隔板貫通式全螺栓節點抗連續性倒塌性能數值模擬分析

第一作者秦希女，碩士生，1990年生

通信作者王偉男，博士，研究員，博士生導師,1977年生

郵箱: weiwang@tongji.edu.cn

隔板貫通式全螺栓節點抗連續性倒塌性能數值模擬分析

秦希2，王偉1,2(1.同濟大學土木工程防災國家重點實驗室, 上海200092； 2.同濟大學建筑工程系, 上海200092)

摘要：對不同構造的矩形鋼管柱-H形鋼梁隔板貫通式全螺栓連接節點進行數值模擬分析，考察窄蓋板、較寬梯形蓋板及較寬梯形蓋板、梁下翼緣局部增大三種連接節點在連續性倒塌工況下的受力機理及破壞模式。結果表明，通過增大蓋板尺寸，使初始斷裂破壞位置外移至彎矩較小的外排螺栓處，可提高節點的承載能力。同時增大連接區域梁下翼緣寬度、蓋板寬度，可使梁下翼緣連接處螺栓孔優先發生孔壁承壓型破壞，延緩板件開裂，利于懸鏈線作用發展，大幅提高節點的承載能力。

關鍵詞：連續性倒塌；隔板貫通式節點；螺栓連接

收稿日期：2014-03-03修改稿收到日期：2014-04-25

中圖分類號:TU391文獻標志碼：A

Numerical simulation for progressive collapse behavior of through diaphragm bolted beam-column joints

QINXi2,WANGWei1,2(1. State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China；2. Department of Building Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract:Numerical simulation results of bolted I-beam-to-RHS column joints with through diaphragm against progressive collapse were presented. Three types of joints including narrow cover plate joints, wide cover plate joints and wide cover plate equipped with local strengthened bottom flange joints were investigated. Their load transfer mechanisms were clarified and their load-carrying capacities were evaluated. The results indicated that moving the initial position of fracture failure beyond the column by increasing the size of the cover plate can enhance the load-carrying capacity of the joints; at the same time, increasing the width of flange and cover plate in connection areas simultaneously may lead to bolt hole bearing failure, thus delaying the occurrence of cracking in plate is beneficial to the development of catenary action and obviously improving the load-carrying capacity of joints.

Key words:progressive collapse; through diaphragm joint; bolted connection

建筑結構因突發事件作用造成初始局部破壞可能導致相鄰構件或部分結構的漸進失效，發生連續性倒塌現象。結構連續性倒塌研究歷經發展，已從最初對結構體系的抗連續性倒塌分析、設計擴展至對節點或構件連接在抗結構連續性倒塌過程的性能研究[1]。建筑結構局部豎向承重構件失效后，剩余各部分的有效拉結可促成傳力路徑轉變實現不平衡荷載重新分布為阻止結構連續性倒塌最有效方法。此時，梁柱連接節點性能對結構拉結作用的發揮具有重要影響。

將節點性能作為主要參數研究，考察剩余結構發揮懸鏈線效應能力。文獻[2]對半剛性平端板連接梁柱節點進行兩組試驗，第一組比較螺栓直徑與端板厚度之比及螺栓排列對節點延性影響，第二組比較鋼材強度、端板與柱翼緣強弱關系對節點受力性能影響；Yang等[3-6]對7種不同構造節點(腹板連接、翼緣角鋼連接、鰭板連接、TSWA連接、平端板連接、外伸端板連接)進行試驗與數值模擬分析，并對比連接構造、角鋼厚度等參數表明，梁柱節點子結構內力發展過程及破壞形態與節點剛度相關；Lee等[7]對有翼緣加勁板的栓焊節點進行平面擬靜力加載試驗，研究梁的跨高比對模型受力性態影響；Sadek等[8-11]對“三柱二梁”普通栓焊節點(WUF-B)及梁截面削弱型栓焊節點(RBS)進行平面內擬靜力加載試驗及數值模擬，考察其在中柱失效時不同破壞模式及承載能力；王偉等[12-14]選取含閉合截面柱-H形梁剛性節點的平面B-J-B子結構進行柱頂施加豎向集中荷載的靜力試驗研究，對比不同連接構造、不同梁跨高比的梁柱節點在連續性倒塌工況下性能。

