考虑现代建造要求的装配式蒙古包刚架设计及其抗震性能与影响因素分析

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随着蒙古族特色房屋蒙古包适用性和功能性要求的持续提高，对其结构的受力性能也有了新的需求。鉴于现代房屋建造需满足绿色、安装便捷等要求，在双肢冷弯 C 形钢门式刚架的基础之上，提出了新的陶脑构造，进而设计出了一种装配式蒙古包刚架。运用 ANSYS 有限元软件对这类新型刚架的抗震性能进行了考察。以 C 形钢厚度、柱翼缘宽度、节点板厚度、梁腹板高度、屋面坡度和陶脑直径为参数，对双肢冷弯 C 形钢蒙古包刚架的抗震性能影响因素进行了分析。结果显示：这种新型刚架结构的陶脑构造能够提升刚架的受力性能，此结构具备良好的抗震性能。设计中建议节点板的厚度需满足不小于 6mm 的要求，同时 C 形钢的厚度也应不小于 2.5mm。

根据现代房屋建造的要求，比如绿色环保且便于安装等，本文提出了一种新的陶瑙建筑细节，并设计了一个用冷弯 C 形钢门式刚架制作的蒙古包刚性框架。ANSYS 有限元软件被用于研究这种新型刚架的抗震性能。

结果表明，新型刚架的掏槽构造细节提升了刚架的力学性能，且这种结构具有良好的抗震性能。建议角撑板的厚度不应小于 6 毫米，C 形钢的厚度不应小于 2 毫米。5mm。

关键词：

冷弯C形钢；蒙古包刚架；陶脑构造；有限元分析；抗震性能

冷弯 C 形钢；蒙古包刚性框架；陶瑙构造细节；有限元分析；抗震性能

蒙古包是蒙古族传统的居住建筑，它是草原民族文化的象征。社会、经济、文化在快速发展，其建筑结构和建筑材料需不断发展升级。如今，用钢材、混凝土、玻璃等建造的蒙古包已被广泛运用。然而，在一定程度上，这会对草原生态环境造成破坏。之前对带垫板的双肢冷弯 C 形钢装配式钢框架及其节点进行了研究。冷弯型钢具有质量轻的特点，人力可进行安装。它还具有绿色建造的特点，建筑垃圾较少。利用这些特点构建出刚架结构体系。将刚架结构体系运用到蒙古包结构中，能够提高蒙古包的适应性，方便偏远农牧地区的牧民自建。这样就能使冷弯型钢的优势充分发挥出来。目前针对冷弯 C 形钢梁 - 柱节点的抗震性能开展了较多研究，也针对冷弯 C 形钢梁 - 梁节点的抗震性能进行了较多研究。然而，对于整体刚架的抗震性能展开的研究相对较少，而对于蒙古包刚架的抗震性能进行的研究则几乎没有涉及到。

LIM 等人对冷弯 C 形钢的屋脊节点和屋檐节点展开了静力性能以及抗震性能方面的研究。他们通过对试验结果与有限元计算结果进行分析，得出此类截面形式的梁柱节点以及屋脊节点呈现出明显半刚性的结论，并且推导得出了刚度的计算公式。DUNDU 等进行了 4 组屋檐节点试验，这些试验以支撑间距、螺栓数目、C 形钢翼缘宽度和钢材强度为参数。得出的结论是，4 组试件的最终破坏状态为节点域出现连接变形和应力集中，同时 C 形钢发生局部屈曲，螺孔处发生挤压变形。仲崇磊等利用有限元软件 Abaqus 构建了传统蒙古包的结构模型，接着对其进行了分析，从而得出了该蒙古包在竖向荷载作用下的受力特点以及在地震荷载作用下的受力机理。

研究了蒙古包刚架的抗震性能。

01

蒙古包刚架的构建

采用新型的双肢 C 形钢门式刚架，这种刚架如图 1a 所示，用它来代替传统蒙古包的承力体系。同时配合毛毡体系和绳索体系，这两者如图 1b 所示。并且采用预制陶脑，如图 1c 所示，构建出新型的蒙古包形式。这种新型蒙古包的装配性能和受力性能更优，所以选取其主要的承力平面刚架，如图 1d 所示，进行设计分析。

