新型鋼管柱－H形梁鑄鋼模塊化節點的概念設計與抗震性能評估

王 偉，王明興

(1.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室，上海 200092;2.同濟大學 建筑工程系，上海 200092)

節點是鋼結構體系中使構件相互連接并成為整體的關鍵部位，其性能直接影響結構的剛度、穩定性、承載能力與耗能能力。由于傳統梁柱節點一般采用全焊連接或栓焊連接，焊縫熱影響區和螺栓滑移都可能對節點的抗震性能產生不利影響。例如，在1994年日本阪神地震和1995年美國北嶺地震中，超過100幢高延性鋼框架的焊接節點發生了斷裂［1－2］。后續研究形成的共識表明，合理的節點抗震設計除需提高焊縫本身的韌性之外，更應注重通過造型的優化對應力流的方向進行控制，進而降低對斷裂韌性的需求［3］。與這些傳統鋼結構梁柱節點相比，鑄鋼模塊化節點(即通過鑄造技術將節點區域制成一個整體鑄鋼模塊后與相鄰梁柱焊接)能使焊縫遠離最不利截面，同時恰可通過幾何造型的靈活變化滿足剛度、承載能力、耗能能力以及澆鑄工藝的要求，且具有優美的建筑外觀［4］，因而在改善鋼框架結構抗震性能方面具有較大的工程應用前景。另一方面，近年來冷成型方(矩)形鋼管柱已較多應用于地震區的多高層空間鋼框架結構，主要是由于其在截面兩個正交方向上幾何和力學性能相近，抗彎模量大，內部空間易于填充混凝土，且造型優美。因此，本文主要針對鑄鋼模塊化耗能技術在鋼管柱－H形梁框架節點中的應用進行探討。

1 鑄鋼件在鋼結構體系中的應用和研究現狀

近年來鑄鋼件在建筑結構中的應用主要以大跨空間鋼結構中的鑄鋼節點為主，由于鑄鋼節點為整體澆鑄成型，避免了多桿交匯的節點區焊縫密集、應力集中和焊接殘余應力大、制作加工困難等問題，已在廣州會展中心［5］、北京老山自行車館［6］等大跨度空間結構中廣泛應用。隨著研發工作的深入，鑄鋼節點在鋼框架結構中的應用和研究也在近年來得以開展，主要涉及H形梁柱節點及與支撐的連接。

在鋼框架 H 形梁柱節點方面，Fleischman 等［7－8］提出了一種鑄鋼整體節點PZ－MN(圖1)，其主要特點有:① 梁連接區端部和柱腹板加勁板端部的圓角構成的“十”字形，減小了梁翼緣與柱翼緣交接處的局部扭曲;② 梁連接區無腹板，以防止梁翼緣發展更高的端部剪力，從而大大地減小梁翼緣彎曲和在梁連接區的翼緣和腹板交接處的塑性應變梯度;③ 梁連接區以及連接節點域的柱翼緣截面削弱(鑄造形成)，達到控制節點域形成延性的變形機制的目的;④ 梁連接區翼緣加勁肋和腹板連接的構造，分別減小了焊縫位置的二次彎曲和增強梁連接區翼緣的局部穩定性。研究表明，該節點具有良好的延性和穩定高效的耗能能力。Ali Sumer等［9－10］提出了一種新型梁柱連接件，避免了螺栓撬力，由節點連接件的大變形給結構提供足夠的延性。邵永松等［11－12］在總結以往梁柱半剛性連接優缺點的基礎上，提出以鑄鋼件代替傳統的軋制連接件，利用有限元分析軟件ANSYS優化得到適宜鋼框架連接的鑄鋼連接件及節點形式，對鑄鋼件連接鋼框架梁柱節點初始轉動剛度進行了參數分析和試驗驗證［13］，結果表明鑄鋼件連接節點初始剛度和極限承載力均較傳統半剛性節點有大幅度提高，表現出較好的延性和耗能能力。

圖1 PZ-MNFig.1 PZ-MN

在與支撐的連接方面，Oliveira等［14］提出了一種用于圓鋼管支撐與節點板連接的鑄鋼連接件，通過靜力和循環往復加載試驗表明該鑄鋼連接件是一種在抗震應用中可選的連接鋼管支撐的方法。Ward等［15］開發了中心支撐鋼框架的鑄造模塊化支撐系統，并研究了該系統的屈曲控制問題［16］。