以上研究表明，鋼框架結構發生局部破壞后，由于節點承載力及變形能力限制，后續反應過程中節點性能往往起決定性作用，而節點的破壞模式及抗連續性倒塌性能主要依賴于節點的構造形式。本文利用ABAQUS有限元軟件，對3個不同構造的矩形鋼管柱-H形鋼梁隔板貫通式蓋板全螺栓連接節點進行數值模擬分析，考察在中柱失效情況下節點的受力機理、破壞模式及承載能力。

1節點構造設計

圖1　梁柱節點原型 Fig.1 Prototype beam-column joint

圖2　模型構造詳圖(單位：mm) Fig.2 Model construction details(dimensions in mm)

備用荷載路徑法指使主要承重構件失效后剩余結構通過冗余性能抵抗連續性倒塌的方法。文獻[15-16]通過備用荷載路徑法考察結構發生局部構件失效后性能，從而有效揭示出結構發生連續性倒塌過程及控制連續性倒塌發展的關鍵環節。典型工況見圖1。框架內柱失效后，剩余結構通過荷載重分布抵抗原由失效柱承擔的荷載。為簡化分析，設反彎點位于梁跨中L/2處，在梁跨中插入鉸，可得 “雙半跨中柱節點”模型。

本文設計3個不同構造的“雙半跨中柱”矩形鋼管柱-H形鋼梁隔板貫通式全螺栓連接節點。模型材料均用Q345鋼，鉸接點間跨度4 500 mm，柱高1 000 mm，柱截面尺寸□250×14，梁截面尺寸h100×150×6×8。方鋼管柱與隔板(厚8 mm)采用開坡口全熔透焊接連接，梁腹板用4顆10.9級M20摩擦型高強螺栓通過剪切板(厚6 mm)與柱連接，螺栓孔直徑22 mm。貫通的隔板作為蓋板通過4顆10.9級M24摩擦型高強螺栓與梁翼緣連接，螺栓孔直徑26 mm。連接處構件接觸面噴砂后涂無機富鋅漆，摩擦面抗滑移系數0.45。隔板中間開半徑70 mm圓孔。其余參數見圖2。

2數值模擬方法

利用ABAQUS軟件建立有限元模型，材料彈性模量2.06×105MPa，泊松比0.3。材料應力-應變關系源于材性單調拉伸試驗所得工程應力-應變曲線。

(1)

(2)

στ=σeng(1+εeng)

(3)

ετ=ln(1+εeng)

(4)

式中：Ffracture，Afracture分別為斷裂時刻對應的荷載與試件的斷后面積。

試驗中材性試件斷裂位置產生明顯頸縮現象，據文獻[8]方法，由式(1)、(2)計算斷裂點斷裂應力σfracture與斷裂應變εfracture。有限元模型中材料屬性應為其真實的應力-應變關系，因此需將工程應力-應變曲線由式(3)、式(4)換算成真實應力-應變曲線，將其由摘引伸計前的試驗曲線線性延伸到由σfracture、εfracture確定的斷裂點(σ=1 200 MPa)，并將以多折線擬合的真實應力-應變曲線輸入有限元材性中。設置梁、剪切板、隔板及柱平直段的材料屬性為M1，柱彎角段為M2，見表1。

大變形過程中，模型會出現材料斷裂現象，并對承載力產生明顯影響。“單元刪除法”為常用模擬材料斷裂方法，本文借助ABAQUS內置的延性金屬損傷準則，通過定義材料的斷裂應變、應力三軸性、應變率等參數實現單元刪除。模型的梁、剪切板、隔板等部件均可能出現斷裂現象，因此，亦為板件材料設置斷裂屬性。建立螺栓、梁、剪切板、隔板間接觸關系時，由于板件接觸處可能出現斷裂現象，若采用“接觸對”算法易造成計算結果不收斂，因此選“通用接觸”算法定義部件的接觸關系。設切向接觸屬性為“庫倫摩擦”，摩擦系數取0.45，與摩擦面的抗滑移系數一致；設法向接觸屬性為“硬接觸”。

表1　材料應力-應變關系

有限元模型中存在的大變形、材料不連續及復雜接觸問題易致剛度矩陣奇異，而用隱式積分算法則難以收斂。因此用顯式動態分析克服接觸對數量多、材料斷裂模擬所致不收斂問題。分析步中設置合理的加載速率、較小增量步，以減小加載過程中產生的慣性力。柱頂豎向位移加載時，采用平滑的“smooth step”加載曲線，使接觸能平穩建立。該措施可保證分析過程中的動能不超過內能的5%～10%(準靜態分析)，認為此時分析結果與靜態分析結果相近。

