H型鋼梁與矩形鋼管混凝土柱平齊式端板單邊螺栓連接節點彎矩-轉角分析模型

趙均海，樊軍超，高偉琪

(長安大學建筑工程學院，西安 710061)

鋼管混凝土節點設計是鋼管混凝土組合框架設計的重要組成部分[1?2]。由于外圍鋼管對混凝土的約束作用，使得鋼管混凝土柱具有承載力高、延性好、外形美觀和便于施工等優點[3?5]。螺栓端板連接在實際工程中得到廣泛應用，特別是在裝配式鋼結構或避免現場焊接的情況下[6?7]。因此，本文研究的鋼管混凝土平齊式端板單邊螺栓連接節點(CFSTCEPBB)充分利用了鋼管混凝土(CFST)柱和螺栓連接的優點。CFSTCEPBB通過平齊式端板和單邊螺栓連接鋼梁和普通鋼管混凝土柱或復式鋼管混凝土柱，構造詳情如圖1所示。試驗結果表明，CFSTCEPBB具有很好的抗震性能和延性[8?10]。

圖1 CFSTCEPBB構造Fig.1 Configuration of CFSTCEPBB

節點彎矩-轉角關系曲線能夠直接反映節點的性能，從該曲線可以得到節點的極限彎矩和初始轉動剛度。此外，可以根據節點彎矩-轉角曲線的初始斜率確定節點類型，理想剛性節點的初始斜率無窮大，理想鉸接節點的初始斜率為零；試驗結果表明CFSTCEPBB彎矩-轉角曲線的初始斜率介于無窮大和零之間[8?10]，因此CFSTCEPBB可看作半剛性節點。目前，獲取節點精確的彎矩-轉角關系曲線常用的方法是通過試驗研究或有限元分析[11?14]，但是這兩種方法的缺點是會產生大量的時間、資金和人工成本，假如節點構造中某一參數改變，則需要進行更多的試驗研究和有限元分析，不利于實際工程應用。考慮到實際工程中每個節點構造并不完全一樣，理論模型可高效解決節點參數變化的問題。Yee和Melchers[15]提出了鋼結構中端板螺栓連接節點彎矩-轉角關系四參數模型，并給出了每個參數詳細的確定方法。Ataei等[16]通過有限元分析建立組合框架結構中單邊螺栓平齊端板連接節點的彎矩-轉角關系模型，與試驗結果吻合良好。陳學森等[17]基于組件法提出大容量端板節點彎矩-轉角關系非線性模型，與試驗結果吻合較好，但該模型為分段模型且模型復雜。Zhou等[18]根據節點可能破壞模式建立基于極限彎矩和初始轉動剛度的雙參數指數模型，基于模型的預測結果和試驗曲線吻合較好，但未考慮節點構造形式對節點性能的影響。以上文獻中的彎矩-轉角關系模型僅適用于特定的節點類型，因此，非常有必要建立適用于CFSTCEPBB的彎矩-轉角關系模型。

節點的極限彎矩值和初始轉動剛度值是建立彎矩-轉角關系曲線模型時所需的2個重要參數[6,19]。對于節點的極限彎矩，考慮所有可能破壞模式下節點的抵抗彎矩，取其最小值作為節點的極限抵抗彎矩[15,18]。確定節點初始轉動剛度的方法主要有2種：一種是基于歐洲規范EC3[20]，在節點彎矩-轉角曲線中，取M=2/3Mj,RD時的割線剛度作為節點的初始轉動剛度，其中Mj,RD為節點的極限抗彎承載力；另一種是基于組件法建立節點初始轉動剛度計算模型[21?23]。以上文獻中關于極限彎矩的計算方法和初始轉動剛度的分析模型均不適用于本文研究的兩種CFSTCEPBB，因此對于圖1節點類型有必要提出簡便、準確的極限彎矩計算方法，建立初始轉動剛度分析模型，為建立彎矩-轉角關系模型奠定基礎。