從上述研究現狀中不難看出，目前國內外鑄鋼件應用于多高層鋼框架結構的研究成果總體有限，尤其對于鋼管柱－H形梁框架連接中的應用及研究尚未見報道。

圖2 節點域的變形模式［19］Fig.2 Deformation mode of panel zone

2 新型方(矩)形鋼管柱－H形梁鑄鋼模塊化節點的設計

2.1 設計理念

從2002年以來，國際上對鋼結構節點性能的研究開始較多關注以塑性耗能為導向的節點工作機理。節點域是抗震鋼結構體系中的重要耗能部件，已有的研究表明［17－18］，節點域在屈服后仍有很高的富余強度，同時具有高延性、滯回耗能穩定、往復應變硬化顯著等特點，其剪切塑性變形模式可以提供較為穩定和可預期的耗能能力。然而，當節點域發生較大變形時也可能導致梁翼緣與柱翼緣焊接部位的角點附近局部扭曲，從而誘發斷裂見圖2［19］。這一現象引發了鋼結構節點設計研究中必須解決的一個重要課題，即如何在通過節點域穩定滯回耗能以使得節點耗能能力最大化的同時又不失良好的剛度和延性。因此，本文針對方(矩)形鋼管柱與H形梁的連接提出一種節點域、梁端、柱端一體化澆鑄的新型鑄鋼模塊化節點，基于鑄造的靈活性對節點進行精細化設計，在滿足剛度要求的前提下使其既能充分發揮節點域穩定優良的耗能能力，又能最大程度延緩斷裂的發生，從而保證節點具有良好的延性。對于鋼框架結構而言，節點型式一般重復度較高，通過設定若干標準型式和尺度的鑄鋼模塊化節點，可以實現模數化生產，有利于建筑工業化。

2.2 基于斷裂延遲的構造設計

鑄鋼節點的幾何型式與性能可能受到鑄造工藝的影響，研發過程中應按照規范的要求和相關設計指南進行鑄造可行性論證和構造設計。本文提出的方(矩)形鋼管柱－H形梁鑄鋼模塊化節點的構造如圖3所示。需要指出的是，通過鑄造工藝很容易在柱內節點域對應梁上、下翼緣的位置分別鑄造出寬度約為節點域壁厚2倍并與節點域一體化的內肋(相當于傳統梁柱焊接節點的內隔板)，用于提高梁翼緣拉壓力的傳遞效率。因而該鑄鋼模塊分為節點域、柱連接區、梁連接區、內肋共4部分。其中，梁連接區與節點域的連接、內肋與節點域的連接均為一體化鑄造成型的光滑弧面過渡，弧面曲率半徑約為梁翼緣厚度的2倍。該構造設計的主要考慮是:當節點域發生較大剪切變形時，弧面過渡不僅能降低應力集中，還能增加局部連接部位的剛度，從而減輕梁翼緣與柱翼緣交接處的局部扭曲，延遲斷裂發生的可能性。鑄鋼模塊的柱連接區和梁連接區端部則分別與相鄰的鋼管柱、H形梁通過全熔透焊縫連接。

圖3 鑄鋼模塊化節點型式Fig.3 Pattern of cast modular joint

2.3 基于節點域耗能的承載力設計

為使鑄鋼模塊化節點耗能穩定且具有良好的結構適用性，應對節點域與梁截面發展塑性耗能的時序進行控制。一般可采用反映節點域與梁相對強弱的實用指標如 VpzMy/Vpzy［20］或 VpzMp/Vpzp進行承載力設計，其中VpzMy為梁邊緣屈服時的節點域剪力，Vpzy為節點域屈服時的剪力，VpzMp為梁全截面屈服時的節點域剪力，Vpzp為節點域的全塑性剪切承載力。節點域既不宜太薄，也不宜太厚。若節點域太薄，會使鋼框架的層間位移增大較多，即剛度不足，同時也可能無法滿足鑄造工藝的要求;而節點域太厚又會使其無法充分發揮耗能作用。因此需要結合基于結構整體耗能能力的節點最優耗能時序評估對上述實用指標的取值范圍進行深入研究。現階段可近似按照我國《建筑抗震設計規范》(GB50011－2010)［21］有關傳統焊接節點域承載力的規定進行鑄鋼模塊化節點的承載力設計，即符合下式要求:

