近年来，由于方钢管柱-H型钢梁隔板贯通节点具有力学性能优良、造型简洁、传力机构清晰、安装方便等优点，在实际工程中得到广泛应用，如图1所示。

　　 国内外研究人员对隔板贯通节点进行大量研究。以推广其在实际工程中的应用。I.Nishiyama等 ^[1]为研究隔板贯通节点核心区力学性能及钢材强度和轴压比对节点承载力的影响，根据“强构件，弱节点”的原则设计6个隔板贯通节点。所有试件核心区均发生脆性破坏，说明隔板贯通节点具有良好的变形性能。随着钢材强度和轴压比的增大，节点承载力增大，而延性则减小。荣彬等 ^[2]针对方钢管柱-H型钢梁隔板贯通节点(十字形和T形)进行系列试验分析和数值模拟。结果表明，在低周反复荷载作用下，十字形节点在钢梁梁端发生塑性铰破坏，而T形节点则发生剪切破坏，这是由于隔板贯通节点具有较高的抗剪承载力。十字形节点抗剪承载力与钢结构规范计算结果相近，而T形节点抗剪承载力则偏大。G.Davies等 ^[3]运用冲压剪切模型和屈服线理论，分析方钢管柱-H型钢梁隔板贯通节点的力学性能，并且据此提出了端板计算公式，发现与试验结果吻合。M.Nakashima等 ^[4,5]对14个隔板贯通节点进行在地震往复荷载作用下的全尺寸试验。此外，还研究钢材强度和焊缝类型对节点延性的影响。结果表明，动荷载不会降低节点延性。除上述研究成果外，日本建筑学会 ^[6]提出的隔板贯通节点抗剪承载力设计公式还考虑钢管和混凝土核心区的抗剪承载力。S.Sasaki等 ^[7]利用“虚功原理”建立了隔板贯通节点抗剪承载力的分析模型，该模型认为节点核心区的抗剪承载力由3部分组成，即核心区钢管腹板、内填混凝土斜杆及由隔板和核心区钢管翼缘组成的钢框架。T.Fukumoto和K.Morita ^[8]提出一个经验公式用以评估使用高强材料制成的隔板贯通节点承载力，该公式考虑了钢管翼缘对混凝土的约束效应。周天华等 ^[9]建立考虑节点核心区抗剪承载力的钢框架剪力墙和混凝土斜交短柱的分析模型。Y.Qin等 ^[10]提出一种评估隔板贯通节点核心区混凝土斜压杆抗剪承载力的理论方法。L.P.Kang等 ^[11]通过有限元分析，修正了节点核心区的抗剪承载力-变形关系。

　　 根据已有研究，发现各国学者对隔板贯通节点核心区的传力机制存在一定争议，我国学者认为隔板贯通节点核心区钢管翼缘与隔板组成的钢框架体系对节点的抗剪承载力具有一定影响，而日本学者则认为在建立节点抗剪承载力计算模型时无须考虑这种钢框架体系 ^[12]。为研究钢框架体系对隔板贯通节点核心区抗剪承载力的影响，设计3个具有不同核心区钢管翼缘厚度的十字形隔板贯通节点试件并对其进行低周反复荷载试验。结果表明，钢框架体系对节点抗剪承载力的影响有限。

　　 当框架结构受到横向荷载作用时，在梁和柱中间附近存在只有剪力、没有弯矩的点，称其为反弯点。为方便模拟试件边界条件，假设反弯点处于梁和柱中点，并以反弯点为边界取结构的一部分作为试件，如图2所示。此十字形节点试件上边界的水平方向受到约束，下边界的竖直和水平方向均受到约束，左、右边界在竖直方向自由，除此之外，所有边界点都可发生转动，但不能发生平面外位移。为更好地判断钢框架体系是否对隔板贯通节点核心区的抗剪承载力产生影响，试件设计时，将节点核心区钢管腹板厚度减小，以减小其对节点核心区的抗剪承载力的影响。3个试件除核心区钢管翼缘的厚度不同之外，其他重要参数均相同，试件细部尺寸如图3和表1所示。

　　 节点试件中的柱部分采用冷弯方钢管，节点核心区钢管采用4块钢板焊接而成，钢梁采用H型钢梁制成。试件提前在工厂采用全熔透对接焊缝和角焊缝加工而成并采用超声波进行无损检测，使所有焊缝均满足一级质量标准。所有钢材均采用符合GB/T 221—2008《钢铁产品牌号表示方法》 ^[13]的Q235B级钢材。根据GB/T 228—2002《金属材料室温拉伸试验方法》 ^[14]，从节点试件不同部分切下标准受拉钢条，钢条尺寸为180mm×40mm，如图4所示。材性试验结果如表2所示。

