《钢结构设计标准》

12.2.5 本条为新增条文。根据试验研究，在节点板板件(或梁翼缘)拉力作用下，柱翼缘有如两块受线荷载作用的三边嵌固板ABCD、A′B′?C′D′(见图18)，拉力在柱翼缘板的影响长度为p≈12tc，每块板所能承受的拉力可近似取为3.5fyct2fc，两嵌固边之间CC′范围的受拉板(或梁翼缘)屈服，因此板件(或梁翼缘)传来拉力平衡式为：

图18 柱翼缘受力示意
1-荷载；T-拉力；P-影响长度

式(58)即是欧洲钢结构设计规范EC3：Design of steel structuresEurocode-3(BS EN1993-1-8：2005)中采用的板件或工字形、H形截面梁的翼缘与工字形、H形截面的未设水平加劲肋的柱相连，形成T形接合时，板件或梁的翼缘的有效宽度计算公式。考虑到柱翼缘中间和两侧部分刚度不同，难以充分发挥共同作用，翼缘承担的部分应有所折减，为安全起见，同时与本标准第12.3.4条翼缘受拉情况公式建立条件(考虑了0.8折减系数)协调，系数7改为5，这样与按有限元模拟加载试验所得结果较为接近。

12.2.6 本条沿用原规范第8.4.6条、第8.2.11条，取消了角钢的L形围焊。在桁架节点处各相互杆件连接焊缝之间宜留有一定的净距，以利施焊且改善焊缝附近钢材的抗脆断性能。本条根据我国的实践经验对节点处相邻焊缝之间的最小净距作出了具体规定。管结构相贯连接节点处的焊缝连接另有较详细的规定(见本标准第13.2节)，故不受此限制。
围焊中有端焊缝和侧焊缝，端焊缝的刚度较大，弹性模量E≈1.5×106；而侧焊缝的刚度较小，E≈(0.7～1)×106，所以在弹性工作阶段，端焊缝的实际负担要高于侧焊缝；但围焊试验中，在静力荷载作用下，届临塑性阶段时，应力渐趋于平均，其破坏强度与仅有侧焊缝时差不多，但其破坏较为突然且塑性变形较小。此外，从国内外几个单位所做的动力试验证明，就焊缝本身来说围焊比侧焊的疲劳强度高，国内某些单位曾在桁架的加固中使用了围焊，效果亦较好。但从“焊接桁架式钢吊车梁下弦及腹杆的疲劳性能”的研究报告中，认为当腹杆端部采用围焊时，对桁架节点板受力不利，节点板有开裂现象，故建议在直接承受动力荷载的桁架腹杆中，节点板应适当加大或加厚。鉴于上述情况，本标准规定：宜采用两面侧焊，也可用三面围焊。
围焊的转角处是连接的重要部位，如在此处熄火或起落弧会加剧应力集中的影响，故规定在转角处必须连续施焊。

12.3.1、12.3.2 这两条为新增条文。

12.3.3 原规范以及现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB 50011的节点域计算公式，系参考日本AIJ-ASD的规定给出。AIJ-ASD的节点域承载力验算公式，采用节点域受剪承载力提高到4/3倍的方式，以考虑略去柱剪力(一般的框架结构中，略去柱端剪力项，会导致节点域弯矩增加约1.1倍～1.2倍)、节点域弹性变形占结构整体的份额小、节点域屈服后的承载力有所提高等有利因素。鉴于节点域承载力的这种简化验算已施行了10多年，工程师已很习惯，故条文未改变其形式，只是根据最新资料和具体情况作一些修正。
节点域的受剪承载力与其宽厚比紧密相关。AIJ《钢结构接合部设计指针》介绍了受剪承载力提高系数取4/3的定量评估。定量评估均基于试验结果，并给出了试验的范围。据核算，试验范围的节点域受剪正则化宽厚比λn,s上限为0.52。鉴于本标准中λn,s＝0.8是腹板塑性和弹塑性屈曲的拐点，此时节点域受剪承载力已不适宜提高到4/3倍。为方便设计应用，本次修订把节点域受剪承载力提高到4/3倍的上限宽厚比确定为λn,s＝0.6；而在0.6＜λn,s≤0.8的过渡段，节点域受剪承载力按λn,s在fv和4/3fv之间插值计算。
参考日本AIJ-LSD，轴力对节点域抗剪承载力的影响在轴压比较小时可略去，而轴压比大于0.4时，则按屈服条件进行修正。
0.8＜λn,s≤1.2仅用于门式刚架轻型房屋等采用薄柔截面的单层和低层结构。条文中的承载力验算式的适用范围为0.8＜λn,s≤1.4，但考虑到节点域腹板不宜过薄，故节点域λn,s的上限取为1.2。同时，由于一般情况下这类结构的柱轴力较小，其对节点域受剪承载力的影响可略去。如轴力较大，则可按板件局部稳定承载力相关公式采用 (σcr为受压临界应力)系数对节点域受剪承载力进行修正。但这种修正比较复杂，宜采用在节点域设置斜向加劲肋加强的措施。

12.3.4 梁与柱刚性连接时，如不设置柱腹板的横向加劲肋，对柱腹板和翼缘厚度的要求是：
1 在梁受压翼缘处，柱腹板的厚度应满足强度和局部稳定的要求。公式(12.3.4-1)是根据梁受压翼缘与柱腹板在有效宽度be范围内等强的条件来计算柱腹板所需的厚度。计算时忽略了柱腹板轴向(竖向)内力的影响，因为在主框架节点内，框架梁的支座反力主要通过柱翼缘传递，而连于柱腹板上的纵向梁的支座反力主要通过柱翼缘传递，而连于柱腹板上的纵向梁的支座反力一般较小，可忽略不计。日本和美国均不考虑柱腹板竖向应力的影响。
公式(12.3.4-2)是根据柱腹板在梁受压翼缘集中力作用下的局部稳定条件，偏安全地采用的柱腹板宽厚比的限值。
2 柱翼缘板按强度计算所需的厚度tc可用本标准公式(12.3.4-4)表示，此式源于AISC，其他各国亦沿用之。现简要推演如下(图19)：

