建筑结构学报 Journal of Building Structures第 32 卷 第 5 期 2011 年 5 月Vol. 32 No. 5 May 2011 004

文章编号: 1000-6869( 2011) 05-0024-08

无加劲冷成型方钢管-H形钢梁翼缘板焊接节点受拉性能试验研究

陈以一，张 梁，王 拓( 同济大学 土木工程学院，上海 200092)

摘要: 为研究无加劲方钢管柱-H 形钢梁节点的特性，对梁翼缘板与柱段焊接组成的节点进行试验研究，分析截面形成方式、钢管成型焊缝位置、与平面受力正交方向上的梁翼缘板约束作用、梁翼缘板端部构造形式以及钢管与梁翼缘板几何参数对连接的力学性能的影响。试验设了 3 组 11 个试件，得到单调拉伸荷载作用下各试件的开裂荷载、极限荷载与各部分变形等力学指标。试验研究表明: 冷成型钢管承载力和初始刚度较焊接组合截面试件有所提高; 钢管成型焊缝的位置对节点受拉承载力及初始刚度没有影响; 正交方向梁翼缘板的约束对节点初始刚度略有提高作用; 梁翼缘板加宽的连接方式可以提高梁翼缘板的平均应力; 影响节点受力性能的主要因素有钢管截面的宽厚比、梁翼缘板与钢管的宽度比和厚度比。关键词: 梁柱节点; 冷成型方钢管; 焊接连接; 静力拉伸试验; 受拉性能中图分类号: TU391 TU317. 1 文献标志码: A

Experimental study on load carrying capacity of welded jointassemblage between no-diaphragm cold-formed rectangulartube column and flange plate of H-shaped beam under

statically tensile loadCHEN Yiyi，ZHANG Liang，WANG Tuo

( College of Civil Engineering，Tongji University，Shanghai 200092，China)

Abstract: In order to study the characteristics of the no-diaphragm joint connecting the cold-formed tube column andthe H-shaped beam，11 specimens consisting of flange plate of H-shaped beams that were welded to rectangularcolumns at flange plates were tested under statically tensile load considering the effect of molding types，location ofseams of tube column，the restriction of flange plates in the orthogonal direction and the dimension parameters of tubesand flange plates． After the test some conclusions can be drawn that the load carrying capacity and stiffness of coldformed section specimens are higher than the welded section one． The location of tube seams has almost no effect onthe capacity and initial stiffness of the connection． The restraints in the orthogonal direction makes the initial stiffnessof specimens a little higher． When the end of flange plate is hunched，the average stress of the flange plate will behigher． The most important parameters which affect the capacity of joints are the ratio of width to thickness of tubesection，the ratio of width of flange plate to that of tube and the ratio of flange plate thickness to the tube thickness．Keywords: column to beam joint; cold-formed rectangular tube; welded connection; statically tensile test; tensivebehavior

基金项目: 同济大学与宝山钢铁股份有限公司合作课题: 宝钢节能环保型钢结构住宅体系研究。作者简介: 陈以一( 1955— ) ，男，浙江天台人，教授。E-mail: yiyichen@ tongji. edu. cn通讯作者: 张梁( 1983— ) ，男，吉林通化人，博士研究生。E-mail: zhangliang_ce@ 126. com收稿日期: 2010 年 11 月

