(jié)點(diǎn)形式在人字形變電構(gòu)架結(jié)構(gòu)中廣泛使用．

圖1 人字柱構(gòu)架正立面、側(cè)立面圖Fig.1 Facade and side elevations of herringbone column framework

在鋼管塔結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中，對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度的研究極為重要，其主要表現(xiàn)在以下方面．首先，節(jié)點(diǎn)的剛度和轉(zhuǎn)動(dòng)能力對(duì)穩(wěn)定設(shè)計(jì)中構(gòu)件計(jì)算長(zhǎng)度的確定很重要；其次，節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)結(jié)構(gòu)的自振頻率和動(dòng)力性能都有影響，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)的抗震性能；再次，節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)疲勞驗(yàn)算和結(jié)構(gòu)抗火驗(yàn)算很重要；最后，對(duì)一些需嚴(yán)格控制變形的結(jié)構(gòu)，需要知道節(jié)點(diǎn)剛度后才能控制結(jié)構(gòu)位移[1]．當(dāng)節(jié)點(diǎn)的剛度不能達(dá)到整體結(jié)構(gòu)對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度的要求時(shí)，則要對(duì)節(jié)點(diǎn)采取加強(qiáng)措施．目前國(guó)內(nèi)外的規(guī)范中很少涉及加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)公式．另外由于高強(qiáng)鋼強(qiáng)度高，在相同設(shè)計(jì)荷載下可以減小構(gòu)件截面，從而節(jié)省材料，有較高的經(jīng)濟(jì)效益，所以，對(duì) Q690相貫節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)后受力性能的研究有著很重要的理論和現(xiàn)實(shí)意義．本文采用工程中常用的加強(qiáng)方式[2]對(duì)相貫節(jié)點(diǎn)進(jìn)行加強(qiáng)，無(wú)加強(qiáng)和采用三種加強(qiáng)方式的節(jié)點(diǎn)示意圖見(jiàn)圖 2．此相貫節(jié)點(diǎn)與管桁架結(jié)構(gòu)中的相貫節(jié)點(diǎn)在結(jié)構(gòu)形式和受力形式上都有差異，因此不能直接按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017-2003)[3]中第10. 1. 4 條的規(guī)定將節(jié)點(diǎn)視為鉸接．

圖2 相貫節(jié)點(diǎn)及其加強(qiáng)方案示意圖Fig.2 Diagram of tubular joints and enhanced method

目前國(guó)內(nèi)外關(guān)于圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)的研究較為普遍，陳以一等[4]對(duì)多種型式的圓鋼管相貫節(jié)點(diǎn)的抗彎剛度進(jìn)行了研究，結(jié)果表明在一定的幾何參數(shù)條件下，相貫節(jié)點(diǎn)在直至相連腹桿達(dá)到屈服強(qiáng)度之前，可以作為全剛接節(jié)點(diǎn)對(duì)待．王偉[5]對(duì)2個(gè)X型和2個(gè)KK型節(jié)點(diǎn)的彈性剛度和承載力進(jìn)行了測(cè)試，發(fā)現(xiàn)軸力性質(zhì)，軸力大小及相鄰桿件的受力狀態(tài)對(duì)節(jié)點(diǎn)抗彎剛度具有一定影響，而主管彎矩對(duì)節(jié)點(diǎn)抗彎剛度影響不大．邱志國(guó)，趙金城[6]對(duì)X型相貫節(jié)點(diǎn)的軸向剛度和抗彎剛度進(jìn)行了試驗(yàn)研究．結(jié)果表明，當(dāng)支管與主管直徑相差較多時(shí)，節(jié)點(diǎn)軸向剛度和抗彎剛度均較弱，節(jié)點(diǎn)的半剛性性能對(duì)結(jié)構(gòu)的受力性能尤其是穩(wěn)定性能的影響不容忽視；當(dāng)主管與支管直徑接近時(shí)，節(jié)點(diǎn)的軸向剛度和抗彎剛度均較大，基本能滿足節(jié)點(diǎn)剛度的要求．