图19 柱翼缘在拉力下的受力情况
1-线荷载T；T-拉力；P-影响长度
在梁受拉翼缘处，柱翼缘板受到梁翼缘传来的拉力T＝Aftfb(Aft为梁受拉翼缘截面积，fb为梁钢材抗拉强度设计值)。T由柱翼缘板的三个组成部分承担，中间部分(分布长度为m)直接传给柱腹板的力为fctbm，其余各由两侧ABCD部分的板件承担。根据试验研究，拉力在柱翼缘板上的影响长度p≈12tc，并可将此受力部分视为三边固定一边自由的板件，在固定边将因受弯而形成塑性铰。因此可用屈服线理论导出此板的承载力设计值为p＝C1fct2c，式中C1为系数，与几何尺寸p、h、q等有关。对实际工程中常用的宽翼缘梁和柱，C1＝3.5～5.0，可偏安全地取p＝3.5fct2c。这样，柱翼缘板受拉时的总承载力为：2×3.5fct2c＋fctbm。考虑到翼板中间和两侧部分的抗拉刚度不同，难以充分发挥共同工作，可乘以0.8的折减系数后再与拉力T相平衡：

12.3.6 本条为新增条文，由于端板连接施工方便、做法简单、施工速度较快、受弯承载力和刚度大，在实际工程中应用较多，故此在本次修订中增加了对端板连接的梁柱刚性节点的规定。

12.3.7 本条为新增条文，具体规定了端板连接节点的连接方式，并规定了对高强螺栓设计与施工方面的要求。

12.4.1 本条为新增条文，铸钢节点主要适用于特殊部位、复杂部位、重点部位，其节点形式多种多样。

12.4.2 本条为新增条文，根据铸钢材料的特点，可以采用第四强度理论进行节点极限承载力计算。

12.4.3 本条为新增条文，铸钢节点的有限元分析应采用实体单元，径厚比不小于10的部位可采用板壳单元。作用于节点的外荷载和约束力的平衡条件应与设计内力保持一致，并应根据节点的具体情况确定与实际相似的边界条件。
铸钢节点属于下列情况之一时，宜进行节点试验：设计或建设方认为对结构安全至关重要的节点；8度、9度抗震设防时，对结构安全有重要影响的节点；铸钢件与其他构件采用复杂连接方式的节点。铸钢节点试验可根据需要进行验证性试验或破坏性试验。试件应采用与实际铸钢节点相同的加工制作参数。验证性试验的荷载值不应小于荷载设计值的1.3倍，根据破坏性试验确定的荷载设计值不应大于试验值的1/2。

12.4.4 本条为新增条文，非焊接结构用铸钢节点的材料应符合现行国家标准《一般工程用铸造碳钢件》GB/T 11352的要求，焊接结构用铸钢节点的材料应具有良好的可焊性，符合现行国家标准《焊接结构用铸钢件》GB/T 7659的要求。铸钢节点与构件母材焊接时，在碳当量基本相同的情况下，可按与构件母材相同技术要求选用相应的焊条、焊丝与焊剂，并应进行焊接工艺评定。

12.4.5 根据铸造工艺的特点，提出对铸钢节点外形、壁厚等几何尺寸方面的要求。

12.4.6 提出对铸钢节点铸造质量、热处理工艺与容许误差等方面的要求。

本节所有条文均为新增条文，包括了预应力索张拉节点、锚固节点与转折节点三种节点形式，分别对其计算分析要点、构造要求以及施工性能做出了相关规定。12.5.3 本条规定主要针对钢结构中允许预应力索滑动时的情况，不适用于大跨度空间结构环向索与径向索不允许滑动的索夹节点等情况。

12.6.1 对工程中最常用的平板支座的设计作出了具体规定。
从钢材小试件的受压试验中看到，当高厚比不大于2时，一般不会产生明显的弯扭现象，应力超过屈服点时，试件虽明显缩短，但压力尚能继续增加。所以突缘支座的伸出长度不大于2倍端加劲肋厚度时，可用端面承压的强度设计值fcc进行计算。否则，应将伸出部分作为轴心受压构件来验算其强度和稳定性。

12.6.2 本条沿用原规范第7.6.2条，弧形支座在目前应用比较多，辊轴支座目前仍有应用。

12.6.3 本条沿用原规范第7.6.3条。

12.6.4 本条在沿用原规范第7.6.5条的基础上增加了相关具体规定。橡胶支座有板式和盆式两种，板式承载力小，盆式承载力大，构造简单，安装方便。盆式橡胶支座除压力外还可承受剪力，但不能承受较大拔力，不能防震，容许位移值可达150mm。但橡胶易老化，各项指标不易确定且随时间改变。

12.6.5 本条为原规范第7.6.4条的修改和补充。万向球形钢支座和新型双曲型钢支座可分为固定支座和可移动支座，其计算方法按计算机程序进行。在地震区则可采用相应的抗震、减震支座，其减震效果可由计算得出，最多能降低地震力10倍以上。

这种支座可承受压力、拔力和各向剪力，其抗拔力可达20000kN。

12.7.1 刚接柱脚按柱脚位置分为外露式、外包式、埋入式和插入式四种。四种柱脚的适用范围主要与现行行业标准《高层民用建筑钢结构技术规程》JGJ 99的有关规定相协调，同时参考了国内相关试验研究以及多年来的工程实践总结。

12.7.4 按我国习惯，柱脚锚栓不考虑承受剪力，特别是有靴梁的锚栓更不能承受剪力。但对于没有靴梁的锚栓，国外有两种意见，一种认为可以承受剪力，另一种则不考虑(见G.BALLIO，F.M.MAZZOLANI著《钢结构理论与设计》，冶金部建筑研究总院译，1985年12月)。另外，在我国亦有资料建议，在抗震设计中可用半经验半理论的方法适当考虑外露式钢柱脚(不管有无靴梁)受压侧锚栓的抗剪作用，因此条文中采用“不宜”。至于摩擦系数的取值，现在国内外已普遍采用0.4，故列入。

12.7.5 柱脚锚栓的工作环境变化较大，露天和室内工作的腐蚀情况不尽相同，对于容易锈蚀的环境，锚栓应按计算面积为基准预留适当腐蚀量。

12.7.6 本条主要是根据工程实践经验总结，对外露式柱脚的设计和构造做出了具体的规定。

非受力锚栓宜采用Q235B钢制成，锚栓在混凝土基础中的锚固长度不宜小于直径的20倍。当锚栓直径大于40mm时，锚栓端部宜焊锚板，其锚固长度不宜小于直径的12倍。

12.7.7 外包式柱脚属于钢和混凝土组合结构，内力传递复杂，影响因素多，目前还存在一些未充分明晰的内容。因此，诸如各部分的形状、尺寸以及补强方法等构造要求较多。
混凝土外包式柱脚的钢柱弯矩(图20)，大致上外包柱脚顶部钢筋位置处最大，底板处约为零。在此弯矩分布假定下所对应的承载机构如图21所示。也即在外包混凝土刚度较大且充分配置顶部钢筋的条件下，主要假定外包柱脚顶部开始从钢柱向混凝土传递内力。
外包式柱脚典型的破坏模式(图22)有：钢柱的压力导致顶部混凝土压坏；外包混凝土剪力引起的斜裂缝；主筋在外包混凝土锚固区破坏；主筋弯曲屈服。