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0 引言

方钢管柱［1］在两个方向几何和力学性能相同，

比 H 形截面更适合用于框架柱［2］，由于截面的封闭

性使得方钢管柱与 H 形梁连接节点构造不同于常见

的 H 形钢柱-梁节点。对于钢管柱-H 形钢梁节点，国

内外主要采用设置加劲隔板［2-4］、采用单面拧紧螺

栓［2，5-7］或不采用任何加劲措施的焊接连接［2-3］等构造

方法。其中设置加劲隔板的构造方式可以形成刚性

连接，但对截面尺寸较小的钢管，设置内隔板需经钢

管切断、焊内隔板、钢管重新拼接等工序，设置外环

板则影响室内空间，另外单面拧紧螺栓技术在国内

还不完善，为此，针对中低层和小高层建筑结构，提

出了冷成型钢管与 H 形钢梁无加劲直接焊接节点的

方案。对于无加劲焊接节点，管壁平面外变形将是节

点变形的重要组成部分，也是影响节点性能的主要

因素。为使节点具有足够的刚度和强度，同时考虑

经济因素，可仅在节点域附近采用较厚管壁的钢管，

但沿柱高方向管壁加厚的范围仍需深入研究［3］。本文参考文献［8-10］的研究方法，进行了钢管

柱与 H 形钢梁翼缘板( 本文称为翼板) 的焊接节点拉

伸试验。通过试验得到无加劲钢管与翼板直接焊接

连接的承载力和各部分变形等力学指标。

图 1 试件基本尺寸及构造图

Fig． 1 Details of specimens

1 试验方案

1. 1 试件设计

试验设计了 3 组共 11 个试件，试件详细构造及

几何尺寸见图 1 和表 1。其中试件 BP 为焊接组合截

面对比试件; RP 组为翼板与冷成型钢管焊接试件，

共 6 个; RPh 组为翼板端部加宽试件，共 4 个。试件

BP、RP5、RP1_R 与 RP1 对比分别反映钢管截面成型

方式、成型焊缝位置及非受力侧约束翼板的影响; 试

件 RPh1_1、RPh1_2、RPh1_4 与试件 RP1 及试件 RP2与试件 RPh2_2 分别对比反映翼板端部加宽的影响，

其中，η 表示翼板加宽与非加宽部位之间的过渡坡

度，见图 1c; 试件 RP2、RP3、RP4 与 RP1 对比反映钢

管截面宽厚比 β( β = Bc / tc ) 、翼板与钢管的宽度比 α( α = Bb /Bc ) 以及翼板与钢管的厚度比 τ( τ = t f / tc )的影响。节点试验前进行了材料性能试验，主要力

学性能指标见表 2。其中钢板材性试件标记为 P-x，x为原始钢板厚度。冷成型钢管弯角部位由于冷作硬

化效应使得其强度和延性与平板部位显著不同，进

行材性试验时沿管周方向在 4 个不同位置分别取一

个试样进行试验，具体位置及编号如图 2 所示。

表 1 各试件几何参数

Table 1 Dimension parameters of specimens

试件编号Bc /

mm

tc /

mm

Lc /

mm

Bb /

mm

tf /

mm

Bf /

mmη

BP 250 8 750 200 10 — —RP1 250 8 750 200 10 — —

RP1_R 250 8 750 200 10 — —RP2 250 16 750 150 8 — —RP3 250 16 750 150 30 — —RP4 200 10 600 100 20 — —RP5 250 8 750 200 10 — —

RPh1_1 250 8 750 180 10 200 1RPh1_2 250 8 750 180 10 200 2RPh1_4 250 8 750 180 10 200 4RPh2_2 250 16 750 135 8 150 2

注: 试件 RP1_R 在钢管侧板处有约束翼板; 试件 RP5 的钢管成型

焊缝在与翼板连接的钢管面板上，其余试件的成型焊缝均在钢

管侧板上。

1. 2 加载装置与加载制度

试验在水平放置的自平衡反力框架内进行，加

载装置俯视图见图 3。千斤顶对试件西边翼板施加

拉力 T，东边翼板则由约束端产生相同拉力 T。试验

前利用有限元软件 ANSYS 预计各个试件的屈服荷载

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表 2 材料主要力学性能试验结果

Table 2 Measured mechanical properties ofsteel plate and tube

试样编号弹性模量

E /MPa屈服强度

fy /MPa抗拉强度

ft /MPa断后伸长率

δ /%P-8 2. 12 × 105 386. 5 538. 9 32. 0P-10 2. 09 × 105 380. 5 544. 1 26. 0P-20 2. 03 × 105 299. 4 486. 3 33. 5P-30 2. 06 × 105 321. 3 470. 2 32. 5

200 × 10_1 2. 01 × 105 465. 6 569. 2 26. 0200 × 10_2 2. 02 × 105 516. 7 591. 7 21. 5200 × 10_3 2. 06 × 105 477. 6 575. 6 28. 0200 × 10_4 2. 08 × 105 414. 6 555. 9 33. 0250 × 8_1 2. 09 × 105 463. 4 541. 9 31. 0250 × 8_2 2. 02 × 105 511. 0 570. 6 22. 0250 × 8_3 2. 08 × 105 440. 8 533. 3 33. 0250 × 8_4 2. 02 × 105 381. 5 532. 7 35. 5250 × 16_1 2. 09 × 105 633. 8 672. 6 21. 5250 × 16_2 2. 07 × 105 675. 4 699. 6 17. 0250 × 16_3 2. 05 × 105 571. 2 661. 1 23. 0250 × 16_4 2. 01 × 105 465. 5 621. 6 27. 0

