，，，

(1.浙江工業(yè)大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310014；2.浙江省工程結構與防災減災技術研究重點實驗室，浙江 杭州 310014；3.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；4.浙江工業(yè)大學 國際學院，浙江 杭州 310014)

厚度比對圓鋼管-橫向板相貫節(jié)點靜力性能的影響

趙必大1，2，劉成清3，陳安華4，余叢迪4

(1.浙江工業(yè)大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310014；2.浙江省工程結構與防災減災技術研究重點實驗室，浙江 杭州 310014；3.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；4.浙江工業(yè)大學 國際學院，浙江 杭州 310014)

為了分析橫向板厚度與圓鋼管管壁厚度之比(簡稱厚度比)對圓鋼管-橫向板相貫節(jié)點受力性能的影響，建立了T形、十字形圓鋼管-橫向板相貫節(jié)點的有限元模型，闡述了有限元建模特點，確定了節(jié)點局部變形和剛度的獲取方法，經對比，確定0.08塑性應變準則為節(jié)點承載力的判定方法.根據(jù)大量有限元計算結果分析了厚度比對T形、十字形節(jié)點承載力和節(jié)點軸向初始剛度的影響.研究結果表明：節(jié)點軸向承載力和初始剛度隨著厚度比的增加而增大,但增幅降低，厚度比大于0.8時影響較小，可忽略不計，厚比為0.4～0.8時，其對節(jié)點承載力和剛度有一定的影響.

圓鋼管-橫向板相貫節(jié)點；厚度比；節(jié)點軸向承載力與初始剛度；承載力判定準則；有限元分析

鋼管截面構件對比開口截面構件具有優(yōu)異的雙向抗彎和抗扭性能優(yōu)勢，在大跨結構、高層結構中得到廣泛應用[1-3].圓鋼管-板連接還可避免鋼管相貫節(jié)點因加工工藝復雜帶來的問題，如鋼管搭接連接時隱蔽焊縫的施工質量難以保障從而影響受力性能等.此外，板不僅可連接鋼管或工字鋼等構件，還可連接柔性索形成剛柔混合結構體系，充分發(fā)揮兩者的優(yōu)點，如鋼管拱+橫向板+索+橋面組成的橋梁結構等.鋼管-板相貫節(jié)點按照節(jié)點板和鋼管的相對位置主要分為鋼管-縱向板節(jié)點、鋼管-橫向板節(jié)點[4].迄今為止，關于鋼管-板節(jié)點的研究大多為鋼管-縱向板節(jié)點[5-8]，有關鋼管-橫向板節(jié)點的研究則相對較少[9-10].承載力和剛度是節(jié)點靜力性能的兩大關鍵指標，相關規(guī)范[4,11]缺乏關于鋼管-橫向板節(jié)點剛度的研究成果，其承載力計算公式也沒考慮節(jié)點板厚度與主管壁厚之比(板-管厚度比，簡稱厚度比)的影響，而工程實際中的節(jié)點板在設計時需要考慮板上連接桿件的數(shù)量及其傳來的力、施工便利等多個因素，弦桿(主管)上不同位置的節(jié)點板的厚度不盡相同，故需要考慮厚度比的影響.

筆者以T形、十字形(橫板面外法線與主管軸線平行的X形特例)這兩類工程中最常見的圓鋼管-橫向板節(jié)點為研究對象，闡述了節(jié)點有限元模型的特點、橫向板軸力作用下的節(jié)點的軸向承載力以及剛度的獲取方法，再通過有限元計算所得數(shù)據(jù)分析厚度比對節(jié)點軸向承載力、軸向初始剛度的影響.

