不同连接形式的钢管混凝土节点抗连续倒塌与抗震综合能力分析

摘要： 为研究钢管混凝土结构抗连续倒塌与抗震综合防御能力，采用有限元软件ABAQUS建立了6个不同连接形式的钢管混凝土节点有限元模型，在合理选取钢材和混凝土材料本构模型的基础上，对比分析竖向荷载作用下各节点抗连续倒塌破坏特征，获得各类节点的抗倒塌承载力和破坏特征。在此基础上，计算各节点在水平低周往复荷载作用下的滞回性能，获得其承载力曲线、刚度退化、延性、耗能能力等抗震性能指标。研究结果表明：竖向荷载作用下，栓焊混合外环板式和内隔板式节点的抗连续倒塌能力较好；水平往复荷载作用下，栓焊混合外环板式和栓焊混合隔板贯通式节点的抗震能力较好。综合对比各节点的抗连续倒塌与抗震性能，建议工程设计与应用中采用钢管混凝土栓焊混合外环板式节点，其综合防御能力更好。

关键词 ： 钢管混凝土节点；连续倒塌；抗震评估；承载力分析；综合防御能力

Abstract： In order to study the resistance of progressive collapse and the earthquake performance of concrete-filled steel tubular （CFST） structures，the finite element software ABAQUS is used to build six different models of CFST joints. Based on reasonable selection of steel and concrete material constitutive models，the progressive collapse resistance characteristics of each joint under vertical load is compared，and the collapse bearing capacity is obtained. Further，the hysteretic behavior of each joint is calculated under horizontal low cycle reversed load，in order to obtain bearing capacity，stiffness degradation，ductility，energy dissipation capacity and other seismic performance indicators. The results show that under vertical load，the joints with bolted-welded hybrid outer ring plate and inner diaphragm plate have better progressive collapse resistance. Under the action of horizontal reversed load，the seismic capacity of the joints with bolted-welded hybrid outer ring plate and bolted-welded mixed through diaphragms are better. By comparing the resistance to progressive collapse and seismic performance of joints，it is suggested that in engineering design and application，CFST bolted-welded hybrid outer ring plate joint should be applied，which has better comprehensive defense capacity.

Keywords： concrete filled steel tubular （CFST） joint；progressive collapse；seismic evaluation；bearing capacity analysis；comprehensive defense capacity

各类公共建筑在全生命周期服役内可能遭受爆炸、火灾、车辆撞击等偶然荷载作用，导致结构发生局部初始损伤，最终可能引起与初始损伤不成比例的连续性倒塌破坏 ^[1] 。基于此，美国颁布了针对结构抗连续倒塌设计的GSA标准 ^[1] 和DoD标准 ^[2] 。节点作为结构中连接水平与竖向构件的关键部位，其受力性能对整个结构影响至关重要，国内外学者已开展了节点子结构的抗倒塌试验与数值分析研究。孟宝等 ^[3] 对栓焊混合的不等跨节点进行了抗连续倒塌试验研究，发现不等跨节点中，短跨梁可以充分发挥其悬链线效应。王景玄等 ^[4] 对全焊接钢管混凝土组合结构节点的抗连续倒塌能力进行了有限元分析，发现此节点的抗连续倒塌能力主要由失效柱上部钢梁的梁机制和悬链线机制提供。WANG等 ^[5] 对栓焊混合方钢管混凝土空间节点的抗连续倒塌能力以及破坏机理进行了有限元分析，发现节点在破坏时力的传递遵循就近原则。可见，连续倒塌破坏是竖向关键构件失效后引起的，现有设计方法主要以提高失效柱上部梁构件的梁机制和悬链线机制为主，抗连续倒塌分析简图如图1a）所示。但是该抗连续倒塌设计方法可能会形成“强梁”效应，使得抗连续倒塌设计后的节点不满足强柱弱梁的抗震设防理念，抗震分析简图如图1b）所示。因此，如何保证建筑结构同时满足抗连续倒塌和抗震要求的综合防御设计，仍然是目前亟需解决的关键性问题之一。

图1　节点抗连续倒塌与抗震分析简图

Fig.1　Schematic diagram of progressive collapse resistance and anti-seismic analysis of joint