本文提出了一種新的三參數指數模型，通過確定節點極限彎矩和初始轉動剛度、選取節點形狀參數預測CFSTCEPBB彎矩-轉角關系曲線。考慮CFSTCEPBB的可能破壞模式，建立節點極限彎矩計算模型，基于組件法建立CFSTCEPBB的初始轉動剛度計算模型。此外，與試驗結果對比驗證本文模型的正確性，并給出結論。

1 節點彎矩-轉角模型

在半剛性框架結構設計中應充分考慮節點彎矩和轉角的關系，然而目前尚未有關于圖1所示2種常見CFSTCEPBB的彎矩-轉角關系模型，因此有必要建立能夠精確預測該類節點彎矩-轉角關系的理論分析模型。實用而精確的彎矩和轉角關系模型應具備以下特點：1)力學和數學理論基礎；2)模型簡單，參數較少且容易確定；3)與試驗結果吻合良好，能夠很好地解釋節點的力學特性。

Ramberg-Osgood模型是常用的非線性模型，因為它形式簡單，如式(1)所示。

該模型考慮節點的轉動剛度Ki、屈服抗彎承載力My、形狀參數c以及引入考慮極限彎矩影響的形狀系數η，通過選取適當的η和c，預測曲線和試驗結果吻合較好。然而該模型不能明確定義節點的彈性階段和極限狀態[17]。

Yee等[15]提出鋼結構中半剛性梁柱節點彎矩和轉角關系的四參數指數模型，如式(2)所示，式中塑性抗彎承載力Mp，應變強化剛度Kp和初始轉動剛度Ki均可通過模型計算，形狀系數c通過試驗數據回歸得到，該模型參數較多且參數確定過程復雜。

在鋼結構中節點的Kp/Ki不超過2%[24?25]，CFSTCEPBB的Ki大于鋼結構節點，則CFSTCEPBB的Kp/Ki不超過2%。式(2)所示的模型中采用塑性抗彎承載力Mp，因此需引入應變強化剛度Kp來預測節點的極限狀態，但確定Kp的過程復雜，增加預測彎矩-轉角模型的工作量。研究表明對不同類型的節點采取適當的c值[15]，使得基于模型的預測結果精度更高，因此不應忽略形狀系數c的影響。

基于以上分析，提出預測CFSTCEPBB彎矩-轉角關系的三參數指數模型：

由于節點形式不同，極限彎矩Mu和初始剛度Ki不能通過已有的計算模型確定，將在下節提出適用于CFSTCEPBB極限彎矩的計算方法，建立初始剛度Ki分析模型。通過已有試驗結果回歸得到2種節點類型形狀參數c的最優取值[8?10]，詳情見表1。

表1 參數c取值Table 1 Value of parameter c

如圖2所示，所提出的彎矩-轉角關系模型滿足以下4個特征：1)θ=0時，M=0，即曲線通過原點；2)θ=0時，dM/dθ=Ki，即曲線原點處的斜率等于節點的初始轉動剛度；3)θ=θu時，M=Mu，即曲線通過極限狀態點；4)θ=θu時，dM/dθ=0，即曲線在極限點處的斜率為0。

圖2 彎矩-轉角關系曲線示意圖Fig.2 Schematic diagram of moment-rotation relation curve

2 節點極限彎矩計算方法

本節基于已有的鋼結構螺栓端板連接節點[15]和鋼管混凝土貫通螺栓端板連接節點的極限抗彎承載力分析模型[18]，提出CFSTCEPBB的極限彎矩計算方法。

Zhou等[18]提出鋼管混凝土柱-鋼梁端板貫通螺栓端板連接節點極限彎矩的計算方法為：

式中：hb為鋼梁截面高度；tbf為鋼梁翼緣厚度；F為節點破壞時鋼梁翼緣拉、壓力。F由以下5種破壞模式確定：1)端板受彎，Fep；2)螺栓受拉，Fbo；3)柱橫向受壓，Fc；4)核心區受剪，Fpz；5) 鋼梁受彎，Fb；F=min(Fep,Fbo,Fc,Fpz,Fb)。