1 節(jié)點有限元模型的建立及數(shù)據(jù)獲取

有限元法已經廣泛應用于鋼管節(jié)點的承載力、應力場和剛度分析[9-10]，其具有良好的精度，是一種實用的方法[12].筆者采用有限元法進行研究，為了節(jié)省計算量而采用半結構模型，在對稱面處施加對稱約束，主管材料采用雙線型強化模型，彈性模量E=206 GPa，屈服強度fy=345 MPa，強化階段切線模量Et=E/100，采用Coupling(耦合約束)將橫向板端部截面的運動和其形心點(控制點)的運動約束在一起，再在控制點上施加位移荷載，模擬千斤頂?shù)募辛ψ饔?，橫向板假定為彈性(彈性模量同主管)且在板端控制點施加側向約束以防止加載過程中提前出現(xiàn)板側向屈曲，若無特別說明，主管兩端為固定支座約束.十字形節(jié)點構造及加載簡圖如圖1(刪除一側橫向板及相應的約束后即為T形節(jié)點)所示.圖1中的N即為在控制點上施加的荷載(方向為沿著兩側橫向板的軸線同時拉或壓)，為了確保獲得足夠大的節(jié)點局部變形(用于后續(xù)變形準則確定節(jié)點承載力)，十字形、T形節(jié)點位移荷載的最大值分別為0.04D，0.06D，D為主管直徑，位移加載初始值為最大值的千分之五.鋼管相貫節(jié)點通常采用實體或板殼單元進行分析，殼單元具有計算耗時少等優(yōu)點，但對比實體單元，殼單元忽略了一些應力與應變分量(如沿鋼管壁厚方向的剪應力)，在局部應力及應變研究方面，不如實體單元精準.筆者采用ABAQUS的六面體線性縮減積分單元C3D8R.對比線性完全積分單元，線性縮減積分單元可避開剪切自鎖問題，通過足夠細的網格劃分能有效控制沙漏問題，獲得足夠精度.對于受彎曲的主管管壁，其厚度方向宜分為四層[13]，同時在節(jié)點域內(中間2D范圍內主管)的六面體單元的最長邊和最短邊之比限制在2以內，對于受軸力作用的橫向板，為減少單元數(shù)量而沿厚度方向分為兩層，節(jié)點域的單元網格劃分結果如圖1所示.

圖1 十字形圓鋼管-橫向板相貫節(jié)點構造及加載簡圖、有限元模型圖Fig.1 Structure diagram, loading conditions and finite element model figure of cross shaped-type transverse plate-to-CHS joint

剛度、承載力等節(jié)點性能的分析，往往跟節(jié)點的荷載—局部變形全程曲線有關.后處理時直接讀取板加載點(控制點)的反力即可獲得節(jié)點荷載(沿橫向板軸線方向的力).關于節(jié)點局部變形(節(jié)點在橫向板軸壓力或拉力作用下在板與管的連接處發(fā)生主管管壁的凹陷或鼓凸的變形，這種變形亦引起板加載端的位移[14])的獲取，通常有直接法和間接法兩種[14-16]，筆者采用間接法，即通過加載端的總變形δt扣除板(支桿)自身的軸向變形δbn后得到節(jié)點局部變形δ，對于T形節(jié)點還需扣除主管跨中沿板軸線方向的彎曲變形δcm.對于δbn，板為彈性體，故用彈性桿系理論即可算出.對于T形節(jié)點的δcm，當主管處于彈性受力時，可通過彈性桿系理論算出，也可通過建立相應的桿系有限元模型后在支桿(橫向板)端部施加相應的軸力后算得，亦可在節(jié)點實體單元模型中直接讀取圖1中的B點沿著橫向板軸線方向位移，經對比表明三種方法所得的值很接近.當主管進入塑性后無法再用彈性桿系理論來計算，此時δcm可采用后兩種辦法獲得，經幾個節(jié)點模型的計算對比發(fā)現(xiàn)，在塑性程度較低時兩方法所得結果較接近，塑性化程度相對較高時，兩者有一定的差距；桿系有限元法不僅需建立相應的桿系有限元模型，且需多次施加軸力以獲得各級荷載(橫向板軸力)作用下主管作為桿件的彎曲變形(筆者實體單元模型的總加載步數(shù)約30，節(jié)點域進入屈服后的加載步數(shù)約24)，顯得繁瑣，直接在實體單元模型中讀取B點(圖1a)位移的方法，明顯簡單實用，故采用直接讀取B點位移的辦法獲得δcm，在彈性階段用彈性桿系結構理論計算值進行校驗.

節(jié)點是從整體結構中截取出來的，因此，合適的邊界條件和主管長度成為節(jié)點有限元模型所得結果是否合理的因素之一.承受自平衡的板軸向荷載作用的十字形節(jié)點，邊界條件及鋼管長度的影響通常較??；板軸向荷載不能自平衡的T形節(jié)點，會在弦桿(主管)上產生附加彎矩，節(jié)點的破壞往往是橫向板軸力和主管彎矩共同作用的結果，附加彎矩的大小及其影響程度跟弦桿的長度和邊界條件有關.圖2給出了主管長度LD及其邊界條件對T形節(jié)點軸壓力—局部變形曲線的影響，圖2中6D～12D表示主管長度為6～12倍主管直徑，固支、鉸支分別表示為主管兩端邊界條件為完全固定約束、僅約束平動而不約束轉動的鉸支座，節(jié)點其余幾何參數(shù)為D=300 mm，βp=0.75，γ=10，τp=0.8，ld=3b，參數(shù)意義見圖1.