基于上述综述，可以看到面向单个灾害的研究已经较为成熟并有相应的指导规范，而对于结构的抗连续倒塌与抗震综合防御的研究相对较少，如FENG等 ^[6] 提出的添加弯扭钢筋的方法，在不改变梁截面配筋率的前提下提高节点抗连续倒塌能力。TIAN等 ^[7] 设计了一种新型节点并进行拟静力试验研究，得到一种具有抗震与抗倒塌综合防御的节点形式。本文选取6类不同连接形式的钢管混凝土节点为研究对象，分析其抗连续倒塌与抗震综合防御的能力，以期为工程设计与应用提供参考。

1　有限元模型设计

1.1　节点模型选取

本文选取中柱节点作为研究对象。钢梁取为跨中反弯点之间的半跨度，柱长取为1,100mm，柱截面含钢率为0.06。各节点尺寸如表1所示。全焊接节点详图如图2所示，栓焊混合节点详图如图3所示，其中内隔板式节点与隔板贯通式节点均开有直径为150mm的灌注孔。

图2　全焊接节点详图（单位：mm）

Fig.2　Details of all welded joints （Unit：mm）

图3　栓焊混合节点详图（单位：mm）

Fig.3　Details of hybrid bolted-welded joints （Unit：mm）

1.2　材料本构关系

钢材采用Q235钢，钢管柱内核心混凝土等级为C50。钢材采用ESMAEILY等 ^[8] 提出的考虑下降段的本构模型，可较好地反映钢材的软化特性。钢材的应力-应变关系曲线如图4所示。混凝土采用韩林海 ^[9] 提出的考虑约束作用的本构关系模型，具体表达式详见文献[9]。栓焊混合节点中螺栓选取10.9级M20高强螺栓。在骨架线中引入参数k ₁ 、k ₂ 、k ₃ 来控制加载骨架线的形状，以受拉段为例。如图4所示，骨架线表达式为：

图4　钢材应力-应变曲线

Fig.4　Stress-strain curve of steel

1.3　单元类型和边界条件

ABAQUS软件中模型全部采用实体单元C3D8R模拟。全焊接中的接触设置详见文献[5]中对于界面接触的设置；栓焊混合连接中，分别将螺帽与外伸端板外表面和与螺栓接触部分腹板外表面、螺杆与外伸端板和腹板螺栓孔、外伸端板与外伸端板接触部分腹板设置接触对，并设置为通用接触，边界条件如图5所示。

图5　节点加载及边界条件

Fig.5　Loading and boundary conditions of joints

2　有限元模型验证

WANG等 ^[10] 对圆钢管混凝土（CJ-RP）和方钢管混凝土（SJ-RP）全焊接外环板式梁柱节点进行了抗连续性倒塌试验研究。试件的截面尺寸如表2所示，图6为节点详图，其中钢材等级为Q345，混凝土等级为C50。通过定义钢材发生断裂时所对应的应变为失效依据，钢材的失效应变取为0.3 ^[11] 。为反映钢材裂缝在倒塌过程中的发展，在ABAQUS软件的Visualization模块中，将应变超过失效应变的单元移除，以此来近似模拟钢材断裂。  

图6　试验节点详图和有限元模型（单位：mm）

Fig.6　Details and finite element models of test joints（Unit：mm）

图7和图8分别为试验荷载-位移曲线、破坏特征与模拟结果的对比。从节点破坏特征中可以看出，模拟的钢梁断裂位置以及裂缝发展趋势均与试验结果吻合良好，而荷载-位移曲线有一定差异，这是由于试验过程中两侧钢梁的断裂时间不一致，但总体上两条曲线趋势吻合良好，验证了本文对全焊接节点的建模方法以及材料本构选取的合理性。

图7　荷载-位移曲线的模拟与试验结果对比

Fig.7　Comparison between simulation and test results of load-displacement curves

图8　节点破坏特征的模拟与试验结果对比

Fig.8　Comparison between simulation and test results of joint failure characteristics

王伟等 ^[12] 进行了3个栓焊混合钢结构梁柱节点的抗连续性倒塌试验研究，包括2个内隔板式节点（SI-WB和SI-WB2）和1个隔板贯通式节点（SST-WB），试件截面尺寸如表3所示，节点详图如图9所示，其中钢材等级为Q345，螺栓选取10.9级M20高强螺栓。

图9　试验节点详图（单位：mm）

Fig.9　Details of test joints （Unit：mm）

图10和图11分别为试验节点荷载-位移曲线、破坏特征与模拟结果的对比。从节点破坏特征中可以看出，模拟的钢梁和螺栓外伸板断裂位置以及裂缝发展趋势均与试验结果吻合良好。在试验曲线中可以看到除SI-WB外，其他两个节点的曲线均有两个下降段，这是由于试验过程中两侧钢梁的开裂时间不一致，对比试验曲线和模拟曲线发现极限承载力有一定差距，这是因为两侧钢梁开裂时间不一致使得一侧钢梁不能发挥全部承载能力，所以极限承载力的试验值略低于模拟值，但总体趋势吻合良好，验证了栓焊混合模拟的准确性。