图 2 钢管截面材性试样取样位置及编号说明

Fig． 2 Location and code of material test samples

图 3 试验加载装置俯视图

Fig． 3 Plan view of experiment set-up

及其对应的位移，试验过程中预计屈服荷载以前采

用力控制，达到预计屈服荷载后采用位移控制，直至

试件完全断裂或试件扭转过大不适继续加载。1. 3 测点布置

试件位移计布置如图 4 所示。其中 D1、D2 用来

测量翼板距钢管表面 290mm 处参考点相对位移，并

互相校核; D3 ～ D5、D6 ～ D8 用来测量翼板拉力作用

下钢管面板变形和两侧面板的相对变形; D9、D10 用

来测量钢管侧板变形; D11 ～ D14 用来测量钢管端部

沿荷载方向的变形，每个位移计的测量值相应地记

为 Δ i ，各部分变形图示说明见图 5。各试件应变片

均布置在翼板上( 图 6) ，测量翼板与钢管交界处应力

分布。其中 S1 ～ S13 用于测量翼板上应力分布，并通

过与对应位置的 S14 ～ S30 的应变值比对来校核翼板

是否存在安装误差产生的平面内、外弯矩。

图 4 位移计布置

Fig． 4 Location of displacement sensors

1. 4 试件各部分变形计算方法

试验分析中将重点考察以下几种典型变形:

( 1) 试件整体变形 Δ tot = 0. 5 × ( Δ1 + Δ2 ) ，

反映钢管变形和翼板变形的综合影响，其中 Δ1、Δ2 分

别为位移计 D1、D2 的测量值;

( 2) 钢管面板变形 Δ tg = Δ7 + Δ4 ，反映在两

对边拉力作用下钢管面板拉开的程度;

( 3) 钢管面板局部变形: 固定端面板 Δ tl = Δ4 －

0. 5 × ( Δ3 + Δ5 ) 与加载端面板Δ tr = Δ7 － 0. 5 ×

( Δ6 + Δ8 ) 。反映与翼板连接的钢管面板沿管宽

度方向的弯曲变形程度，加载端测试仪表易受千斤

顶供油振动影响，故在后续分析中采用固定端变形

值 Δ tl ;

( 4) 钢管侧板变形 Δ ts = Δ9 + Δ10 ，反映在两

面板对 边 拉 力 作 用 下，非 受 拉 两 侧 板 相 互 靠 近 的

程度;