利用ABAQUS軟件對3種節點形式據其真實尺寸建立有限元模型，所有部件均采用C3D8R實體單元，并對應力集中及斷裂處劃分1 mm的較密網格。模型WC-NF全局坐標、邊界條件及網格劃分見圖3，其余模型類似?！半p半跨中柱節點”模型兩側梁端為固定鉸支座，柱頂與柱底僅發生豎向位移。因此，有限元模型中設梁端邊界條件為鉸接，鉸支座可提供豎向反力及橫向拉結力，柱頂、柱底設為Z向滑動約束，在柱頂實行Z向位移加載。

圖3　網格劃分及邊界條件 Fig.3 FE modeling and boundary condition

選文獻[13]中SI-WB試件為模擬對象，據數值模擬方法建立有限元模型，有限元分析與試驗的柱頂豎向荷載-位移曲線及破壞對比見圖 4、圖5。由兩圖看出，有限元分析結果與試驗結果存在一定差異，可能有限元模型所設材料應力-應變本構關系未考慮試件材料的各種缺陷所致，但有限元分析結果仍能反映梁柱子結構在豎向大變形下的主要受力特征。因此，數值模擬方法對節點的抗連續性倒塌性能模擬分析具有良好的適用性。

圖4　SI-WB柱頂荷載位移曲線 Fig.4 Load-displacement curves of SI-WB

圖5　SI-WB破壞現象 Fig.5 Failure mode of SI-WB

3數值模擬結果與討論

3.1豎向荷載-位移曲線與破壞模式

數值模擬結果對比分析以NC-NF模型為基準，由于該模型梁端上下翼緣螺栓孔削弱了梁截面面積(圖2)，因此，以偏離中軸線210 mm處截面作為該荷載工況下最不利截面，該截面達到全截面塑性受彎承載力(Mp=188 kN·m)時，對應的梁柱子結構柱頂荷載理論值為Fp=184 kN(Fp將用于荷載的無量綱化計算)。3模型中柱豎向荷載-位移曲線見圖6，其中位移、荷載分別除以半跨長L/2(2 250 mm)及Fp獲得θ(梁弦轉角)以及F/Fp獲得無量綱表述，曲線展示了模型在柱頂豎向位移逐漸增大過程中的受力全過程。各模型在梁弦轉角θ達到0.2 rad時的破壞模式見圖7。

由兩圖看出，NC-NF模型在初始階段，豎向荷載隨柱頂豎向位移線性增長，與WC-NF、WC-WF模型受力狀態一致；柱頂豎向位移達到23 mm(θ=0.01 rad)時剛度明顯降低，3模型的荷載-位移曲線出現分叉；柱頂豎向位移達到141 mm(A點，θ=0.063 rad)時梁下翼緣連接處蓋板開裂，荷載由192 kN(1.04Fp)迅速下降89%；此后節點子結構依靠梁上翼緣及腹板處連接抵抗柱頂荷載，荷載逐漸回升并超過斷裂前峰值, 剪切板螺栓孔由下至上逐次開裂；柱頂豎向位移達到428 mm(B點，θ=0.19 rad)時荷載達到最大值268 kN(1.46 Fp)并開始下降；柱頂豎向位移增大至459 mm(θ=0.2 rad)后開裂發展至上部蓋板，荷載迅速下降，模型破壞喪失承載力。

WC-NF模型在初始階段，豎向荷載隨柱頂豎向位移線性增長；柱頂豎向位移達到23 mm(θ=0.01 rad)時剛度明顯降低，與梁上翼緣連接的蓋板局部明顯屈曲；柱頂豎向位移達到206 mm(C點，θ=0.091 rad)時梁下翼緣在外排螺栓孔處斷裂，荷載由291 kN(1.58 Fp)迅速下降47%；隨柱頂豎向位移增大，破壞向上發展，梁腹板由下向上開裂，蓋板的屈曲現象逐漸消失，荷載回升并超過斷裂前峰值；柱頂豎向位移增大至397 mm(D點，θ=0.176 rad)時荷載達最大值348 kN(1.89Fp)，之后梁腹板裂縫向內延伸至螺栓孔，荷載迅速降低。WC-NF模型初始斷裂破壞對應柱頂豎向位移、荷載較NC-NF模型分別提高36%、34%，后期荷載最大值高23%。