其中，前三种破坏模式会导致承载力急剧下降，变形能力较差。因此外包混凝土顶部应配置足够的抗剪补强钢筋，通常集中配置3道构造箍筋，以防止顶部混凝土被压碎和保证水平剪力传递。外包式柱脚箍筋按100mm的间距配置，以避免出现受剪斜裂缝，并应保证钢筋的锚固长度和混凝土的外包厚度。
随外包柱脚加高，外包混凝土上作用的剪力相应变小，但主筋锚固力变大，可有效提高破坏承载力。外包混凝土高度通常取柱宽的2.5倍及以上。
综上所述，钢柱向外包混凝土传递内力在顶部钢筋处实现，因此外包混凝土部分按钢筋混凝土悬臂梁设计(图23)即可。

图23 外包式柱脚的计算概念图
外包混凝土尺寸较大时，放大柱脚底板宽度，柱外侧配置锚栓，可按这些锚栓承担一定程度的弯矩来设计外包式柱脚，其传力机构如图24所示，此时底板下部轴力和弯矩可分开处理。简言之，轴力由底板直接传递至基础，对于弯矩，受拉侧纵向钢筋和锚栓看作受拉钢筋，用柱脚内力中减去锚栓传递部分的弯矩。

        图24 外包式柱脚地脚螺栓的计算方法
柱脚受拉时，当在弯矩较小的钢柱中性轴附近追加设置锚栓时，较为简便的设计方法是由锚栓承担拉力。
外包式柱脚的柱底钢板可根据计算确定，但其厚度不宜小于16mm；锚栓直径规格不宜小于M16，且应有足够的锚固深度。

12.7.8 将钢柱直接埋入混凝土构件(如地下室墙、基础梁等)中的柱脚称为埋入式柱脚(图25)；而将钢柱置于混凝土构件上又伸出钢筋，在钢柱四周外包一段钢筋混凝土者为外包式柱脚，亦称为非埋入式柱脚。这两种柱脚常用于多、高层钢结构建筑物。本条规定与现行行业标准《高层民用建筑钢结构技术规程》JGJ?99以及《钢骨混凝土结构设计规程》YB?9082中相类似的构造要求相协调。

                                         图25 埋入式柱脚
1-加劲肋；2-栓钉；3-钢筋混凝土基础
研究表明，栓钉对于传递弯矩和剪力没有支配作用，但对于抗拉，由于栓钉受剪，能传递内力。因此对于有拔力的柱，规定了宜设栓钉的要求。

12.7.9 柱脚边缘混凝土的承压应力主要依据钢柱侧面混凝土受压区的支承反力形成的抗力与钢柱的弯距和剪力平衡，便可得出钢柱与基础的刚性连接的埋入深度以及柱脚边缘混凝土的承压应力小于或等于混凝土抗压强度设计值的计算式。

12.7.10 当钢柱直接插入混凝土杯口基础内用二次浇灌层固定时，即为插入式柱脚(图26)。近年来，北京钢铁设计研究总院和重庆钢铁设计研究院等单位均对插入式钢柱脚进行过试验研究，并曾在多项单层工业厂房工程中使用，效果较好，并不影响安装调整。本条规定是参照北京钢铁设计研究总院土建三室于1991年6月编写的“钢柱杯口式柱脚设计规定”(土三结规2-91)提出来的，同时还参考了有关钢管混凝土结构设计规程，其中钢柱插入杯口的最小深度与我国电力行业标准《钢-混凝土组合结构设计规程》DL/T?5085-1999的插入深度比较接近，而国家建材局《钢管混凝土结构设计与施工规程》JC?J01-89中对插入深度的取值过大，故未予采用。另外，本条规定的数值大于预制混凝土柱插入杯口的深度，这是合适的。
对双肢柱的插入深度，北京钢铁设计研究总院原取为(1/3～1/2)hc。而混凝土双肢柱为(1/3～2/3)hc，并说明当柱安装采用缆绳固定时才用1/3hc。为安全计，本条将最小插入深度改为0.5hc。
在原规范第8.4.15条的基础上，增加了单层、多层、高层和单层厂房双肢格构柱插入基础深度的计算。插入式柱脚是指钢柱直接插入已浇筑好的杯口内，经校准后用细石混凝土浇灌至基础顶面，使钢柱与基础刚性连接。柱脚的作用是将钢柱下端的内力(轴力、弯矩、剪力)通过二次浇灌的细石混凝土传给基础，其作用力的传递机理与埋入式柱脚基本相同。钢柱下部的弯矩和剪力，主要是通过二次浇灌层细石混凝土对钢柱翼缘的侧向压力所产生的弯矩来平衡，轴向力由二次浇灌层的粘结力和柱底反力承受。钢柱侧面混凝土的支承反力形成的抵抗弯矩和承压高度范围内混凝土的抗力与钢柱的弯矩和剪力平衡，便可得出保证钢柱与基础刚性连接的插入深度。20世纪80年代～90年代国内对双肢格构柱插入式钢柱脚进行了试验研究，并已在单层工业厂房和多高层房屋工程得到使用，效果很好。这种柱脚构造简单、节约钢材、安全可靠。

                                             图26 插入式柱脚

12.7.11 柱脚构造及杯口基础的设计规定主要是工程设计实践经验的总结。

13.1.1 本章关于“钢管连接节点”的规定，适用于被连接构件中至少有一根为圆钢管或方管、矩形管，不包含椭圆钢管与其他异形钢管，也不含用四块钢板焊接而成的箱形截面构件。
钢管不仅用于桁架、拱架、塔架和网架、网壳等结构，也广泛用于框架结构，本标准关于框架结构中的钢管连接节点设计与构造由本标准第12章规定。
本章不涉及高周疲劳计算。疲劳计算相关问题由本标准第16章规定。