圖2 主管長度及兩端約束條件對T形節(jié)點的影響Fig.2 Effects of buondary conditions and length of chord on axis force-local deformation behavior of T-type joint

由圖2可知：當6D≤LD≤10D時，局部變形值(橫坐標)相同時的節(jié)點軸力(縱坐標)隨著LD的增加而降低，局部變形達到正常使用狀態(tài)值1%D[17]后較明顯，這是因為主管長度增加使得弦桿附加彎矩增加、且邊界約束對節(jié)點域的影響降低.但LD為10D，12D的曲線幾乎重合，說明主管長度增加到一定程度后，其對節(jié)點的影響可忽略不計.由圖2亦可知：主管兩端固定支座時的節(jié)點承載力較鉸支座略有增加，但LD≥8D時主管兩端邊界條件對節(jié)點靜力性能的影響可忽略不計.LD取6D，8D，10D，12D主管兩端為固定(鉸支)時，節(jié)點軸向初始剛度值(取第1加載步結束時軸力和局部變形之比[16])分別為369.9(348.6)，346.4(339.3)，337.7(337.4)，337.5(337.1) kN/mm，相對誤差最大值約9.7%，LD≥8D后誤差在3%以內，可見主管長度LD及兩端邊界條件對節(jié)點初始軸向剛度的影響較小.為了獲得足夠精度并盡可能減少單元數(shù)量，最終節(jié)點模型取LD=10D，主管兩端固定約束.此外，經過對比，橫向板長度ld在3b～5b變化時，節(jié)點的軸力—局部變形曲線幾乎重合，因此節(jié)點有限元模型中l(wèi)d=3b.

利用文獻[18]中的十字形橫向板節(jié)點試件GXC690(節(jié)點破壞模式)的試驗結果來檢驗筆者有限元模型的準確性，如圖3所示.圖3中有限元模型的幾何尺寸同試件GXC690，鋼管與橫向板的材料采用采用雙折線模型，屈服強度fy及彈性模量E采用材性試驗結果，塑性強化模量Et=E/100，有限元單元類型、網格劃分和邊界條件同前面.圖3中橫坐標為加載端的總位移，試驗所得值是包含了分配梁的彎曲變形，故有限元的橫坐標值為板兩端的相對位移再加上根據(jù)彈性桿系理論計算所得分配梁的彎曲變形.由圖3可知：有限元和試驗的曲線總體上吻合較好，用間接法[16]獲得試驗、有限元的節(jié)點初始剛度值分別為153.1，162.2 kN/mm，兩者相對誤差小于6%；試驗、有限元的承載力分別為57.6，54.5 kN，兩者差異約5.2%.有限元模型較好地反映試驗結果，可用于后續(xù)分析.

圖3 GXC690試驗和有限元的荷載—位移曲線對比Fig.3 The comparison of load-displacement curves between FEA result and Experimental result from GXC690

2 厚度比τp對節(jié)點承載力的影響

國內相關規(guī)范(《鋼管結構技術規(guī)程》[4])中關于鋼管與節(jié)點板連接節(jié)點承載力的計算公式是在借鑒、比較分析國外相關規(guī)范和資料[11,19]的基礎上，根據(jù)一些節(jié)點試驗數(shù)據(jù)的回歸分析歸納得出，這些公式[4,11,19]都沒反映厚度比τp對節(jié)點承載力的影響.對T形、十字形節(jié)點進行τp(0.4～1.2)的單參數(shù)有限元分析，得到軸力—局部變形曲線分別如圖4，5所示，圖4，5中縱坐標的正、負分別表示軸拉、壓力，節(jié)點其余幾何參數(shù)為β2=0.75，γ=15，D=300 mm.由圖4，5可看出：參數(shù)τp對節(jié)點的軸力—局部變形全程曲線有一定影響，且節(jié)點受拉時受τp的影響比受壓時的大.

