上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架力學(xué)性能研究

王梓豪,郁有升,*,林 冰,2,楊淑娟,衣 俊

(1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院,青島 266525;2.中國(guó)建筑股份有限公司技術(shù)中心,北京 100097; 3.青島房地產(chǎn)事業(yè)發(fā)展中心,青島 266071)

裝配式鋼結(jié)構(gòu)因輕質(zhì)高強(qiáng)、高延性高韌性、施工周期短、綠色可回收等特點(diǎn),應(yīng)用范圍愈加廣泛。在鋼結(jié)構(gòu)中,梁柱節(jié)點(diǎn)是結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部位,在20世紀(jì)末期,傳統(tǒng)的鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)在美國(guó)北嶺和日本阪神兩次地震中出現(xiàn)脆性破壞[1-2],造成了極大損失。此后,國(guó)內(nèi)外學(xué)者將研究重點(diǎn)放在鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn)的抗震性能上,提出了一類新型帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn),并針對(duì)此類節(jié)點(diǎn)開展了大量的研究[3]。

ZHANG等[4]設(shè)計(jì)了一種新型預(yù)制鋼結(jié)構(gòu)梁柱節(jié)點(diǎn),并對(duì)其開展試驗(yàn)研究,結(jié)果表明,該節(jié)點(diǎn)抗震性能較好,變形主要集中于翼緣拼接板上,通過更換翼緣拼接板可實(shí)現(xiàn)震后節(jié)點(diǎn)的快速修復(fù)。OH等[5]對(duì)2個(gè)翼緣拼接板削弱型和1個(gè)按等強(qiáng)度設(shè)計(jì)法設(shè)計(jì)的柱-樹節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)削弱型節(jié)點(diǎn)的抗彎承載力降低不明顯,耗能能力更好。OH等[6]隨后對(duì)弱軸連接的等強(qiáng)度設(shè)計(jì)的柱-樹節(jié)點(diǎn)和削弱梁翼緣的柱-樹節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究,試驗(yàn)結(jié)果表明兩種節(jié)點(diǎn)均具有較好的層間位移能力,且削弱梁翼緣的柱-樹節(jié)點(diǎn)擁有更好的延性。喬光德等[7]針對(duì)一種新型鋼-混凝土組合邊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了有限元分析,探究了節(jié)點(diǎn)蓋板長(zhǎng)度和柱軸壓比對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。焦燏烽等[8]對(duì)一種新型栓焊拼接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)該節(jié)點(diǎn)力學(xué)性能良好,并給出節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)建議。張愛林等[9]對(duì)一種Z字形懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了試驗(yàn)研究,研究表明,該節(jié)點(diǎn)具有良好的變形和耗能能力。張愛林等[10]隨后對(duì)3種懸臂梁不同拼接方式下的梁柱節(jié)點(diǎn)進(jìn)行靜力性能研究,研究發(fā)現(xiàn)3種節(jié)點(diǎn)均表現(xiàn)出較強(qiáng)的延性水平和塑性轉(zhuǎn)動(dòng)能力。李啟才等[11-12]對(duì)帶懸臂梁段拼接節(jié)點(diǎn)開展試驗(yàn)分析,發(fā)現(xiàn)采用螺栓連接拼接節(jié)點(diǎn)具有較好的延性。張孝棟[13]提出一種“互”形帶懸臂梁拼接節(jié)點(diǎn),利用交錯(cuò)布置的翼緣拼接板實(shí)現(xiàn)梁段的連接,施工時(shí)定位方便,且無(wú)需現(xiàn)場(chǎng)施焊,但其梁上翼緣螺栓的凸起妨礙了樓板的鋪設(shè)。因此,文獻(xiàn)[14]中提出一種上焊下栓節(jié)點(diǎn),該節(jié)點(diǎn)將“互”形節(jié)點(diǎn)梁上翼緣連接方式改為對(duì)接焊縫連接,方便了樓板的鋪設(shè),更符合裝配式建筑施工要求。