　　 试件上部柱顶轴向压力由1台100t单向千斤顶提供，其反力由120t反力架承担，梁端荷载由2台100t拉压双向千斤顶提供。顶部千斤顶所提供的压力由电动泵表盘显示，梁端千斤顶和梁端加载器具之间各连接1个压力传感器。在两侧梁端上翼缘各安放1个位移计。压力传感器和位移计与应变仪相连，可直接在计算机上读取数据，并且经过软件自动处理，可实时显示力-位移变形曲线。试验装置如图5所示。

　　 在正式试验前，先进行预加载以确保试件与各试验器具接触正常，量测仪器工作正常，然后在柱顶施加轴向压力。本试验采用力和位移混合控制加载制度，在试件屈服前，采用荷载控制并分级加载，每级荷载只加载1次;当试件屈服后，采用梁端竖向位移控制，位移值应取屈服时试件的最大位移值，并以该位移值的倍数为极差进行控制加载，每级重复加载3次，加载制度如图6所示。当实时显示的梁端力-位移曲线出现明显拐点可认为节点试件发生屈服。加载过程中，为获取节点稳定连续的试验数据，在达到每级加载值的5min后收集试验数据。加载过程直到试件发生破坏或梁端荷载下降到峰值的85%停止。

　　 1)试件SJ1试件SJ1核心区钢管翼缘厚度为6mm。首先在柱端顶部施加轴向压力300kN。在试件屈服前采用力控制加载，每级级差为20kN，梁端荷载-位移曲线大致呈线性变化。当梁端荷载增加到91.56kN时，梁端荷载-位移曲线发生明显拐点，认为此时试件达到屈服，对应梁端位移为17.015mm，此时未观察到明显现象。之后进行位移控制加载，级差为试件屈服时的梁端位移，即Δ=17.015mm。当梁端位移达到2倍屈服位移(2Δ)时，节点核心区腹板出现肉眼较难观察的凹陷，核心区整体出现轻微的剪切变形。在3倍屈服位移(3Δ)时，剪切变形和凹陷程度进一步发展，此时节点达到最大承载力P_max=122.19kN。当梁端位移达到4倍屈服位移(4Δ)时，节点核心区剪切变形已较大，核心区腹板沿对角线向内凹陷明显，形成拉力带。随着荷载增加，拉力带沿腹板对角线交替出现，当梁端位移达到6倍屈服位移(6Δ)时，核心区腹板凹陷严重导致腹板其他部位被撕裂产生较大裂缝，试验终止。在整个过程中节点核心区钢管翼缘随着核心区剪切变形而发生弯曲。SJ1试验过程如图7所示。

　　 2)试件SJ2试件SJ2核心区钢管翼缘厚度为8mm。柱端顶部施加轴向压力为348kN。和试件SJ1相同，在弹性阶段梁端荷载-位移曲线大致呈线性变化，直至梁端荷载为98.33kN时，曲线出现拐点，试件屈服，屈服位移为16.905mm。随后加载方式变为位移控制加载，级差Δ=16.905mm。在1Δ和2Δ阶段，试件未出现明显变形。在3Δ时，节点核心区整体出现轻微的剪切变形，核心区钢管腹板逐渐变成菱形。当梁端位移达到4Δ时，试件达到其最大承载力P_max=127.193kN。荷载继续增加，节点核心区剪切变形越来越大，核心区腹板沿对角线方向的凹陷程度越来越深。当达到6Δ时，试件下部隔板沿倒角出现贯穿裂缝，为保证安全，试验终止。SJ2试验现象如图8所示。

　　 3)试件SJ3试件SJ3核心区钢管翼缘厚度为10mm。柱端顶部施加的轴向压力为400kN。弹性阶段同前2个试件，节点屈服荷载和屈服位移Δ分别为91.631kN和16.94mm。在1Δ和2Δ阶段，节点无明显现象。当试件处于3Δ阶段时，节点核心区整体出现轻微剪切变形，核心区腹板出现不明显的鼓曲及凹陷。当梁端位移达到4Δ时，节点核心区腹板变形肉眼可见，发现当试件处于正向加载(左侧梁端向下受拉，右侧梁端向上受压)时，节点核心区腹板左上部和右下部相连的对角线方向出现向外的鼓曲，而当试件处于负向加载时，节点核心区腹板沿另一对角线向内凹陷，且在此阶段，试件达到最大承载力P_max=130.238kN。当试件梁端荷载达到5Δ时，节点核心区剪切变形进一步发展，且在此时随着核心区钢管腹板的变形程度不断增大，腹板表面出现系列细微裂缝。随着荷载不断变大，小裂缝不断合并成大裂缝，当试件达到6Δ时，已形成十字形的大裂缝，梁端荷载下降至最大荷载的85%以下，试验中止。在整个过程中节点核心区钢管翼缘随着核心区剪切变形而发生弯曲。SJ3试验现象如图9所示。

