张艳霞、张爱林、侯兆新和庞占洋进行了高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构性能分析，该成果发表于《钢结构(中英文)》2021 年第 36 卷第 1 期，页码为 13 - 33 。

doi:10.13206/j.gjgSE20061101

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编者按

高强度螺栓连接具有节点刚度大、承载能力强、安全性能高等优点。

近年来，高强度螺栓出现了新的结构。此背景之下，本期特邀中冶建筑研究总院的侯兆新大师担任专刊主编。集中对中冶建筑研究总院有限公司与北京建筑大学的联合团队在高强度螺栓连接、全螺栓连接节点以及高效装配式钢结构体系方面的研究成果进行报道。希望能为高强度螺栓连接和高效装配式钢结构体系的推广应用以及标准规范的制定给予技术支撑和参考。

专刊主编

侯兆新

全国工程勘察设计大师

国家钢结构工程技术研究中心总工程师

中冶集团钢结构领域首席专家

中冶建筑研究总院（深圳）有限公司首席科学家

《钢结构（中英文）》编委

教授级高级工程师，是国家一级注册结构工程师，也是一级注册建造师、注册咨询工程师。享受国务院政府特殊津贴，属于国家级领军人才。荣获建国 70 周年纪念奖章，是深圳市工程勘察设计功勋大师。

侯兆新大师从事钢结构相关工作已超 35 年，涵盖科研、设计、施工、监理、咨询以及标准编制等方面。他积极投身于国家重大战略工程建设与重大专项研究。在钢结构领域，他享有较高声誉，成为我国钢结构领域，特别是高强度螺栓连接技术领域的学科带头人之一。多年来，在其专业领域形成了三大技术特色，分别是钢结构、主题公园、海外工程。在四个方面做出了突出贡献，即高强度螺栓连接、金属屋面、国产钢材走出去以及钢结构建筑产业化。其中，研究成果“建筑钢结构新型连接节点及体系的设计理论、关键技术与工程应用”获得了 2011 年国家科技进步二等奖。

研究背景

近年来，地震灾害频繁发生。传统钢结构建筑在地震后残余变形较大，修复起来较为困难。而自复位结构却实现了这样的抗震目标，即在地震中仅有轻微损伤，地震后无需进行修复或者只需稍加修复就可以继续使用。因此，自复位结构受到了国内外学者的广泛关注。Garlock 等人率先提出了新型角钢耗能梁柱节点，他们对其进行了试验研究。这种节点是通过在梁柱之间布置角钢构件来耗散地震能量的，这样就能保护框架结构的梁和柱。震后通过更换角钢，能够实现恢复功能的目标。此后，Ricles 等人和 Garlock 等人对该节点进行了深入研究，并给出了理论滞回曲线，还完成了足尺和缩尺的变参数试验研究。Clayton 等人运用不同的建模方式对自复位 - 钢板剪力墙结构展开建模工作，并且给出了在对自复位 - 钢板剪力墙结构进行分析时使用数值模型的相关建议。Alavi 和 Nateghi 针对 3 组单层斜加劲钢板剪力墙以及 1 组单层非加劲钢板剪力墙开展了试验研究，其结果显示斜加劲钢板剪力墙的滞回性能以及抗震性能都要比非加劲钢板剪力墙更优秀。曹春华等人对两片开缝薄钢板墙开展了低周往复荷载试验，其结果显示开缝薄钢板墙的承载力以及抗侧刚度能够满足正常使用阶段的需求，同时还具备良好的延性和耗能能力。陈麟等人构建了自复位两边连接钢板剪力墙模型并进行有限元分析，得出两边连接的自复位钢板墙具有更优的复位能力，以及强度、刚度和耗能能力相对较小的结论。吴笑完成了关于单个蝴蝶型钢板剪力墙的试验研究，完成了自复位钢框架的试验研究，完成了蝴蝶形钢板剪力墙 - 自复位钢框架的试验研究，也完成了矩形钢板剪力墙 - 自复位钢框架的试验研究。对比分析表明，自复位钢框架 - 蝴蝶型钢板剪力墙结构的自复位效果较好，然而其耗能方面略差。于金光等对钢板剪力墙结构等代模型在动力时程分析下的适用性进行了研究。张艳霞课题组提出了一种新型高效装配钢框架结构体系。这种体系是以预应力技术和螺栓连接为基础的。它能够在地面张拉钢绞线。并且该结构震后残余变形较小，抗震性能良好。在具备与传统自复位结构体系相近功能的情况下，实现了无需高空张拉以及施工周期短的高效装配目标。

为提升新型高效装配钢框架结构的刚度与耗能能力，课题组提出了高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙（PSF - SSPSW）结构。该结构中，开缝钢板剪力墙借助高强螺栓与高效装配钢框架相连接，以此来达成高效装配的目的。当下，已顺利完成了高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构的拟静力试验。本文利用 ABAQUS 6.11 软件对高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙拟静力试验展开数值模拟。接着，在此基础之上，将其与未设置开缝钢板剪力墙的高效装配钢框架（PSF）的数值模拟结果进行对比分析。通过这样的方式，进一步对高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构的抗震性能以及开缝钢板剪力墙（SSPSW）的作用展开研究。