图10　试验与模拟得到的节点荷载-位移曲线对比

Fig.10　Comparison of load-displacement curves of joints obtained by test and simulation

图11　试验与模拟得到的节点破坏特征对比

Fig.11　Comparison of failure characteristics of joints obtained by test and simulation

此外，李黎明等 ^[13] 对3个十字形足尺隔板贯通式节点试件进行了低周往复荷载作用下的拟静力试验研究，并选取试验节点TD2（钢管中有混凝土）进行模型验证。试件截面尺寸为250mm×8mm，H形钢梁选用H250mm×125mm×6mm×9mm，贯通隔板选用12mm厚钢板；其中钢材等级为Q345，混凝土等级为C40，连接螺栓采用10.9级M16摩擦型高强螺栓。图12为节点TD2的滞回曲线和骨架曲线的模拟和有限元结果对比，可以看到两条曲线吻合良好。试验节点详图如图13所示。

图12　节点TD2滞回曲线和骨架曲线的模拟与试验结果对比

Fig.12　Comparison between simulation and test results of hysteretic curves and skeleton curves of joint TD2

图13　试验节点详图 ^[13] （单位：mm）

Fig.13　Details of test joints ^[13] （Unit：mm）

3　抗连续倒塌性能对比分析

3.1　荷载-位移关系曲线对比分析

中柱失效工况下，钢管混凝土柱-H形钢梁节点抗连续倒塌承载力（P）-竖向位移（Δ）曲线如图14所示。将节点的P-Δ曲线分为3个阶段，以外环板式节点为例：梁机制阶段OA，悬链线机制阶段AB和破坏阶段BC。A、B为两个机制的分界点，梁机制阶段，钢梁处于受弯状态，节点的抗倒塌承载力主要由梁的抗弯承载力提供；承载力达到A点（梁机制峰值点）之后，抗力机制由梁机制转变为悬链线机制，节点的抗连续倒塌能力由梁的抗弯承载力提供逐渐转变为抗拉承载力提供，最终变为主要由钢梁的抗拉承载力提供。

图14　节点荷载-位移曲线对比

Fig.14　Comparison of load displacement curves of joints

从图14中可以看出，全焊接外环板式节点的初始刚度更大，而全焊接内隔板式节点的极限承载力更大，二者极限承载力仅相差3.5%，但是全焊接外环板式节点的极限位移更大、延性更好，栓焊混合外环板式节点的初始刚度、极限承载力和延性均更大。通过两种连接方式的对比发现，栓焊混合连接形式节点的延性、极限承载力均优于全焊接节点的延性和极限承载力。为更加直观地对比节点在各位移阶段峰值承载力的大小，提取节点各阶段峰值承载力如表4所示。

由表4绘制出图15，可以看到，两个受力阶段栓焊混合节点的峰值承载力均高于全焊接节点的峰值承载力。对于外环板式节点，在各阶段栓焊混合连接的峰值承载力分别比全焊接的峰值承载力提高了11%和19.9%；对于内隔板式节点，在各阶段栓焊混合连接的峰值承载力分别比全焊接的峰值承载力提高了9.6%和9.5%；对于隔板贯通式节点，在各阶段栓焊混合连接的峰值承载力分别比全焊接的峰值承载力提高了2.4%和14.6%；说明栓焊混合连接形式节点较全焊接形式节点能够表现出更好的承载能力。在两个受力阶段中栓焊混合外环板式节点的峰值承载力均是最高的，表明节点具有良好的抗连续倒塌能力。

图15　节点各阶段峰值承载力对比

Fig.15　Comparison of peak bearing capacity of joints at various stages

3.2　局部破坏特征对比分析

为观察节点破坏特征，提取了各节点的破坏特征如图16所示。可以看到两种连接形式的内隔板式与隔板贯通式节点的破坏均发生在钢梁下翼缘与柱连接的位置处，但是隔板贯通式节点的破坏程度更高，几乎贯穿整个腹板，对比荷载-位移曲线可以看到隔板贯通式节点也是最先发生破坏的，这是由于隔板贯通式节点的钢梁是直接与贯通隔板连接的，故隔板贯通式节点的破坏取决于贯通隔板的强度，而其他节点的破坏取决于钢管壁的强度，因此隔板贯通式节点更容易发生破坏。对于两种连接形式的外环板式节点而言，破坏均发生在环板与钢梁连接处，远离节点核心区，而且破坏程度都比较小，满足塑性铰外移的要求。