目前,通過對(duì)上焊下栓節(jié)點(diǎn)開展試驗(yàn)[14]和有限元分析[15-16],已經(jīng)得到了一些實(shí)質(zhì)性的結(jié)論。然而,這些研究?jī)H限于節(jié)點(diǎn)層面,無(wú)法對(duì)其在實(shí)際鋼框架中的表現(xiàn)進(jìn)行準(zhǔn)確評(píng)估。因此,本文為了深入研究上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的整體力學(xué)性能,利用有限元軟件ABAQUS分別建立如圖1所示的帶懸臂梁普通栓焊節(jié)點(diǎn)鋼框架CHF和上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架WBF,進(jìn)行低周往復(fù)荷載加載分析,對(duì)比鋼框架的破壞模式、滯回曲線、骨架曲線等力學(xué)性能指標(biāo),同時(shí)分析了翼緣拼接板寬度和厚度對(duì)上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架力學(xué)性能的影響,研究結(jié)果可為工程實(shí)際提供參考。

1 試件設(shè)計(jì)

1.1 截面尺寸選取

根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017-2017)和《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ99-2015),設(shè)計(jì)了一個(gè)跨度6 m、層高3.3 m的鋼框架,如圖2所示。參考相關(guān)文獻(xiàn),初取柱截面尺寸為H300 mm×300 mm×9 mm×14 mm,梁截面尺寸為H350 mm×180 mm×8 mm×10 mm。

運(yùn)用結(jié)構(gòu)計(jì)算軟件SAP2000對(duì)上述鋼框架進(jìn)行受力分析,計(jì)算鋼框架的整體穩(wěn)定應(yīng)力比,以此判斷梁柱截面選取得是否合理。計(jì)算時(shí),參數(shù)取值如下:抗震設(shè)防烈度為8度,樓面恒荷載5 kN/m2,活荷載2 kN/m2,應(yīng)力比計(jì)算結(jié)果如圖3所示。從圖3中可以看出,鋼梁及鋼柱的應(yīng)力比計(jì)算結(jié)果均小于1,說明梁柱截面符合要求。

圖1 不同節(jié)點(diǎn)形式的鋼框架

圖2 鋼框架示意

圖3 應(yīng)力比計(jì)算結(jié)果

圖4 上焊下栓節(jié)點(diǎn)

1.2 模型幾何參數(shù)

上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的幾何參數(shù)如下:上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架懸臂梁和中間梁截面尺寸均為H350 mm×180 mm×8 mm×10 mm,懸臂梁段長(zhǎng)350 mm,柱截面尺寸為H300 mm×300 mm×9 mm×14 mm,下翼緣拼接板尺寸為420 mm×200 mm×12 mm,腹板拼接板尺寸為250 mm×170 mm×10 mm,焊縫形式采用三面角焊縫,焊腳高度為8 mm,螺栓孔為21.5mm,節(jié)點(diǎn)詳圖如圖4所示,帶懸臂梁普通栓焊節(jié)點(diǎn)鋼框架的相關(guān)尺寸與上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架一致。

2 有限元模型

2.1 有限元建模

選取圖2中所示的KJ-1單榀單跨2層平面鋼框架,采用ABAQUS軟件建立C3D8I實(shí)體單元有限元模型。鋼柱與鋼梁、鋼柱與柱肋、焊縫與鋼材之間的約束類型均為“TIE”;考慮鋼梁與螺栓帽及拼接板之間的摩擦,摩擦系數(shù)取0.4,不計(jì)螺栓桿與孔壁之間的摩擦,接觸均設(shè)為面-面接觸。鋼材選用Q235B熱軋H型鋼,采用10.9級(jí)M20摩擦型高強(qiáng)螺栓,鋼材本構(gòu)采用三折線模型(圖5(a)),螺栓、焊縫本構(gòu)采用二折線模型(圖5(b)),詳細(xì)材料屬性指標(biāo)見表1。