但上述研究主要針對(duì)普通強(qiáng)度等級(jí)的鋼材制作的相貫節(jié)點(diǎn)，且鋼管直徑相對(duì)較?。畬?duì)于高強(qiáng)鋼，大直徑相貫節(jié)點(diǎn)的剛度研究還未見(jiàn)報(bào)道．本文對(duì)采用 Q690高強(qiáng)鋼制作的無(wú)加強(qiáng)和采用三種加強(qiáng)方式的相貫節(jié)點(diǎn)的抗彎剛度進(jìn)行試驗(yàn)研究，考察三種加強(qiáng)方式及各參數(shù)對(duì)節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的影響，為此類節(jié)點(diǎn)的工程應(yīng)用提供參考．

1 相貫節(jié)點(diǎn)的變形機(jī)理及剛度測(cè)定

1.1 相貫節(jié)點(diǎn)的變形機(jī)理

以人字柱與橫撐相貫節(jié)點(diǎn)為例說(shuō)明節(jié)點(diǎn)的變形機(jī)理，當(dāng)支管端部受豎向力時(shí)，支管與主管均發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)變形，如圖3所示，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角即為主支管的轉(zhuǎn)角差值，需要扣除支管彈性變形及支管的剪切變形對(duì)于節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的影響．已有的研究[7]指出與轉(zhuǎn)動(dòng)變形相比，剪切變形很小，所以一般只需考慮連接的轉(zhuǎn)動(dòng)變形，主要為節(jié)點(diǎn)域主管的凹陷變形所引起的節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)變形．本文忽略剪切變形對(duì)節(jié)點(diǎn)局部變形的影響．

圖3 相貫節(jié)點(diǎn)的變形示意圖Fig.3 Deformation schematic diagram of tubular joints

李玉成等[8]通過(guò)梁的撓曲方程計(jì)算梁的撓度，以此扣除梁變形對(duì)測(cè)量節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角的影響．雖然該方法可得到符合力學(xué)假定的梁軸線在彎矩作用下的轉(zhuǎn)角，但是由撓曲方程計(jì)算的值是在完全彈性前提下，當(dāng)梁進(jìn)入塑性階段以后就不能用該方法計(jì)算節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角值．

節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度可以定義為節(jié)點(diǎn)發(fā)生單位轉(zhuǎn)角時(shí)所需要的彎矩大小，如式1所示，彎矩取力F與加載點(diǎn)到主支管相貫邊緣的力臂的乘積．

式中：Kω表示節(jié)點(diǎn)的抗彎剛度(平面內(nèi))；MW表示節(jié)點(diǎn)所受的彎矩；φW為節(jié)點(diǎn)主支管的相對(duì)轉(zhuǎn)角．

1.2 相貫節(jié)點(diǎn)的剛度定義

歐洲規(guī)范[9]規(guī)定，節(jié)點(diǎn)的初始彈性剛度 Sj不小于下列規(guī)定值時(shí)，節(jié)點(diǎn)為剛性節(jié)點(diǎn)：無(wú)支撐結(jié)構(gòu)為，有支撐結(jié)構(gòu)為，其中 E Ib為梁剛度， Lb為梁長(zhǎng)度，EIbLb為梁的線剛度系數(shù)；當(dāng)節(jié)點(diǎn)初始剛度時(shí)，節(jié)點(diǎn)為鉸接節(jié)點(diǎn)；在剛接和鉸接之間的部分屬于半剛性節(jié)點(diǎn)．節(jié)點(diǎn)初始剛度為彎矩—轉(zhuǎn)角曲線原點(diǎn)處切線的斜率．圖4給出了節(jié)點(diǎn)初始剛度的計(jì)算方法．

