譚 杰， 舒興平， 張?jiān)偃A

(1 湖南大學(xué)土木工程學(xué)院鋼結(jié)構(gòu)研究所，長(zhǎng)沙 410082； 2 湖南城市學(xué)院土木工程學(xué)院，益陽(yáng) 413000)

0 引言

隨著我國(guó)房屋建筑過程中建筑技術(shù)的不斷提高以及建筑產(chǎn)業(yè)的不斷發(fā)展，各種新的構(gòu)件和結(jié)構(gòu)形式不斷出現(xiàn)。其中鋼-混凝土組合結(jié)構(gòu)能夠發(fā)揮兩種材料各自的優(yōu)良特性，使得它們各自的力學(xué)性能都能夠充分利用，目前已經(jīng)廣泛應(yīng)用于實(shí)際工程項(xiàng)目中。

當(dāng)鋼管混凝土柱[1]受壓時(shí)，鋼管內(nèi)部混凝土受到約束而處于三向受壓狀態(tài)，從而擁有更高的承載能力，同時(shí)由于填充混凝土，柱內(nèi)部的鋼管壁的穩(wěn)定性和承載力顯著提高。外包U形鋼混凝土組合梁[2]是一種相較于傳統(tǒng)的工字鋼混凝土組合梁的新型組合結(jié)構(gòu)梁，其做法是將鋼板直接冷彎成帶內(nèi)翻邊的U形截面，然后同時(shí)澆筑U形鋼梁內(nèi)部混凝土和上部翼緣混凝土，并通過一定的構(gòu)造措施，使得T形混凝土梁和U形外包鋼同時(shí)作用。這種結(jié)構(gòu)形式具有結(jié)構(gòu)受力合理、施工速度快、工廠化程度高、防火性能好等優(yōu)點(diǎn)。

節(jié)點(diǎn)是結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的關(guān)鍵部位，它的設(shè)計(jì)形式直接關(guān)系到整個(gè)結(jié)構(gòu)的安全性。目前針對(duì)外包U形梁和鋼管混凝土柱的幾種常見的節(jié)點(diǎn)形式，國(guó)內(nèi)外展開了廣泛研究。其中李風(fēng)[3]研究雙節(jié)點(diǎn)板與上節(jié)點(diǎn)板加內(nèi)插板兩種形式的節(jié)點(diǎn)抗震性能；石啟印等[4]研究具有外加強(qiáng)環(huán)負(fù)筋貫通的U形組合梁和圓鋼管混凝土柱的滯回性能；林彥、周學(xué)軍等[5]研究隔板貫通鋼筋貫穿式與鋼筋截?cái)嗍焦?jié)點(diǎn)的抗震性能；Hong-Gun Park等[6]研究了U形梁與混凝土柱連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能；Cheol-Ho Lee等[7]研究U形梁與H形鋼柱連接節(jié)點(diǎn)的抗震性能。

綜合上述國(guó)內(nèi)外對(duì)外包U形組合梁與柱的連接節(jié)點(diǎn)的研究現(xiàn)狀可知，目前對(duì)于外包U形梁與方鋼管混凝土柱的研究較多，但提出的僅有的幾種節(jié)點(diǎn)形式在構(gòu)造和推廣使用上都有各自的局限性，故而本文在已有的幾種節(jié)點(diǎn)形式的基礎(chǔ)上，結(jié)合外包U形梁的受力特點(diǎn)、實(shí)際安裝使用、工廠化及傳統(tǒng)木結(jié)構(gòu)榫卯連接特點(diǎn)等，提出了一種新的節(jié)點(diǎn)形式，即榫卯鋼結(jié)構(gòu)梁柱邊節(jié)點(diǎn)，并對(duì)兩個(gè)邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了單向靜載試驗(yàn)，研究這類邊節(jié)點(diǎn)的承載能力、破壞模式等。