圖4 τp對T形節(jié)點軸力—局部變形曲線的影響Fig.4 Effect of τp on axis force-local deformation behavior of T-type transverse plate-to-CHS joints

圖5 τp對十字形節(jié)點軸力—局部變形曲線的影響Fig.5 Effect of τp on axis force-local deformation behavior of cross shaped-type transverse plate-to-CHS joints

分析τp對節(jié)點承載力影響時，首先要確定節(jié)點承載力的判定標準，鋼管相貫節(jié)點承載力的常用判定標準通常有變形準則(局部變形達到0.03D時的荷載作為節(jié)點承載力[20])、應變準則(相貫線附近主管管壁的塑性應變達到0.08的荷載作為節(jié)點承載力[15,21])兩種，借鑒用于圓鋼管-橫向板節(jié)點的承載力評判.對T形、十字形節(jié)點，均建立τp=0.8的一組共8個模型(其它幾何參數(shù)為D=300 mm；βp=0.45，0.6，0.75，0.9；γ=7，22)，每個模型均受拉、壓兩種荷載，獲取節(jié)點分別在主管管壁等效塑性應變PEMAG[13]達到0.08，局部變形達到0.03D時的承載力NFEA1，NFEA2，將其與《鋼管結構技術規(guī)程》[4]的相應計算值NFOR(強度設計值f改為有限元模型中的屈服強度fy)進行對比，結果見圖6.圖6中相對差異1(2)=[NFEA1(NFEA2)/NFOR-1]×100%，T壓(拉)、十壓(拉)分別表示承受橫向板軸壓(拉)力作用的T形、十字形節(jié)點，圖例中“T壓1”表示T形節(jié)點受壓相對差異1，其余圖例的示意類推.由圖6可知：差異1大部分在20%以內，總體上明顯小于差異2，應變準則所得承載力與規(guī)范公式計算值相對更接近，采用應變準則作為節(jié)點承載力以用于定性分析τp對節(jié)點承載力影響，比變形準則更合適.

圖6 兩種準則所得節(jié)點承載力有限元值與規(guī)范公式對比Fig.6 Ultimate capacity comparison between the calculation results of the code and the results from FEA by deformation criterion and strain criterion

在已有8個節(jié)點模型的基礎上保持τp=0.8，D=300 mm，βp=0.45～0.9不變，增加γ=15，30兩種情況，形成一組關于τp=0.8的16個節(jié)點模型；再在第一組基礎上保持其他幾何參數(shù)不變而增加τp=0.4，1.2兩組，形成無論是T形還是十字形節(jié)點，均有三組48個節(jié)點有限元模型，每個節(jié)點模型均承受橫向板的軸壓、軸拉兩種荷載，較全面地分析參數(shù)τp對節(jié)點承載力的影響，結果見圖7.圖7中T壓(拉)、十壓(拉)表示意義同圖6，“對比1，2”分別為τp=0.4，1.2的節(jié)點承載力與相應τp=0.8的節(jié)點承載力的相對差異.由圖7可知：除極個別數(shù)據(jù)外，總體呈“對比1”<0，“對比2”>0，絕大部分“對比1”的絕對值大于“對比2”，說明鋼管-橫向板節(jié)點軸向承載力隨著τp的增加而增加、但增幅降低，τp從0.8增加到1.2，絕大部T形、十字形節(jié)點承載力的增加低于10%(其中相當部分低于5%)，τp從0.8下降到0.4，大部分節(jié)點承載力降低8%～15%.工程設計時，為了考慮τp對節(jié)點承載力的影響，可簡單修正如下，當τp≤0.4(τp<0.2在工程中較少)時在規(guī)范計算值的基礎上乘以0.85的折減系數(shù)，以增加安全性，τp≥0.8時采用規(guī)范計算值，而0.4≤τp≤0.8時則采用關于τp的線性插值.

圖7 τp對節(jié)點軸向承載力的影響Fig.7 Effect of τp on axial bearing capacity of joints

3 厚度比τp對節(jié)點軸向初始剛度的影響

利用第2節(jié)的有限元計算所得的節(jié)點軸向初始剛度值，用來分析厚度比τp對節(jié)點軸向初始剛度(即節(jié)點在橫向板軸力作用下的初始剛度)的影響.另外，經對比，節(jié)點的軸拉、軸壓剛度非常接近(最大相對差異低于3%)，故剛度值可采用橫向板軸壓力作用時的剛度.

