鄧洪洲，黃 譽(yù)

（同濟(jì)大學(xué) 建筑工程系，上海200092）

插板連接具有能自由調(diào)整節(jié)點(diǎn)板尺寸，連接簡單，易于保證施工質(zhì)量等優(yōu)點(diǎn)而廣泛用于輸電鋼管塔結(jié)構(gòu)中.常見型式有單插板連接和U 插板連接.單插板連接主要用于受力較小的桿件連接；受力較大的桿件通常采用U 插板連接（圖1a）.單插板和U 插板側(cè)向剛度小，且U 插板連接對現(xiàn)場安裝精度要求較高.本文研究的十字插板連接彌補(bǔ)了傳統(tǒng)插板的缺點(diǎn)，安裝方便，同時其側(cè)向剛度大，整體性能好，尤適用于大型鋼管塔架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)連接，值得推廣應(yīng)用.日本某1 000kV輸電線路就采用了這種十字插板連接（圖1b）.

與普通單插板、U 插板相對應(yīng)的是傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)板.國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者對傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)板的受力性能進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和理論研究，具有開創(chuàng)意義的是Whitmore對鋁節(jié)點(diǎn)板進(jìn)行的力學(xué)性能試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，提出了著名的有效寬度法來驗(yàn)算節(jié)點(diǎn)板強(qiáng)度［1］.Hardash等進(jìn)行了28個節(jié)點(diǎn)板的靜力試驗(yàn)，提出了節(jié)點(diǎn)板塊體剪切破壞模型［2］.Yamamoto等進(jìn)行了6個橋梁桁架結(jié)構(gòu)中的節(jié)點(diǎn)靜力試驗(yàn)［3］.Gross進(jìn)行了3個帶支撐的框架節(jié)點(diǎn)板節(jié)點(diǎn)的足尺靜力試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，用Whitmore準(zhǔn)則來計(jì)算節(jié)點(diǎn)板受拉屈服荷載吻合很好［4］.

在上述試驗(yàn)及理論研究的基礎(chǔ)上，各國學(xué)者利用有限元方法對螺栓連接節(jié)點(diǎn)受拉力學(xué)性能進(jìn)行了深入的分析.Richles等利用2維彈性有限元方法，對切口梁塊體剪切失效模式進(jìn)行了研究［5］.Epstein等對T型構(gòu)件中的塊體剪切破壞模式進(jìn)行了數(shù)值分析［6］.Barth等利用有限元方法對寬翼緣T型截面桿件凈截面的破壞模式進(jìn)行了研究［7］.Cem 對節(jié)點(diǎn)板受拉時的塊體剪切失效模型進(jìn)行了非線性數(shù)值分析，提出了新的節(jié)點(diǎn)板塊體剪切模式極限承載力公式［8］.目前國外相關(guān)規(guī)范都提出了節(jié)點(diǎn)板受拉破壞模型，并給出了相應(yīng)的極限承載力計(jì)算公式.

我國關(guān)于節(jié)點(diǎn)板方面的研究較少，沈澤淵等進(jìn)行了21個焊接節(jié)點(diǎn)板靜力性能的研究［9］.其研究成果已為我國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50017—2003）［10］所采用.

圖1 鋼管塔中的插板節(jié)點(diǎn)板連接Fig.1 Gusset plates used in steel tube towers

1 節(jié)點(diǎn)板受拉計(jì)算理論研究

1.1 傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)板計(jì)算理論

節(jié)點(diǎn)板的實(shí)際受力情況并不符合材料力學(xué)的計(jì)算假定，正應(yīng)力分布不是線性的，而是復(fù)雜得多［11］.目前主要有2種近似計(jì)算方法來驗(yàn)算節(jié)點(diǎn)板的承載力：有效寬度法，塊體剪切模型法.

1.1.1 有效寬度法［1］

1952年，Whitmore提出了經(jīng)典的有效寬度法來驗(yàn)算節(jié)點(diǎn)是否能夠安全承受桿的軸力N，有效寬度be的取法是從第1行螺栓外側(cè)連接件向外以30°角畫直線，與通過最后1行螺栓軸線的直線相交所截得的直線寬度（圖2）.

節(jié)點(diǎn)板破壞時的桿件軸力為

式中：Nu為節(jié)點(diǎn)板抗拉極限承載力；t為節(jié)點(diǎn)板厚度；fu為節(jié)點(diǎn)板鋼材抗拉強(qiáng)度.