( 5) 钢管端部变形 Δ tt = 0. 5 × ( Δ11 + Δ13 + Δ12 +Δ14 ) ，反映受力处钢管变形在试件端部的衰减程度。

Δ3 ～ Δ14 的含义见图 5。

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图 5 变形图示

Fig． 5 Display of deformation

图 6 节点域应变片布置

Fig． 6 Location of strain gauges

2 试验结果及分析

2. 1 试件破坏模式及主要试验现象

试件主要出现 4 种破坏模式: 破坏模式 A 为翼

板与钢管间焊缝断裂( 图 7) ，破坏模式 B 为钢管热影

响区冲剪破坏( 图 8a) ，破坏模式 C 为面板撕裂( 图

8b) ，破坏模式 D 为翼板母材拉断( 图 9) 。对于翼板母材未被拉断的试件( BP，RP1，RP3，

RP4，RP5，RPh1_1，RPh1_2，RPh1_4 ) ，当荷载达到有

限元计算所得的屈服荷载附近时，翼板与管壁间焊

缝将在图 10 中 1、2、3、4 的某一个位置率先出现裂

缝，不失一般性，假定焊缝首先在位置 1 处出现。裂

缝出现后荷载有所下降，但随后荷载又有所恢复，伴

随裂缝不断发展荷载在开裂荷载附近上下波动。由

于首先开裂的位置 1 处翼板部分截面退出工作，使

得该侧翼板拉力合力作用线偏移，在偏心拉力作用

下，与位置 1 处成对角的位置 4 处的焊缝也开裂，此

后两处裂缝将向翼板中部发展而未再出现新裂缝。

在对角位置裂缝的影响下，钢管出现整体扭转，直至

焊缝开裂长度为翼板宽度的一半左右，试验因钢管

扭转过大( 图 11a) 而结束。部分试件裂缝在热影响

区沿管壁厚度方向发展，表现为热影响区冲剪破坏

( 图 8a) ; 还有部分试件裂缝沿钢管弯角纵向发展，表

现为管壁撕裂破坏( 图 8b) 。对于试件 RP2、试件 RPh2_2，破坏模式为翼板母

材材料破坏，其受力性能相当于翼板在轴向拉力作

用下的情况，表现出明显的屈服平台，一侧翼板出现

明显颈缩现象并随之断裂。

( a) 试件 BP ( b) 试件 RP3

图 7 翼板与钢管间焊缝断裂Fig． 7 Cracks of seams between flange and tube

( a) 试件 RP4 冲剪破坏 ( b) 试件 RP1 面板纵向撕裂

图 8 面板热影响区冲剪破坏和纵向撕裂Fig． 8 Punching failure and fracture in tube axis

( a) 试件 RPh2_2 ( b) 试件 RP2

图 9 翼板母材拉断Fig． 9 Rupture of flange

对于钢管宽厚比较大的试件( 包括焊接组合截

面的对比试件) 在试验接近结束时面板都有明显平

面外变形( 图 11b) 。

72

图 10 翼板与钢管间焊缝初始断裂位置

Fig． 10 Initial location of weld crack betweenflange plate and tube

( a) 试件 RP1 钢管扭转 ( b) 试件 RP4 管壁平面外变形

图 11 钢管扭转及管壁平面外变形Fig． 11 Torsion and outer-plane deformation of tube

2. 2 主要试验结果

文献［10-11］给出了如图 12 所示的计算模型

( 图中粗虚线表示假定塑性铰线位置) ，根据塑性铰

线方法，按式( 1) 计算管壁屈服时对应的翼板荷载 Fy 。

Fy =3Bc － 3tc － 2Bb + 1. 5t f

Bc － tc － Bb·t2c fcy ( 1)

式中: 1. 5t f 为考虑焊缝高度，翼板与钢管面板接触厚

度的扩大; fcy 采用表 2 中相应钢管 4 个位置材性试

验屈服强度的平均值; 其余符号含义见图 1。

图 12 管壁塑性铰线计算简图［10-11］

Fig． 12 Simplified sketch for calculating yield loadusing yield line method［10-11］

各试件实测开裂荷载 Tcr、极限荷载 Tu、翼板按

表 2 实测钢板屈服强度计算的屈服荷载 Ty、管壁按

式( 1) 计算的屈服荷载 Fy 以及破坏模式汇总于表 3。从表 3 可以看出，试件的承载力和表现出的破

坏模式受翼板屈服荷载 Ty 与管壁屈服荷载 Fy 中的

较小值( 表中粗体数字) 控制。实测的试件极限荷载

均大于该较小值。试验中焊缝断裂的原因是管壁屈

服后焊缝变形过大所致。2. 3 截面成型方式、钢管成型焊缝位置及节点区约

束对受拉性能的影响

试验考察了不同截面成型方式( 焊接箱形截面、

表 3 主要试验结果及破坏模式

Table 3 Main test results and failure modeof specimens

试件编号 Tcr /kN Tu /kN Ty /kN Fy /kN 破坏模式

BP 231. 76 273. 94 761. 00 233. 83 A /BRP1 235. 19 304. 04 761. 00 233. 83 B /C

RP1_R 266. 67 266. 67 761. 00 233. 83 B /A /CRP2 610. 02 610. 02 463. 80 757. 03 DRP3 900. 00 971. 33 1445. 85 817. 37 A /BRP4 288. 60 382. 89 598. 80 200. 00 B /ARP5 250. 08 322. 63 761. 00 233. 83 B /C /A