图1 蒙古包详图（单位：mm）

蒙古包的细节见图 1（单位：毫米）

选取跨度为 12 米的蒙古包刚架模型，其檐口高度是 5.4 米，陶脑直径为 1 米，斜梁角度为 15 度。依据《冷弯薄壁型钢结构技术规范》（GB 50018—2002），选用梁截面为 C160 毫米×60 毫米×20 毫米×2.5 毫米，柱截面为 C200 毫米×70 毫米×20 毫米×2.5 毫米。梁柱采用 8mm 厚多边形热轧钢板；柱脚采用 8mm 厚多边形热轧钢板；梁 - 梁节点板采用 8mm 厚多边形热轧钢板。连接采用 8.8 级 M20 摩擦型高强螺栓，螺栓预拉力为 125kN，且螺栓边距满足要求。柱脚底板采用 -20mm×460mm×220mm 热轧钢板。蒙古包刚架（图 1d）中的节点板细部尺寸如图 2 所示。

图2 蒙古包刚架节点细部尺寸（单位：mm）

Fig.2 展示了蒙古包刚性框架的细节（单位：毫米）。 蒙古包刚性框架的细节在 Fig.2 中呈现（单位：毫米）。 Fig.2 当中有蒙古包刚性框架的细节（单位：毫米）。

这表明本文所设计的梁、柱尺寸是安全可靠的。试验条件有限，所以对试验构件进行了 1:6 的缩尺处理。并且有限元模型也采用了此缩尺尺寸。

02

ANSYS模型的建立与分析

运用有限元软件 ANSYS 建立起双肢冷弯 C 形钢蒙古包刚架的有限元模型。将其与已有的门式刚架试验结果进行对比。通过对比验证了有限元建模方式是正确的，同时也验证了蒙古包刚架承载性能具有优越性。这样就为参数分析奠定了基础。

2.1 材料属性定义

在建立有限元模型时，梁采用 Shell181 单元，柱采用 Shell181 单元，节点板也采用 Shell181 单元。材料参数是依据已有的实测数据来选取的，摩擦型高强螺栓的力学参数是由产品质量保证书提供的，材料参数具体如表 1 所示。

表1 材料参数

Tab.1 Material parameters

2.2 ANSYS中高强螺栓的设置

使用梁-弹簧单元来模拟摩擦型高强螺栓连接。Beam188 单元被用以代替螺栓杆，Combin39 单元是用来模拟螺栓与节点板以及 C 形钢的滑移变形的。每个螺栓由两个梁单元来定义，在这些梁单元上，有一个节点处于螺栓孔的中心位置，另外的节点则位于 C 形钢上。梁单元上的节点与 C 形钢上的节点通过弹簧单元相连接，如图 3 所示。图中，节点 A 与 A′是同一节点，节点 B 与 B′是同一节点，节点 C 与 C′是同一节点，在定义节点位置时将它们重叠。重叠的节点弹簧刚度为：ksx 等于 ksy 等于 kb，ksz 等于 kb 乘以 10 的 6 次方，kb 为螺栓孔壁滑移刚度，可通过螺栓滑移试验测定。x 方向未显示。

图3 螺栓连接单元

Fig.3 Bolt connection element

2.3 建模方式和网格划分

建立 ANSYS 有限元模型采用自下而上的建模方式。第一步是建立 C 形钢截面的 6 个关键点。接着通过 L 命令把这 6 个关键点连接起来，从而形成 C 形钢截面。然后建立与梁、柱通长的线。再通过 ADRAG 命令把梁、柱截面拖拽，进而形成冷弯 C 形钢梁、柱。最后通过 AGLUE 命令对梁、柱进行黏结。对螺栓孔进行切分，同时对构件间连接处进行切分。通过 ESIZE 命令来控制网格划分尺寸，把螺栓孔处的网格划分尺寸控制在 5mm 左右，这样就能确保螺栓处计算的精度。