1.1.2 塊體剪切模型法［2］

1985年，Hardash提出塊體剪切（圖3），并綜合考慮連接長度、板厚、螺栓孔徑、材料的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度、板的形狀等影響因素，針對塊體剪切性能，提出了節(jié)點(diǎn)板在承受拉力作用下的極限承載力公式

式中：Ant為節(jié)點(diǎn)板受拉凈截面面積；Feff為沿螺栓列外側(cè)作用的有效剪應(yīng)力；l為連接長度；Cl為連接長度系數(shù)；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；其他符號同前.

1.2 各國節(jié)點(diǎn)板計(jì)算方法比較

1.2.1 美國規(guī)范

在AISC－ASD（89）［12］和AISC－LRFD（2001）［13］中都采用了塊體剪切這種組合極限破壞模式.在AISC－ASD 中，認(rèn)為受拉凈截面和受剪凈截面同時破壞，而設(shè)計(jì)承載力考慮了2.0的安全系數(shù)，其極限承載力計(jì)算公式如下：

式中：Anv為節(jié)點(diǎn)板受剪凈截面面積；其他符號同前.

美國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范AISC－LRFD 中，對塊體剪切失效模式給出了較為詳細(xì)的處理，假定受拉面或受剪面達(dá)到極限強(qiáng)度時，相應(yīng)另一個面正好完全屈服，因此，將有2種可能的破壞機(jī)理，其中較大的極限荷載起控制作用.第1種破壞模式為假定破壞荷載為當(dāng)受拉凈截面撕裂和受剪毛截面完全屈服；第2 種破壞機(jī)理為受剪凈截面破壞和受拉毛截面正好完全屈服.其節(jié)點(diǎn)板極限承載力計(jì)算公式如下：

當(dāng)fuAnt≥0.6fuAnv時，

當(dāng)fuAnt＜0.6fuAnv時，

式中：Agv為節(jié)點(diǎn)板受剪毛截面面積；Agt為節(jié)點(diǎn)板受拉毛截面面積；其他符號同前.

1.2.2 加拿大規(guī)范（CSA－S16－01）

加拿大2001年版規(guī)范（CSA－S16－01）［14］采用塊體剪切來預(yù)測節(jié)點(diǎn)板的極限承載力，其塊體剪切的極限破壞模式假定有2種：一是受拉凈截面破壞，受剪毛截面屈服；二是受拉凈截面和受剪毛截面同時破壞，其中材料滿足Mises準(zhǔn)則.節(jié)點(diǎn)板承載力取2種破壞模式的較小值.

1.2.3 歐洲規(guī)范（Eurocode 3ENV 1993－1－1）

歐洲規(guī)范（ENV－1993－1－1）［15］基本假定為受拉

式（10）在歐洲鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范中沒有直接給出，但可以從先前關(guān)于節(jié)點(diǎn)板的失效模式的描述中推導(dǎo)出.

1.2.4 日本規(guī)范（Architectral Institute of Japan）［16］

日本規(guī)范關(guān)于節(jié)點(diǎn)板的極限承載力的規(guī)定最為保守［17］.該規(guī)范采用塊體剪切的破壞模式，其受剪面和受拉面均取凈截面，塊體剪切承載力取下列2種情況的較小值：受剪凈截面屈服和受拉凈截面破壞；受剪凈截面剪切破壞和受拉凈截面屈服.其剪切屈服應(yīng)力、剪切極限應(yīng)力分別取為對應(yīng)極限承載力公式如下：

1.2.5 我國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范

在我國《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50017—2003）［10］中，沒有直接給出節(jié)點(diǎn)板的極限承載力公式，但可以根據(jù)相關(guān)公式推導(dǎo)得來.其極限承載力按下式計(jì)算：

從該式可以看出，我國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范假定節(jié)點(diǎn)板的破壞力學(xué)模型為受拉凈截面破壞，同時受剪凈截面剪切破壞.可見，我國鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范與加拿大鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范中（CSA－S16－01（94））幾乎相同.拉剪面同時破壞需要鋼材具有足夠的延性，這往往與實(shí)際不一致.從上述國外計(jì)算方法可以看出，各國均采用了塊體剪切的聯(lián)合破壞模式來預(yù)測節(jié)點(diǎn)板的極限承載力，主要是塊體剪切區(qū)的破壞模式及相應(yīng)拉剪面截面積取法略有差別.