1 新型邊節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

本文提出的榫卯鋼結(jié)構(gòu)梁柱邊節(jié)點(diǎn)具體構(gòu)造為：節(jié)點(diǎn)處主梁方向由兩片槽鋼通過鋼管混凝土柱，槽鋼與柱焊接，外包U形主梁包裹主梁槽鋼與槽鋼焊接，同時(shí)次梁的槽鋼通過鋼管混凝土柱和主梁槽鋼，外包U形次梁焊接在次梁槽鋼上。在主梁方向，混凝土樓板內(nèi)上方設(shè)置負(fù)筋，鋼筋末端焊接在鋼管柱壁上?；炷翗前宀捎娩摻铊旒軜浅邪澹瑸榱耸菇M合梁更好地達(dá)到組合效果，鋼筋桁架樓承板降板15mm，并將鋼筋桁架樓承板的下緣桁架鋼筋焊在U形梁的上翼緣。圖1為榫卯鋼結(jié)構(gòu)邊節(jié)點(diǎn)三維構(gòu)造詳圖。圖2為外包U形混凝土組合梁剖面，圖3為試件現(xiàn)場(chǎng)圖。

圖1 榫卯鋼結(jié)構(gòu)邊節(jié)點(diǎn)構(gòu)造詳圖

圖2 外包U形鋼-混凝土組合梁剖面

圖3 試件現(xiàn)場(chǎng)圖

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)制作了2個(gè)試件(SJ-1,SJ-2)，試件SJ-1，SJ-2的人為控制因素為主梁梁高。表1為各個(gè)試件的具體尺寸。鋼筋桁架樓承板的具體型號(hào)為TD3-90。試件SJ-1的詳細(xì)尺寸如圖4所示。試件SJ-2的主梁梁高與試件SJ-1不同。

圖4 試件SJ-1構(gòu)造詳圖

本試件鋼管柱采用的是成品方鋼管，外包U形梁通過成品矩形管上翼緣開孔加工制作得到，通過冷彎鋼板形成貫通槽鋼，鋼筋桁架樓承板則直接購(gòu)買成品。澆筑時(shí)，將梁內(nèi)混凝土和樓板混凝土一次澆筑成型。為了使鋼管柱內(nèi)混凝土密實(shí)，采用分層澆筑的方法，先澆筑節(jié)點(diǎn)下部的混凝土，再澆筑節(jié)點(diǎn)上部混凝土，澆筑過程中不斷用振搗棒振搗。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)[8]測(cè)得的各鋼板材性見表2。按照《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50081—2002)[9]對(duì)混凝土立方體試塊進(jìn)行強(qiáng)度測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果表明混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度為26.11MPa。

試件具體尺寸 表1

鋼板的材料性能 表2

2.2 試驗(yàn)裝置

本次節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)在湖南城市學(xué)院結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，本次試驗(yàn)反力架采用的是改進(jìn)型幾何可變框式試驗(yàn)架[10]，如圖5，6所示。試驗(yàn)采用液壓伺服控制系統(tǒng)，柱頂水平荷載采用100t液壓伺服作動(dòng)器進(jìn)行加載，鋼管混凝土柱軸向力使用千斤頂豎向加載。試驗(yàn)應(yīng)變數(shù)據(jù)通過DH3816電阻應(yīng)變箱進(jìn)行采集。

圖5 試驗(yàn)加載裝置

圖6 試驗(yàn)裝置現(xiàn)場(chǎng)圖

2.3 加載方案

本次試驗(yàn)采用柱端加載方式，考慮P-Δ效應(yīng)，將柱底設(shè)為固定鉸支座，梁端設(shè)為單向滑動(dòng)鉸支座，計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖7所示。加載程序分為預(yù)加載、正式加載兩步。預(yù)加載一般分兩級(jí)進(jìn)行，每級(jí)取10kN。然后分級(jí)卸載，分2～3級(jí)卸完，加(卸)1級(jí),停歇10min。正式加載時(shí)，柱頂按設(shè)計(jì)的軸壓比(n=0.15)施加固定的軸壓力。對(duì)試件SJ-1，SJ-2進(jìn)行單調(diào)靜載試驗(yàn)，加載過程中，節(jié)點(diǎn)屈服前用荷載控制，以10kN為一個(gè)加載等級(jí)。屈服后用位移控制，取4mm作為加載位移的步長(zhǎng)進(jìn)行加載。節(jié)點(diǎn)破壞以荷載低于極限承載力的85%為標(biāo)志判斷。