2.4 约束条件和加载方案

为了满足与已有试验一致的约束条件，在蒙古包刚架的柱脚底板上，对 x 方向进行平动约束，对 y 方向进行平动约束，对 z 方向进行平动约束和转动约束。在模型的梁端限制平面外平动（Uz 方向），在模型的柱端限制平面外平动（Uz 方向），在模型的梁跨中部限制平面外平动（Uz 方向），在模型的柱中部限制平面外平动（Uz 方向），以防止因 C 形钢过柔而发生平面外失稳。有限元模型的加载分为两个阶段。第一阶段是施加螺栓预紧力。第二阶段是对加载端施加水平循环往复位移。表 2 是循环加载制度。

表2 循环加载制度

Tab.2 Cyclic loading system

试件的屈服位移为Δy，加载推力方向被规定为正，加载拉力方向被规定为负。也就是说，+Δy意味着沿着推力方向加载到Δy，-Δy意味着沿着拉力方向加载到Δy，其他情况依此类推。

2.5 有限元模型分析

建立了改进陶脑构造前后的有限元模型，且建模思路相同。其中，图 4b）是改进陶脑之前的门式刚架有限元模型，图 4c）是改进陶脑之后的蒙古包刚架有限元模型。分别将这两个模型的计算结果与图 4a）的试验结果进行对比。

图4 试验与有限元模型

Fig.4 shows the experiment and finite element models. // 实验和有限元模型在图 4 中呈现。 // 图 4 呈现了实验和有限元模型。

2.5.1有限元模型验证

提取滞回曲线的对比情况、骨架曲线的对比情况以及破坏形态的对比情况与试验结果的对比情况如图 5 所示；各特征值的对比情况如表 3 所示。

图5 试验与门式刚架模拟结果对比

图 5 展示了测试与门式刚架模拟之间的结果对比。 测试的结果与门式刚架模拟的结果在图 5 中进行了比较。 图 5 中呈现了测试结果与门式刚架模拟结果的对比情况。 从图 5 可以看出测试结果与门式刚架模拟结果的差异。 图 5 把测试的结果和门式刚架模拟的结果进行了对比。 图 5 用于比较测试和门式刚架模拟的结果。 图 5 呈现了关于测试和门式刚架模拟结果的对比。 图 5 显示了测试与门式刚架模拟结果的对比状况。 图 5 对测试和门式刚架模拟的结果进行了对比展示。 图 5 把测试和门式刚架模拟的结果拿来进行对比。 图 5 展示了测试与门式刚架模拟结果之间的对比情况。 图 5 用于呈现测试与门式刚架模拟结果的对比。 图 5 把测试的结果与门式刚架模拟的结果进行了对照。 图 5 呈现了测试结果与门式刚架模拟结果的对照情况。 图 5 对测试和门式刚架模拟的结果进行了对照展示。 图 5 把测试和门式刚架模拟的结果进行了对照比较。 图 5 展示了测试与门式刚架模拟结果的对照差异。 图 5 用于呈现测试与门式刚架模拟结果的对照差异。 图 5 把测试的结果和门式刚架模拟的结果进行了差异对比。 图 5 呈现了测试结果和门式刚架模拟结果的差异对比情况。 图 5 对测试和门式刚架模拟的结果进行了差异对比展示。 图 5 把测试和门式刚架模拟的结果进行了差异对照。 图 5 呈现了测试结果和门式刚架模拟结果的差异对照情况。 图 5 对测试和门式刚架模拟的结果进行了差异对照展示。

表3 试验与门式刚架模拟特征值对比

表 3 对试验值与门式刚架模拟值的特征值进行了比较。

模拟计算模型主要呈现出梁端和柱脚的局部屈曲变形，且与试验结果一致，其承载力和位移峰值误差都很小。有限元模拟无法准确定义薄壁结构的局部损伤，同时采用 Beam 单元节约了大量计算资源，所以滞回曲线的捏缩现象不明显，但总体而言可以认为 ANSYS 计算模型是有效且可靠的。