RPh1_1 260. 24 299. 06761. 00

( 684. 90)233. 83 B /A

RPh1_2 239. 56 253. 37761. 00

( 684. 90)233. 83 A /D /B

RPh1_4 220. 83 288. 57761. 00

( 684. 90)233. 83 B /C

RPh2_2 549. 52 549. 52463. 80

( 417. 42)567. 77 D

注: 对于端部加宽试件，括号内的数字表示翼板非加宽部分承载

力，括号外数字表示翼板加宽部分承载力; 破坏模式在加载过

程中都有表现，其中第一项为最终导致不能加载的原因。

冷成型钢管) 、钢管成型焊缝不同位置( 钢管成型焊

缝是否位于钢管面板上) 以及不同节点区约束情况

( 钢管侧板处是否存在翼板) 对试件承载力和变形性

能的影响。各试件荷载与变形关系曲线如图 13 所

示。结合试验现象，图中曲线第 1 个峰值点为试件开

裂点。从表 3 和图 13 可以看出，冷成型钢管试件 RP1

的承载力要高于焊接组合截面试件 BP，原因之一是

冷成型工艺提高了钢管转角及其附近平板区域的材

料强度。试件 RP1 在临近开裂时的刚度略大于试件

BP。试件 RP1 与试件 RP5 两者曲线几乎重合，说明

冷成型钢管成型焊缝位置对连接的受力性能没有影

响。对钢管侧板有约束翼板的试件 RP1_R，其刚度

比无约束翼板的试件 RP1 稍有提高，但开裂后荷载

下降比较剧烈( 下降约 20% ) 。2. 4 翼板端部加宽对连接受拉性能的影响

参照狗骨式节点，对翼板与钢管连接处进行局

部加宽处理，并改变加宽处过渡坡度 η 的大小( 表

1) ，考察翼板加宽对连接性能的影响。两组具有不

同钢管宽厚比的试件对比情况如图 14、15 所示。图 14、15 的坐标分别用 Fy ( 或 Ty ) 和 Δy 进行无

量纲化处理。其中 Fy 采用式( 1) 计算，Ty 为翼板实

测截面面积( 翼板端部加宽试件按加宽部位计算) 和

表 2 相应钢板实测屈服强度的乘积。Δy 为有限元计

算时对应的 Fy 或 Ty 的变形值。纵坐标用 Fy 无量纲

化处理，意指试件承载力由管壁塑性屈服控制，用 Ty

无量纲化处理则表示试件承载力由翼板强度控制。从图 14 可以看出，对于翼板没有拉断的试件，加

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图 13 截面成型方式、成型焊缝位置及节点区

约束情况下对试件变形的影响

Fig． 13 Effect of section molding type，seams locationand restriction on load-deformation curves

图 14 翼板未拉断情况下翼板加宽及

其坡度对试件变形的影响

Fig． 14 Hunch effect in case of tube plate yielding

宽翼板对试件变形影响不大; 图中纵坐标分母 Fy 对

翼板加宽与否的试件计算值相同( 表 3) ，翼板加宽与

否的试件实测承载力基本相同，但试验设计的翼板

端部加宽试件与非加宽试件在翼板端部处宽度相同

( 图 1，表 1) ，故翼板端部加宽实际上可以提高非加

宽部分翼板的平均应力，提高倍数可以按加宽后的

宽度与正常翼板宽度的比值计算，如表 4 所示。而对

于翼板拉断试件组，加宽翼板对试件整体性能没有

明显影响( 图 15) 。2. 5 翼板与钢管宽度比 α、钢管宽厚比 β 及翼板与

钢管厚度比 τ 对受拉性能的影响

图 15 翼板拉断情况下翼板端部加宽

对试件变形的影响

Fig． 15 Hunch effect in case of flange plate rupture

表 5 为 α、β及 τ 对试件承载力的影响，从表 5 可

表 4 翼板加宽后翼板平均应力

Table 4 Hunch effect on average stressof flange plate

试件编号 Tcr /kN Bb /mm σ /MPa Bf /Bb 应力比

RP1 235. 19 200 117. 6 1. 00 1. 00RPh1_1 260. 24 180 144. 58 1. 11 1. 23RPh1_2 239. 56 180 133. 09 1. 11 1. 13RPh1_4 220. 83 180 122. 68 1. 11 1. 04