1.3 十字節(jié)點(diǎn)板計(jì)算理論

十字節(jié)點(diǎn)板與普通節(jié)點(diǎn)的構(gòu)造對比如圖4 所示.對于普通的插板連接，支管軸力通過螺栓將力傳到節(jié)點(diǎn)板上，節(jié)點(diǎn)板通過焊縫將力傳到主管上；對于十字插板，支管一部分軸力通過螺栓直接傳到主節(jié)點(diǎn)板上，另一部分力則通過螺栓傳到次節(jié)點(diǎn)板上，次節(jié)點(diǎn)通過焊縫將力傳到主節(jié)點(diǎn)板上，主節(jié)點(diǎn)板最終將支管全部軸力傳到主管上.可見，與普通節(jié)點(diǎn)板相比，十字節(jié)點(diǎn)板的受力狀況要復(fù)雜得多，十字節(jié)點(diǎn)板在極限狀態(tài)下主次節(jié)點(diǎn)板是否均能出現(xiàn)塊體剪切破壞，需要通過相關(guān)的試驗(yàn)研究來證明.

圖4 2種節(jié)點(diǎn)板構(gòu)造對比Fig.4 Comparison of two types of gusset plates

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

以榕江大跨越塔工程為背景，設(shè)計(jì)了2 個大尺寸縮尺模型試件（縮尺比例約為1∶3.9），試件編號分別為KC－A，KC－B，2 個試件尺寸相同［18］.試件尺寸及有關(guān)參數(shù)見表1.

表1 試件尺寸及荷載Tab.1 Details of specimens

2.2 加載原理

試驗(yàn)為單調(diào)靜力加載.通過大型試驗(yàn)機(jī)實(shí)現(xiàn)主管軸力加載，兩支管軸力則采用液壓千斤頂來加載，液壓千斤頂與自制反力架連接；試件主管下端通過球面支座支承于自制的反力架底座上，加載中主管底部可以轉(zhuǎn)動.底座通過地腳螺栓與試驗(yàn)室臺座固定.試件安裝定位及現(xiàn)場試驗(yàn)照片見圖5.

圖5 試驗(yàn)安裝和加載Fig.5 Test set－up

2.3 測試內(nèi)容

為追蹤主管以及各支管的軸向變形，直接或間接測得支管相對于主、支管軸線交點(diǎn)的位移，根據(jù)需要在主、支管側(cè)分別布置位移計(jì).節(jié)點(diǎn)板受力復(fù)雜，在相應(yīng)位置布置應(yīng)變花.試件共布置測點(diǎn)85個，具體布置情況詳見表2和圖6.

表2 測點(diǎn)布置方案Tab.2 Instruction of measurement points

2.4 加載過程及主要現(xiàn)象

2.4.1 加載過程

主管支管按比例加載至設(shè)計(jì)荷載，之后主管壓力恒定，兩支管按比例加載至試件破壞.

圖6 測點(diǎn)布置Fig.6 Layout of measurement points

2.4.2 主要試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞模式

兩試件的破壞類型相同，均為受拉支管所對應(yīng)的主節(jié)點(diǎn)板及連接螺栓破壞，主節(jié)點(diǎn)板破壞部位在塊體剪切面上.主管、支管及焊縫沒有破壞，也沒有明顯的變形.兩試件支管的極限拉力分別為778kN 和790 kN.典型的破壞照片如圖7所示.

圖7 試件破壞照片F(xiàn)ig.7 Failure mode of specimen

3 主要結(jié)果討論

3.1 有限元建模說明及模型驗(yàn)證

3.1.1 模型說明

有限元分析軟件為ANSYS，考慮到節(jié)點(diǎn)板構(gòu)造復(fù)雜，采用3維實(shí)體單元SOLID 185建模.其幾何模型見圖8.材料本構(gòu)關(guān)系按多線性各向同性強(qiáng)化輸入（圖9a），泊松比為0.3，彈性模量為2.06×105MPa，采用Mises屈服準(zhǔn)則.螺栓與螺孔間的傳力采用節(jié)點(diǎn)耦合來模擬實(shí)際的接觸傳力.模型約束及加載方式如圖9b所示.由于本文重點(diǎn)研究節(jié)點(diǎn)板螺栓連接處的極限承載力，主管下端約束情況對節(jié)點(diǎn)板的極限承載力沒有影響，故在有限元分析時，下端部采用固定約束，另一端允許有管軸方向位移；兩支管端部僅有管軸方向位移.主管、支管均采用力加載，首先按比例加載至設(shè)計(jì)荷載，之后主管壓力恒定，兩支管按比例加載至節(jié)點(diǎn)極限承載力.節(jié)點(diǎn)板的極限承載力即為最后一個子步所對應(yīng)的支管軸力.