2.5.2 蒙古包刚架模型分析

改进陶脑后的蒙古包刚架模拟结果与试验结果的对比情况如图 6 所呈现，各特征值的对比情况在表 4 中有所体现。

图6 试验与蒙古包刚架模拟结果对比

Fig.6 展示了测试与蒙古包刚性框架模拟之间的结果对比。

表4 试验与蒙古包刚架模拟特征值对比

Tab.4 展示了测试与蒙古包刚性框架模拟之间特征值的比较。测试的特征值与蒙古包刚性框架模拟的特征值存在对比。这种对比体现在多个方面。

蒙古包刚架模型的滞回曲线形状以及其变化规律和门式刚架试验结果是基本一致的；蒙古包刚架有限元模型的骨架曲线与门式刚架的骨架曲线走势大致相同。蒙古包刚架陶脑处刚度较大，这使得陶脑构造对刚架抗震性能的影响不是减小而是提高。蒙古包刚架的承载力都比门式刚架试验模型的承载力大，这表明了蒙古包刚架承载能力的优越性，也验证了此类蒙古包刚架结构具有良好的抗震性能。

03

蒙古包刚架抗震性能参数分析

对 C 形钢厚度、柱翼缘宽度、节点板厚度、梁腹板高度、屋面坡度和陶脑直径进行了研究。以这些为对象，进行了 13 榀双肢冷弯 C 形钢蒙古包刚架的有限元分析。通过该分析，得到了蒙古包刚架的滞回曲线、骨架曲线、承载力、刚度退化等抗震性能指标。刚架的参数在表 5 中有所展示。

表5 刚架参数

Tab.5 展示了刚性框架的相关参数。这些参数包括结构的尺寸、材料特性、受力情况等方面的信息。通过 Tab.5，我们可以清晰地了解到刚性框架在不同条件下的表现和特性。

模型编号中，MF 代表 Mongolian yurt frame，第 2 组字母为改变参数的英文首字母组合，数字为相应改变参数的量值。例如，MF - CT - 2.2 表示 Mongolian yurt frame - C Thickness - 2.2mm，也就是蒙古包刚架 C 形钢厚度为 2.2mm。FW 代表柱翼缘宽度，BH 代表梁腹板高度，PT 代表节点板厚度，RS 代表斜梁坡度，BD 代表陶脑直径。

3.1 滞回曲线和骨架曲线

当刚架进入破坏阶段时，塑性变形进一步增大，滞回环的形状更加饱满，而刚架的承载力则在不断减小。刚架的荷载与位移形成的滞回曲线呈现出较为饱满的梭形形态。它的塑性位移相对较大，并且延性比较好，具备良好的塑性变形能力。

图7 荷载-位移滞回曲线

图 7 为荷载 - 位移的滞回曲线

刚架骨架曲线如图8所示，特征值计算结果列于表6中。

图8 骨架曲线对比

比较骨架曲线的图 8

表6 骨架曲线特征值

表 6 骨架曲线的特征值

屈服荷载为 Py；屈服位移为 Δy；极限荷载为 Pmax；极限位移为 Δmax；破坏荷载为 Pu；破坏位移为 Δu。

当 C 形钢厚度为 2.2mm 时，有一个刚架。当 C 形钢厚度为 2.5mm（MF-BASE）时，又有一个刚架。当 C 形钢厚度为 3.0mm 时，还有一个刚架。厚度为 2.5mm 的刚架的屈服荷载比厚度为 2.2mm 的刚架的屈服荷载提高了 13.4%。厚度为 3.0mm 的刚架的屈服荷载比厚度为 2.5mm 的刚架的屈服荷载提高了 23.6%。经计算可知：当 C 形钢厚度从 2.2mm 逐渐变化到 2.5mm 再到 3.0mm 时，刚架的屈服荷载有了提升，提升幅度依次为 13.4%、23.6%；极限荷载也有所提高，提高幅度依次为 18.7%、31.4%；初始刚度同样增加，增加幅度依次为 2.3%、42.6%；极限位移得到提高，提高幅度依次为 8.8%、88.8%；破坏位移也有提升，提升幅度依次为 15%、2.4%。C 形钢厚度提高后，能显著改善刚架的承载力。C 形钢厚度提高后，能明显改善刚架的初始刚度。C 形钢厚度提高后，能有效改善刚架的侧移。设计时，在满足材料使用要求的基础上，应增大 C 形钢厚度。