注: 应力比为各试件翼板平均应力与试件 RP1 的平均应力的比值。

表 5 α、β、τ 对承载力的影响

Table 5 Effect of α，β，τ on load carrying capacity试件编号 α β τ Tu /Fy Tu /Ty

RP1 0. 8 31. 3 1. 25 1. 01 0. 31RP2 0. 6 15. 6 0. 50 0. 81 1. 32RP3 0. 6 15. 6 1. 88 1. 10 0. 62RP4 0. 5 20. 0 2. 00 1. 44 0. 48

以看出，翼板与钢管宽度比 α 值越小，试验极限荷载

超出按塑性铰线法计算的面板屈服荷载越高，此时

承载力提高是由于面板变形过大而产生了薄膜拉

力，即翼板拉力向钢管面板中部集中，面板变形明

显，薄膜拉力的效应相应明显。钢管宽厚比 β 值越

小，相同管径情况下面板刚度越大，翼板端部由于面

板变形引起的剪力滞后效应导致的应力分布不均匀

现象越不明显，即翼板截面应力分布更趋于均匀，避

免出现明显应力集中。因此 β 值较小时，若能保证翼

板与钢管厚度比 τ 值也足够小，使得面板屈服荷载大

于翼板屈服荷载，其破坏模式为翼板母材拉断，若保

证焊缝强度则节点连接可满足等强度连接。对比图 14 ～ 16 可以看出，影响节点受拉性能的

主要因素是钢管宽厚比 β 和翼板与钢管厚度比 τ。对

于 β、τ 较小的试件( 试件 RP2，β= 15. 6，α= 0. 6，τ =

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图 16 钢管宽厚比、翼板与钢管的宽度比及厚度比

对试件变形的影响

Fig． 16 Effect of width-thickness ratio，width ratioand thickness ratio on behavior of specimens

0. 50) ，翼板受拉屈服直至延性断裂，试件的变形性

能最好; 对于 β 较小，而 τ 较大的试件( 试件 RP3，

β = 15. 6，α = 0. 6，τ = 1. 88) ，试件承载力虽然很高，

但延性较差; 对于 β、τ 均比较大的试件( 试件 RP4，

β = 20. 0，α = 0. 5，τ = 2. 00) ，其承载力和延性介于

上述两种情况之间; 对于 β 较大而 τ 较小的试件( 试

件 RP1，β = 31. 3，α = 0. 8，τ = 1. 25) ，承载力水平

较低，而延性较好，但其延性破坏是在翼板边缘高应

力引起开裂后发生，通过翼板中部截面逐渐参与工

作而体现，其翼缘最大平均应力仅为材料屈服应力

的 30% 左右。

图 17 荷载-钢管端部变形曲线对比

Fig． 17 Comparison of deformation at tube tips

2. 6 钢管端部变形

为了考察翼板拉力对钢管截面横向变形的影响

范围，比较了各试件钢管端部变形，如图 17 所示。图

中横坐标为变形无量纲化的百分比，其中，Δ tgcr 为试

件开裂荷载对应的钢管变形 Δ tg。曲线取至开裂荷

载，开裂以后的数据由于钢管扭转等原因不予采用。从图 17 可以看出，钢管长度为 3. 0 倍管宽时，自

由端变形均较小( RPh1_4 除外) 。说明翼板拉力对

钢管截面横向变形主要影响范围在翼板两侧各 1. 5倍管宽以内。

3 结论

( 1) 冷弯钢管在生产过程中在弯角部位会产生

很大的塑性变形，同时对平板部位产生相应的影响，

这种冷作硬化效应使得弯角处强度提高，延性降低，韧

性变差。但钢管成型焊缝位置对受力性能影响不大。( 2) 与直接焊接箱形截面相比，冷成型钢管试件

承载力、临近开裂时的刚度均有所提高。( 3) 钢管侧板存在约束的情况下钢管-翼板焊接

节点刚度会有一定提高，但提高程度不大。( 4) 影响翼板与钢管连接节点承载性能的主要

因素是钢管板件宽厚比以及翼板与钢管的厚度比，

实际梁柱节点采用无加劲直接焊接连接形式时，当

连接处钢管截面宽厚比较小、梁翼缘与钢管壁厚度

比也较小时可以实现梁柱节点的等强度连接。( 5) 对于节点承载力由钢管塑性破坏模式控制

的情况，翼板端部加宽可以提高非加宽翼板部位的

平均应力，提高翼板的承载效率。( 6) 翼板受拉对钢管截面变形的主要影响范围

在翼板每侧 1． 5 倍管宽以内。参 考 文 献

［1］ JG /T 178—2005 建筑结构用冷弯矩形钢管［S］．( JG /T 178—2005 Cold-formed steel hollow sectionsfor building structures［S］． ( in Chinese) )