文獻[18]中17個節點試件的研究結果表明，在節點破壞模式的預測結果和試驗結果中均未出現鋼管混凝土柱橫向受壓、核心區受剪的破壞模式；此外，Wang等[8?10]已對CFSTCEPBB進行試驗研究，結果表明2種節點破壞時，鋼管混凝土柱未出現明顯的受壓和剪切破壞。因此，為了方便實際工程應用，計算CFSTCEPBB的極限彎矩時不考慮鋼管混凝土柱橫向受壓、核心區受剪2種破壞模式，僅考慮以下3種可能的破壞模式：1)端板受彎；2)螺栓受拉；3)鋼梁受彎；如圖3所示。根據常用的單邊螺栓平齊式端板連接節點構造，假定：1)每排有2個螺栓；2)節點處的彎矩以鋼梁翼緣中心處的軸力形式傳遞給柱。

圖3 CFSTCEPBB的可能失效模式Fig.3 Possible failure modes of the CFSTCEPBB

基于以上分析，首先計算各破壞模式下鋼梁翼緣拉、壓力，然后通過式(4)得到各破壞模式下的極限彎矩，最終選取最小的極限彎矩作為2種CFSTCEPBB的極限彎矩，即：

2.1 平齊式端板彎曲屈服破壞時鋼梁翼緣的拉、壓力F ep

CFSTCEPBB的鋼梁和端板采用焊接連接，試驗結果表明[8?10]，隨著節點處荷載增大直至破壞，端板彎曲和螺栓拉伸幅度不斷增大，但端板和鋼梁的焊縫處均未出現撕裂現象，焊縫抗拉剛度遠大于端板抗彎剛度。此外，對于貫通螺栓端板連接節點，未考慮焊縫影響，基于簡化模型的預測結果和試驗結果吻合很好[18,21]。因此，不考慮焊縫對節點性能的影響。當節點受彎矩作用時，翼緣力F通過焊接節點直接傳遞給端板。對于鋼結構中通過平齊式端板螺栓連接的節點，端板抗彎承載力采用屈服線理論確定[26]，屈服模式如圖4所示。

圖4 平齊式端板屈服線模式Fig.4 Yield line mechanism of the flush endplate

CFSTCEPBB與鋼結構梁柱節點僅柱形式不同，前者剛度較后者更大，使得端板能夠更好的發揮抗彎能力。因此基于屈服線理論得到平齊式端板受彎屈服破壞時的鋼梁翼緣力為[26]：

式中：fep是端板的屈服強度；tep是端板厚度；其他參數如圖4所示。

2.2 螺栓受拉破壞時鋼梁翼緣力F bo

梁柱節點采用平齊式端板和單邊螺栓連接的鋼管混凝土結構在遭受水平荷載作用時，鋼梁承受水平力通過端板傳遞給螺栓，進而傳遞給鋼管混凝土柱。當節點彎矩達到一定值時，受拉區端板會與柱壁分離，受拉區螺栓承受由鋼梁翼緣拉力和撬力引起的軸向力。考慮撬力影響，螺栓受拉破壞時鋼梁翼緣力為[20]：

式中：nt為受拉區螺栓數目；fbo,u和fep,u分別是螺栓和端板的極限抗拉強度；Abo是螺栓截面面積；dm是螺栓頭的直徑。

2.3 鋼梁受彎屈服破壞時翼緣力F b

若鋼管混凝土結構承受地震荷載時在框架柱內形成塑性鉸，會引起整體結構破壞，造成大量經濟和生命損失。為避免此類問題出現，在結構抗震設計時應使塑性鉸出現在梁端，滿足“強柱弱梁，強節點弱構件，強剪弱彎”的設計原則。