圖8 十字節(jié)點(diǎn)板幾何模型Fig.8 Cross gusset plate geometric model

圖9 節(jié)點(diǎn)板有限元分析模型Fig.9 FE model of gusset plates

3.1.2 模型檢驗(yàn)

為考察有限元模型的正確性，以試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑樵停O(shè)計(jì)成相應(yīng)的傳統(tǒng)的U 插板連接，其中節(jié)點(diǎn)板厚度及螺栓布置與試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯耆嗤?圖10是有限元分析得到的節(jié)點(diǎn)板在極限狀態(tài)下的等效應(yīng)力云圖.可見，極限狀態(tài)下節(jié)點(diǎn)板出現(xiàn)典型的塊體剪切破壞，這與目前國外相關(guān)規(guī)范的假設(shè)是一致的.表3列出了節(jié)點(diǎn)板極限承載力與國外規(guī)范的對比情況.可見，有限元結(jié)果與美國規(guī)范及歐洲規(guī)范符合較好，偏差均為2.6%；與日本規(guī)范偏差最大，為15.7%，這是因?yàn)槿毡疽?guī)范最為保守［17］.為了進(jìn)一步考察模型的準(zhǔn)確性，通過62個U插板模型對影響節(jié)點(diǎn)板極限承載力的參數(shù)進(jìn)行了深入分析.圖11為相應(yīng)的有限元結(jié)果與歐洲規(guī)范的對比情況，其中縱坐標(biāo)為有限元結(jié)果NFEM與歐洲規(guī)范計(jì)算值Nu（式（10））的比值NFEM／Nu，橫坐標(biāo)為模型參數(shù)與原始模型相應(yīng)參數(shù)的比值β.可見，有限元結(jié)果與歐洲規(guī)范的一致性很好，其比值主要在1.0～1.1之間.這充分說明本文有限元模型計(jì)算結(jié)果是準(zhǔn)確可信的.

表3 節(jié)點(diǎn)板極限承載力與國外規(guī)范對比Tab.3 Comparisons of ultimate capacity of U gusset plate

圖11 U 插板節(jié)點(diǎn)板有限元分析結(jié)果與歐洲規(guī)范比較Fig.11 Comparisons of ultimate capacity of U gusset plate between FEM and Eurocode 3

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果討論

3.2.1 結(jié)果討論

圖12a為試驗(yàn)及有限元分析得到的受拉支管端部的荷載—位移曲線.可以看出，當(dāng)荷載小于650kN（設(shè)計(jì)荷載為400kN），節(jié)點(diǎn)板整體表現(xiàn)為彈性，變形很??；當(dāng)荷載大于650kN，節(jié)點(diǎn)板塑性區(qū)域逐步擴(kuò)大，相應(yīng)變形增大，其極限荷載分別為778，771kN，二者吻合很好.從圖中還可以看出，在極限荷載之前，節(jié)點(diǎn)板經(jīng)歷了較大的塑性變形，這與普通的節(jié)點(diǎn)板是相似的.試驗(yàn)測得的變形要比有限元結(jié)果大，且曲線多處有彎折，這主要是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)插板連接的螺栓與螺孔間有間隙，加載過程中螺栓出現(xiàn)滑移，試驗(yàn)中也聽到了滑移的聲音，普通抗剪螺栓（非高強(qiáng)螺栓摩擦型連接）在彈性階段會發(fā)生滑動，文獻(xiàn)［2］的試驗(yàn)也證實(shí)這一點(diǎn).由于本文重點(diǎn)研究節(jié)點(diǎn)板的極限承載力，試驗(yàn)中彈性階段螺栓的滑移對節(jié)點(diǎn)極限承載力沒有影響，故有限元分析中忽略了螺栓的滑移.