图16　节点核心区破坏特征

Fig.16　Failure characteristics of joint core area

由图16可以看到，外环板式节点在环板与钢梁连接位置处应力较大形成了最不利截面；内隔板和隔板贯通式节点在钢梁与钢管连接位置处有破坏产生，此处即为最不利截面。图17给出各节点在破坏阶段的应力矢量图，其中红色代表截面受拉的最大状态，为正值，蓝色代表截面受压的最大状态，为负值。从图17中可以看出，外环板式节点在破坏阶段几乎全截面为受拉状态，而内隔板式与隔板贯通式节点仍然是上翼缘受压、下翼缘受拉的状态，并没有呈现全截面受拉的状态，故在不能完全发挥钢梁的抗拉性能时，下翼缘就已经产生破坏，所以外环板式节点的承载力和延性更好。

图17　破坏阶段最不利截面应力矢量图（单位：MPa）

Fig.17　Stress vector diagrams of the most unfavorable section in the failure stage （Unit：MPa）

4　抗震性能评估

4.1　加载制度

两种连接方式均设置两个分析步，全焊接第1个分析步为柱施加轴力，根据《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010） ^[14] 设置轴压比为0.3，第2个分析步在梁两端耦合点上施加大小相同方向相反的往复荷载；栓焊混合第1个分析步同时施加螺栓预紧力与轴力，第2个分析步在梁两端耦合点上施加相同的往复荷载。

加载曲线如图18所示，采用未知节点屈服位移的加载方式，即以5的倍数进行加载，在达到50mm（梁柱相对转角为0.02rad）以前每级荷载循环3次，达到50mm以后每级荷载循环2次，目标荷载为200mm（梁柱相对转角为0.089rad），满足AISC 341-16（2016） ^[15] 规定的梁柱相对转角大于0.04rad的延性要求。

图18　滞回加载制度

Fig.18　Hysteretic loading system

4.2　滞回曲线与骨架曲线对比分析

图19分别为6类节点的滞回曲线与骨架曲线的对比。从图中可以看出，对比全焊接的3类节点形式，全焊接外环板式节点比其他节点形式的滞回曲线更加饱满，且极限承载力高于其他节点形式的极限承载力。对比栓焊混合连接的3类节点形式，栓焊混合连接形式的外环板式节点滞回曲线更饱满。综合分析可得，栓焊混合外环板式节点的滞回曲线最饱满，且峰值极限承载力仅低于全焊接外环板式节点的峰值极限承载力。

图19　节点滞回曲线和骨架曲线对比

Fig.19　Comparison of hysteresis curves and skeleton curves of joints

4.3　破坏特征对比分析

图20为各节点往复荷载加载结束时的应力云图，从图中可以看到，全焊接连接节点在往复加载全过程中没有出现明显的破坏。栓焊混合连接节点中，外环板式节点在往复加载全过程中并没有出现明显的破坏，但是钢梁上翼缘出现了较为明显的鼓曲，说明节点仍然可以吸收和耗散能量；内隔板式节点和隔板贯通式节点在节点核心区钢管壁上出现了明显的波纹形破坏，说明节点已经产生了一定程度的破坏，不能继续吸收和耗散能量。

图20　加载结束时节点核心区破坏特征

Fig.20　Failure characteristics of joints core area at the end of loading

4.4　刚度退化曲线对比分析

试件刚度退化是衡量结构抗震性能的一个重要指标。采用割线刚度法研究模型刚度退化情况，割线刚度K _i 按式（2）计算。

式中：K _i 为割线刚度；F _i 为第i次循环荷载峰值；X _i 为第i次循环峰值位移。

根据骨架曲线所得的屈服位移Δ _y 计算1Δ _y 、2Δ _y 、3Δ _y 和4Δ _y 的滞回环切线刚度，计算并绘制刚度退化系数对比曲线，如图21所示。

图21　节点刚度退化曲线

Fig.21　Stiffness degradation curves of joints

由图21可以看到，6个节点进入弹塑性阶段（Δ _y ）时，其刚度大幅度降低，随着循环位移的持续增大，在塑性变形阶段，刚度退化趋于稳定。对比来看，两种连接形式的外环板式和全焊接内隔板式节点刚度退化相对缓慢，两种隔板贯通式节点刚度退化均较快。在加载结束时两种外环板式节点的刚度均大于其他两种节点的刚度，这为节点塑性铰的产生提供了有力保证。