［2］ Kurobane Y， Packer J A， Wardenier J， et al．Construction with hollow steel sections 9: design guidefor structural hollow section column connections［S］．2004．

［3］ 日本建築学会． 鋼構造接合部設計指針［S］． 2001．( AIJ． Recommendation for design of connections insteel structures［S］． 2001． ( in Japanese) )

［4］ 刘天新，韩军科，李振宝． 冷弯矩形钢管冷成型对节

点性能的影响［J］． 钢 结 构，2007，22 ( 6 ) : 30-32．( Liu Tianxin，Han Junke，Li Zhenbao． The effect ofcold-formed procedures on column-beam connections［J］． Steel Construction，2007，22 ( 6 ) : 30-32． ( inChinese) )

［5］ 李黎明，陈以一，李宁，等． 外套管式冷弯方钢管与

H 型钢梁连接节点的抗震性能［J］． 吉林大学学报:

工学版，2010，40( 1) : 67-71． ( Li Liming，Chen Yiyi，Li Ning， et al． Seismic performance of outer-shell

03

connection of cold-formed square tubular column and H-shaped steel beam［J］． Journal of Jilin University:

Engineering and Technology Edition，2010，40 ( 1 ) :

67-71． ( in Chinese) )

［6］ 李黎明，陈以一，李宁，等． 外套管式梁柱节点弯矩-转角关系控制参数研究［J］． 工程力学，2010，27( 7) : 126-130． ( Li Liming，Chen Yiyi，Li Ning，et al．Study on the controlling parameters describing M-θrelationship of outer-shell beam-column connection［J］．Engineering Mechanics，2010，27 ( 7 ) : 126-130． ( inChinese) )

［7］ 吴院生． 冷弯方管柱-H 型钢梁节点连接承载力研究

［D］． 武汉: 武汉理工大学，2005． ( Wu Yuansheng．The research of bearing capacity about cold-formed boxcolumn to H-beam connection joints［D］． Wuhan:

Wuhan Institute of Technology，2005． ( in Chinese) )

［8］ 森田耕次，江波戸和正，渡辺仁． 箱形断面柱-H 形断

面梁接合部のダイアフラム補強に関する研究［J］．日本建築学会構造系論文報告集，1989 ( 388 ) : 100-110． ( Morita Koji， Ebato Kazumasa， WatanebeSatoshi． Research on the effect of diaphragm on theconnection between box-column and H-shaped beam［J］． Journal of Structural and ConstructionalEngineering， AIJ， 1989 ( 388 ) : 100-110． ( in

Japanese) )

［9］ 苗纪奎，姜忻良，陈志华． 方钢管混凝土柱隔板贯通

节点静力拉伸试验［J］． 天津大学学报，2009，42( 3 ) : 208-213． ( Miao Jikui， Jiang Xinliang，ChenZhihua． Static tensile test on diaphragm-through ofconcrete-filled square tubular column［J］． Journal ofTianjin University， 2009， 42 ( 3 ) : 208-213． ( inChinese) )

［10］田渕基嗣，金谷弘，上場辉康． 角形鋼管柱·Hはり

接合部の局部破壊［J］． 日本建築学会構造系論文

報告 集，1985 ( 349 ) : 71-79． ( Tabuchi Mototsugu，

Kanetani Hiroshi，Kanba Teruyasu． Tube face failure ofconnection between RHS column and H-shaped beam［J］． Journal of Structural and ConstructionalEngineering，AIJ，1985( 349) : 71-79． ( in Japanese) )

［11］田渕基嗣，金谷弘，上場辉康． 角形鋼管柱·Hはり

接合部の局部耐力推定式［J］． 日本建築学会構造

系 論 文 報 告 集， 1985 ( 352 ) : 80-88． ( TabuchiMototsugu，Kanetani Hiroshi，Kanba Teruyasu． Tubeface capacity of connection between RHS column andH-shaped beam［J］． Journal of Structural andConstructional Engineering，AIJ，1985 ( 352 ) : 80-88．( in Japanese) )

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