當鋼梁受彎屈服時，由力學知識得鋼梁翼緣力為：

式中：fb是鋼梁屈服強度；Wz是鋼梁彎曲截面系數，與橫截面的形狀和尺寸有關。

3 節點初始剛度分析模型

節點初始轉動剛度是反映荷載初期節點變形能力的重要指標，目前確定半剛性節點的初始轉動剛度通常采用試驗或數值模擬的方法，消耗大量的人力物力，不具有實用性。因此，建立一種簡便、實用且適用于CFSTCEPBB的初始轉動剛度分析模型具有重要意義。組件法常被用來建立半剛性組合節點的初始轉動剛度分析模型[21?23]，作如下假定：

1)各組件均處于彈性狀態且為小變形；

2)僅考慮節點受拉區變形，忽略受壓區變形；

3)節點的轉動中心位于鋼梁受壓翼緣中心線處；

4)平截面假定。

節點受彎矩作用后變形如圖5所示，由于受壓區變形很小，可忽略受壓區變形。節點轉動主要由端板彎曲變形δep、螺栓受拉變形δbo和柱核心區剪切變形δc組成，根據小變形假設，節點轉角為：

圖5 節點變形示意圖Fig.5 Schematic diagram for deformation of the CFSTCEPBB

根據材料力學知識，計算文獻[8?10]中8個鋼梁試件橫截面翼緣對中性軸的慣性矩與腹板對中性軸的慣性矩之比，其值為5∶1～6∶1；此外，將梁端彎矩簡化為作用于上、下翼緣的力偶，并未影響鋼管混凝土柱與H型鋼梁延伸端板貫通螺栓連接節點初始轉動剛度模型的正確性[21]。因此，建立本文研究節點的初始剛度分析模型時，認為梁端彎矩主要由鋼梁上、下翼緣承受，故可將節點處彎矩等效為作用于鋼梁上、下翼緣處的力偶，如圖4所示。則等效力大小為：

將CFSTCEPBB的端板、螺栓和柱核心區各部件簡化為相應的等效彈簧，節點受拉區鋼梁翼緣受等效力F作用時，各部件等效彈簧受力分別為Fep、Fbo和Fc，各彈簧變形分別為δep、δbo和δc，如圖6所示。

圖6 節點等效彈簧變形圖Fig.6 Deformation diagram of equivalent springs

根據胡克定律，各構件剛度為：

對節點處端板進行受力分析，如圖7所示。端板與鋼梁翼緣通過焊接連接，因此端板受鋼梁翼緣傳力為F，即Fep=F。由于端板處每根螺栓規格相同，且施加的預緊力相等，因此荷載初期受拉區每根螺栓對端板的壓力T相等，由式(14)～式(15)確定。柱核心區受力僅由螺栓傳遞，故Fc=Fbo。由轉動中心力矩平衡得：

圖7 平齊式端板受力圖Fig.7 Forcesanalysisof theflush endplate

其中：

由式(14)～式(15)得：

式中：m2為每排螺栓數目；n為受拉螺栓數目。

由式(9)～式(16)得CFSTCEPBB的初始轉動剛度為：

3.1 平齊式端板抗彎剛度K ep

端板受鋼梁翼緣拉力變形如圖8所示，端板通過螺栓預緊力與鋼管柱壁緊密結合。荷載初期，由于對螺栓施加較大的預緊力，端板在螺栓處轉動極小可忽略[22]，故可將平齊式端板受鋼梁翼緣拉力簡化為懸臂梁受集中荷載作用力學模型，如圖8所示。

圖8 平齊式端板受力簡化模型Fig.8 Simplified mechanical model of the flush endplate

由力學知識得平齊式端板變形為：

由式(11)和式(18)得CFSTCEPBB中平齊端板抗彎剛度為：

3.2 螺栓抗拉剛度K bo

計算端板抗彎剛度時，假定螺栓處為固定約束，端板在螺栓處無水平位移，然而螺栓受軸向外力作用會產生軸向變形，進而使端板產生水平位移，因此螺栓受拉變形是節點變形的重要組成部分。EC3[20]給出了螺栓軸向抗拉剛度為：