式中Mpb1、Mpb2為分別為節點域兩側梁的全塑性受彎承載力;Vp為節點板域的體積，對于工字型截面柱Vp=hb1hc1tw，對于箱型截面柱 Vp=1.8hb1hc1tw;fyv為鋼材的屈服抗剪強度;ψ為折減系數，6度IV類場地和7度時可取 0.6，8、9 度時可取0.7。

對于工字型和箱型截面柱的節點域還應按下式驗算節點域的穩定性:

式中hb、hc為分別為梁腹板高度和柱腹板高度;tw為柱在節點域的腹板厚度。

需要說明的是，鑄鋼模塊化節點域附近的一體化光圓弧面對節點域全塑性剪切承載力的影響需要進一步加以研究確定。

2.4 鑄鋼節點的設計依據與工藝要求

目前國內可供參考的與鑄鋼節點設計有關的主要標準有:國家標準《一般工程用鑄造碳鋼件》(GB/T 11352 －2009)［22］、《焊接結構用鑄鋼件》(GB/T 7659 －2010)［23］、行業標準《鑄鋼節點應用技術規程》(CECS 235:2008)［24］。焊接結構用鑄鋼的材料牌號有ZG200－400H、ZG230 －450H、ZG275 －485H、G17Mn5、G20Mn5，其中屈服強度最高的牌號為G20Mn5，屈服強度≥300 MPa，不同的材料能保證的伸長率也不同。梁柱連接節點對材料的延性要求很高，不同牌號的焊接結構用鑄鋼采用精密鑄造工藝后都能達到《建筑抗震設計規范》(GB 50011－2010)［21］中鋼材的伸長率不低于20%的規定要求，因此焊接結構用鑄鋼可以用于抗震結構。鑄鋼選材時應綜合考慮結構的重要性、荷載特征、節點形式、應力狀態、鑄件厚度、工作環境、鑄造工藝等因素，選擇技術可靠、經濟合理的鑄鋼材料。

在工藝方面，鑄鋼節點設計時應選用合理的壁厚，設計時可參考《鑄鋼節點應用技術規程》(CECS 235:2008)［23］的表 5.0.3.1 和 5.0.3.2。鑄鋼壁厚不宜過薄，否則在生產過程中容易出現澆不足和冷隔缺陷。鑄鋼壁厚也不宜過厚［23］，否則生產時容易出現縮松等缺陷。鑄鋼壁厚較厚時［4］，表面與芯部冷卻速度差別較大，導致芯部結晶組織與力學性能明顯差別于表面部分。因而，較厚鑄件的組織性能比較薄鑄件差，其強度、伸長率、沖擊功等力學指標亦隨壁厚的增加而降低。隨著壁厚的增加，鑄鋼節點強度并不按比例增加，鑄鋼的屈服強度等指標反而明顯降低。

鑄鋼件的各向異性并不顯著，可以用于應力三軸性較高的節點區。一般來說，軋制鋼材的縱向力學性能通常略高于同牌號的鑄鋼件，橫向性能則低于鑄鋼件，其平均性能基本與質量良好的鑄鋼件大致相同。

3 新型方(矩)形鋼管柱－H形梁鑄鋼模塊化節點的性能分析

3.1 節點模型設計

按照上節提出的設計方法，同時考慮鑄鋼節點的設計依據與工藝要求，設計出一個鑄鋼模塊化節點模型作為后文數值模擬分析的對象，其構造和尺寸如圖4所示。需要說明的是，該節點模型近似按抗震規范有關箱型截面柱的節點域屈服承載力計算后與梁的相對強弱關系為:

其中，ψ取0.7，即節點域相對梁截面較弱，可發生較大的剪切塑性變形。

圖4 鑄鋼模塊化節點尺寸Fig.4 Dimensions of cast modular joint

圖5 鑄鋼模塊化節點有限元模型圖Fig.5 FE model of cast modular joint

3.2 節點有限元分析模型

通過商用有限元分析軟件ABAQUS對采用上述方形鋼管柱－H形梁鑄鋼模塊化節點的中柱子結構建立有限元模型(如圖5所示)，進行模擬地震作用的平面內單調和循環往復加載分析。子結構模型中的鑄鋼模塊化節點與焊接H形鋼梁(H600!300!18!22)、冷成型方鋼管柱(□400!400!19)分別通過全熔透焊縫連接，梁長為6 m，柱高為4 m。單元類型采用線性六面體縮減積分單元C3D8R。鑄鋼材料的屈服強度取為300 MPa，梁、柱所用Q345鋼材的屈服強度取為345 MPa，彈性模量均為206 GPa。鑄鋼和Q345鋼均考慮2%初始剛度的強化段，強化法則為隨動強化，并考慮幾何非線性。通過梁端反對稱加載，柱上下端均為鉸接約束，不考慮柱頂軸力的影響。單調加載時直接至0.08 rad的層間位移角，循環加載時參照 AISC 抗震規范［25］的規定，但只加載至0.06 rad的層間位移角，加載制度見圖6。