13.1.2 限制钢管的径厚比或宽厚比是为了防止钢管发生局部屈曲。本条规定的限值与国外第3类截面(边缘纤维达到屈服，但局部屈曲阻碍全塑性发展)比较接近。

13.1.4 本条沿用原规范第10.1.5条的一部分。主管上因节间荷载产生的弯矩应在设计主管和节点时加以考虑。此时可将主管按连续杆件单元模型进行计算(图27)。

图27 无偏心的腹杆端铰接桁架内力计算模型
当节点偏心超过本标准第13.2.1条的规定时，应考虑偏心弯矩对节点强度和杆件承载力的影响，可按图28和图29所示模型进行计算。对分配有弯矩的每一个支管应按照节点在支管轴力和弯矩共同作用下的相关公式验算节点的强度，同时对分配有弯矩的主管和支管按偏心受力构件进行验算。

13.1.5 本条部分沿用原规范第10.1.4条，根据国外的经验(参见钢结构设计规范EC3：Design of steel structures Eurocode 3 1993)，钢管结构满足本标准第5.1.5条第3款的规定时，可忽略节点刚性和偏心的影响，按铰接体系分析桁架杆件的内力，不满足时，T形节点的刚度判别参见本标准附录H的条文说明。

13.2.1 本条沿用原规范第10.1.5条的一部分及第10.2.1条、第10.2.2条、第10.2.5条。本节各项构造规定是用于保证节点连接的施工质量，从而保证实现计算规定的各种性能。
1 当主管采用冷成型方矩形管时，其弯角部位的钢材受加工硬化作用产生局部变脆，不宜在此部位焊接支管；另一方面，如果支管与主管同宽，弯角部位的焊缝构造处理困难，因此支管宽度宜小于主管宽度。
2 “连接处主管与支管轴线间夹角以及各支管轴线间夹角不宜小于30°”的规定是为了保证施焊条件，便于焊根熔透，也有利于减少尖端处焊缝的撕裂应力。
3 格构式构件在一定条件下可近似按铰接杆件体系进行内力分析，因此节点连接处应尽可能避免偏心。但当偏心不可避免(如为使支管间隙满足本条第6款要求而调整支管位置)但未超过式(13.2.1)限制时，在计算节点和受拉主管承载力时，可不考虑偏心引起的弯矩作用，在计算受压主管承载力时应考虑偏心弯矩M＝△N·e(△N为节点两侧主管轴力之差值)的影响；搭接型连接时，由于受到搭接率规定的影响(本标准第13.2.2条第1款)，可能突破式(13.2.1)的限制，此时格构式构件(桁架、拱架、塔架等)可按有偏心架进行内力分析。
4 支管端部形状及焊缝形式随支管和主管相交位置、支管壁厚不同以及焊接条件变化而异，如果不采用精密的机械加工，不易保证装配焊缝质量。我国成规模的钢结构加工制造企业已经普遍装备了自动切管机，因此本次修订要求支管端部加工都采用自动切管机。
5 由于断续焊缝易产生咬边、夹渣等焊缝缺陷，以及不均匀热影响区的材质缺陷，恶化焊缝的性能，故主管和支管的连续焊缝应沿全周连续焊接，焊缝尺寸应适中，形状合理。在保证节点设计承载力大于支管设计内力的条件下，多数情况下角焊缝焊脚尺寸达到1.5倍支管厚度是可以满足承载要求的；但当支管设计内力接近支管设计承载力时，角焊缝尺寸只有达到2倍支管厚度才能满足承载要求。角焊缝尺寸应由计算确定，满足受力条件时不必过分加大，限制最大焊脚尺寸的目的在于防止过度焊接的不利影响。

13.2.2 本条基本沿用原规范第10.2.3条、第10.2.4条。空间节点中，支管轴线不在同一平面内时，如采用搭接型连接，构造措施可参照本条规定。
K形搭接节点中，两支管间应有足够的搭接区域以保证支管间内力平顺地传递。研究表明(图30)，搭接率小于25％时，节点承载力将有较大程度地降低，故搭接节点中需限制搭接率。

图30 搭接率对节点承载力的影响
支管互相搭接时，从传力合理、施焊可行的原则出发，需对不同搭接支管(位于上方)与被搭接支管(位于下方)的相对关系予以规定。原规范规定“当支管钢材强度等级不同时，低强度管应搭接在高强度管上”，考虑到实际工程中很少出现这种情况，本次修订从正文中删去这一规定，但如遇见此种情况仍可按此原则处理。实际工程中还可能遇到如外部尺寸较大支管反而壁厚较小的情况，此时因外部尺寸较大管置于下方，对被搭接支管在搭接处的管壁承载力应进行计算，不能满足强度要求时，被搭接部位应考虑加劲措施。
搭接型连接中，位于下方的被搭接支管在组装、定位后，该支管与主管接触的一部分区域被搭接支管从上方覆盖，称为隐蔽部位。隐蔽部位无法从外部直接焊接，施焊十分困难。圆钢管直接焊接节点中，当搭接支管轴线在同一平面内时，除需要进行疲劳计算的节点、按中震弹性设计的节点以及对结构整体性能有重要影响的节点外，被搭接支管的隐蔽部位(图31)可不焊接；被搭接支管隐蔽部位必须焊接时，允许在搭接管上设焊接手孔(图32)，在隐蔽部位施焊结束后封闭，或将搭接管在节点近旁处断开，隐蔽部位施焊后再接上其余管段(图33)。

图31 搭接连接的隐蔽部位
1-搭接支管；2-被搭接支管；3-趾部；4-跟部；5-主管；6-被搭接支管内隐蔽部分

图32 焊接手孔示意
1-焊接手孔

图33 隐蔽部分施焊时搭接支管断开示意
1-断开位置
日本建筑学会(AIJ)1990年版《钢管结构设计指南与解说》在6.7条解说中指出“组装后的隐蔽部位即使不焊也没有什么影响”。近年来同济大学进行了多批次搭接节点隐蔽部位焊接与否的对比试验，包括承受单调静力荷载与低周反复荷载的节点试件；这些试验涉及的节点形式为平面K形和KT形。试验结果表明，在单调荷载作用下，当搭接率在不小于25％且不大于100％范围内时，隐蔽部分焊接与否对节点部位弹性阶段的变形以及极限承载力没有显著影响。Eutocode?3中指出，两支管垂直于主管的内力分量相差20％以上时，内隐蔽部位应予焊接；但同济大学的试验表明，此时节点承载力并未降低，同时国际焊接协会(IIW)最新规程亦无此规定。但是隐蔽部位的疲劳性能还缺乏实验的支持。节点承受低周反复荷载时，试验结果表明，如果发生很大的非弹性变形，也会导致承载后期节点性能的劣化，故支管隐蔽部位可不焊接的适用范围暂宜在6度、7度抗震设防地区的建筑结构考虑。
K形搭接节点的隐蔽部位焊接时，在搭接率小于60％时，受拉支管在下时承载力略高；但如隐蔽部位不焊接，则其承载力大为降低。相反，受压支管在下时，无论隐蔽部位焊接与否，其承载力均变化不大(＜7％)，综合考虑，建议搭接节点中，承受轴心压力的支管宜在下方。