圖5 材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

表1 材料屬性

為兼顧有限元模擬的精確與效率,對(duì)距柱翼緣600 mm內(nèi)包含拼接區(qū)的梁段進(jìn)行精細(xì)化網(wǎng)格劃分,螺栓網(wǎng)格尺寸為6 mm,懸臂梁、焊縫、下翼緣拼接板及腹板拼接板網(wǎng)格尺寸為12 mm,鋼框架其余部分采用粗略網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為36,60,80 mm,節(jié)點(diǎn)處網(wǎng)格劃分情況如圖6所示。鋼框架的柱腳為完全固定約束,同時(shí)在框架梁兩端及三等分點(diǎn)處設(shè)置x方向上的平動(dòng)約束以及y,z方向上的轉(zhuǎn)動(dòng)約束來防止平面外彎曲,并將二層左側(cè)梁柱交界處柱翼緣面耦合至一點(diǎn),作為荷載施加點(diǎn)。

圖6 節(jié)點(diǎn)處網(wǎng)格劃分

2.2 加載制度

試件加載考慮工程實(shí)際加載順序,先對(duì)高強(qiáng)度螺栓分4個(gè)分析步施加155 kN的螺栓預(yù)緊力,之后對(duì)二層左側(cè)梁端耦合點(diǎn)施加水平位移荷載。對(duì)鋼框架進(jìn)行單調(diào)加載,得到荷載-位移曲線,并依據(jù)曲線確定CHF和WBF 2種鋼框架的屈服位移Δy分別為42,46 mm。低周往復(fù)荷載加載方式為:首級(jí)荷載為0.25Δy,往后每級(jí)遞增0.25Δy,循環(huán)1次;結(jié)構(gòu)屈服后,荷載增量為Δy,循環(huán)2次,加載至7Δy為止。圖7為2種鋼框架的加載制度,位移加載方向?yàn)樽筘?fù)右正,表2為鋼框架各級(jí)荷載對(duì)應(yīng)的加載位移。

表2 各級(jí)荷載對(duì)應(yīng)的加載位移

2.3 有限元驗(yàn)證

為了驗(yàn)證有限元模擬是否可靠,利用ABAQUS軟件對(duì)文獻(xiàn)[14]中試件TS-3進(jìn)行有限元模擬,圖8為試驗(yàn)與模擬的計(jì)算結(jié)果對(duì)比。從圖8中可以看出,試驗(yàn)和有限元模擬在拼接區(qū)上翼緣有相同的屈曲現(xiàn)象,有限元模擬的滯回曲線相較于試驗(yàn)更加飽滿,這是因?yàn)槟M時(shí)未考慮鋼材制作和焊接時(shí)產(chǎn)生的的各種缺陷。總體來說,試驗(yàn)與有限元計(jì)算結(jié)果相符,表明本文有限元模擬比較可靠。

3 低周往復(fù)荷載分析

3.1 破壞模式分析

在低周往復(fù)荷載下,2種不同節(jié)點(diǎn)形式鋼框架的應(yīng)力發(fā)展云圖分別如圖9和圖10所示,具體給出了鋼框架加載位移達(dá)到Δy,3Δy,5Δy,7Δy的結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖。

圖9為CHF鋼框架的應(yīng)力發(fā)展過程。加載初期,梁拼接區(qū)上下翼緣及對(duì)接焊縫處應(yīng)力較大;加載至Δy時(shí),柱腳應(yīng)力迅速增大,結(jié)構(gòu)開始屈服,最大應(yīng)力出現(xiàn)在鋼框架一層右側(cè)梁拼接區(qū)對(duì)接焊縫處;加載至3Δy時(shí),對(duì)接焊縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中,應(yīng)力從對(duì)接焊縫向左右兩側(cè)及腹板中心發(fā)展;加載至5Δy時(shí),梁拼接區(qū)梁翼緣出現(xiàn)微小屈曲變形,初步形成塑性鉸;加載到7Δy時(shí),梁拼接區(qū)出現(xiàn)嚴(yán)重的塑性變形,結(jié)構(gòu)破壞。由于CHF鋼框架梁柱連接處焊縫提前在工廠中加工完成,焊縫質(zhì)量較高,避免了梁柱連接處的脆性破壞。