柱翼缘宽度有 50mm、70mm（MF-BASE）和 90mm 这几种情况。70mm 宽度刚架的极限荷载比 50mm 宽度刚架的极限荷载提高了 7.4%。90mm 宽度刚架的极限荷载比 70mm 宽度刚架的极限荷载提高了 3.1%。经计算可知：当柱翼缘宽度从 50mm 逐渐变化到 70mm 时，极限荷载提高了 7.4%，初始刚度提高了 29.2%，极限位移下降了 29.2%，破坏位移下降了 3.1%；当柱翼缘宽度从 70mm 继续变化到 90mm 时，极限荷载提高了 3.1%，初始刚度提高了 20.8%，极限位移下降了 3.4%，破坏位移下降了 0.7%。

增加梁腹板的高度，能够使刚架的初始刚度明显提高。同时，这种增加对刚架的承载力和侧移影响较小。高度为 180mm 的刚架，其极限荷载比高度为 160mm 的刚架的极限荷载提高了 1.6%。经计算可知：梁腹板高度从 140mm 逐渐变化到 160mm 时，刚架的极限荷载提高 3.4%，初始刚度提高 11.7%，破坏位移提高 1.7%；梁腹板高度从 160mm 继续变化到 180mm 时，刚架的极限荷载提高 1.6%，初始刚度提高 5.2%，破坏位移提高 4.0%。可见刚架的极限荷载和破坏位移变化较小。

节点板厚度有 6mm、8mm（MF-BASE）和 10mm 三种情况。其中，厚度为 8mm 的刚架的初始刚度比厚度为 6mm 的刚架的初始刚度提高了 4.6%。厚度为 10mm 的刚架的初始刚度比厚度为 8mm 的刚架的初始刚度提高了 3.2%。各特征点的荷载和位移变化幅度不大。结合节点研究得出的节点板厚度主要影响破坏形态的结论[3-4]，可以推断出节点板的厚度仅仅对刚架的初始刚度有一定的影响。为保证节点不先于构件破坏，在设计时建议节点板厚度大于 6mm 就可以了，没必要设计得过厚，以免造成材料浪费。

刚架梁坡度有 1/20、1/12（MF-BASE）和 1/8 这几种情况。其中，坡度为 1/12 的刚架，其初始刚度比坡度为 1/20 的刚架的初始刚度降低了 8.5%。并且，坡度为 1/8 的刚架，其初始刚度比坡度为 1/12 的刚架的初始刚度降低了 4.1%。得出：初始刚度降低了 8.5%，然后又降低了 4.1%；极限荷载降低了 0.5%，接着又降低了 2.2%；承载力的变化相对较小。

当陶脑直径为 300mm 时，刚架直径为 350mm（MF-BASE）的极限荷载比其提高了 0.2%；当陶脑直径为 350mm 时，刚架直径为 400mm 的极限荷载比其提高了 0.1%；且其他特征值变化不明显。

3.2 承载力退化

计算得出 13 榀刚架的承载力退化系数维持在 0.94 之上，没有出现较大的起伏变化。这表明刚架进入屈服阶段之后，其承载力的退化是稳定的，并且在最终遭到破坏时，依然具备一定的承载能力。

3.3 刚度退化

双肢冷弯 C 形蒙古包刚架在有限元模拟过程中刚度的变化情况用割线刚度 - 位移变化曲线来表示，割线刚度可以按照下面的式子进行计算。

式中：Fi 表示第 i 次荷载的峰值，其单位为 kN；Xi 表示第 i 次位移的峰值，其单位为 mm。

得出了 13 榀刚架的刚度退化曲线，此曲线如图 9 所示。能够看出：各组刚架的刚度退化规律大致相同。试件屈服后，变形开始加剧，同时刚度下降速度变快，退化现象较为明显；破坏之后，由于塑性变形不断积累，刚度退化的速度又逐渐平缓下来；当 C 形钢的厚度增加时，试件的刚度会明显增加，然而到了后期，刚度退化的情况会变得很严重；随着柱翼缘宽度和节点板厚度的增加，模型的刚度会有所增加，不过增加的幅度比较小，并且刚度退化的趋势大致相同；梁腹板的高度、刚架梁的坡度以及陶脑的直径发生改变时，试件的初始刚度会有较为明显的变化，但是在后期，刚度退化的趋势基本上保持不变。