式中：0.8為考慮撬力的影響系數；Ebo為螺栓彈性模量；Abo為受拉螺栓有效截面面積；Lbo為螺栓穿過的有效長度。

有研究表明[22]撬力一般在外拉力達到預拉力50%時才開始出現，因此研究節點初始轉動剛度時可不考慮撬力影響，故CFSTCEPBB中螺栓軸向抗拉剛度為：

3.3 柱核心區抗剪剛度K c

本文研究的節點類型采用單邊螺栓，該類螺栓未穿過鋼管混凝土柱的全截面。在螺栓拉力作用下，柱抗剪核心區的鋼管柱腹板的剪切變形方向和鋼管柱翼緣的彎曲變形方向均與混凝土剪切變形方向一致；此外，在小變形假定下，混凝土和鋼管管壁無較大相對變形。因此，為簡化節點初始剛度模型可不考慮混凝土和鋼管管壁之間的相互作用。

在復式鋼管混凝土柱-鋼梁節點中緊固件采用單邊螺栓[10]，如圖9所示。由于混凝土硬化后對螺栓產生極大的握裹力[27]，螺栓拉力先作用于內層鋼管柱單側柱壁和夾層混凝土，進而傳遞給外層鋼管柱壁。為使節點初始轉動剛度理論計算結果偏于安全，假定荷載初期柱核心區有效抗剪截面面積如圖9所示。其傳力路徑與普通鋼管混凝土平齊式端板貫通螺栓連接節點相同，故將荷載初期復式鋼管混凝土柱核心區抗剪簡化為如圖10所示的節點類型。

圖9 復式鋼管混凝土柱Fig.9 CFDSTcolumn

如圖10所示，該類節點螺栓穿過柱全截面，荷載初期柱核心區變形可由鋼管柱翼緣、腹板和核心混凝土三部分變形共同組成，以剪切變形為主[21]。因此，荷載初期柱核心區抗剪剛度由鋼管柱翼緣抗彎剛度、鋼管柱腹板抗剪剛度和核心混凝土抗剪剛度共同組成，根據不考慮受壓區變形的基本假定，將柱核心區受力可簡化為固定端短柱受力模型，如圖10所示。

圖10 復式鋼管混凝土柱核心區抗剪簡化力學模型Fig.10 Simplified mechanical model of CFSTcolumn in shear

柱節點核心區各抗剪部件受力和變形滿足：

式中：Fcf、Fcw和Fcc分別為鋼管柱翼緣、鋼管柱腹板和核心混凝土受力；δcf、δcw和δcc分別為鋼管柱翼緣、鋼管柱腹板和核心混凝土變形。

由力學知識得各部件變形如下：

式中：Icf為鋼管柱翼緣截面慣性矩；Ecw、Ecf、Ecc分別為鋼管柱腹板、鋼管柱翼緣、混凝土彈性模量；νcw、νcc分別為鋼管柱腹板、混凝土泊松比；rc為考慮螺栓孔的混凝土抗剪剛度折減系數，按式(27)確定[28]；hc為柱核心區抗剪有效高度，按式(28)確定。