13.2.3 本条为新增条文。无加劲节点直接焊接节点不能满足承载能力要求时，在节点区域采用管壁厚于杆件部分的钢管是提高其承载力有效的方法之一，也是便于制作的首选办法。此外也可以采用其他局部加强措施，如：在主管内设实心的或开孔的横向加劲板(本标准第13.2.3条)；在主管外表面贴加强板(本标准第13.2.4条)；在主管内设置纵向加劲板；在主管外周设环肋等。加强板件和主管是共同工作的，但其共同工作的机理分析复杂，因此在采取局部加强措施时，除能采用验证过的计算公式确定节点承载力或采用数值方法计算节点承载力外，应以所采取的措施能够保证节点承载力高于支管承载力为原则。
有限元数值计算结果表明，设置主管内的横向加劲板对提高节点极限承载力有显著作用，但在单一支管的下方如设置第3道加劲板所取得的增强效应就不明显了。数值分析还表明，满足本条第1款～第3款的构造规定，可以实现节点承载力高于相连支管承载力的要求。
在主管内设置纵向加劲板[图34(a)]时应使加劲板与主管管壁可靠焊接，当主管孔径较小难以施焊时，应在主管上下开槽后将加劲板插入焊接。目前的研究还未提出针对这种构造的节点承载力计算公式。纵向加劲板也可伸出主管外部连接支管或其他开口截面的构件[图34(b)]。在主管外周设环肋(图35)有助于提高节点强度，但可能影响外观；目前其受力性能的研究也很少。
钢管间直接焊接节点采用本章未予规定的措施进行加劲时，应有充分依据。

图34 主管内纵向加劲的节点
1-内部焊接；2-开槽后焊接

图35 主管外周设置加劲环的节点
1-外周加劲环

13.2.4 本条为新增条文。主管为圆管的表面贴加强板方式，适用于支管与主管的直径比β不超过0.7时，此时主管管壁塑性可能成为控制模式。主管为方矩形管时，如为提高与支管相连的主管表面的受弯承载力，可采用该连接表面贴加强板的方式，如主管侧壁承载力不足时，则可采用主管侧表面贴加强板的方式。
方(矩)形主管与支管连接一侧采用加强板，主要针对主管受弯塑性破坏模式；主管侧壁承载力不足时采用侧壁加强的方式。加强板长度公式(13.2.4-1)～式(13.2.4-3)可参见J.A.Packer等著《空心管结构连接设计指南》第3.7节(曹俊杰译，科学出版社，1997)。考虑到连接焊缝以及主管可能存在弯角的原因，加强板的宽度通常小于主管的名义宽度。加强板最小厚度的建议来自上述同一文献。

13.3.1 本条沿用原规范第10.3.3条的一部分。主管为圆钢管的节点，本标准将其归为圆钢管节点；主管为方矩形钢管时，本标准将其归为方钢管节点。

13.3.2 本条第1款～第3款基本沿用原规范第10.3.1条、第10.3.3条，第4款～第8款为新增条款。对主要计算公式和规定说明如下：
关于第1款～第3款。88版规范对平面X、Y、T形和K形节点处主管强度的支管轴心承载力设计值的公式是比较、分析国外有关规范和国内外有关资料的基础上，根据近300个各类型管节点的承载力极限值试验数据，通过回归分析归纳得出的承载力极限值经验公式，然后采用校准法换算得到的。原规范修订时，根据同济大学的研究成果，对平面节点承载力计算公式进行了若干修正。修正时主要对照了新建立的国际管节点数据库中的试验结果，并考虑了公式表达的合理性。经与日本建筑学会(AIJ)公式、国际管结构研究和发展委员会(CIDECT)公式的比较，所修正的计算公式与试验数据对比，其均值和置信区间都较之前更加合理。本次修订时，除了对K形节点考虑搭接影响之外未作进一步改动(本条第1款～第3款)，详见原规范条文说明第10.3.3条。
关于第4款K形搭接节点中，两支管中垂直于主管的内力分量可相互平衡一部分，使得主管连接面所承受的作用力相对减小；同时搭接部位的存在也增大了约束主管管壁局部变形的刚度。近年来的搭接节点试验和有限元分析结果均表明，搭接节点的破坏模式主要为支管局部屈曲破坏、支管局部屈曲与主管管壁塑性的联合破坏、支管轴向屈服破坏等三种模式，与平面圆钢管连接节点的主管壁塑性破坏模式相比有很大差别。因此，目前国外各规程中均将搭接节点的承载力计算公式特别列出，有两种主要方法：其一，是如Eurocode3规程，保持与K形间隙节点公式的连续性，通过调整搭接(间隙)关系参数，给出搭接节点的计算公式；其二，是如ISO规程(草案)，根据搭接节点的破坏模式，摒弃了原来环模型计算公式(ft2)，给出与间隙节点完全不同的计算公式。本标准采用方法二。由于搭接节点的破坏主要发生在支管而非主管上，因此将节点效率表示为几何参数的函数，即采用Ni＝f(β，γ，τ，ηOv)×Aifi的公式形式；通过研究节点几何参数对节点效率的影响，选定f(β，γ，τ，ηOv)的函数形式；以同济大学11个搭接节点的单调加载试验、540个节点有限元计算结果以及国际管节点数据库的资料为基础，经回归分析得到K形搭接节点承载力计算公式。
对于节点有限元分析结果，以下述两个准则中最先达到的一个准则决定节点的极限承载力：受压支管轴力-节点变形曲线达到峰值，节点变形达到3％。
有限元参数分析结果表明，当其他参数相同时，θ＝45°与θ＝60°的节点承载力相比，提高幅度均在10％以内，平均仅2.4％，基本可以忽略；θ＝30°与θ＝60°的节点承载力相比，提高幅度不等，平均提高约20％。若承载力公式中与原规范相似地采用θ函数1／sinθ，则难以准确反映θ的影响。考虑到实际工程中θ＜45°的情况相对少见，在建立K形搭接节点承载力公式时，以θ＝60°节点的承载力数据作为基础，略偏保守但不失经济性。
影响K形搭接节点性能的因素除几何参数外，还包括搭接支管和贯通支管的搭接顺序、隐蔽部分焊接与否等。根据搭接顺序的不同(C—贯通支管受压，T—贯通支管受拉)和隐蔽部位是否焊接(W—焊接，N—不焊)，可将K形搭接节点分别记为CW、TW、CN、TN四种类型。研究发现：
1 在隐蔽部位焊接的情况下，贯通支管受拉相比贯通支管受压，节点承载力平均高6％；在隐蔽部位不焊的情况下，贯通支管受压相比贯通支管受拉，节点承载力平均高出4％；
2 隐蔽部位不焊，会造成承载力某种程度的降低，且在贯通支管受拉的情况下，这种降低要显著得多(贯通支管受压时平均降低4％、最大降低11％，贯通支管受拉时平均降低13％、最大降低30％)。CW、TW、CN、TN四种类型的搭接节点承载力的变化如图36所示，综合考虑其变化规律以及规范的简洁性和设计的经济性，将CW、TW、CN、TN四种类型的搭接节点承载力计算公式统一。本标准公式计算值(95％保证率)与四种类型搭接节点有限元数据的对比见图36。