图9 刚度退化曲线

图 9 展示了刚度退化的曲线。

3.4 延性

通过计算得出13榀刚架的位移延性系数如表7所示。

表7 位移延性系数

Tab.7 表示位移延性系数

13 榀刚架的位移延性系数在 4.00 到 5.47 这个范围之间。其平均延性系数为 4.74，说明延性良好，也体现出了较好的塑性变形能力。并且各组参数对刚架的延性产生的影响程度是不一样的。当 C 形钢厚度为 2.2mm 时，有其对应的刚架；当 C 形钢厚度为 2.5mm 时，有相应的刚架；当 C 形钢厚度为 3.0mm 时，也有对应的刚架。厚度为 2.5mm 的刚架的延性系数比厚度为 2.2mm 的刚架的延性系数提高了 4.1%。厚度为 3.0mm 的刚架的延性系数比厚度为 2.5mm 的刚架的延性系数提高了 18.2%。并且随着 C 形钢厚度的不断增加，延性系数都明显地提高了。柱翼缘宽度有 50mm、70mm 和 90mm 这几种情况。其中，宽度为 70mm 的刚架的延性系数比宽度为 50mm 的刚架的延性系数降低了 9.2%。并且，宽度为 90mm 的刚架的延性系数比宽度为 70mm 的刚架的延性系数降低了 10.2%，降幅较为明显。刚架水平方向的抗弯承载力主要由柱的翼缘来提供。柱翼缘宽度增加了，整体刚架的抗弯承载力就会提高。由于抗弯承载力提高了，所以刚架水平方向的侧移就会减小，而延性则会降低。同时，随着梁腹板高度以及节点板厚度的增加，刚架的延性系数有所提高，不过提高的幅值比较小。刚架梁坡度有 1/20、1/12 和 1/8 三种情况。其中，坡度为 1/12 的刚架，其延性系数比坡度为 1/20 的刚架的延性系数降低了 4.9%。而坡度为 1/8 的刚架，其延性系数比坡度为 1/12 的刚架的延性系数降低了 13.4%，降幅较为明显。当陶脑直径为 300mm 时，刚架直径为 350mm 的延性系数比其增加了 1.8%；当陶脑直径为 350mm 时，刚架直径为 400mm 的延性系数比其增加了 0.4%。从上述分析能看出，C 形钢厚度、柱翼缘宽度以及刚架梁坡度的改变，对试件的延性系数有着较大影响。

3.5 耗能性能

计算所得的能量耗散系数的计算结果以及等效黏滞阻尼系数的计算结果如下表 8 所示。

13 榀刚架模型在极限状态时的能量耗散系数 E 在 2.11 到 3.26 之间，在破坏状态时的能量耗散系数 E 也在 2.11 到 3.26 之间；其等效黏滞阻尼系数 he 在极限状态时为 0.34 到 0.52 之间，在破坏状态时也为 0.34 到 0.52 之间。这种厚度较薄的冷弯型钢结构的耗能系数与热轧型钢结构的耗能系数是持平的，这表明此类结构具备良好的耗能能力。

表8 耗能指标

Tab.8 所指的是能源消耗的相关指标。

04

结 论

本文将双肢冷弯薄壁 C 形钢构件的蒙古包作为研究对象，对陶脑处的构造设计进行了改变，进而提出了新型双肢冷弯 C 形钢蒙古包刚架的设计模型。利用 ANSYS 有限元模型，对双肢冷弯薄壁 C 形钢蒙古包刚架的抗震性能、受力特点以及破坏形态等方面进行了系统的研究，由此可以得出以下主要结论：