　　 在最终破坏阶段，所有试件的核心区腹板均产生较大的平面内剪切变形和平面外屈曲变形。在整个加载过程中，全部试件的梁始终处于弹性状态，在达到最终破坏时，观察到2种破坏模式，即节点核心区腹板剪切屈曲及撕裂破坏(SJ1,SJ3)和隔板断裂破坏(SJ2)。

　　 SJ1和SJ3最终破坏时，节点核心区钢管腹板剪切屈曲及撕裂。从隔板交替传来的拉力和压力传至节点核心区，形成剪切力作用在核心区钢管腹板，导致核心区钢管平面内剪切变形，剪力随着加载增大，使核心区腹板发生严重屈曲，产生内凹和鼓曲，最终核心区钢管腹板在鼓曲面的拉应力作用下发生撕裂。对于试件SJ2，当梁端施加较大的竖向荷载时，钢梁与节点连接处产生较大弯矩，在下隔板与钢梁下翼缘平面中，隔板倒角处宽度发生变化且在弯矩作用下产生的拉应力也较大，故此处为薄弱部位，再加上附近存在下隔板与钢梁下翼缘的连接焊缝，处于热影响区，应力比较复杂，最终在下部隔板沿倒角连线出现贯穿裂缝。

　　 3个试件的梁端荷载-位移滞回曲线如图10所示，每个试件的滞回曲线呈现梭形且较为饱满，表现出足够的耗能能力。试件核心区屈服前，位移随着荷载的增加基本保持线性增长;屈服后，滞回曲线由梭形向反S形转变。试件各级卸载曲线斜率大致相等，且分布较均匀，说明试件的卸载刚度不随荷载的增加而变化。相比于SJ2和SJ3，试件SJ1达到承载力最大值所对应的位移较小，说明随着核心区钢管翼缘厚度增加，隔板贯通节点延性有所增加，但幅度不大。3个试件中，试件SJ2滞回曲线最饱满，当曲线到达最高点后，曲线下降幅度也较为平缓，直至试件隔板发生断裂时，曲线突然下降。观察试件SJ1,SJ3滞回曲线，发现在曲线达到峰值前的各循环中，曲线斜率随着荷载增加而缓慢减小，说明试件加载刚度随着荷载增加而减小;当曲线达到峰值后，各循环中曲线斜率先随着荷载增大而减小，随后稍有增加，最后又降低。结合试件SJ1,SJ3破坏模式分析，节点核心区钢管腹板出现撕裂裂缝影响节点加载刚度。

　　 3 个试件梁端荷载-位移骨架曲线对比如图11所示。由图11可知，3条骨架曲线都可分为直线段、曲线上升段和下降段，这表明隔板贯通节点在低周反复作用下可分为弹性段、弹塑性段和破坏阶段。比较3条曲线直线段斜率，发现3条曲线正向加载斜率几乎相同，负向加载斜率有一些区别，但差别不大，这表明节点核心区钢管翼缘厚度的变化不影响节点加载刚度。3个试件梁端竖向最大承载力分别为122.19kN(SJ1),127.193kN(SJ2),130.238kN(SJ3)，各试件梁端竖向最大承载力由同一级加载中的正向最大承载力和负向最大承载力的平均值确定。节点核心区钢管翼缘厚度由6mm增大至10mm，变化了66.67%，而同时节点承载力由122.19 kN增大至130.238 kN，只变化了6.59%，说明节点核心区钢管翼缘厚度对节点抗剪承载力的影响较小，且在试件设计时已经减小了核心区钢管腹板厚度，相当于低估了腹板对节点抗剪承载力的影响，综上所述，在建立隔板贯通节点核心区抗剪承载力计算模型时可忽略钢框架模型。

　　 1)方钢管柱-H型钢梁隔板贯通节点在低周反复荷载作用下具有较高的承载力和良好延性。

　　 2)方钢管柱-H型钢梁隔板贯通节点在低周反复荷载作用下的破坏形式有核心区钢管腹板撕裂破坏及隔板受拉断裂破坏，且在不同破坏模式下破坏阶段的加载刚度有所不同。

　　 3)节点核心区钢管翼缘厚度对隔板贯通节点延性有一定影响，但对节点最大承载力和加载刚度的影响有限。

　　 4)在建立隔板贯通节点核心区抗剪承载力计算模型时可忽略钢框架体系对抗剪承载力的影响。