式中：tcc為柱核心混凝土厚度；m1為核心區螺栓排數；db為螺栓孔直徑。

柱核心區受力主要由螺栓提供，螺栓傳遞拉力在鋼管柱翼緣寬度方向沿45°擴散角傳遞[22]，因此柱核心區有效高度hc按下式確定：

式中：l1為受拉區最外排螺栓中心到鋼梁受壓翼緣中心的距離；af為螺栓中心到鋼管柱翼緣邊緣的距離，如圖10所示。

由式(13)、式(22)～式(28)得CFSTCEPBB(復式鋼管混凝土柱)柱核心區抗剪剛度為：

在普通鋼管混凝土柱-鋼梁節點中，核心混凝土抗拉強度低，混凝土硬化后的粘結效應會對螺栓產生極大握裹力[27]，螺栓沒有穿過柱截面。荷載初期另一側鋼管柱翼緣和腹板不受螺栓拉力，因此不考慮核心區無螺栓部分混凝土、鋼管柱腹板和另一側翼緣對節點初始轉動剛度的貢獻。鋼管柱角部對鋼管柱翼緣平面外變形的約束與鋼梁受壓翼緣中心處對鋼管柱翼緣的約束相比較小，同理將鋼管柱翼緣受力作用簡化為懸臂梁受集中荷載作用的力學模型，參與抗剪的混凝土簡化為固定端短柱抗剪模型，如圖11所示。

圖11 普通鋼管混凝土柱核心區簡化力學模型Fig.11 Simplified mechanical model of ordinary CFST column in shear

鋼管柱翼緣和混凝土受力分別為Fcf、Fcc，變形分別為δcf、δcc，滿足：

該類節點僅考慮單側鋼管柱翼緣對柱核心區抗剪剛度的貢獻，因此δcf為：

混凝土剪切變形計算同式(26)，由式(13)、式(26)、式(28)、式(30)～式(32)得普通鋼管混凝土柱核心區抗剪剛度為：

4 模型正確性驗證

4.1 極限彎矩和初始剛度計算模型

Wang等[8?10]對6個CFSTCEPBB試件進行了試驗研究，試件端板形式為平齊式端板，螺栓為單邊螺栓。其中試件SDSJ1-1和SDSJ1-2為復式鋼管混凝土柱-鋼梁節點，其余試件為普通鋼管混凝土柱-鋼梁節點。試件MTF1和MTF2采用單調加載方式；其余試件采用循環加載方式。

為了驗證所提出的極限彎矩計算方法和初始剛度分析模型的正確性，基于本文研究結果得到每個試件極限彎矩和初始轉動剛度的預測值，基于EC3[20]得到試件的初始轉動剛度預測值，與試驗結果進行對比結果見表2。所有試件的詳細尺寸及試驗詳情見文獻[8? 10]。

表2 計算結果和試驗結果對比Table 2 Comparison of calculation results and test results

由表2可知，所有試件的預測破壞模式均為端板彎曲屈服破壞，各試件試驗破壞結果如圖12所示[8?10]，與本文對節點破壞模式的預測結果進行對比，結果表明基于本文極限彎矩計算方法對節點破壞模式的預測是合理的。

圖12 試件試驗破壞模式Fig.12 Failuremode of specimens in experiments

基于本文提出的極限彎矩計算方法的預測值與試驗值之比的平均值為1.00，標準差為0.06，表明本文提出的極限彎矩計算方法適用于CFSTCEPBB，且預測誤差很小。基于本文建立的初始轉動剛度分析模型的預測結果和試驗值之比的平均值為1.10，標準差為0.08；基于EC3的預測結果和試驗值之比的平均值為0.62，標準差為0.37。因此本文提出的初始轉動剛度計算模型能夠準確地預測CFSTCEPBB的初始轉動剛度，且與EC3的確定方法相比，預測精度有較大提高。

4.2 彎矩-轉角關系模型驗證

為了驗證本文提出的彎矩-轉角關系模型的正確性，基于模型得到試件的彎矩-轉角預測曲線，與試驗得到的彎矩-轉角關系曲線[8?10]對比，結果如圖13所示。

從圖13的對比結果可見，基于本文提出的模型能夠合理地預測試件的彎矩-轉角關系曲線，預測曲線與試驗曲線在彈性階段基本吻合，主要差異在于對極限彎矩的預測，但誤差較小。模型中的參數Ki和Mu分別在彈性階段和塑性階段具有特定的意義，因此本文提出的彎矩-轉角模型能夠適用于CFSTCEPBB的結構分析和設計。