圖4 初始剛度的計(jì)算方法Fig.4 Calculation method of the initial stiffness

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

以某電力勘測(cè)設(shè)計(jì)院設(shè)計(jì)的人字柱構(gòu)架為依據(jù)，設(shè)計(jì)試件如下：主管與橫撐截面規(guī)格均為Φ300×8，主管長(zhǎng)度為3 000 mm，橫撐長(zhǎng)度為900 mm，主管與橫撐之間均采用相貫節(jié)點(diǎn)連接，材質(zhì)均為Q690C．八個(gè)試件加強(qiáng)板/環(huán)的規(guī)格見(jiàn)表1．

表1 相貫節(jié)點(diǎn)試件規(guī)格表Tab.1 Specimens for tubular joints

2.2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置布置見(jiàn)圖 5．試件柱腳與鋼底座剛性連接，底座截面尺寸為 H600×890(800)×22×28，鋼材強(qiáng)度等級(jí)Q345B，底座通過(guò)放置于其上表面壓梁兩端的錨栓固定于試驗(yàn)臺(tái)面．主管豎向荷載通過(guò)放置在兩邊加載橫梁上的兩個(gè)液壓千斤頂（千斤頂1）對(duì)稱作用于加載橫梁上．兩個(gè)千斤頂?shù)牧砍叹鶠?00 t，并聯(lián)于同一套穩(wěn)壓裝置的油路，以保證兩個(gè)千斤頂上作用的荷載大小相同．支管豎向荷載由一個(gè)固定在臺(tái)座上的液壓千斤頂（千斤頂 2，附帶力傳感器）．施加豎向荷載通過(guò)放置在兩邊加載橫梁上的液壓千斤頂對(duì)稱作用于加載頭上．兩個(gè)千斤頂?shù)牧砍叹鶠?00 t，并聯(lián)于同一套穩(wěn)壓裝置的油路，以保證兩個(gè)千斤頂上作用的荷載大小相同．試驗(yàn)裝置布置見(jiàn)圖5．

2.3 加載方案

首先進(jìn)行千斤頂施加豎向軸力的預(yù)加載，逐步施加主管軸力至694 kN，檢查測(cè)量主管軸向應(yīng)變的應(yīng)變片讀數(shù)是否基本一致，以考察加載是否偏心；檢查各部分的連接情況(位移計(jì)，百分表的支座等)；檢查各儀器設(shè)備的工作狀況(位移計(jì)，百分表是否正常讀數(shù)等)；檢查螺栓是否有松動(dòng)；緊固頂著地梁的支座，減小地梁的水平位移．

正式加載時(shí)，單獨(dú)施加主管軸力到 N=2 024 kN(軸壓比0.4)，停歇10 min，保持豎向荷載不變，逐步施加支管端部的集中荷載，直至試件破壞，利用傳感器來(lái)測(cè)量支管端部集中荷載的大小．

2.4 測(cè)試方案

測(cè)量方案中，最重要的即為主支管相對(duì)轉(zhuǎn)角值的測(cè)量．位移計(jì)布置見(jiàn)圖6．

試驗(yàn)中采用位移計(jì)記錄試件的水平和豎向位移，其中WYJ-1、WYJ-2、WYJ-5記錄主管平面內(nèi)側(cè)移量；WYJ-3記錄支管豎向位移量；WYJ-4記錄支管平面外側(cè)移量；WYJ-6記錄主管平面外側(cè)移量；WYJ-7、WYJ-8記錄相貫處主支管相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)的位移量．其中：WYJ-1表示1號(hào)位移計(jì)，依此類推．以WYJ-7、WYJ-8的測(cè)量結(jié)果計(jì)算主支管的相對(duì)轉(zhuǎn)角值，其幾何原理見(jiàn)圖7．對(duì)于WYJ-7，安裝位移計(jì)時(shí)保證AC長(zhǎng)度為260 mm，CAB∠為45°，BCA∠為主支管的夾角，在加載過(guò)程中AC和CAB∠均保持不變，主支管的變形引起B(yǎng)向B′移動(dòng)．因此，通過(guò)計(jì)算 BCB′

