在钢结构中，当采用钢管混凝土柱与H型钢梁结构时，其梁柱节点常用环板式，如图1所示[1]。但这种节点在住宅建筑中有时满足不了建筑的需要，它不仅在室内露下环板，而且外墙（尤其是墙板）也不便安装。文献[2]将边柱和角柱的环板直接切除，这种做法未见到科学依据。对此，我们提出套筒式的节点，如图2所示。由于钢管混凝土柱的管壁较薄，不宜直接焊接H型钢梁，可选用一节钢套筒来加强和保护柱在节点区不被先拉坏，并通过套筒来承载和传力。钢套筒与钢管柱要有可靠连接，除在套筒上下边采用角焊缝外，还要在中间加一些塞焊点，然后将H型钢梁与套筒进行常规的栓焊混合连接。为了加强梁根部的受力能力，还应在梁上下翼缘加盖板,或部分削弱梁翼缘形成“狗骨”式以减少梁根部的应力集中。我们经计算分析和试验对比，研究套筒式和环板式这两种节点的承载力和变形性能，并给出套筒式节点的设计构造建议。

1、计算分析 

为了从理论上分析套筒式节点的可行性，我们用ANSYS程序计算了套筒式节点的受力情况，有限元计算网格划分见图3所示。混凝土采用单元库中的实体8节点混凝土单元SOLID65，钢管、套筒、钢梁采用实体8节点单元SOLID45，这两种单元在每个节点均有三个自由度：沿x，y，z，方向的平移，满足了在有限元分析中节点自由度的协调要求。由于套筒在受梁翼缘的拉力作用后，套筒与钢管壁会发生脱离，在套筒与钢管壁之间的接触面上设置一个接触对，来模拟两者之间的相互作用。套筒与钢管壁之间的目标单元和接触单元分别采用支持三维面-面接触分析的TARGE170和CONTA174。采用手工单元网格划分的方法使单元的划分保持协调，即各组件在相邻边界处节点重合具有相同的坐标值，但具有不同的节点编号。

钢管柱采用Φ326mm×8mm，钢梁采用H300×150×6.5×9mm。以梁柱节点为中心，钢管柱上下各取层高的一半(Lc=1.5m)，钢梁左右各取半跨梁长(Lb=1.5m)，组成一个平面十字形模型，钢材采用Q345B。钢管内浇注C40混凝土。材料力学性能取与表1试验值相同。 

在柱轴向压力1000kN及梁端反对称荷载为0.8Py（注：计算模型的Py=141kN）的作用下，梁自由端的挠度为13mm， 节点区域的最大变形出现在套筒与梁受拉翼缘的焊接处，鼓出变形值为0.8mm。从节点区域的Mises应力分布来看：各组件均处于弹性工作状态，套筒的高应力区主要集中在梁受拉翼缘焊接处，套筒在梁受压翼缘处的应力相对受拉翼缘处小。
保持柱轴向力不变，在梁自由端施加屈服荷载Py时，梁自由端的挠度为18.14mm，套筒的最大鼓出变形值为1.11mm。节点区域的Mises的应力分布规律与上述情况一致，套筒在梁受拉翼缘作用下的高应力区域向四周扩散，此时钢梁的受拉翼缘和受压翼缘的平均应力均已达到屈服应力。套筒在梁受拉翼缘处的拉应力区大部分已达到或接近屈服应力，套筒在受压翼缘处压应力区的应力小于受拉区的应力。在梁受拉翼缘的位置沿套筒一周定义路径P1，该路径上套筒的环向应力σθ的分布图如4所示，在套筒与钢管柱之间的角焊缝处沿钢管一周定义路径P2，在塞焊缝的位置沿钢管一周定义路径P3，这两路径上钢管的环向应力σθ的分布图分别见图5和图6所示。可见，钢管仍处于弹性工作状态，具有较大的强度储备。
当梁端荷载继续增加时，梁根部受拉翼缘两侧角点处的焊缝首先达到塑性状态而被认为破坏，其次是塞焊缝处达到塑性状态，其他位置均处于弹性状态。通过有限元的计算分析可知节点处应力的传递路径：梁端弯矩和剪力通过焊缝和连接腹板传递给套筒，再通过套筒与钢管之间的角焊缝和塞焊缝传递给钢管混凝土柱。计算表明套筒式节点能满足设计承载力要求。

2、试验对比分析 

为了比较套筒式节点和环板式节点的受力性能，我们做了两个套筒式节点试件和两个环板式节点试件，试件尺寸和材料都相同，并与计算模型一致，试验加载装置设计如图7所示,试验试件见图8、图9所示。

2.1材料力学性能试验
制作试件的材料和实际工程中的材料一样。钢管内浇注C40混凝土，混凝土自钢管上口灌入，采用内部振捣器捣实，试验取同等养护条件的150mm×150mm×150mm的混凝土立方体试块测定其抗压强度fcu,k，并换算成混凝土轴心抗压强度标准值fck。钢管、钢梁等所用钢材一律采用Q345B，用E50型焊条进行手工焊接，试验前分别在钢管和型钢梁的腹板上取300mm×30mm(长×宽)的板条进行拉伸试验。试件的材料力学性能见表1。

表1  钢材与混凝土的力学性能(单位：MPa)          