圖7 試驗(yàn)加載計(jì)算簡(jiǎn)圖

2.4 量測(cè)內(nèi)容

圖8為試件的位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置圖，測(cè)量?jī)?nèi)容包括柱的水平位移、柱的側(cè)向位移、梁端的水平位移和豎向位移以及梁柱轉(zhuǎn)角等，共布置了8個(gè)位移計(jì)(D1～D8)。圖9為應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置圖，布置了S1～S11，T1～T3，B1～B4，Z1～Z8共26個(gè)應(yīng)變片，S表示鋼材上的應(yīng)變片，B，T分別表示不同部位的鋼筋上的應(yīng)變片，Z表示鋼管柱上的應(yīng)變片。

圖8 位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置圖

圖9 應(yīng)變片測(cè)點(diǎn)布置圖

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征分析

試件SJ-1加載初期沒有特別明顯的試驗(yàn)現(xiàn)象，當(dāng)加載至38mm時(shí)，混凝土樓板與次梁交接的側(cè)面出現(xiàn)微小裂縫，加載至59.07mm時(shí)，主梁貫穿槽鋼與鋼管柱的下端焊縫開始撕裂，隨著荷載進(jìn)一步增大，焊縫缺口逐漸張開擴(kuò)大，當(dāng)加載至92.58mm時(shí)，試件達(dá)到極限承載力，節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的方鋼管柱的翼緣部位局部鼓曲，此后荷載逐漸減小，節(jié)點(diǎn)破壞，見圖10所示。

圖10 試件SJ-1破壞形態(tài)

試件SJ-1，SJ-2由于只是梁高發(fā)生了變化，試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞特征基本類似。當(dāng)加載至22.64mm時(shí)，混凝土板側(cè)面逐漸出現(xiàn)裂縫，并不斷擴(kuò)展。加載至55.76mm時(shí)，主梁貫穿槽鋼尾部的上翼緣與鋼柱的焊縫開始撕裂。加載至68.67mm時(shí)，試件SJ-2達(dá)到極限承載力，節(jié)點(diǎn)最終破壞形態(tài)如圖11所示。試件SJ-1，SJ-2破壞的位置不同，呈現(xiàn)出不同的破壞形態(tài)，試件SJ-1呈現(xiàn)出梁端破壞，試件SJ-2表現(xiàn)為柱端破壞。在整個(gè)試驗(yàn)過程中，混凝土翼緣板與組合梁沒有發(fā)生滑移，說(shuō)明組合梁的組合效果良好。

圖11 試件SJ-2破壞形態(tài)

試件SJ-1失效原因在于貫穿槽鋼的下翼緣與鋼管柱的連接焊縫剪切破壞，連接焊縫剪切破壞主要原因是由于翼緣混凝土樓板對(duì)貫穿槽鋼上翼緣有了加強(qiáng)作用，致使在承受較大的剪力作用下，下翼緣首先發(fā)生了破壞。同時(shí)由于柱翼緣開孔削弱，導(dǎo)致鋼管柱在承受剪力作用時(shí)，節(jié)點(diǎn)區(qū)域的柱翼緣出現(xiàn)了局部鼓曲現(xiàn)象。試件SJ-2失效原因同樣在于貫穿槽鋼尾部與鋼管柱的連接焊縫水平剪切破壞，兩個(gè)試件的破壞模式都體現(xiàn)了不同程度的剪切破壞形態(tài)。

由兩個(gè)試件的破壞特征可知，對(duì)于本文提出這種梁貫通式的連接節(jié)點(diǎn)，鋼管柱與貫穿槽鋼的連接焊縫受拉破壞和受剪破壞是節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)中需要重點(diǎn)考慮的因素。

3.2 荷載-位移曲線

兩個(gè)試件的荷載-位移曲線如圖12所示，橫軸位移為柱頂?shù)膶?shí)測(cè)水平位移值，縱軸為作動(dòng)器水平方向施加的荷載，位移和水平荷載以向右為正，向左為負(fù)。由圖12的荷載-位移曲線可知：