WC-WF模型在初始階段，豎向荷載隨位移線性增長；柱頂豎向位移達到26 mm(θ=0.012 rad)時剛度明顯降低；之后荷載穩步上升，梁下翼緣與蓋板連接處螺栓孔因承壓破壞而不斷伸長；柱頂豎向位移達到352 mm(θ=0.156 rad)時梁下翼緣外排螺栓孔開裂，荷載達最大值627 kN(3.41Fp)，之后開裂由下翼緣迅速擴展至梁腹板螺栓孔，荷載迅速降低。WC-NF模型發生初始斷裂破壞對應的柱頂豎向位移、荷載較NC-NF 模型分別提高69%、63%，荷載最大值高57%，WC-WF模型柱頂荷載-位移曲線只有一個峰值。

加載過程中模型彎矩與軸力共同作用，梁下翼緣及蓋板主要傳遞拉力，而連接二者的螺栓受剪力作用，梁下翼緣、蓋板分別在內、外排螺栓處受力最大，模型破壞模式主要取決于各部件的承載力及受力大小，3模型均在最不利位置發生初始破壞：NC-NF模型用150 mm寬蓋板，內排螺栓處內力較大而凈截面面積較小，與梁下翼緣連接的蓋板在此截面受拉開裂；WC-NF模型用較寬的梯形蓋板，截面承載能力相應提高，使危險截面外移至梁凈截面面積最小的外排螺栓處；WC-WF模型用較寬的梯形蓋板，并局部增大梁下翼緣寬度，梁下翼緣外排螺栓處成為薄弱部位。

結果表明，NC-NF及WC-NF模型在梁下翼緣與蓋板連接處失效后可通過剩余截面傳力，使節點子結構承載力恢復，并超過前期荷載峰值。通過增大蓋板尺寸，使初始斷裂破壞位置外移，可提高模型的承載能力；同時增大蓋板尺寸及連接區域梁下翼緣寬度，可顯著提高模型承載能力。

圖6　柱頂豎向荷載-位移曲線 Fig.6 Vetical load-displacement curve

圖7　破壞模式(θ=0.2 rad) Fig.7 Failure modes

3模型變形形態類似， WC-NF模型變形形態見圖8，圖中曲線展現了中柱豎向位移作用下模型變形全過程：柱頂豎向位移較小時形狀呈二次拋物線，以彎曲變形為主；隨柱頂豎向位移增大，鉸支座與中柱間梁段逐漸呈直線，此時梁段以受軸向拉力為主，可見，豎向抗力機制已由抗彎作用轉為懸鏈線作用。

圖8　模型WC-NF變形形態 Fig.8 Deflection profiles of WC-NF

3.2梁截面應力發展與分布

螺栓連接區域外側梁截面(距中軸線350 mm)即截面1見圖9。其中圖9(b)為NC-NF、WC-NF模型截面，圖9(c)為WC-WF模型截面。

圖9　截面1示意圖 Fig.9 Schematic view of cross-section 1

各模型在該截面的應力隨梁柱頂豎向位移發展曲線及對應不同弦轉角的應力分布見圖10(θ=0.01 rad、

θ=0.05 rad、θ=0.1 rad、θ=0.15 rad、θ=0.2 rad)。由圖10看出，模型在初始受力階段(0～0.01 rad)，梁上翼緣受壓下翼緣受拉，中和軸與形心軸基本重合，截面拉壓應力線性、對稱發展，此階段模型主要通過抗彎作用提供抗力。隨柱頂豎向位移增大中和軸由形心軸向上偏移，截面受力由純彎狀態轉為拉彎狀態。梁下翼緣與蓋板傳力失效后，位于梁下翼緣的Ⅳ點拉應力迅速降低，位于腹板下部的Ⅲ點拉應力隨梁下翼緣回縮也有所降低。變形較大時，分別位于梁上翼緣及腹板上部Ⅰ、Ⅱ點壓應力隨梁伸長不斷減小，并逐漸轉為拉應力，截面1轉為受拉狀態。

圖10　截面1應力發展與分布 Fig.10 Stress development and distribution at cross-section 1

對比3模型可知，斷裂前NC-NF模型只有梁翼緣能達屈服強度，WC-NF模型梁翼緣及腹板下方部分區域能達屈服強度，WC-WF模型只有位于形心軸上方的小部分腹板區域未達屈服強度?？梢?，斷裂前WC-WF模型截面1應力值達較高水平，截面各點材料強度得到充分發揮，抗彎承載力最大。從梁翼緣(Ⅰ點、Ⅳ點)屈服到模型斷裂，NC-NF模型柱只向下移動41 mm，WC-NF模型柱向下移動171 mm，WC-WF模型柱向下移動312 mm，說明WC-WF模型可在較大變形范圍內保持截面完整性，有利于截面塑性發展。另外，NC-NF及WC-NF模型Ⅰ點壓應力均因斷裂而轉為拉應力，而WC-WF模型Ⅰ點壓應力在斷裂發生前已轉為拉應力。