圖12b為試驗(yàn)及有限元分析得到的節(jié)點(diǎn)板關(guān)鍵點(diǎn)荷載—應(yīng)變曲線.可以看出，該區(qū)域節(jié)點(diǎn)板較早就進(jìn)入塑性，從整個試驗(yàn)來看，該區(qū)域沒有破壞，也沒有出現(xiàn)明顯的變形；從最終的破壞模式來看，試驗(yàn)結(jié)果為主節(jié)點(diǎn)板第1排螺栓破壞及其節(jié)點(diǎn)板螺孔端部被剪壞，試驗(yàn)結(jié)束時，主節(jié)點(diǎn)板第2排螺孔已出現(xiàn)較大的塑性變形，可見主節(jié)點(diǎn)板的拉剪面已進(jìn)入塑性.而次節(jié)點(diǎn)板第1排螺孔塑性變形很小，第2排螺孔沒有明顯的變形（圖7）.圖13為有限元分析得到的十字節(jié)點(diǎn)板在極限狀態(tài)下的等效應(yīng)力云圖，可見，主節(jié)點(diǎn)板塊體拉剪面及節(jié)點(diǎn)板根部區(qū)域進(jìn)入塑性，主節(jié)點(diǎn)板出現(xiàn)典型的拉剪聯(lián)合破壞（即塊體剪切破壞）；次節(jié)點(diǎn)板大部分拉剪區(qū)則處在彈性階段.可見，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合.

3.2.2 十字節(jié)點(diǎn)板與普通節(jié)點(diǎn)板的極限承載力比較

試驗(yàn)得到的十字節(jié)點(diǎn)板極限承載力分別為790，778kN，有限元結(jié)果為771kN.從上文的分析可知，采用相同螺栓布置的傳統(tǒng)U 插板的極限承載力為647kN，可見十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力比普通節(jié)點(diǎn)板高出約20%，表明十字節(jié)點(diǎn)板具有較好的受力性能.

3.2.3 十字節(jié)點(diǎn)板極限承載力與理論值比較

目前國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范都沒有對十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力作出規(guī)定，為了進(jìn)一步分析節(jié)點(diǎn)板的極限承載力，結(jié)合各國規(guī)范傳統(tǒng)節(jié)點(diǎn)板的計(jì)算理論，針對十字節(jié)點(diǎn)板提出3個理論值.

（1）理論計(jì)算值1（Nu，1）

理論值1為主節(jié)點(diǎn)板受拉凈截面及受剪毛截面同時破壞所對應(yīng)的承載力，其中材料屬性滿足von Mises準(zhǔn)則，理論值1的計(jì)算公式如下：

式中：At1為主節(jié)點(diǎn)板受拉凈截面面積，At1＝（m－1）（e3－d）t；e3為螺栓垂直受力方向的間距；m為螺栓的列數(shù)；Av1為主節(jié)點(diǎn)板受剪毛截面面積，Av1＝2（n－1）（e1＋e2）t；e1為順受力方向的螺栓間距；e2為螺栓端距；n為螺栓的排數(shù).

（2）理論計(jì)算值2（Nu，2）

理論值2為主節(jié)點(diǎn)板及次節(jié)點(diǎn)板受拉凈截面破壞，主節(jié)點(diǎn)板及次節(jié)點(diǎn)板受剪毛截面屈服所對應(yīng)的十字節(jié)點(diǎn)板的承載力，材料屬性滿足von Mises準(zhǔn)則，即τy＝0.57fy，理論值2的計(jì)算公式如下：

式中：At為主節(jié)點(diǎn)板及次節(jié)點(diǎn)板受拉凈截面面積之和，在本文中At＝2At1－t2；Av為主、次節(jié)點(diǎn)板受剪毛截面面積，Av＝2Av1.

（3）理論計(jì)算值3（Nu，3）

理論值3為主節(jié)點(diǎn)板及次節(jié)點(diǎn)板受拉凈截面屈服，主節(jié)點(diǎn)板及次節(jié)點(diǎn)板受剪毛截面破壞所對應(yīng)的承載力，材料屬性滿足von Mises 準(zhǔn)則，即τu＝0.57fu，理論值3的計(jì)算公式如下：

表4列出了各理論值與有限元及試驗(yàn)結(jié)果的對比情況.可以看出，試驗(yàn)及有限元結(jié)果是理論值1的1.25倍，與理論值2和3相比，大致為0.7倍.這表明十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力比主節(jié)點(diǎn)板拉剪面同時破壞所對應(yīng)的承載力大，比整個十字節(jié)點(diǎn)板剪切破壞所對應(yīng)的承載力要小.這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)板的極限狀態(tài)為十字節(jié)點(diǎn)板中主節(jié)點(diǎn)板的拉剪面能進(jìn)入塑性，而次節(jié)點(diǎn)板面的應(yīng)力還處于彈性狀態(tài).