节点低周反复荷载试验采用力-位移加载制度。试验加载步骤为：(1)在柱顶施加1000kN的竖向轴心压力，并在整个试验过程中保持恒定；(2)采用分级加载制度，根据梁端屈服荷载确定在梁自由端施加反复荷载的大小，每级荷载循环往复一次。在钢梁梁端达到屈服以前用荷载控制，各级荷载分别为梁端屈服荷载Py的20%，40%，60%，80%，90%。(3)达到屈服荷载以后用位移控制，位移级差为屈服荷载所对应的梁端加载点的位移Δy，直至试件破坏，停止试验。为了考察环板式节点和套筒式节点在加载过程中的应力应变变化，在钢管柱表面、加强环、套筒及钢梁的翼缘上布置了若干应变片。所有应变片、百分表以及梁端的反对称荷载的数据均通过YE2539静态应变仪自动采集系统自动采集，柱顶荷载数值直接由液压机读出。
2．3 承载力比较
保持柱顶荷载不变，在梁端施加循环往复荷载，当在梁自由端施加的荷载很小时，结构基本处于弹性工作状态，卸载时构件基本能恢复到初始状态。当荷载逐渐增大直至梁端屈服时，卸载时梁自由端不能回复到初始位置。同一种的两个试件试验结果基本一致：
1）环板式试件当荷载达到0.8Py时，梁自由端的挠度达到14mm，卸载时残余挠度为1.9mm，环板和梁的翼缘均没有明显的变形。当荷载达到屈服荷载Py时，梁翼缘和环板间的焊缝应变达到屈服，且有向外鼓出的现象，并逐渐增大。此时节点仍然具有很强的承载力，从应变采集仪上读出梁自由端的挠度Δy为19mm。此后加载以位移控制，当位移以2Δy循环时，梁翼缘处的应变继续增加，节点仍具有一定的承载能力。当位移为3Δy时，承载力降低很明显，梁翼缘的平均应变达到13000με，节点处的塑性转动较大，梁自由端竖向残余变形为44mm，梁翼缘和环板在其对接焊缝处的鼓出变形增大，钢梁腹板和连接板产生凹凸不平的翘曲，对接焊缝处有开裂，呈现较为明显的弯曲破坏形式。
2) 套筒式试件当荷载达到0.8Py时，梁自由端的挠度达到15mm，卸载时残余挠度为1.9mm，套筒和梁的翼缘均没有明显的变形。当荷载达到屈服荷载时，梁翼缘的平均应变均达到屈服，套筒与梁翼缘连接处由于应力集中导致环向拉应变达到屈服，套筒在与梁受拉翼缘处略向外鼓出，钢梁没有明显的变形，此时从应变采集仪上读出梁自由端的挠度Δy为18mm。此后加载以位移控制，当位移以2Δy循环时，套筒在梁受拉翼缘处的鼓出很明显，节点的转动增大。当位移为3Δy时，梁翼缘处的平均应变达到12000με，节点处的塑性转动较大，梁的自由端竖向残余变形为36mm，套筒壁被受拉梁翼缘从尖角处拉裂。由于盖板对梁翼缘的加强，梁的受压翼缘并未出现局部失稳的现象。
2．4节点的延性
两种试件的荷载－位移(P~Δ)滞回曲线见图10与图11，从图中可以看出，本次试验的4个试件的滞回曲线相当稳定，基本上没有刚度退化的现象，曲线的形状均饱满呈现出标准的梭形，未出现捏缩现象，反映出加强环式节点和套筒式节点均具有很好的抗震性能，节点的延性系数均在3~4之间。
4个节点试件在达到屈服荷载时，节点的初始刚度均相似于典型的梁端单调加载的情况，卸载后构件基本上能恢复到初始的位置。试件屈服后，在对梁端施加2次循环荷载后，4个试件在达到3Δy时开始破坏，在梁端施加的最大荷载及节点的极限转角θmax见表2所示。可以看出加强环式节点的角变形比套筒式节点略大，可以将套筒式节点视为刚性节点。

表2 两种节点的试验结果                     

2．5 钢梁的全塑性受弯承载力和极限受弯承载力的比较
试件的极限受弯承载力与梁的全塑性受弯承载力见表3所示。可见套筒式节点能满足文献[5]中公式8.2.8-1中所要求的Mu≥1.2Mp的规定。

表3 极限受弯承载力M_u与梁的全塑性受弯承载力M_p

3 设计建议与结论 

为了保证节点的强度，套筒的壁厚t建议取Max(1.2tc，1.2tf)，其中tc、tf分别为钢管壁厚和梁翼缘厚；套筒的高度h建议取hb+10t，其中hb为梁截面高度。套筒两端加工成内倒角与柱壁形成V型坡口焊接，梁翼缘附近的塞焊孔也是必要的。
通过节点试验可以得出如下结论：
(1) 环板式节点试件的实际抗弯承载能力是梁最大弯矩设计值的1.56~1.67倍，套筒式节点试件是1.48~1.52倍；而且节点的极限受弯承载力与梁全塑性受弯承载力均能满足条件 Mu≥1.2Mp ，所以，在施工质量有保证的前提下，套筒式节点是能够满足设计要求的；
(2) 套筒式节点的转角位移较小，节点的抗弯模量较大，节点为刚性；
(3) 在相同的几何尺寸和轴压比下，套筒式节点有很好的延性，抗震性能与环板式节点相当；
(4)套筒式节点易于满住宅建筑的某些要求，且结构布置灵活，可在多层或小高层钢结构住宅建筑中应用。对高层或超高层建筑的应用还有待研究。
参考文献
1．《钢管混凝土结构设计与施工规程》（CECS28：90）。
2． 高光虎，高层及多层钢结构住宅设计。建筑钢结构进展，2001，（3）。
3． 苏恒强、蔡健、姚大鑫等，钢管混凝土加强环式节点的试验研究。华南理工大学学学报(自然科学版)，2004，(1)。
4． 张莉若、王明贵，钢-混凝土组合结构梁柱节点承载力试验研究。建筑科学，2003，(5) 。
5．《建筑抗震设计规范》（GB50011-2001）。