為比較新型鑄鋼模塊化節點與傳統焊接節點的性能差異，同時也建立了2個具有相同幾何尺度的采用傳統焊接節點的中柱子結構有限元模型進行分析，其中一個模型為不設內隔板的全焊接節點型式［26］，另一個模型為設置內隔板的全焊接節點型式，外觀見圖7。它們與鑄鋼模塊化節點模型對應的區域取為相同的材性。梁柱節點區的連接焊縫按抗震規范要求為全熔透對接焊縫。為簡化分析，并未在有限元模型中考慮焊縫模擬。因此，上述焊接節點模型與鑄鋼模塊化節點模型的差異主要體現在梁與柱的連接、內隔板與柱的連接等幾何形狀改變處均沒有合適的弧面過渡。考慮到傳統節點焊接殘余應力與焊接熱影響區脆性對節點延性可能產生的不利影響以及鑄鋼模塊化節點一體化澆鑄成型工藝對連接區域應力狀態和材性的有利影響，上述簡化處理后的分析比較結果應是偏于安全的。

圖6 循環往復加載制度Fig.6 Loading protocal of cyclic loading

圖7 傳統焊接節點型式Fig.7 Traditional welded connections

3.3 節點延性斷裂趨勢預測的評價指標

為便于比較當節點域發生較大變形時不同節點模型發生延性斷裂的趨勢和位置，引入下面2類斷裂指數作為反映延性斷裂發生傾向的評價指標。

(1)斷裂指數RI

Hancock等［27］提出一種粗略的延性斷裂應變的計算方法:

式中εf為延性斷裂發生時的應變，a為材料常量，σm、σe分別為靜水壓力和Mises應力。稱T=σm/σe為應力三軸度。

通常采用有效塑性應變(PEEQ)來描述關鍵部位的塑性發展狀況，采用應力三軸度來描述高三軸應力狀態造成鋼材損傷的迅速累積，導致斷裂應變大幅減小。為了更簡便地評估斷裂發生的傾向大小，El-Tawil等［19］提出一個與材料無關的斷裂指數RI(Rupture Index)，其值為等效塑性應變與延性斷裂應變的比值:

Ricles等［28］應用RI成功地優化了抗彎梁柱連接的焊接孔型。

(2)修正斷裂指數MRI

Chao等［29］對RI作了修正，用整個加載歷史T的最大值代替RI中的T，提出如下修正的斷裂指數MRI，其表達式為:

3.4 新型鑄鋼模塊化節點與傳統焊接節點抗震性能的分析結果比較

3.4.1 梁端彎矩－層間位移角曲線的比較

對鑄鋼模塊化節點和傳統焊接節點有限元分析得到的梁端彎矩(M)－層間位移角(θ)曲線分別如圖8和圖9所示。可以看出，有內隔板的焊接節點無論在剛度、承載力、耗能能力方面均低于鑄鋼模塊化節點，無內隔板的焊接節點則低于有內隔板的焊接節點。這表明內隔板與局部的弧面過渡都顯著的提高了節點的抗震性能。

圖8 單調加載時的梁端彎矩－層間位移角變化曲線Fig.8 Curve of beam end moment to story drift under monotonic loading

圖9 循環往復加載時的梁端彎矩－層間位移角變化曲線Fig.9 Curve of beam end moment to story drift under cyclic loading

圖11 傳統焊接節點可能斷裂的關鍵點Fig.11 Critical points of traditional welded connections

3.4.2 節點延性斷裂趨勢的比較

結合有限元預分析，選取了鑄鋼模塊化節點和傳統焊接節點的可能斷裂的關鍵點，如圖10和圖11所示。鑄鋼模塊化節點選擇5個關鍵點，傳統焊接節點選擇1個關鍵點。作出單調加載和循環往復加載時各關鍵點的RI－θ和MRI－θ曲線，分別如圖12和圖13所示(圖中m表示單調加載，h表示循環往復加載;N表示鑄鋼模塊化節點，TD表示有內隔板的傳統焊接節點，TE表示無內隔板的傳統焊接節點;數字表示點號;RI和MRI分別表示斷裂指數和修正的斷裂指數)。