表4 十字節(jié)點(diǎn)板極限承載力比較Tab.4 Comparisons of ultimate capacity of cross gusset plate

4 極限承載力有限元參數(shù)研究

以試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑榛A(chǔ)，進(jìn)一步研究了節(jié)點(diǎn)板厚度t、螺栓間距（e1，e3）及端距（e2）（圖14），強(qiáng)屈比（fu／fy）對節(jié)點(diǎn)板極限承載力的影響，分析結(jié)果見圖15.圖中縱坐標(biāo)為有限元結(jié)果與各理論值的比值，橫坐標(biāo)為模型參數(shù)與原始模型相應(yīng)參數(shù)的比值β.可以看出，有限元結(jié)果與理論值1的比值主要在1.2～1.3之間，與1.25基本呈對稱分布；有限元結(jié)果與理論值2和3的比值主要在0.64～0.72之間.這充分表明，當(dāng)節(jié)點(diǎn)板參數(shù)變化時，有限元結(jié)果與各理論值的比值總體變化較小.

圖14 十字節(jié)點(diǎn)板構(gòu)造Fig.14 Details of cross gusset plate

圖15 十字節(jié)點(diǎn)板極限承載力有限元參數(shù)分析結(jié)果Fig.15 Ultimate capacity of cross gusset plate between FEM parameters results and theory results

5 十字節(jié)點(diǎn)板極限承載力及設(shè)計(jì)公式

根據(jù)試驗(yàn)及有限元參數(shù)研究結(jié)果，考慮便于實(shí)際工程應(yīng)用，設(shè)計(jì)時建議采用與理論值1的關(guān)系來代表十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力，即

按照極限狀態(tài)設(shè)計(jì)理論，節(jié)點(diǎn)板的設(shè)計(jì)公式為

式中f為鋼材強(qiáng)度設(shè)計(jì)值.

6 結(jié)論

（1）為檢驗(yàn)十字節(jié)點(diǎn)板有限元模型的有效性，對62個U 插板連接節(jié)點(diǎn)板模型進(jìn)行了有限元非線性分析，其結(jié)果與國外相關(guān)規(guī)范符合較好，表明本文節(jié)點(diǎn)板有限元模型是正確的.同時，十字節(jié)點(diǎn)板的試驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果一致性較好，也證明本文十字節(jié)點(diǎn)板有限元模型是正確的.

（2）試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果表明，十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力比傳統(tǒng)的U 插板高20%，表明十字節(jié)點(diǎn)板具有優(yōu)良的受力性能，安全可靠，可用于實(shí)際工程.

（3）對于十字節(jié)點(diǎn)板的破壞模式，試驗(yàn)結(jié)果為主節(jié)點(diǎn)板拉剪區(qū)進(jìn)入塑性，節(jié)點(diǎn)板破壞出現(xiàn)塊體剪切區(qū)域內(nèi)；次節(jié)點(diǎn)板大部分拉剪區(qū)沒有明顯塑性變形；有限元結(jié)果為主節(jié)點(diǎn)板拉剪區(qū)及節(jié)點(diǎn)板根部區(qū)域進(jìn)入塑性，出現(xiàn)典型的塊體剪切破壞，而次節(jié)點(diǎn)板拉剪主要區(qū)域處于彈性狀態(tài)；可見，有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果是吻合的.

（4）十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力大于主節(jié)點(diǎn)板塊體剪切破壞承載力，但小于十字節(jié)點(diǎn)板整體塊體剪切承載力.原因是極限狀態(tài)時，主節(jié)點(diǎn)板塊體剪切區(qū)大部分能進(jìn)入塑性，而次節(jié)點(diǎn)板塊體剪切區(qū)大部分處于彈性狀態(tài).

（5）試驗(yàn)及有限元參數(shù)分析結(jié)果表明，十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力與主節(jié)點(diǎn)板塊體剪切破壞承載力、十字節(jié)點(diǎn)板整體塊體剪切承載力大小關(guān)系較為恒定，大致是前者的1.25倍，是后者的0.7倍.

（6）根據(jù)試驗(yàn)研究和有限元分析結(jié)果，從極限狀態(tài)出發(fā)，提出了十字節(jié)點(diǎn)板的極限承載力計(jì)算公式和設(shè)計(jì)公式.

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