图36 本标准公式计算值与四种类型搭接节点有限元数据的对比
表13给出了本标准公式计算值与相关试验数据的对比，表中公式计算值所采用的钢材强度值为试验给出的钢材强度平均值。
关于第5款和第6款。目前平面DY和DK形节点已经应用于网架、网壳结构中。本标准平面DY和DK形节点承载力设计值公式引自钢结构设计规范EC3：Design of steel structures(Eurocode3-1-8：2005)。
表13 平面K形圆钢管搭接节点承载力设计公式计算结果与相关试验数据的比较

关于第7款。平面KT形节点计算公式(13.3.2-29)、式(13.3.2-30)来源于Eurocode3-1-8：2005，本条补充了关于间隙a的取值规定。Eurocode的计算方公式是依据各支管垂直于主管轴线的竖向分力合力为零的假定，但当竖杆受拉力时，仅按式(13.3.2-28)计算，可能对节点受压的计算偏于不安全，本条补充了按式(13.3.2-30)进行计算的规定。
关于第8款，J.A.Packer在《空心管结构连接设计指南》(曹俊杰译，科学出版社，1997)中认为，平面节点的失效模式由主管管壁塑性控制，因而可以不计算主管管壁冲剪破坏。但是在管节点数据库中仍存在冲剪破坏的记录。日本建筑学会(AIJ)设计指南(1990)和欧洲钢结构设计规范EC3：Design of steel structures(Eurocode?3-1-8：2005)要求T、Y、X形节点和有间隙的K、N形节点需进行冲剪承载力计算。考虑到这类破坏发生的可能性，本次修订规定对这类节点进行支管在节点处的冲剪承载力补充验算。本条公式引自欧洲钢结构设计规范EC3：Design of steel structures(Eurocode3-1-8：2005)。

13.3.3 本条在原规范的基础上增加了部分规定。原规范修订时，在分析管节点数据库相关数据和对照同济大学实施的试验基础上，补充了空间TT形和KK形节点的计算规定。与日本建筑学会(AIJ)公式、国际管结构研究和发展委员会(CIDECT)公式相比，按所提出的计算公式和试验数据比较，无论其均值还是置信区间都更加合理。详见原规范条文说明第10.3.3条的条文说明表12最后2组数据。
但制订原规范时所依据的管节点数据库和国内大学试验研究的空间KK形节点都是间隙节点，即图13.3.3-1的情况，而工程实践中，因支管搭接与否有多种组合，除全间隙节点外，还可能遇到图37所示另3种典型情况，其中图37(d)的情况为支管全搭接型，而前3种情况称为支管非全搭接型。

图37 空间KK形节点分类
1-支管；2-主管；3-搭接支管；4-被搭接支管；5-内隐蔽部分
对图37中(b)、(c)、(d)三种形式节点的极限承载力进行分析，将支管全搭接型的KK形节点的空间调整系数采用不同于原规范的形式，其余情况则仍采用0.9，与实验数据和有限元计算数据的对比分别见表13和表14。表中还列出了欧洲钢结构设计规范EC3：Design of steel structuresEurocode3公式和日本建筑学会(AIJ)公式的相应比较结果。
表13 空间KK形节点承载力计算公式与试验数据的比较

原规范没有空间KT形圆管节点强度计算公式，而近年的工程实践表明这类形式的节点在空间桁架和空间网壳中并不少见。本条第3款的计算公式采用在平面K形节点强度计算公式基础上乘以支管轴力比影响系数Qn和空间调整系数μKT的方法。其中，μKT反映了空间几何效应，Qn反映了荷载效应。分三种情况规定了μKT的取值，即：三支管间均有间隙(空间KT-Gap型)；K形支管搭接，但与T形支管间有间隙(空间KT-IPOv型)；三支管均搭接(空间KT-Ov型)。
图38显示了空间KT形节点极限承载力比值NKT′K/NθKT′K(即Qn)与T形支管轴力比nTK的关系曲线。其中NKT′K为空间KT型节点中K形受压支管承载力，NθKT′K为相同几何尺寸但轴力比nTK＝0(即T形支管轴力为0)的空间KT型节点中K形

图38 支管轴力比影响系数Qn-nTK关系曲线
受压支管承载力。轴力比nTK是反映T形支管所受轴力相对大小的一个参数，nTK为正，表示T形支管受拉，nTK为负，表示支管受压，实际工程中T形支管一般不是主要受力构件，其所受轴力往往小于K形支管轴力，即nTK的范围为[—1，1]。
表14 空间KK形节点承载力计算公式与有限元计算结果的比较

图38表明：
1 对于几何尺寸不同但轴力比nTK相同的节点，Qn大致相同，说明轴力比nTK对节点极限承载力的影响是独立的，不受节点几何参数变化的影响；
2 在—0.2≤nTK≤0.2范围内，Qn值大体为1，变化较小；
3 在TK＜—0.2或nTK＞0.2范围内，Qn值均呈下降趋势，说明T形支管轴力增大导致节点极限承载力降低，从图中可看出T形支管受轴压时更为不利。
有限元分析表明，对空间KT-Gap节点的空间调整系数μKT无量纲参数βT、ζt的影响较大，其他参数则可不予考虑；对于空间KT-Ov节点，γ、ζt有较大影响；对于空间KK-IPOv节点，各无量纲几何参数对μKT均无显著影响，为简单计，取μKT＝1.0。
拟合的空间KT形节点强度计算公式与试验数据和有限元数据的比较分别见表15和表16。
表15 空间KT形节点承载力计算公式与试验数据的比较