3.3內力發展路徑分析

3模型截面1的彎矩及軸力隨柱頂豎向位移發展曲線見圖11，其中Mp與Np分別為梁全截面塑性抗彎承載力及軸拉屈服承載力，分別取為188 kN·m及1 641 kN，用于彎矩及軸力的無量綱化。由圖11看出，初始階段(0～0.01 rad)截面1彎矩線性增長而軸力增長緩慢，截面以受彎矩作用為主；之后彎矩緩慢增長后基本維持不變，此時NC-NF及WC-NF模型彎矩值近似于0.82 Mp，WC-WF模型彎矩值約為1.15 Mp，軸力在此階段呈穩定增長趨勢。NC-NF及WC-NF模型發生局部斷裂后(A點、C點)，承受拉力的梁下翼緣傳力路徑失效，截面主要依靠上部殘余截面受拉提供抗力，由圖10(a)(b)可知，截面拉應力呈上大下小分布形態，故其合力矩(即截面1彎矩)持續下降并轉為負值，而軸力在有所降低后加速增長，并超過前峰值，在分別達到0.52Fp及0.7Fp后保持穩定；由圖10(c)可知，WC-WF模型截面1隨軸力迅速發展，梁上翼緣及上方腹板壓應力逐漸轉為拉應力，因此斷裂前其彎矩值已開始緩慢下降，在梁下翼緣斷裂后E點)迅速下降轉為負值。斷裂產生時截面1軸力達最大值1.0 Fp，但由于斷裂迅速擴展至腹板螺栓孔，有效傳力截面急劇減小，軸力下降后不再回升。

圖11　截面1彎矩及軸力發展曲線 Fig.11 Bending moment and axial force development at cross section 1

對比3模型知，WC-WF模型截面1可發展更大的彎矩、軸力。彎矩最大值約為NC-NF及WC-NF模型的1.22倍。WC-WF模型在較大變形下發生斷裂，此時截面1已由受彎為主狀態轉為受拉為主，基本達到全截面受拉屈服，截面承載力得到充分發揮。NC-NF及WC-NF模型截面1彎矩因斷裂產而下降，抗彎承載力嚴重削弱，截面通過發展軸力提供抗力，但由于有效傳力截面被削弱，軸力最大值遠小于WC-WF模型， NC-NF及WC-NF模型截面過早斷裂限制了截面內力的發展。

3.4豎向抗力機制分析

中柱失效后，梁柱節點提供的承載力可抵抗原由失效柱承擔的重力荷載。如圖12所示，節點中柱豎向荷載FV由截面軸力及剪力的豎向分量共同承擔，其中，軸力豎向分量之和FC源于節點子結構懸鏈線作用，截面剪力豎向分量之和FF源于抗彎作用。本文提取鉸支座處A、B截面軸力，并評估兩種抗力機制提供的承載力大小，即

FC=NAsinθ+NBsinθ

(5)

FF=FV-FC

(6)

式中：FV為模型柱頂豎向荷載；FC為懸鏈線作用提供的豎向承載力；FF為抗彎作用提供的豎向承載力；NA，NB為鉸支座處梁截面軸力。

圖12　節點子結構受力模型 Fig.12 Mechanical model of beam-to-column assembly

各模型彎矩作用及懸鏈線作用提供的豎向承載力隨柱頂豎向位移發展曲線見圖13，圖中展示了隨施加于柱頂豎向位移增大，主要抗力機制由抗彎作用逐漸轉為懸鏈線作用全過程。與圖10、圖11對比知，抗彎作用FF發展與截面1彎矩發展一致；懸鏈線作用FC發揮由梁截面軸力與梁弦轉角兩因素決定。加載前期，梁弦轉角值較小，FC發展滯后于截面1軸力發展；加載后期，梁弦轉角增大，FC較軸力增長快，且在軸力維持不變時仍可增長。