研究内容

1 结构构造

高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构主要包含两部分，一是高效装配钢框架，二是开缝钢板剪力墙。这两部分通过高强螺栓相连接，其结构构造如图 1 所示。高效装配钢框架由钢柱以及预应力钢梁构成。预应力钢梁分为中间梁段和短梁段，中间梁段和短梁段借助钢绞线以及高强度螺栓连接在一起。中间长梁段的端部腹板开有长圆孔。短梁段腹板有剪切板，二者通过螺栓相连接。在两者之间设置了 3mm 厚的黄铜板，以此来保证稳定的摩擦系数。在地震作用下，短梁段与长梁段的节点处会产生开口，从而进行摩擦耗能。当地震作用消失后，结构借助预应力钢绞线实现自复位，节点开口闭合，结构功能得以恢复。

图1 PSF-SSPSW构造示意

2 有限元模型建立

2.1 构件尺寸

有限元模型尺寸与试验保持一致，如图2所示。钢框架的高度为 3150 毫米，跨度是 6000 毫米。钢柱的截面尺寸是 H300×300×20×30，中间梁段的截面尺寸是 H450×250×14×16，短梁段的截面尺寸是 H482×250×14×30。预应力钢绞线采用 8 根 1×19 钢绞线，其初始索力为 0.25Tu，这里的 Tu 为极限拉力，且 Tu 等于 580 千牛。开缝钢板剪力墙的宽度是 2200mm，其板厚为 8mm，上下开有两排缝，缝宽为 20mm，缝间小柱的宽度是 80mm，对应的宽厚比 b/tw 为 10。为了对开缝钢板剪力墙的面变外形进行约束，在剪力墙的两侧设置了 30mm×90mm 的矩形钢板加劲肋。

图2 高效装配钢框架-开缝钢板剪力墙试件

2.2 单元选用与网格划分

框架结构中的梁采用 C3D8R 八结点六面体线性单元，钢柱采用 C3D8R 八结点六面体线性单元，开缝钢板剪力墙等主体构件采用 C3D8R 八结点六面体线性单元。预应力钢绞线采用 T3D3 三维三结点桁架单元。在网格划分时，使用切割工具把复杂的三维构件进行分割，然后再进行网格划分。遵循的原则是主面的网格要比从面网格稀疏，并且要尽量避免网格出现尖角或者狭长区域。网格密度大小可依据尺寸以及分析需求来进行调整。有限元网格划分的情况如图 3 所呈现。

图3 有限元网格划分

2.3 几何非线性和材料非线性

开缝钢板剪力墙通过实体单元来进行建模。墙板面外方向会有较大变形，当墙板屈服并进入塑性阶段时，结构会出现重力二阶效应。同时，钢板墙缝间的小柱会出现弯扭变形。这些因素共同决定了结构的非线性。

在 Property 功能模块中能够定义弹簧和阻尼器等。

a—Q345钢材；b—钢绞线。

图4 材料应力-应变曲线

材料的弹性部分是通过弹性模量和泊松比来进行定义的。试验结构中的梁柱采用 Q345B 钢材，其弹性模量 E 为 2.06×105MPa，泊松比是 0.3；预应力钢绞线的弹性模量 E 为 2×105MPa，泊松比为 0.3。

2.4 约束条件与相互作用

鱼尾板也是采用绑定连接。

图5 结构接触关系

图6 结构绑定关系

试验中在钢梁中心位置施加了竖向荷载，同时在两根柱顶处也施加了竖向荷载。所以，在有限元中把框架柱柱顶与参考点 RP1、RP2 进行耦合，把梁翼缘与参考点 RP5 进行耦合，然后在这些参考点上施加与试验一致的荷载作用。水平力是施加在框架梁对应的柱翼缘位置的，将该处与参考点 RP12 进行水平方向的耦合预应力钢结构技术规程，并且采用与试验一致的位移加载制度。

试验中，柱脚固定在地梁上，钢板墙底部也固定在地梁上，以此来模拟刚接。所以，在有限元中，柱脚的全部自由度被约束，墙板底部的全部自由度也被约束。因为试验中框架两侧安装了四道侧向支撑，为了保证模型的准确性，在有限元中，对钢框架面外方向的自由度进行了约束。

3 结构有限元与试验对比分析

3.1 滞回曲线与能量耗散

将试验得到的滞回曲线与有限元得到的滞回曲线进行对比，发现这两条曲线吻合得比较好，其结果在图 7 中可以看到。在加载初期，结构的刚度比较大，处于弹性加载阶段，此时层间位移角为 0.005 rad，荷载与位移之间的曲线接近线性关系，滞回曲线的包络面积相对较小。层间位移角达到 0.0075 rad 时，开缝钢板剪力墙的部分区域开始进入塑性状态。同时，相较于上一级，两滞回曲线的包络面积增加了较多。层间位移角达到 0.01 rad 时，梁柱节点出现开口并开始进行摩擦耗能。同时，钢板墙在对角线以及角部位置鼓曲变形加重，并且在开缝处开始出现裂纹。此时，荷载 - 位移曲线发生轻微捏拢，而有限元模拟得到的滞回曲线依然较为饱满。层间位移角达到 0.015 rad 时，梁柱节点开口会增大。随着开缝钢板剪力墙原有裂纹的扩展，新裂缝不断增加，并且面外变形也在加重，两滞回曲线的包络面积持续呈现出增加的态势。试件在 GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》规定的弹塑性层间位移角限值为 1/50 时结束。此时，滞回曲线包络面积达到最大。并且，承载力并未出现下降。结构表现出了良好的变形能力。