圖12 單調加載時的RI－θ與MRI－θ曲線Fig.12 Curve of RI－θand MRI－θunder monotonic loading

圖13 循環往復加載時的RI－θ和MRI－θ曲線Fig.13 Curve of RI－θand MRI－θunder cyclic loading

由鑄鋼模塊化節點與焊接節點單調加載時關鍵位置的RI－θ與MRI－θ曲線對比可以看出，有內隔板和無內隔板的焊接節點在最不利位置的RI及MRI遠遠大于鑄鋼模塊化節點，表明傳統焊接節點在梁端翼緣處更為容易斷裂。還可以看出，相同的RI或MRI水平時，即當斷裂發生傾向接近時，鑄鋼模塊化節點能經受住多倍于焊接節點的層間位移角，其延性遠優于傳統焊接節點。有內隔板的傳統焊接節點往往比無內隔板的RI及MRI小一些，說明無內隔板的傳統焊接節點更容易斷裂，同時也驗證了RI及MRI預測斷裂發生傾向的可靠性。在有限元模型中，沒有考慮焊縫熱影響區的不利影響，實際上焊縫熱影響區可能使得梁端翼緣發生斷裂的傾向更大。通過對比可以得出結論，鑄鋼模塊化節點的幾何構造能夠有效的延緩斷裂的發生。究其原因，可以總結為以下三方面:① 適當尺度的鑄造弧面過渡是降低應力集中程度的有效措施，同時將焊縫熱影響區以及焊接殘余應力的影響外移出最不利受力截面;② 弧面過渡的存在提高了梁翼緣與柱翼緣連接部位的局部剛度，從而抑制了局部扭曲變形;③內肋在傳遞梁翼緣的拉壓力時比僅依靠柱壁傳遞要直接有效的多。循環往復加載的結果與單調加載的結果一致，如圖13所示。

圖14 0.04 rad時不同節點型式的RI云圖Fig.14 RI contours of different pattern nodes at story drift of 0.04 rad

圖15 不同節點單調加載時節點域剪切變形角占層間位移角的比例Fig.15 Proportion of shear deformation angle to storydrift under monotonic loading of different connections

為了更直觀地比較RI的相對大小，作出單調加載至0.04 rad時不同節點型式的RI云圖(見圖14)，可以看出，單調加載至0.04 rad時，鑄鋼模塊化節點的最不利位置在梁端翼緣的弧面起弧處的邊緣，偏離了柱壁一段距離，而焊接節點的最不利位置都在梁端翼緣與柱壁的交接處。

3.4.3 節點耗能能力與機制的比較

研發鑄鋼模塊化節點最為重要的一個目標是利用節點域穩定高效的耗能能力。在不考慮斷裂因素的條件下，從節點域剪切變形和節點域耗能兩方面來評價不同節點型式的耗能能力。

節點域剪切變形角占層間位移角的比例可以用來間接地反映節點域耗能對節點總耗能的貢獻。圖15給出了單調加載時不同節點模型的節點域剪切變形角占總層間位移角比例的變化規律。可以看出，有內隔板的焊接節點的節點域剪切變形角占層間位移角的比例比無內隔板的焊接節點大，鑄鋼模塊化節點的節點域剪切變形角占層間位移角的貢獻比有內隔板的焊接節點大，內隔板和弧面過渡均能直接提高節點的剛度，把對變形的需求轉移至對節點域變形的需求。焊接節點的節點域剪切變形對層間位移角貢獻比較小，意味著對梁翼緣的變形需求就很高。不同節點在相同的層間位移角時，鑄鋼模塊化節點能發展足夠大的節點域剪切變形。例如層間位移角為0.03 rad時，鑄鋼模塊化節點的剪切變形對層間位移角的貢獻約為61%，對利用節點域剪切塑性變形耗能來說是相當可觀的。