根據(jù)圖4，5獲得相應節(jié)點軸向初始剛度(表1)，進行單參數(shù)分析.可知：節(jié)點剛度隨著τp的增加而增加，一方面是因為板厚增加會降低板傳遞到板管相貫面上的荷載集度，從而減弱了局部變形，另一方面則是腹桿(橫向板)與弦桿(主管)的壁厚接近，弦桿對腹桿的約束作用增強，降低了局部變形.由表1可知：τp從0.4到0.6，0.6到0.8，0.8到1.0，1.0到1.2時T(十字)形節(jié)點剛度增長率分別約為12%(11%)，7%(9.5%)，5%(7%)，2.8%(3.8%)，T形、十字形節(jié)點剛度最大值(τp=1.2時)和最小值(τp=0.4時)的相對差異分別約為27%，33%，兩者和中間值(τp=0.8)的相對差異分別為6.7%(-16.6%)，11%(-17.8%)，可見，τp較小時，τp對節(jié)點剛度有一定的影響.

表1 節(jié)點軸向初始剛度Table 1 Axial initial rigidity of joints kN/mm

由第2節(jié)的τp=0.4，0.8，1.2三組節(jié)點的有限元計算結果獲取T形、十字形節(jié)點軸向初始剛度，較全面地分析τp對節(jié)點剛度的影響，見圖8.圖8中T(十)對比1，2分別表示τp=0.4，τp=1.2時T(十字)形節(jié)點剛度與τp=0.8的節(jié)點剛度之間的相對差異.由圖8可知：對比1大部分為-20%～-10%，少數(shù)為-30%～-20%，對比2大部分在10%以內，少數(shù)為10%～20%，進一步說明節(jié)點剛度隨著τp的增加而增加、但增幅降低，當τp≥0.8時其對節(jié)點軸向剛度的影響較小，可忽略.

圖8 τp對節(jié)點軸向初始剛度的影響Fig.8 Effect of τp on axial initial rigidity of joints

4 結 論

圓鋼管-橫向板節(jié)點有限元模型中主管的長度LD對T形圓鋼管-橫向板節(jié)點的受力性能有影響，但LD≥10D，影響很小，可忽略；判定圓鋼管-橫向板節(jié)點承載力時，0.08塑性應變準則所得值比0.03D局部變形準則所得值更接近《鋼管結構技術規(guī)程》相關公式計算值；圓鋼管-橫向板節(jié)點軸向承載力隨著厚度比τp的增加而增加，但增幅下降，工程設計中，τp≤0.4時可在規(guī)范計算值的基礎上乘以折減系數(shù)0.85，τp≥0.8時采用規(guī)范計算值，而0.4≤τp≤0.8時則采用線性插值；圓鋼管-橫向板節(jié)點軸向初始剛度隨著厚度比τp的增加而增加，0.4≤τp≤0.8時τp對節(jié)點剛度有一定的影響，0.8≤τp≤1.2時τp對節(jié)點剛度的影響小，可以忽略.

[1] 彭衛(wèi)，潘永清，杜時貴.大跨度鋼管混凝土雙肋拱橋側傾穩(wěn)定性研究[J].浙江工業(yè)大學學報，2004，32(1)：6-10.

[2] 彭衛(wèi)兵，史賢豪，劉萌成，等.鋼管混凝土疊合柱施工偏差對極限承載力的影響[J].浙江工業(yè)大學學報，2013，41(1)：80-83.

[3] 楊俊杰，戚曉鍇.八邊形中空夾層鋼管混凝土柱PVC—U內管的性能研究[J].浙江工業(yè)大學學報，2013，41(6)：672-676.

[4] 中冶建筑研究總院有限公司，同濟大學.鋼管結構技術規(guī)程：CECS 280—2010[S].北京：中國計劃出版社，2011.

[5] 王孟鴻，王振宗，張玉偉，等.K形管板節(jié)點受彎承載力試驗研究與有限元分析[J].建筑結構學報，2014，35(3)：113-118.

[6] 舒興平，彭歡佳，袁智深.K形管板節(jié)點板穩(wěn)定承載力研究[J].建筑結構，2012，42(2)：89-92.

[7] 舒興平，彭歡佳，姚堯.平面K形管板節(jié)點抗彎剛度研究[J].建筑結構，2012，42(2):93-97.