4.5　节点延性系数对比分析

延性是指构件或结构在屈服后充分发挥其塑性变形能力，同时承载能力不会大幅度降低的特性。结构或构件的延性主要采用延性系数（或延性比）来表示，采用位移延性系数μ来评估节点延性。延性比可表示为：

由表5可以看到，除内隔板式节点外，其他栓焊混合连接形式节点的位移延性系数均高于全焊接形式节点的位移延性系数，说明栓焊混合连接形式的节点具有更好的位移延性和变形能力。

4.6　等效黏滞阻尼系数对比分析

一般采用等效黏滞阻尼系数h _e 来评价结构耗能能力，它是采用滞回曲线包络面积与三角形面积的比值进行计算得到，其具体的计算公式和计算面积范围如式（5）和图22所示。

图22　节点滞回曲线包络图

Fig.22　Envelope diagram of joint hysteresis curve

根据《建筑抗震试验规程》（JGJ/T 101—2015） ^[16] ，节点耗能能力采用能量耗散系数E来衡量，与刚度退化系数类似，选取1Δ _y 、2Δ _y 、3Δ _y 和4Δ _y 时的滞回环，通过软件计算得到等效黏滞阻尼系数，绘制出各节点等效黏滞阻尼系数曲线如图23所示。

图23　节点等效黏滞阻尼系数对比

Fig.23　Comparison of equivalent viscous damping coefficients of joints

由图23可以看到节点的能量耗散系数E和等效黏滞阻尼系数h _e 均呈现逐渐增大的趋势，说明节点进入弹塑性阶段后均产生了较大的塑性变形。图中外环板式节点的两条曲线和全焊接内隔板式、隔板贯通式节点的曲线都没有下降趋势，说明节点未发生明显破坏，仍可以继续吸收和耗散能量，但栓焊混合内隔板式与隔板贯通式节点的曲线均有下降趋势，说明两种节点的结构已经发生一定程度的破坏，不能继续耗散和吸收能量。

5　综合对比分析

为更好地对比各节点的抗连续倒塌和抗震性能，将抗倒塌承载力、极限位移、抗震承载力、延性系数、刚度退化系数和等效黏滞阻尼系数的最大值作为最利于节点抗倒塌与抗震性能综合防御的值，并设为100%，将其他值与最大值的比值以及同一节点所有判定指标的百分比数值相加后除以判定依据个数得到的百分比绘制于图24。

图24　综合防御能力对比分析

Fig. 24　Comparative analysis of comprehensive defense capacity

由图24可以看到，综合6个抗倒塌与抗震能力判定指标，栓焊混合外环板式节点的综合防御能力最好，栓焊混合隔板贯通式节点的综合防御能力次之，全焊接外环板式节点的综合防御能力略低于栓焊混合隔板贯通式节点的综合防御能力，全焊接隔板贯通式和栓焊混合内隔板式节点的综合防御能力相差很小，但都低于全焊接外环板式节点的综合防御能力，而全焊接内隔板式节点的综合防御能力最差。为使钢管混凝土结构具有良好的抗连续倒塌与抗震综合防御能力，建议采用栓焊混合外环板式节点。

6　结  论

（1）通过抗连续倒塌分析发现，外环板式节点的破坏发生在环板与钢梁连接位置处，其他两种节点的破坏均发生在钢梁与柱连接位置处。栓焊混合外环板式节点较全焊接外环板式节点的极限承载力提高了19.9%，但延性略有降低。

（2）通过抗震分析发现，外环板式节点的滞回曲线较其他节点更饱满且没有明显破坏产生。栓焊混合连接形式节点的抗震承载力略低于全焊接形式节点的抗震承载力，位移延性更好，刚度退化更缓慢，耗能能力略低于全焊接形式节点的耗能能力。

（3）通过抗连续倒塌与抗震综合对比分析发现，栓焊混合外环板式节点综合防御能力最好，全焊接内隔板式节点综合防御能力最差。建议采用钢管混凝土栓焊混合外环板式节点。

参考文献:

[1]U.S.General Services Administration.Progressive Collapse Analysis and Design Guidelines for New Federal Office Buildings and Major Modernization Projects[S].Washington,D.C.:U.S.General Services Administration,2016.

[2]Department of Defense.Design of Building to Resist Progressive Collapse:UFC 4-023-03[S].Washington,D.C.:Department of Defense,2013.