圖8 試驗(yàn)與有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比

圖9 CHF鋼框架的應(yīng)力發(fā)展云圖

圖10為WBF鋼框架的應(yīng)力發(fā)展過程。加載初期,梁拼接區(qū)上下翼緣及對(duì)接焊縫處應(yīng)力較大,隨著荷載的增加,應(yīng)力穩(wěn)定增長(zhǎng);當(dāng)加載至Δy時(shí),結(jié)構(gòu)開始屈服,梁柱連接處應(yīng)力快速增長(zhǎng),梁拼接區(qū)對(duì)接焊縫附近出現(xiàn)應(yīng)力集中,最大應(yīng)力出現(xiàn)在一層左側(cè)懸臂梁上翼緣處;當(dāng)加載至3Δy時(shí),懸臂梁整個(gè)梁段呈現(xiàn)出高應(yīng)力狀態(tài),懸臂梁和中間梁段應(yīng)力均從梁端向梁中部快速發(fā)展,此時(shí)尚未形成塑性鉸;當(dāng)加載至5Δy時(shí),懸臂梁段出現(xiàn)塑性鉸,梁拼接區(qū)板件開始滑移,最大應(yīng)力出現(xiàn)在二層右側(cè)拼接區(qū);當(dāng)加載至7Δy時(shí),懸臂梁翼緣、腹板和翼緣拼接板出現(xiàn)嚴(yán)重的屈曲變形,結(jié)構(gòu)破壞。通過對(duì)比可知,隨著位移荷載的增加,WBF鋼框架的塑性變形比CHF鋼框架緩慢,在同級(jí)水平位移荷載下,WBF鋼框架的塑性變形較小,表明WBF鋼框架有著優(yōu)于CHF鋼框架的塑性變形能力。

圖10 WBF鋼框架的應(yīng)力發(fā)展云圖

3.2 滯回曲線分析

提取CHF和WBF鋼框架加載點(diǎn)處的滯回曲線,如圖11所示,由圖可知,WBF鋼框架的滯回曲線相較于CHF更為飽滿,表明WBF鋼框架的耗能能力優(yōu)于CHF鋼框架。在加載初期,2種鋼框架的滯回曲線接近,當(dāng)荷載加載至5Δy時(shí),2種鋼框架均達(dá)到極限承載力;隨后CHF鋼框架的承載力呈現(xiàn)出階梯式下降,而WBF鋼框架在加載至6Δy時(shí)承載力出現(xiàn)小幅度下降,之后便停止下降,這是由于上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架在加載過程中翼緣拼接板出現(xiàn)滑移和變形,提高了鋼框架的延性和耗能能力。

3.3 骨架曲線分析

CHF和WBF鋼框架的骨架曲線如圖12所示。可以看出,鋼框架在達(dá)到屈服之前,骨架曲線基本一致且呈現(xiàn)出線性;鋼框架屈服后,曲線出現(xiàn)分離并呈現(xiàn)出非線性。隨著荷載的增加,CHF鋼框架先達(dá)到極限承載力305.67 kN,隨后WBF鋼框架也達(dá)到極限承載力305.04 kN,極限承載力差距極小;隨著荷載的增加,CHF鋼框架的承載力開始明顯下降,而WBF鋼框架的承載力在小幅度下降后趨于穩(wěn)定,表明上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架在承載力幾乎沒有損失的情況下,其塑性變形能力和延性得到了一定的提高,這更加證明了其優(yōu)秀的力學(xué)性能。