本文设计的双肢冷弯薄壁 C 形钢蒙古包模型具有新颖的构造。将蒙古包刚架有限元模型与已有试验结果进行对比后，可以发现陶脑处的构造能够使刚架的承载能力得到提升。双肢 C 形钢内插节点板构造的刚度节点具有一定的刚度保证，且传力可靠。这证明了双肢冷弯薄壁 C 形钢蒙古包刚架是一种结构体系，这种结构体系具有一定的承载能力，延性良好，耗能性能也好，并且刚度和承载力退化稳定。

双肢冷弯 C 形钢蒙古包刚架的承载力稳定，其刚度也稳定；滞回环较为饱满；位移延性系数处于 4.00 到 5.47 之间；等效黏滞阻尼系数在 0.34 到 0.52 之间。

刚架跨度增加会提高延性，但承载力和初始刚度会降低。为改善该类截面形式蒙古包刚架的抗震性能，需增大 C 形钢厚度以及柱腹板高度。其中，C 形钢厚度对性能的提升较为明显。鉴于新版冷弯型钢规范提升了厚度上限，所以在设计时建议采用厚度大于 2.5mm 的冷弯 C 形钢。

增加梁腹板高度能使承载力、初始刚度和延性有所提升，不过增幅较为有限；刚架梁坡度增大时，延性会显著降低；节点板厚度增加对刚架的受力性能影响不大，建议在设计时让节点板厚度大于 6mm 就行，没必要太厚以免造成材料浪费。

参考文献：

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DUNDU M 提出了冷弯型钢门式刚架的设计方法。该方法发表于《国际钢结构杂志》2011 年第 11 卷第 3 期，页码为 259 - 273 页，其 DOI 为 10.1007/s13296 - 011 - 3002 - 2 。

仲崇磊和牛建刚进行了竖向荷载作用下传统蒙古包结构的有限元建模与受力分析。该研究成果发表在《干旱区资源与环境》2017 年第 31 卷第 7 期，页码为 201 - 208 ，DOI 为 10.13448/ki.jalre.2017.237 。

中华人民共和国建设部制定了《冷弯薄壁型钢结构技术规范：GB 50018—2002》。该规范的标准号为 GB 50018—2002。此规范由中国建筑工业出版社出版，出版地点在北京，出版时间为 2002 年。（中文）

中冶建筑研究总院有限公司制定了钢结构高强度螺栓连接技术规程，规程编号为 JGJ 82—2011，该规程以标准书的形式出版，出版社为中国建筑工业出版社，出版地点在北京，出版时间为 2011 年。MCC Construction Research Institute Co.,Ltd.也制定了相同编号的钢结构高强度螺栓连接技术规程，同样由中国建筑工业出版社在北京于 2011 年出版。（中文）

中华人民共和国住房和城乡建设部制定了钢结构设计标准：GB 50017—2017。该标准[S]由中国建筑工业出版社于 2017 年出版。其出版地为北京。（中文）

中华人民共和国住房和城乡建设部制定了《建筑结构荷载规范：GB 50009—2012》。该规范[S]由中国建筑工业出版社于 2012 年出版。其出版地点在北京。

中国建筑标准设计研究院有限公司制定了门式刚架轻型房屋钢结构技术规范，该规范为 GB 51022—2015，其出版地为北京，由中国建筑工业出版社出版，出版时间为 2015 年。China Institute of Building Standard Design & Research Co.,Ltd.也制定了此技术规范，同样为 GB 51022—2015，出版地在北京，由 China Architecture & Building Press 出版，出版时间是 2015 年。（中文）

吉晔晨进行了关于双肢冷弯 C 型钢门式刚架抗震性能的研究。该研究成果以学位论文的形式呈现，其学位授予单位为内蒙古科技大学，地点在包头，论文完成时间为 2017 年。JI Yechen 对冷弯双 C 型钢门式刚架的抗震行为展开了研究，其学位论文的授予单位为内蒙古科技大学，地点在包头，完成时间为 2017 年。（中文）

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