圖12 荷載-位移曲線

(1)兩個(gè)試件的屈服點(diǎn)、極限點(diǎn)的位移和荷載列于表3，Δy，F(xiàn)y分別為節(jié)點(diǎn)屈服時(shí)的位移與荷載；Δu，F(xiàn)u為節(jié)點(diǎn)的極限位移和荷載。屈服點(diǎn)的確定可根據(jù)文獻(xiàn)[11]通過作圖法確定。通過表3中數(shù)據(jù)可知，梁的高度增加對(duì)節(jié)點(diǎn)的屈服荷載和極限承載力都有一定程度的提高，同時(shí)梁高的增加使得屈服位移和極限位移有所降低。

(2)每個(gè)試件都經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段以及破壞階段。試件SJ-2的彈性階段曲線斜率比試件SJ-1的大，這是由于梁高的增加使得節(jié)點(diǎn)的剛度有所增大。兩個(gè)試件的塑性階段曲線都較為平緩，說(shuō)明該種類型節(jié)點(diǎn)的延性較好。破壞階段兩個(gè)試件曲線都出現(xiàn)了一個(gè)較大斜率的曲線段，這是由于兩個(gè)試件都是焊縫撕裂而導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)不能再繼續(xù)承載所致。

3.3 水平荷載-轉(zhuǎn)角曲線

各個(gè)試件的水平荷載-轉(zhuǎn)角曲線如圖13所示，水平荷載以向右為正，轉(zhuǎn)角逆時(shí)針為正。節(jié)點(diǎn)區(qū)轉(zhuǎn)角可由余弦定理計(jì)算得到。

圖13 水平荷載-轉(zhuǎn)角曲線

兩個(gè)試件試驗(yàn)結(jié)果 表3

由水平荷載-轉(zhuǎn)角曲線可知，彈性階段轉(zhuǎn)角隨著荷載的增大增幅較小，兩個(gè)試件的初始剛度分別達(dá)到了4 743，8 589kN/rad。試件屈服進(jìn)入彈塑性階段后，轉(zhuǎn)角隨荷載增大增加的幅度加快。試件SJ-1，SJ-2達(dá)到極限荷載時(shí)的轉(zhuǎn)角分別為0.101 3，0.049 3rad。由試件SJ-1與SJ-2的水平荷載-轉(zhuǎn)角曲線對(duì)比可知，隨著節(jié)點(diǎn)承載能力和剛度的提高，節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力有所減弱。

3.4 應(yīng)變曲線

圖14，15給出了兩個(gè)試件在不同荷載作用下的梁兩個(gè)關(guān)鍵截面的應(yīng)變分布曲線以及兩個(gè)試件鋼管柱壁部分關(guān)鍵點(diǎn)的荷載-應(yīng)變曲線。圖中以拉應(yīng)變?yōu)檎瑝簯?yīng)變?yōu)樨?fù)。由圖14，15可知：

圖14 試件SJ-1應(yīng)變曲線

圖15 試件SJ-2應(yīng)變曲線

(1)由兩個(gè)試件的梁截面的應(yīng)變分布曲線可知，加載初期，應(yīng)變分布基本滿足平截面假定，梁截面上的應(yīng)變基本呈線性變化。隨著荷載增大，U形梁逐漸進(jìn)入塑性階段，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)的越來(lái)越快。試件SJ-1梁截面上的應(yīng)變均為拉應(yīng)變，可以判斷中和軸位于混凝土樓板內(nèi)，試件SJ-2梁截面上應(yīng)變片S1，S2，S7，S8應(yīng)變?yōu)閴簯?yīng)變，其余應(yīng)變片應(yīng)變?yōu)槔瓚?yīng)變，可以得知梁L1-L1截面的中和軸位于S2與S3之間，梁L2-L2截面的中和軸位于S8與S9之間。