3.4 剛度退化分析

CHF和WBF鋼框架的等效剛度變化曲線如圖13所示。可以看出,CHF和WBF鋼框架初始等效剛度分別為3.56,3.55 kN/m,初始剛度差異很小。在加載位移達(dá)到屈服位移之前,剛度曲線呈現(xiàn)出水平化,未出現(xiàn)剛度退化;隨著位移的增加,剛度曲線開始下降,且2種鋼框架的等效剛度退化速度基本一致;在加載的末期,WBF鋼框架的等效剛度退化速度比CHF鋼框架略慢,表明上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架在后期的耗能能力得到增強(qiáng)。

3.5 耗能能力分析

滯回環(huán)面積的大小反映結(jié)構(gòu)的耗能能力強(qiáng)弱,本文采用等效黏滯阻尼系數(shù)he來評(píng)價(jià)鋼框架的耗能能力,he越大則鋼框架耗能能力越強(qiáng),抗震性能越好,計(jì)算公式見式(1),計(jì)算簡(jiǎn)圖及結(jié)果如圖14和表3所示。

圖14 等效黏滯阻尼系數(shù)計(jì)算簡(jiǎn)圖

(1)

從表3中可以發(fā)現(xiàn),整個(gè)加載過程中,WBF鋼框架的等效黏滯阻尼系數(shù)均大于CHF鋼框架,表明其耗能能力強(qiáng)于CHF鋼框架。加載位移達(dá)到5Δy之后,WBF鋼框架的等效黏滯阻尼系數(shù)增長(zhǎng)速度略慢于CHF鋼框架,這是由于上焊下栓節(jié)點(diǎn)翼緣拼接板的滑移和變形所導(dǎo)致。總體來說,上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的耗能能力略強(qiáng)于帶懸臂梁普通栓焊節(jié)點(diǎn)鋼框架。

3.6 耗能機(jī)理分析

上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架主要依靠梁拼接區(qū)進(jìn)行耗能,下面以鋼框架二層右側(cè)翼緣拼接板為例,分析圖15(a)中所示螺栓孔在不同正向加載位移下的孔徑變化,從而分析其耗能機(jī)理,翼緣拼接板的應(yīng)力發(fā)展過程如圖15所示,具體數(shù)據(jù)如表4所示。

由圖15和表4可知,當(dāng)正向加載位移加載至138 mm之前,拼接板螺栓孔處主要是螺栓桿所產(chǎn)生的側(cè)壓力,孔徑幾乎沒有變化。當(dāng)加載至138 mm時(shí),孔徑壓力大于拼接板與鋼梁之間的摩擦力,導(dǎo)致梁下翼緣與拼接板間出現(xiàn)滑移,隨后螺栓桿與孔壁之間的擠壓作用使拼接板出現(xiàn)變形,有效提高了結(jié)構(gòu)的耗能能力,此時(shí)耗能由翼緣拼接板的變形和滑移共同承擔(dān)。當(dāng)加載至230 mm時(shí),孔徑開始出現(xiàn)明顯的增大,這將更有利于拼接板與梁之間的摩擦耗能。加載至276 mm時(shí),拼接板出現(xiàn)較大的屈曲變形,塑性鉸形成,孔徑迅速擴(kuò)大,板件滑移量達(dá)到峰值,耗能主要由板件的變形承擔(dān)。加載至322 mm時(shí),孔徑增大了24.7%,孔徑的大幅度增加有利于變形耗能,增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)的延性。

圖15 不同加載位移下翼緣拼接板應(yīng)力發(fā)展云圖

表4 不同加載位移下翼緣拼接板螺栓孔徑變化

4 參數(shù)分析

由上文可知,上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架耗能能力的增強(qiáng)主要是由于翼緣拼接板滑移和變形。為了深入研究翼緣拼接板寬度和厚度對(duì)上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架抗震性能的影響,設(shè)計(jì)了8個(gè)試件,試件軸壓比取0.3,翼緣拼接板參數(shù)設(shè)置見表5,試件基本尺寸與上文一致。

表5 翼緣拼接板參數(shù)