[3]孟宝,钟炜辉,郝际平.基于节点刚度的钢框架梁柱子结构抗倒塌性能试验研究[J].工程力学,2018,35(6):88-96.DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.02.0120.MENG Bao,ZHONG Weihui,HAO Jiping.Experimental study on anti-collapse performance for beam-to-column assemblies of steel frame based on joint stiffness[J].Engineering Mechanics,2018,35(6):88-96.DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.02.0120.(in Chinese)

[4]王景玄,王文达,李华伟.钢管混凝土平面框架子结构抗连续倒塌精细有限元分析[J].工程力学,2018,35(6):105-114.DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.02.0148.WANG Jingxuan,WANG Wenda,LI Huawei.Refined finite element analysis of progressive collapse of planar frames with concrete-filled steel tubular columns[J].Engineering Mechanics,2018,35(6):105-114.DOI:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.02.0148.(in Chinese)

[5]WANG J X,YANG Y,XIAN W,et al.Progressive collapse mechanism analysis of concrete-filled square steel tubular column to steel beam joint with bolted-welded hybrid connection[J].International Journal of Steel Structures,2020,20(5):1618-1635.DOI:10.1007/s13296-020-00397-3.

[6]FENG P,QIANG H L,QIN W H,et al.A novel kinked rebar configuration for simultaneously improving the seismic performance and progressive collapse resistance of RC frame structures[J].Engineering Structures,2017,147:752-767.DOI:10.1016/j.engstruct.2017.06.042.

[7]TIAN Y,LIN K Q,LU X Z,et al.Experimental and theoretical study of seismic and progressive collapse resilient composite frames[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2020,139:106370.DOI:10.1016/j.soildyn.2020.106370.

[8]ESMAEILY A,XIAO Y.Behavior of reinforced concrete columns under variable axial loads:analysis[J].ACI Structure Journal,2005,102(5):736-744.DOI:10.1109/ICMENS.2004.1509040.

[9]韩林海.钢管混凝土结构:理论与实践[M].3版.北京:科学出版社,2018:73-74.HAN Linhai.Concrete filled steel tubular structures:theory and practice[M].3rd ed.Beijing:Science Press,2018:73-74.(in Chinese)

[10]WANG W D,ZHENG L,LI H W.Experimental investigation of composite joints with concrete-filled steel tubular column under column removal scenario[J].Engineering Structures,2020,219:110956.DOI:10.1016/j.engstruct.2020.110956.

[11]KIM J,SHIN W S.Retrofit of RC frames against progressive collapse using prestressing tendons[J].The Structural Design of Tall and Special Buildings,2013,22(4):349-361.DOI:10.1002/tal.691.

[12]王伟,秦希,王俊杰.内隔板式与隔板贯通式方钢管混凝土柱-H形钢梁节点抗连续倒塌性能对比[J].建筑结构学报,2017,38(S1):362-368.DOI:10.14006/j.jzjgxb.2017.S1.051.WANG Wei,QIN Xi,WANG Junjie.Comparison of progressive collapse behavior between inner-diaphragm stiffened and through-diaphragm stiffened concrete filled SHS column-H beam joints[J].Journal of Building Structures,2017,38(S1):362-368.DOI:10.14006/j.jzjgxb.2017.S1.051.(in Chinese)

[13]李黎明,陈志华,李宁.隔板贯通式梁柱节点抗震性能试验研究[J].地震工程与工程振动,2007,27(1):46-53.DOI:10.13197/j.eeev.2007.01.007.LI Liming,CHEN Zhihua,LI Ning.Experimental study on seismic capability of diaphragm-through style beam-column joint[J].Earthquake Engineering and Engineering Dynamics,2007,27(1):46-53.DOI:10.13197/j.eeev.2007.01.007.(in Chinese)

[14]中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑抗震设计规范:GB 50011—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2010.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.Code for Seismic Design of Buildings:GB 50011—2010[S].Beijing:China Architecture & Building Press,2010.(in Chinese)

[15]American Institute of Steel Construction.Seismic Provisions for Structural Steel Buildings:ANSI/AISC 341-16[S].Chicago:American Institute of Steel Construction,2016.

[16]中华人民共和国住房和城乡建设部.建筑抗震试验规程:JGJ/T 101—2015[S].北京:中国建筑工业出版社,2015.Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's Republic of China.Specification for Seismic Test of Buildings:JGJ/T 101—2015[S].Beijing:China Architecture & Building Press,2015.(in Chinese)