表16 空间KT形节点承载力计算公式与有限元数据的比较

13.3.4 本条为新增条文。无斜腹杆的桁架(空腹桁架)、单层网壳等结构，其构件承受的弯矩在设计中是不可忽略的。这类结构采用无加劲直接焊接节点时，设计中应考虑节点的抗弯计算。本次标准修订时，在分析国外有关规范和国内外有关资料的基础上，根据近160个管节点的受弯承载力极限值试验数据，通过回归分析，考虑了可靠度与安全系数后得出了主管和支管均为圆管的平面T、Y、X形相贯节点受弯承载力设计值公式。
表17 对应于主管塑性破坏模式的受弯承载力公式拟合试验数据的统计分析

表17给出了对各国受弯承载力规范公式拟合试验数据的统计分析结果，m、σ和v分别表示公式计算值与试验值之比的均值、方差和离散度。其中Mjui、Mjuo分别为根据公式计算得到的节点平面内与平面外受弯承载力，计算时已将各规范中的强度设计值置换为钢材屈服值，Mui、Muo分别为试验测得的节点平面内与平面外受弯承载力。从表17中的对比可以看出，在平面内受弯承载力方面，API公式与试验结果最为接近，但离散度较大，HSE与Eurocode 3公式比试验结果低，但数据离散度较小。在平面外受弯承载力方面，HSE公式与试验结果最为接近，API公式次之，但数据离散度较大。Van der Vegte公式与试验结果差别较大，且计算异常繁琐，不便于工程应用。
由于各规范公式考虑了一定的承载力安全储备，所以计算值均低于节点实际承载力。为此在上述公式的基础上提出了以下未考虑强度折减的相贯节点平面内受弯承载力计算公式：

统计分析表明，该公式能够较好地预测相贯节点的实际平面内受弯承载力。在此基础上考虑可靠度后得到本次标准修订公式。标准修订公式拟合试验数据的统计分析结果列于表17中。
对应于主管冲剪破坏模式的相贯节点受弯承载力计算公式的主要来源为CIDECT设计指南。
无斜腹杆的桁架(空腹桁架)、单层网壳结构中的杆件，同时承受轴力和弯矩作用。本条第3款适用于这种条件下的节点计算。规范修订时，对比了各国规范对于节点在弯矩与轴力共同作用下的承载力相关方程，其中Nc、Ncu分别为组合荷载下支管轴压力与节点仅受轴压力作用时的极限承载力公式计算值，Nt、Ntu分别为组合荷载下支管轴拉力与节点仅受轴拉力作用时的极限承载力公式计算值，Mi、Mui分别为组合荷载下支管平面内弯矩与节点仅受平面内弯矩作用时的极限承载力公式计算值，Mo、Muo分别为组合荷载下支管平面外弯矩与节点仅受平面外弯矩作用时的极限承载力公式计算值。

上述公式的比较表明，钢结构设计规范EC3：Design of steel structures认为平面内弯矩对节点组合荷载作用下承载力的影响较平面外弯矩小，而API规范和日本标准则认为两者权重相同。图39～图42给出了不同荷载组合下试验值与相关方程曲线的比较。可以看出，AIJ相关公式在所有情况下都是偏于安全

图39 Nc—Mi相关方程与试验数据的比较
的，Eurocode 3相关公式在大多数情况下是安全的，仅有个别数据点越界，而API-LRFD相关公式相对来说安全度稍低，有少数数据点越界。表18还给出了节点在轴力、平面内弯矩、平

图40 Nc—Mo相关方程与试验数据的比较

图41 Nt—Mo相关方程与试验数据的比较
面外弯矩共同作用下试验值代入各相关公式中的计算结果，同样显示了上述现象。从安全和简化出发，标准修订时直接采用了AIJ公式的形式。

图42 Mi—Mo相关方程与试验数据的比较
表18 Nc—Mi—Mo相关方程与试验数据的比较

13.3.5 本条为新增条文。国内大学进行了主管为向内弯曲、向外弯曲和无弯曲(直线状)的圆管焊接节点静力加载对比试验共15件，节点形式有平面K形、空间TT形、KK形、KTT形。同时，应用有限元分析方法对节点进行了弹塑性分析，考虑的节点参数包括β变化范围0.5～0.8，主管径厚比2γ变化范围36～50，支管与主管的厚度比τ变化范围0.5～1.0，主管轴线弯曲曲率半径R变化范围5m～35m，以及轴线弯曲曲率半径R与主管直径d之比变化范围12～110。研究表明，无论主管轴线向内还是向外弯曲，以上各种形式的圆管节点与直线状的主管节点相比，节点受力性能没有大的差别，节点极限承载力相差不超过5％。

13.3.6 本条为新增条文。圆管加强板的几何尺寸，国外有若干试验数据发表，国内大学补充实施了新的试验，据此校验了有限元模型。采用校验过的模型对T形连接的极限承载力进行了数值计算。计算表明，当支管受压时，加强板和主管分担支管传递的内力，但并非如此前文献认为的那样，可以用加强板的厚度加上主管壁厚代入强度公式；根据计算结果回归分析，采用本标准图13.2.4(a)加强板的节点承载力，是无加强时节点承载力的(0.23τr1.18β-0.68＋1)倍，其中τr是加强板厚度与主管壁厚的比值。计算也表明，当支管受拉时，由于主管对加强板有约束，并非只有加强板在起作用，根据回归分析，用按本标准图13.2.4(a)加强板的节点承载力是无加强时节点承载力的1.13τr0.59倍。

13.3.7 本条为新增条文。近年来，工程实践中出现了主管为圆管、支管为方矩形管的情况。但国内对此研究不多，仅有少数几例试验。参考Eurocode3-1-8的规定给出相关计算公式，与国内大学的试验资料相比较，见表19。
表19 X形节点矩形支管-圆形主管连接节点公式计算值与试验结果的比较

13.3.8 为防止焊缝先于节点发生破坏，故规定焊缝承载力不应小于节点承载力。

13.3.9 本条为原规范第10.3.2条的修改和补充。非搭接管连接焊缝在轴力作用下的强度计算公式(13.3.9-1)～式(13.3.9-3)沿用原规范的有关规定。
本标准关于非搭接管连接焊缝在平面内与平面外弯矩作用下的强度计算公式是采用空间解析几何原理，经数值计算与回归分析后提出的。
钢管节点关于x-o-z平面对称。根据对称性原理，可取对称面一侧结构施加总荷载的一半进行研究，如图43(a)所示。