4.1 滯回曲線分析

各試件的滯回曲線如圖16所示。可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)板厚不變時(shí),不同板寬試件的滯回曲線均比較飽滿,各試件滯回曲線差異不明顯,說明板寬對(duì)試件滯回性能的影響不大。當(dāng)板寬不變時(shí),不同板厚試件的滯回曲線差距明顯,其中TPSF-1和TPSF-2試件有一定的捏縮現(xiàn)象,這是由于試件的翼緣拼接板較薄,在加載后期出現(xiàn)較大的滑移和變形所導(dǎo)致。當(dāng)板厚≤12 mm時(shí),隨著板厚的增加,試件的滯回曲線更加飽滿;當(dāng)板厚>12 mm時(shí),試件的滯回曲線明顯退化。由此可知,當(dāng)翼緣拼接板厚度大于梁下翼緣厚度2 mm左右時(shí),上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的滯回性能最好。

圖16 試件的滯回曲線

4.2 骨架曲線分析

不同板寬試件的骨架曲線如圖17(a)所示。可以看出,在加載至3Δy之前,各試件骨架曲線保持重合,隨著位移荷載的增加,曲線開始分離,試件承載力隨著板寬的增加有少許提高,但各曲線差距不大且發(fā)展趨勢(shì)基本保持一致,說明板寬的改變對(duì)上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架承載力和延性的影響不大。考慮到鋼框架下翼緣與拼接板之間的焊接需求,建議翼緣拼接板寬度取值大于梁下翼緣寬度20～40 mm。

不同板厚試件的骨架曲線如圖17(b)所示。由圖17(b)可知,當(dāng)板厚≤12 mm時(shí),同級(jí)荷載下,隨著板厚增加試件荷載依次增大;對(duì)比BASE試件和TPSF-3試件可知,當(dāng)板厚>12 mm時(shí),板厚的增加會(huì)使試件的承載力降低,且承載力退化速度也變得更快,這是由于在加載過程中梁拼接區(qū)上翼緣首先出現(xiàn)屈曲,拼接區(qū)板件滑移和變形不充分,導(dǎo)致其承載力快速下降。因此,當(dāng)拼接板厚度大于梁下翼緣厚度2 mm左右時(shí),上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架具有更好的承載能力和延性。

圖17 試件的骨架曲線

5 結(jié)論

1) 在低周往復(fù)荷載下,上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的梁拼接區(qū)下翼緣與拼接板先出現(xiàn)滑移,隨后梁拼接區(qū)上下翼緣及翼緣拼接板有局部屈曲,最終由于懸臂梁發(fā)生嚴(yán)重塑性變形而破壞。整個(gè)加載過程中,鋼框架前期利用拼接板與鋼梁之間的摩擦進(jìn)行耗能,后期主要利用梁拼接區(qū)板件的變形進(jìn)行耗能。總體來說,上焊下栓節(jié)點(diǎn)有效地提高了鋼框架整體的耗能能力和延性。

2) 帶懸臂梁普通栓焊節(jié)點(diǎn)鋼框架和上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的破壞模式相似,塑性鉸均出現(xiàn)在懸臂梁上;對(duì)比帶懸臂梁普通栓焊節(jié)點(diǎn)鋼框架,上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架施工方便,滯回曲線更為飽滿、耗能能力更強(qiáng)、剛度退化更慢、延性更好,抗震性能更加優(yōu)越。

3) 翼緣拼接板寬度的改變對(duì)上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的力學(xué)性能影響不大,考慮板件之間的焊接,建議翼緣拼接板寬度取值大于梁下翼緣寬度20～40 mm。隨著翼緣拼接板厚度的增大,上焊下栓節(jié)點(diǎn)鋼框架的滯回性能、承載能力、變形能力及延性顯著提高,建議翼緣拼接板厚度取值大于梁下翼緣厚度2 mm左右,此時(shí)鋼框架的力學(xué)性能達(dá)到最優(yōu)。