圖5 試驗(yàn)裝置布置圖Fig.5 Test device layout

圖6 位移計(jì)布置圖Fig.6 Displacement meter layout

∠ 可得主支管夾角的變化．試驗(yàn)中可直接讀出BB′的值，計(jì)算詳式如下．

圖7 轉(zhuǎn)角測(cè)量原理圖Fig.7 Measure principle diagram of rotation

對(duì)于WYJ-8，安裝位移計(jì)時(shí)保證BC長(zhǎng)度為220 mm，CAD∠為39°，BCA∠為主支管的夾角，在加載過(guò)程中BC和CAD∠均保持不變，主支管的變形引起B(yǎng)向B′移動(dòng)．因此，通過(guò)計(jì)算 BCB′∠ 可得主支管夾角的變化．試驗(yàn)中可直接讀出BB′的值，計(jì)算詳式如下．

3 試驗(yàn)結(jié)果及節(jié)點(diǎn)初始節(jié)點(diǎn)剛度

3.1 轉(zhuǎn)角測(cè)試方法對(duì)比

為進(jìn)一步驗(yàn)證上述通過(guò)WYJ-7、WYJ-8的測(cè)量結(jié)果計(jì)算主支管的相對(duì)轉(zhuǎn)角值的準(zhǔn)確性，對(duì)SJ-1同時(shí)還采用攝影測(cè)量的方法進(jìn)行主支管相對(duì)轉(zhuǎn)角值的測(cè)試．?dāng)z影測(cè)量[10]是利用光學(xué)攝影機(jī)獲取的像片，經(jīng)過(guò)處理以獲取被攝物體的形狀、大小、位置、特性及其相互關(guān)系的一門(mén)學(xué)科．

經(jīng) SJ-1試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)攝影測(cè)量與上述位移計(jì)測(cè)量結(jié)果差異很小，在5%到8%之間．結(jié)合本試驗(yàn)的實(shí)際情況，最終采用傳統(tǒng)的位移計(jì)測(cè)量節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角．兩種方法測(cè)量的加載過(guò)程中，主支管之間的夾角大小結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表2．

表2 攝影測(cè)量與位移計(jì)測(cè)量結(jié)果對(duì)比Tab.2 Contrast between the results of phototopography and displacement meter

3.2 節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角測(cè)試結(jié)果的對(duì)比

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)作出 8個(gè)試件的彎矩-轉(zhuǎn)角曲線（即M-θ曲線）圖，見(jiàn)圖8．

圖8 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線圖Fig.8 Moment- rotation M-θ curve

依據(jù) M-θ曲線計(jì)算加載初始階段的曲線斜率，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3．

表3 節(jié)點(diǎn)初始剛度及剛性判斷Tab.3 Initial stiffness of the joints and its judgment

4 節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)比

4.1 相同加強(qiáng)型式相貫節(jié)點(diǎn)剛度比較

(1) 瓦形板加強(qiáng)型(SJ-3和SJ-4)

SJ-3、SJ-4相比較，SJ-4瓦形板的長(zhǎng)度較SJ-3的大，其它參數(shù)相同．由圖9可看出，在初始階段兩者的剛度值相當(dāng)，隨后，SJ-4的剛度值較SJ-3有明顯的下降；SJ-4的極限轉(zhuǎn)角為0.22 rad左右，SJ-3的極限轉(zhuǎn)角為0.14 rad左右．

圖9 瓦形板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)M-θ曲線對(duì)比Fig.9 M-θ curve contrast between the joints enhanced by tile shaped plate

(2) 內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型(SJ-5和SJ-6)

SJ-5、SJ-6相比較，SJ-6內(nèi)隔環(huán)的寬度較SJ-5的大，其它參數(shù)相同．由圖 10可看出，在初始階段兩者的剛度值相當(dāng)，隨后，SJ-5的剛度值下降較大，兩曲線均近似水平，剛度相當(dāng)；SJ-6的極限轉(zhuǎn)角為0.27 rad左右，SJ-5的極限轉(zhuǎn)角為0.26 rad左右．