圖13 彎矩-轉角關系預測曲線與試驗結果對比Fig.13 Comparison between prediction curves and test results of moment-rotation

4.3 數值模擬

通過ABAQUS6.14軟件建立試件MTF1和MTF2[8]的有限元模型并進行分析。鋼管柱、鋼梁和端板的彈性模量、屈服強度和極限強度由試件的材性試驗得到，螺栓采用10.9級高強螺栓；混凝土的相關材料參數根據立方體抗壓強度試驗結果確定。有限元模型中的鋼材和混凝土本構關系分別采用強化的雙折線模型和混凝土塑性損傷模型[29]。

有限元模型中鋼管采用八節點線性六面體單元(C3D8R)和六節點三棱柱單元(C3D6)，其余鋼材和混凝土均采用八節點線性六面體單元(C3D8R)。有限元模型及節點處網格劃分詳情如圖14、圖15所示。在相互作用設置中，鋼材和混凝土之間、鋼材之間的摩擦系數分別取0.6、0.3。

圖14 節點有限元模型Fig.14 Finite element model of joints

圖15 節點有限元模型網格劃分Fig.15 Mesh generation of finite element model of joints

試件MTF1和試件MTF2的擬靜力試驗通過設置多個分析步實現，首先施加螺栓荷載，然后在鋼管混凝土柱頂端施加與試驗相同的豎向荷載，最后在梁端施加豎向單向荷載。其中，螺栓荷載分三步施加：步一，施加較小螺栓荷載；步二，施加螺栓實際預緊力；步三，固定螺栓當前長度。

通過有限元計算，得到節點試件MTF1和MTF2加載破壞后的變形和應力分布，如圖16所示。有限元計算結果的節點破壞現象與圖12(a)、圖12(b)所示的試驗破壞現象一致。此外，有限元分析所得節點的彎矩-轉角關系曲線與試驗彎矩-轉角曲線和基于本文節點彎矩-轉角關系模型的預測曲線在極限點之前吻合，如圖13(a)、圖13(b)所示。

圖16 節點Mises應力分布及變形圖Fig.16 Misesstressdistribution and deformation of joints

5 結論

本文對CFSTCEPBB的性能進行了理論分析，得到以下結論：

(1)建立預測2種CFSTCEPBB彎矩-轉角關系的三參數指數模型(初始轉動剛度Ki、極限彎矩Mu和形狀參數c)，與試驗結果對比表明該模型能夠合理地預測節點的彎矩-轉角曲線。此外，該模型參數少，且基于本文研究結果便于確定，可以靈活解決節點參數變化問題，便于在實際工程中應用。

(2)基于CFSTCEPBB的3種可能破壞模式，提出該類節點的極限彎矩計算方法，預測結果與試驗結果之比的平均值為1.00，標準差為0.06，表明本文提出的極限彎矩計算方法的正確性。該計算方法中對節點破壞模式的預測與試驗結果一致。

(3)基于組件法建立CFSTCEPBB的初始轉動剛度計算模型，基于該模型的預測值與試驗值之比的平均值為1.10，標準差為0.08；基于EC3的預測結果和試驗值之比的平均值為0.62，標準差為0.37。對比結果表明本文提出的初始轉動剛度計算模型的正確性，預測精度較EC3的方法有較大提高，且該模型中對柱核心區抗剪截面的假定是合理的。

(4)建立了試件MTF1和MTF2的有限元模型并分析，有限元計算結果中節點的破壞形態和試驗現象一致，節點彎矩-轉角曲線與試驗曲線，基于本文節點彎矩-轉角模型的預測曲線在極限點之前吻合，表明本文H型鋼梁與鋼管混凝土柱平齊式端板單邊螺栓連接節點彎矩-轉角分析模型的正確性。