(2)由鋼管柱關(guān)鍵點(diǎn)應(yīng)變和梁截面上的應(yīng)變大小可以得知，試件加載過程中歷經(jīng)彈性階段、塑性階段以及破壞階段。試件最大拉應(yīng)變出現(xiàn)在主梁的下翼緣和柱的上半部分的遠(yuǎn)梁端翼緣，最大壓應(yīng)變出現(xiàn)在柱的上半部分的近梁端翼緣和柱的下半部分遠(yuǎn)梁端翼緣。試件SJ-1與SJ-2均是最大拉應(yīng)變大于最大壓應(yīng)變，故而拉應(yīng)變區(qū)域的板件首先屈服。試件SJ-1梁端的下翼緣的拉應(yīng)變大于柱的上半部分遠(yuǎn)梁端翼緣拉應(yīng)變，故試件SJ-1的梁端下翼緣首先屈服。試件SJ-2的柱上半部分遠(yuǎn)梁端拉應(yīng)變大于梁端下翼緣拉應(yīng)變，故試件SJ-2首先屈服的板件位于柱的上半部分遠(yuǎn)梁端翼緣。

4 有限元分析

4.1 模型的建立

為了對(duì)新型鋼結(jié)構(gòu)榫卯梁柱邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行進(jìn)一步深入研究，采用ABAQUS軟件對(duì)試驗(yàn)試件進(jìn)行受力性能分析。

根據(jù)試件的實(shí)測(cè)尺寸建立ABAQUS有限元模型，忽略了幾何初始缺陷、殘余應(yīng)力、焊縫等影響。由于試件及荷載的對(duì)稱性，為簡(jiǎn)化模型，加快計(jì)算速度，故建立試件的二分之一模型進(jìn)行分析計(jì)算。另外，為了實(shí)現(xiàn)柱軸心受壓以及梁端鉸接的模擬條件，在柱頂、柱底以及梁端設(shè)置了剛度無(wú)窮大的加載鋼板。

4.1.1 單元類型及網(wǎng)格劃分

采用三種類型的單元模擬節(jié)點(diǎn)各個(gè)部件：采用8節(jié)點(diǎn)6面體線性實(shí)體單元(C3D8R)模擬方鋼管混凝土柱內(nèi)的混凝土以及外包U形混凝土組合梁的混凝土；選取4節(jié)點(diǎn)縮減積分一般殼單元(S4R)模擬方鋼管、外包U形梁、貫穿槽鋼；外包U形混凝土組合梁內(nèi)的鋼筋的采用3維2節(jié)點(diǎn)桁架單元(T3D2)模擬。在不影響計(jì)算精度的前提下，為了提高計(jì)算精度，網(wǎng)格劃分采用節(jié)點(diǎn)區(qū)域局部加密的方法進(jìn)行劃分，最后模型網(wǎng)格劃分見圖16。

圖16 模型及網(wǎng)格劃分

4.1.2 材料本構(gòu)模型

鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線采用簡(jiǎn)化的三折線模型(圖17)，不考慮鋼材的退化強(qiáng)度，泊松比為0.3。對(duì)于混凝土，ABAQUS軟件提供了混凝土損傷塑性模型[12]，其受拉與受壓應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用韓林海[13]提出的充分考慮約束效應(yīng)模型。

圖17 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

4.1.3 模型接觸設(shè)置

對(duì)于方鋼管柱內(nèi)的混凝土與鋼管壁的接觸以及U形梁與梁內(nèi)混凝土的接觸采用法向方向硬接觸，允許接觸后分離，切線方向使用罰接觸，允許兩者發(fā)生相對(duì)滑移，摩擦系數(shù)設(shè)為0.3。貫穿槽鋼與鋼管柱壁采用Merge命令合并。U形主梁與槽鋼焊接用綁定命令實(shí)現(xiàn)?；炷涟迮cU形主梁上翼緣同樣采用綁定命令約束。至于混凝土樓板內(nèi)的鋼筋則采用Embedded Region命令嵌入混凝土。

4.1.4 邊界條件及荷載施加

模型的邊界條件及荷載需根據(jù)2.3節(jié)的試驗(yàn)加載計(jì)算簡(jiǎn)圖(圖7)進(jìn)行施加。柱頂、柱底以及梁端通過參考點(diǎn)耦合剛性墊板表面，邊界條件即可施加在參考點(diǎn)上。在柱底參考點(diǎn)約束三個(gè)方向平動(dòng)自由度以模擬鉸接，對(duì)稱面施加對(duì)稱邊界條件，柱頂以及梁端約束平面外的平動(dòng)自由度和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。荷載的施加首先通過柱頂參考點(diǎn)以集中力的形式施加軸力，然后根據(jù)試驗(yàn)加載計(jì)算簡(jiǎn)圖計(jì)算得出梁端位移與柱頂水平位移Δ的線性關(guān)系，梁端水平位移為0.462Δ，豎向位移為0.288Δ。最后需在同一分析步將柱頂以及梁端位移以此位移關(guān)系施加到對(duì)應(yīng)的參考點(diǎn)上。