[8] KIM W B. Ultimate strength of tube-gusset plate connections considering eccentricity[J]. Engineering structures,2001,23(11):1418-1426.

[9] VOTH A P, PACKER J A. Branch plate-to-circular hollow

structural section connections I: experimental investigation and finite-element modeling[J]. Journal of structural engineering,2012,138(8):995-1006.

[10] VOTH A P, PACKER J A. Branch plate-to-circular hollow structural section connections II: X-type parametric numerical study and design[J]. Journal of structural engineering,2012,138(8):1007-1018.

[11] European Committee for Standardization. design of steel structures for part 1-8: EN 1-8 Eurocode 3—1993[S]. Brussels: Commission of the European Communities,2005.

[12] KUROBANE Y. Connections in tubular structures[J]. Progress in structural engineering & materials，2002,4(1):35-45.

[13] 石亦平，周玉蓉.ABAQUS有限元分析實例詳解[M].北京：機械工業(yè)出版社，2006.

[14] 王偉.圓鋼管相貫節(jié)點非剛性性能及對結構整體行為的影響效應[D].上海:同濟大學,2005.

[15] 孟憲德.X型圓鋼管相貫節(jié)點平面外受彎滯回性能研究[D].上海:同濟大學,2010.

[16] 趙必大，趙滇生，梁佟.圓鋼管相貫節(jié)點剛度的兩種獲取方法及其比較[J].西安建筑科技大學學報(自然科學版)，2013，45(1)：43-50.

[17] WARDENIER J.鋼管截面的結構應用[M].張其林，劉大康，譯.上海：同濟大學出版社，2004：87-89.

[18] 陳譽，黃勇，馮然.X形圓鋼管斜插板節(jié)點軸壓性能試驗研究[J].建筑結構學報，2014，36(3)：90-97.

[19] PACKER J A, HENDERSON J E, CAO J J.空心管結構連接設計指南[M].曹俊杰，譯.北京：科學出版社，1997.

[20] LU L H, WINKEL G. D, YU Y, et al. Deformation limit for the ultimate strength of hollow section joints[C]//Sixth International Symposium on Tubular Structures. Melbourne, Australia：The University of Melbourne，1994:341-347.

[21] PECKNOLD D，MARSHALL P，BUCKNELL J. New API RP2A tubular joint strength design provisions[J].Journal of energy resources technology,2007,129(3):177-189.

(責任編輯：陳石平)

Effectofplate-to-tubethicknessratioonthestaticbehavioroftransverseplate-to-CHSjoints

ZHAO Bida1,2, LIU Chengqing3, CHEN Anhua4, YU Congdi4

(1.College of Civil Engineering and Architecture, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China;2.Key Laboratory of Civil Engineering Structures & Disaster Prevention and Mitigation Technology of Zhejiang Province, Hangzhou 310014, China;3.School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;4.International College, Zhejiang University of Technology, Hangzhou 310014, China)

In order to analyze the influence of the plate-to-tube thickness ratio on the behavior of transverse plate-to-CHS joints, the finite element models of T-type and cross shaped-type transverse plate-to-CHS joints are built. The characteristics of the finite element model of transverse plate-to-CHS joints are described, a method for calculating the local deformation and rigidity of joints is determined, and the 0.08 plastic strain criterion is used to judge the bearing capacity of joints subjected to axial forces. The effects of the plate-to-tube thickness ratio on the axial initial rigidity and bearing capacity of T-type and cross shaped-type joints are analyzed according to the results from the finite element analysis. The results show that the axial bearing capacity and initial stiffness increase with increasing the plate-to-tube thickness ratio, but the percentage increase decreases. When the thickness ratio is larger than 0.8, the bearing capacity and initial stiffness are seldom affected and can be neglected. However, when the thickness ratio is between 0.4 and 0.8, the bearing capacity and initial stiffness are affected to a certain degree.

transverse plate-to CHS joint; plate-to-tube thickness ratio; axial bearing capacity and axial initial rigidity of joint; bearing capacity evaluation criteria; finite element analysis

2016-12-30

浙江省自然科學基金資助項目(LY16E080012)

趙必大(1976—)，男，浙江瑞安人，講師，研究方向為鋼結構與組合結構、結構抗震，E-mail：zhaobida@126.com.

TU317

A

1006-4303(2017)06-0688-06