現在直接考察不同節點在不同加載水平下的節點總耗能及節點域耗能(這里的加載水平是指加載至某一層間位移角對應的圈數結束)。不同加載水平下的節點域耗能占總耗能的比例如圖16所示，可以看出，在節點域幾乎處于彈性階段時，對于鑄鋼模塊化節點，梁連接區端部先進入塑性，其節點域耗能占總耗能的比例較小，節點域開始進入塑性之后，節點域耗能占總耗能的94%以上;對于有內隔板的焊接節點，節點域耗能占總耗能的40%～50%，隨著循環往復加載圈數的增加，節點域耗能比例逐漸減小;對于無內隔板的焊接節點，節點域耗能占總耗能的比例低于20%，隨著循環往復加載圈數的增加，節點域耗能比例逐漸增加。

不同節點在不同加載水平下的節點總耗能如圖17所示，可以看出，有內隔板的焊接節點的節點總耗能略低于鑄鋼模塊化節點，無內隔板的焊接節點的節點總耗能明顯低于其他兩類節點。加載至0.01 rad對應的圈數結束時，無內隔板的焊接節點總耗能為26.9 kJ，有內隔板的焊接節點總耗能為12.4 kJ，鑄鋼模塊化節點的總耗能為6.5 kJ，說明在較低層間位移角的情況下，無內隔板的焊接節點在梁端發展塑性比有內隔板的焊接節點大，有內隔板的焊接節點在梁端發展塑性比鑄鋼模塊化節點大，傳統焊接節點對梁端的塑性變形需求大于鑄鋼模塊化節點。

圖16 不同加載水平下的節點域耗能占總耗能的比例Fig.16 Proportion of panel zone energy dissipation to total energy dissipation under different loading levels

圖17 不同加載水平下的節點總耗能圖Fig.17 Total energy dissipation under different loading levels

圖18 不同加載水平下的節點域耗能圖Fig.18 Panel zone energy dissipation under different loading levels

不同節點在不同加載水平下的節點域耗能如圖18所示，可以看出，相同的加載水平之下，鑄鋼模塊化節點的節點域耗能遠大于傳統焊接節點，節點域的穩定耗能得到充分利用。

節點域的剪切塑性變形模式的耗能特點可以從節點域剪力－剪切變形角變化曲線看出，如圖19所示，節點域剪力－剪切變形角的滯回曲線飽滿且穩定，節點域在屈服后仍有很高的富余強度。其中鑄鋼模塊化節點的節點域剪力－剪切變形角滯回曲線最為飽滿，發展了很大的剪切變形。

圖19 節點域剪力－剪切變形角變化曲線Fig.19 Curve of panel zone shear to shear deformation

圖20 不同節點單調加載至θ=0.04 rad時的塑性區域大小及變形模式圖Fig.20 Plastic region size and deformation modes of different connections at 0.04 rad story drift under monotonic loading

3.4.4 節點塑性變形模式的比較

不考慮斷裂的情況下，不同節點單調加載至θ=0.04 rad時的塑性區域大小及變形模式如圖20所示(變形放大至5倍)，黑色區域表示進入塑性的區域，顏色愈深，表示Mises應力愈大。可以看出，鑄鋼模塊化節點進入塑性的區域比焊接節點大，表明鑄鋼模塊化節點耗能更加充分。有內隔板的焊接節點和無內隔板的焊接節點的塑性集中在梁端翼緣，顯然對梁端翼緣的變形能力提出了比鑄鋼模塊化節點更高的需求。鑄鋼模塊化節點的柱壁變形比焊接節點小，在柱壁與梁翼緣交接處的曲率比焊接節點小，有內隔板的焊接節點在柱壁與梁翼緣交接處的曲率比無內隔板的焊接節點小，內隔板和弧面過渡均對抑制柱壁的彎折發揮了重要的作用。

4 結論

本文提出了一種節點域、梁端、柱端一體化澆鑄的新型方(矩)形鋼管柱－H形梁鑄鋼模塊化節點及其設計方法。該節點的優勢體現在:

(1)可以實現對節點域最優耗能時序的精確控制，進而在不損失延性的情況下充分發揮抗震鋼結構體系的耗能能力;

(2)抗震性能優于傳統焊接節點，體現在剛度、承載力、延性和耗能能力等各個方面，能適用于對延性和耗能能力要求較高的抗震鋼結構;

(3)傳力路線明確，造型美觀，并有利于工業化建造。

鑄鋼模塊化節點的設計概念同樣適用于由其他截面構件連接的框架節點，如圓鋼管柱－H形梁連接、H形梁柱連接、橢圓形鋼管柱－H形梁連接等，因而具有廣闊的工程應用前景。

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