4.2 有限元計(jì)算結(jié)果

圖18給出了兩個(gè)試件在極限承載力作用下的von Mises應(yīng)力云圖。由應(yīng)力云圖可知，兩個(gè)試件的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的外包鋼梁與貫穿槽鋼連接位置的翼緣以及貫穿槽鋼與柱的連接位置應(yīng)力分布集中且較大，都已經(jīng)超過了屈服強(qiáng)度，其他位置的應(yīng)力較小且分布均勻。

圖18 兩個(gè)試件von Mises應(yīng)力云圖/MPa

在有限元模擬中，兩個(gè)試件節(jié)點(diǎn)區(qū)域應(yīng)力較大的部位主要位于貫穿槽鋼與U形主梁以及鋼管柱相交部位的下翼緣位置，此外節(jié)點(diǎn)區(qū)域的鋼管柱受拉和受壓側(cè)應(yīng)力也較大。表明試件的這些部位可能優(yōu)先會(huì)發(fā)生破壞。這與試驗(yàn)所得到的試件的破壞模式也較為相符。此外，節(jié)點(diǎn)區(qū)鋼管柱的翼緣存在局部鼓曲現(xiàn)象，這與試驗(yàn)所得到的變形模式也十分吻合，見圖19(以試件SJ-1為例)。

圖19 試件SJ-1有限元模型與試驗(yàn)的變形對(duì)比

4.3 荷載-位移曲線對(duì)比

圖20對(duì)比給出了兩個(gè)試件的試驗(yàn)荷載-位移曲線與有限元得到的荷載-位移曲線。由圖可知，有限元的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，彈性階段的有限元曲線的斜率稍微偏大，這是由于有限元模型忽略了殘余應(yīng)力、焊縫以及節(jié)點(diǎn)核心混凝土的密實(shí)度等初始缺陷的影響。對(duì)于極限荷載，兩者相差較小，試件SJ-1相差約2.8 %，試件SJ-2相差約0.6%，誤差在可以接受的范圍之內(nèi)，由此可以說(shuō)明，采取本文所使用的有限元建模方法分析榫卯鋼結(jié)構(gòu)梁柱邊節(jié)點(diǎn)是準(zhǔn)確可靠的。

圖20 荷載-位移曲線

5 結(jié)論

本文對(duì)正彎矩作用下的榫卯鋼結(jié)構(gòu)梁柱邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行單向靜載承載力試驗(yàn)以及有限元分析，可以獲得以下結(jié)論：

(1)由兩個(gè)試件的破壞現(xiàn)象可知，貫穿槽鋼與柱的連接焊縫對(duì)節(jié)點(diǎn)的受力性能影響較大，故實(shí)際使用中需對(duì)此處的焊縫質(zhì)量引起重視。

(2)對(duì)于兩個(gè)試件，梁端應(yīng)力較大區(qū)域集中在槽鋼與U形主梁連接的部位，此處存在應(yīng)力集中的現(xiàn)象，極限狀態(tài)下，梁端下翼緣已經(jīng)屈服。柱端應(yīng)力較大區(qū)域集中在節(jié)點(diǎn)上部柱的受拉翼緣，極限狀態(tài)下也已經(jīng)屈服。

(3)增加梁高對(duì)節(jié)點(diǎn)的極限承載力提高的效果較為明顯，試件SJ-2相比試件SJ-1，屈服承載力提高了43.38%，極限承載力提高了28.0%。

(4)本文采用ABAQUS軟件建立的分析模型，計(jì)算得到的應(yīng)力分布、破壞模式以及荷載-位移曲線都與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，故而本文采用的有限元分析方法可以為該類組合節(jié)點(diǎn)的實(shí)際推廣應(yīng)用提供參考。