圖10 內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)M-θ曲線對(duì)比Fig.10 M-θ curve contrast between the joints enhanced by inner annular plate

(3) 內(nèi)套筒加強(qiáng)型(SJ-7和SJ-8)

SJ-7、SJ-8相比較，SJ-8內(nèi)套筒的長(zhǎng)度較SJ-7的大，其它參數(shù)相同．由圖11可看出SJ-7與SJ-8在整個(gè)加載歷程中的M-θ關(guān)系曲線比較接近；SJ-8的極限轉(zhuǎn)角為0.10 rad左右，SJ-7的極限轉(zhuǎn)角為0.08 rad左右．

圖11 內(nèi)套筒加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)M-θ曲線對(duì)比Fig.11 M-θ curve contrast between the joints enhanced by inner sleeve

4.2 不同加強(qiáng)型式之間剛度比較

(1) 瓦形板加強(qiáng)型與內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型(SJ-3、SJ-4和SJ-5、SJ-6)

SJ-3、SJ-4與SJ-5、SJ-6相比較，由圖12可看出SJ-5與SJ-6在整個(gè)加載歷程中的M-θ關(guān)系曲線在SJ-3、SJ-4曲線的左上方，也即相對(duì)于瓦形板型加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載歷程中的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度值均較大．從對(duì)比可以得出，相對(duì)于瓦形板加強(qiáng)型式，內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型式會(huì)提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度，使得節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載歷程中的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度得以提高．

圖12 瓦形板加強(qiáng)型與內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型M-θ曲線對(duì)比Fig.12 M-θ curve contrast between the joints enhanced by tile shaped plate and inner annular plate

(2) 瓦形板加強(qiáng)型與內(nèi)套筒加強(qiáng)型(SJ-3、SJ-4和SJ-7、SJ-8)

SJ-3、SJ-4與SJ-7、SJ-8相比較，由圖13可看出SJ-7與SJ-8在整個(gè)加載歷程中的M-θ關(guān)系曲線在SJ-3、SJ-4曲線的左上方，也即相對(duì)于瓦形板型加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，內(nèi)套筒加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載歷程中的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度值均較大．可以得出以下結(jié)論，相對(duì)于瓦形板加強(qiáng)型式，內(nèi)套筒加強(qiáng)型式會(huì)提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度，使得節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載歷程中的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度得以提高．

圖13 瓦形板加強(qiáng)型與內(nèi)套筒加強(qiáng)型M-θ曲線對(duì)比Fig.13 M-θ curve contrast between the joints enhanced by tile shaped plate and inner sleeve

(3) 內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型與內(nèi)套管加強(qiáng)型(SJ-5、SJ-6和SJ-7、SJ-8)

SJ-5、SJ-6與SJ-7、SJ-8相比較，由圖14可看出SJ-5與SJ-6在整個(gè)加載歷程中的M-θ關(guān)系曲線在SJ-7、SJ-8曲線的左上方，說(shuō)明相對(duì)于內(nèi)套筒型加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載歷程中的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度值均較大．從對(duì)比可以得出，相對(duì)于內(nèi)套筒加強(qiáng)型式，內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型式會(huì)提高節(jié)點(diǎn)的初始剛度，使得節(jié)點(diǎn)在整個(gè)加載歷程中的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度得以提高．

圖14 內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型與內(nèi)套筒加強(qiáng)型M-θ曲線對(duì)比Fig.14 M-θ curve contrast between the joints enhanced by inner annular plate and inner sleeve

