13,4.矩形钢管直接焊接节点和局部加劲节点的计算，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。13.4 5，本条部分沿用原规范第10.3。2条第2款.其余为新增条文,根据已有K形间隙节点的研究成果。当支管与主管夹角大于60。时。支管跟部的焊缝可以认为是无效的、在50，60。间跟部焊缝从全部有效过渡到全部无效 尽管有些区域焊缝可能不是全部有效的，但从结构连续性以及产生较少其他影响角度考虑,建议沿支管四周采用同样强度的焊缝.