图43 焊缝截面的简化
1-焊缝；2-水平面；3-焊缝截面；4-弦杆外壁
假设焊缝截面符合平截面假定。钢管相贯节点中连接主管与支管的焊缝截面实际为一空间曲面，建立空间坐标系x′y′z′[图43(a)]，将焊缝曲面投影至x’oy’平面，并将平截面假定不加证明地推广至该焊缝投影平面。此外，还假定主管与支管的连接焊缝可视为全周角焊缝进行抗弯计算，角焊缝有效截面的计算厚度he为焊脚尺寸hf的70％。
为计算钢管相贯节点焊缝截面的几何特性，将焊缝有效截面的形成方式假定如下：焊缝有效截面的内边缘线即为主管与支管外表面的相贯线，外边缘线则由主管外表面与半径为r1且同支管共轴线的圆柱面相贯形成，其中r1＝d/2＋0.7hfsinθ。
当T形节点焊缝截面边缘相贯线在x′oy′平面的投影近似为椭圆时，其平面内与平面外抗弯的有效截面惯性矩分别按式(64)与式(65)计算：

因此，非搭接管节点焊缝在平面内与平面外的抗弯截面模量分别为式(13.3.9-5)与式(13.3.9-10)的形式。
经对所收集的近70个管节点的极限承载力、杆件承载力、焊缝承载力与破坏模式的计算比较(如表20和表21所示，表中破坏模式符号含义如下：CLD-主管塑性；CPS-主管冲剪；BY-支管屈服；CY-主管屈服；WF-焊缝断裂；CC-主管表面焊趾裂纹)，可以保证静力荷载下焊缝验算公式的适用性。
表20 T、Y形节点平面外受弯实测承载力与公式计算值的比较

表21 T、Y形节点平面内受弯实测承载力与公式计算值的比较

在原规范的基础上，根据国内大学研究成果并结合国外资料，增加了KT形矩形管节点的承载力设计公式，弯矩及弯矩轴力组合作用下T形矩形管节点承载力设计公式。
13.4.1 本条基本沿用原规范第10.3.4条的相关规定。规定了直接焊接且主管为矩形管，支管为矩形管或圆管的平面节点承载力计算公式适用的节点几何参数范围。对于间隙K、N形节点，如果间隙尺寸过大，满足a/b＞1.5(1—β)，则两支管间产生错动变形时，两支管间的主管表面不形成或形成较弱的张拉场作用，可以不考虑其对节点承载力的影响，节点分解成单独的T形或Y形节点计算。

13.4.2 本条为原规范第10.3.4条的修改和补充。本条第1款第1项针对主管与支管相连一面发生弯曲塑性破坏的模式，第2项针对主管侧壁破坏的模式。T形节点是Y形节点的特殊情况。β≤0.85的节点承载力主要取决于主管表面形成的塑性铰线状况。公式(13.4.2-1)来源于塑性铰线模型，但其中考虑轴压力影响的系数ψn则为经验公式。与国外相关公式比较，ψn没有突变，符合有限元分析和试验结果，并可用于β＝1.0的节点。
β＝1.0的节点主要发生主管侧壁失稳破坏，承载力计算中λ取为，与国外规范取值相比，相当于将计算长度减少了一倍。这与主管侧壁的实际约束情况及试验结果吻合的更好。经与收集到的国外27个试验结果和国内大学5个主管截面高宽比h/b≥2的等宽T形节点的有限元分析结果相比，精度远高于国外公式。以屈服应力fy代入修订后的公式所得结果与试验结果的比值作为统计值，27个试验的平均值为0.830，其方差为0.111，而按国外的公式计算，这两个值分别为0.531和0.195。此外，式(13.4.2-5)比国外相关公式多考虑了主管轴向应力影响的系数ψn，在fk的取值上考虑了一个1.25的安全系数(受压情况)。对于X形节点，主管侧壁变形较T形节点大很多，因此fk的取值减少到T形节点的0.81sinθi倍；当θi＜90°且h≥hi/cosθi时，尚应验算主管侧壁的受剪承载力。
对于所有β≥0.85的节点，支管荷载主要由平行主管的支管侧壁承担，另外两个侧壁承担的荷载较少，需按公式(13.4.2-11)计算“有效宽度”失效模式控制的承载力。此时，主管表面也存在冲剪破坏的可能，需按公式(13.4.2-13)验算节点抗冲剪的承载能力。由于主管表面冲剪破坏面应在支管外侧与主管壁内侧，因此进行冲剪承载力验算的上限为β＝1—2t/b。
对于间隙K、N形节点，公式(13.4.2-15)计算主管壁面塑性失效承载力；公式(13.4.2-16)和(13.4.2-21)计算主管在节点间隙处的受剪承载力；公式(13.4.2-17)依据有效宽度计算支管承载力；公式(13.4.2-18)计算主管抗冲剪承载力。
采用有效宽度概念计算搭接节点的承载力。搭接节点最小搭接率为25％，搭接率从25％增至50％的过程中，承载力线性增长；从50％至80％，承载力为常数；80％以上，承载力为另一较高常数。
KT形节点的计算是本标准新增条文，采用了CIDECT建议的设计方法。

13.4.3 本条为新增条文。根据压弯组合作用下T形矩形管节点有限元分析结果，针对β≤0.85的T形方管节点，当n≤0.6时，按公式(13.4.3-1)验算其承载力；当n＞0.6或β＞0.85时，按公式(13.4.3-2)验算承载力，与有限元分析结果吻合的更好。式(13.4.3-3)、(13.4.3-4)源于考虑轴压力影响的塑性铰线模型的推导结果。在塑性铰线模型中，考虑轴向压应力的影响，得到倾斜塑性铰线承载力为 ，式中mp＝tf2y/4。进而根据虚功原理得到考虑轴向压力影响的在支管轴力或弯矩作用下的节点承载力公式。

13.4.4 本条为新增条文。当桁架中个别节点承载力不能满足要求时，进行节点加强是一个可行的方法。如果主管连接面塑性破坏模式起控制作用，可以采用主管与支管相连一侧采用加强板的方式加强节点，这通常发生在β＜0.85的节点中。对于主管侧壁失稳起控制作用的节点，可采用侧板加强方式。主管连接面使用加强板加强的节点，当存在受拉的支管时，只考虑加强板的作用，而不考虑主管壁面。