4.3 不同加強(qiáng)方式對(duì)節(jié)點(diǎn)的作用機(jī)理

當(dāng)節(jié)點(diǎn)受彎矩作用時(shí)，傳至節(jié)點(diǎn)域主管管壁處的受力可以簡(jiǎn)化為圖15(a)所示，由材料力學(xué)的知識(shí)可知，支管端部的豎向荷載傳遞到相貫面的彎矩可以用一組力偶來(lái)表示，這組力偶中的最大值應(yīng)為圖中所示上下鞍點(diǎn)處，在相貫面的上下鞍點(diǎn)處形成軸向拉壓力N，由前文所述剪切力對(duì)節(jié)點(diǎn)剛度的影響較小，考慮到分析的可行性，此處暫不考慮剪切力對(duì)剛度的作用機(jī)理．

圖15 節(jié)點(diǎn)域受力簡(jiǎn)化示意圖Fig.15 Simplified schematic diagram of panel zone under loading

上下鞍點(diǎn)處主管截面分別受壓力和拉力，其變形如圖 15(b)所示，可以看出 N力使得主管管壁發(fā)生凹陷或者凸起變形，而節(jié)點(diǎn)域的變形主要取決于相貫面周?chē)鞴芄鼙诘膹澢鷦偠?，殼在單位寬度的彎曲剛度為?/p>

其中：sD為單位寬度殼的彎曲剛度；st為殼體的厚度；ν為泊松比；E為彈性模量．

圖16 相貫線處受力示意圖Fig.16 Schematic diagram of intersection line area under loading

對(duì)于瓦形板和內(nèi)套筒加強(qiáng)型，其受力機(jī)理基本一致，相當(dāng)于對(duì)主管管壁進(jìn)行了局部加厚處理，直接提高了單位寬度殼的抗彎剛度．而瓦形板、內(nèi)套筒的長(zhǎng)度和弧度，只是改變主管管壁在變形時(shí)候的約束效應(yīng)，當(dāng)把瓦形板弧度增加到整圈時(shí)就和內(nèi)套筒一樣了，試驗(yàn)分析的結(jié)果也表明在同樣厚度及長(zhǎng)度情況下，內(nèi)套筒加強(qiáng)型的剛度要高于瓦形板加強(qiáng)型的，這是因?yàn)?，?nèi)套筒的“套箍作用”要強(qiáng)于瓦形板，能夠更好的約束主管管壁的變形．

對(duì)于內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)，相當(dāng)于在主管管壁內(nèi)側(cè)設(shè)置了兩道加勁肋，參考前述分析，支管端部集中力在相貫線處形成了大小不等的拉壓力，如圖16所示，上下鞍點(diǎn)A、B處的N力最大，越靠近A、B兩點(diǎn)，剛度增強(qiáng)的效果越明顯，已有的研究成果也支持這一假說(shuō)[11]．同樣，內(nèi)隔環(huán)板作為加勁肋，其板寬越大越不易屈曲，對(duì)主管管壁的支撐作用越明顯．

5 結(jié)論

通過(guò)對(duì)本文的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，可以得出以下結(jié)論：

(1) 與其它兩種加強(qiáng)方式比較，內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的剛度和延性性能最好，但考慮到內(nèi)隔環(huán)加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的加工制作相對(duì)復(fù)雜，因此實(shí)際工程中不推薦采用．

(2) 對(duì)于瓦形板和內(nèi)套筒加強(qiáng)型相貫節(jié)點(diǎn)，增加瓦形板或內(nèi)套筒的厚度是提高節(jié)點(diǎn)抗彎剛度的有效辦法．兩者比較，內(nèi)套筒加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)的延性較差，其破壞屬于脆性破壞，而瓦型板加強(qiáng)型節(jié)點(diǎn)加工制作相對(duì)簡(jiǎn)單，故實(shí)際工程中推薦瓦形板型加強(qiáng)方式．

(3) Q690高強(qiáng)鋼人字柱與橫撐加強(qiáng)型相貫節(jié)點(diǎn)均應(yīng)按照半剛性節(jié)點(diǎn)進(jìn)行設(shè)計(jì)．

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