NC-NF模型開裂較早(θ=0.063 rad)，因此開裂前，其豎向承載力幾乎全由抗彎作用提供。WC-NF模型開裂前FC雖有所發展，但大部分抗力仍由FF提供。NC-NF與WC-NF模型開裂后(A點、C點)，FF大幅降低；隨后FC迅速增長，抗力機制由抗彎作用向懸鏈線作用轉化；隨截面不斷開裂， FF持續下降并轉為負值，而FC仍可增長，除抵抗柱頂施加荷載外，需消解FF產生的負承載力，在柱頂豎向荷載分別達到428 mm(B點：0.19 rad)及397 mm(D點：0.176 rad)時，FC分別達最大值1.75Fp及2.12Fp。WC-WF模型開裂前FF已逐漸降低，而FC加速增長，抗力機制由抗彎作用向懸鏈線作用轉化；開裂時(E點：0.156 rad)FC達最大值3.4Fp，之后FF與FC均降低。

圖13　彎矩作用及懸鏈線作用發展曲線 Fig.13 Resistance provided by flexural or catenary mechanism.

變形較大時模型抗力主要由懸鏈線作用提供。喪失承載力前，3模型均能達到較大變形(B點、D點、E點)，但較NC-NF及WC-NF模型，WC-WF模型可發展更大軸力，通過懸鏈線作用提供更大豎向承載力，可見，模型承載力不僅依賴于其最終變形能力，亦依賴于截面完整狀態的變形能力。

3.5螺栓傳力及螺栓孔變形分析

NC-NF、WC-NF及WC-WF三種不同構造的節點，在后續豎向大變形過程中利用懸索機制提供豎向抗力。模擬結果顯示，蓋板及梁下翼緣連接區域尺寸影響模型斷裂時的變形大小，并使節點子結構承載能力產生分化。在此通過對斷裂位置螺栓傳力及螺栓孔變形形狀分析，探究蓋板及梁下翼緣構造影響。3模型斷裂均從螺栓孔處開展，斷裂位置螺栓孔均產生橢圓化變形，見圖14。由圖14看出，螺栓孔橢圓化由兩種變形成分合成：①梁下翼緣與蓋板在加載過程中傳遞拉力，在拉力作用下部件整體被拉長，螺栓孔被拉成橢圓形。若拉力持續增長，凈截面面積最小截面將產生收

縮現象并發生斷裂，即受拉破壞；②部件與螺栓間通過螺栓孔承擔螺桿壓力傳力，螺桿擠壓螺栓孔會使螺栓孔伸長，若變形較大，螺栓孔壁會開裂，即發生孔壁承壓型破壞。

圖14　螺栓孔變形示意圖 Fig.14 Schematic view of bolt hole deformation

螺栓剪力(即螺栓孔承擔的壓力)隨柱頂豎向位移發展曲線及蓋板或梁下翼緣開裂前螺栓孔變形形狀見圖15，圖中(d)為螺栓孔開始發展塑性至傳力失效柱向下移動的距離。由圖15看出，NC-NF及WC-NF模型螺栓孔處截面均出現收縮現象，表明螺栓孔斷裂主

圖15　螺栓剪力發展曲線 Fig.15 Shear force development in the bolts

要由板件受拉引起。WC-WF模型開裂前相應截面未發生明顯收縮，表明凈截面抗拉承載力大于螺栓孔抗壓承載力，螺桿擠壓為導致螺栓孔開裂的主要原因。因螺栓剪力與梁下翼緣(Ⅳ點)拉應力發展相符(圖10)，均在開裂前保持穩定、開裂后迅速降低，穩定階段即為塑性發展階段。d值可反映螺栓孔的塑性變形能力，對比知，WC-WF模型d值遠大于NC-NF及WC-NF。通過調整蓋板尺寸、局部增大連接處梁下翼緣寬度，使螺栓孔發生孔壁承壓型破壞，可提高螺栓孔的變形能力，進而大幅提高節點承載力。

4結論

通過數值模擬分析3個不同構造的矩形鋼管柱-H形鋼梁隔板貫通式全螺栓連接節點在連續性倒塌工況下性能，結論如下：

(1)節點子結構梁下翼緣與蓋板在螺栓傳力過程中，分別在內、外排螺栓處受力最大；增大蓋板尺寸，使初始斷裂破壞位置移至彎矩較小的外排螺栓處，可提高節點的承載力。

(2)同時增大連接區域梁下翼緣寬度及蓋板寬度，使梁下翼緣連接處螺栓孔發生孔壁承壓型破壞，可提高螺栓孔變形能力、延緩模型開裂，使截面受拉承載力充分發揮，利于懸鏈線作用發展，能大幅提高節點承載力。

(3)建議采用寬蓋板、梁下翼緣局部增大的節點形式，以提高其抗連續性倒塌能力。

參考文獻

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