图7 试验与有限元模拟滞回曲线对比

试验过程中，结构在进行水平加载时或许会有微小的偏心加载情况出现。试验构件在面外方向有可能会出现屈曲现象。安装的装置存在间隙等因素。这些因素会导致数值模拟所得结果存在差异性。

从图中能看到，加载前期时，试验结构的耗能比有限元结果大。加载后期，两者的结果较为相近。原因主要在于，随着水平侧移不断增大，结构内部初始安装误差被抵消了，部件之间发生了小滑移和错动，这使得滞回曲线出现了环状，进而导致耗能增大。

3.2 骨架曲线与结构刚度退化

试验得到的骨架曲线与有限元分析的对比情况如图 8 所示，试验与有限元所得结构刚度退化曲线的对比情况如图 9 所示，各个加载级的承载力对比情况由表 1 给出。从图 8 能够看出，试验和有限元各加载级的结构侧向承载力吻合程度较好，总体而言，试验所得的承载力低于有限元所得的承载力，平均相差 11.93%，最大相差 21.32%。试验进行到后期，骨架曲线的走势变得平缓了。此时，仍然没有达到峰值承载力，并且还呈现出继续增长的态势。

图8 骨架曲线对比分析

图9 刚度退化对比分析

表1 不同加载级结构侧向承载力对比

有限元中承载力呈现上升趋势。分析其原因在于加载后期，开缝钢板墙角部的多处竖缝位置出现了裂纹，并且这些裂纹还有继续发展的趋势预应力钢结构技术规程，这使得钢板墙的承载能力降低了很多。然而，在有限元中并未对撕裂的情况进行考虑，而钢板墙的塑性应变一直在持续增加，所以在有限元模拟中，承载力仍有上升的趋势。

从刚度退化曲线（图 9）可知，在有限元中结构的初始正向刚度为 71144 N/mm，初始负向刚度为 80202 N/mm；在试验中结构的初始正向刚度为 72098 N/mm，初始负向刚度为 85357 N/mm。二者相比，初始正向刚度相差 1.32%，初始负向刚度相差 6.04%，这表明初始刚度吻合情况较好。

层间位移角达到 0.01 rad 时，试验结构的正向刚度较初始刚度下降了 40.58%，负向刚度较初始刚度下降了 50.54%。有限元得到的结构正向刚度为 45564 N/mm，负向刚度为 43650 N/mm，与试验相比，正向相差 6.37%，负向相差 3.4%。在试验中，此时梁柱节点产生开口，且开缝钢板墙出现撕裂现象，从而导致刚度下降较快。层间位移角达到 0.01 rad 之后，刚度退化呈现出较为平缓的态势。从总体上来看，有限元的刚度退化趋势与试验的刚度退化趋势是相同的，并且有限元的结果比试验结果稍微大一些。

3.3 节点开口

试验与有限元节点开口对比见图10。可知：层间位移角达到 0.01 rad 时，长、短梁节点处会发生开口。此时，试验的最大开口值为 1.8mm，有限元的最大开口值为 1.32mm。层间位移角达到 0.015 rad 时，试验开口大小为 4.2mm，有限元开口大小为 4.3mm。层间位移角达到 0.02 rad 时，试验开口大小为 7.4mm，有限元开口大小为 7.25mm。试验加载结束回到平衡位置后，节点开口闭合，试验得到的最大残余开口宽度为 0.7mm，有限元得到的最大残余开口宽度为 0.22mm。可知，有限元分析所得到的节点开口宽度与试验的结果较为接近。这表明有限元建模方法具备良好的能力，能够很好地模拟出节点开口闭合的机制。

h 处于平衡位置，残余开口为 0.22 mm，残余转角为 0.00004 rad。

注：转角由开口距离除以梁高得到。

图10 不同加载级下PSF-SSPSW节点开口对比

3.4 预应力钢绞线索力

初始索力是 0.25Tu。在加载前期，索力的变化不大。图 11 展示的是加载后期试验与有限元的索力值。能够看出，在加载后期，试验结构与有限元结构的索力值相差比较小。有限元模型把长、短梁节点处发生开口后索力的变化趋势很好地模拟了出来。规范要求层间位移角为 1/50 时，试验实现了梁柱节点自动复位功能，有限元结构也实现了梁柱节点自动复位功能。并且，两者的残余开口都较小，这为结构能够承受更大地震作用提供了基础。

图11 最大索力与极限索力比值

3.5 应变及变形

试验过程中，层间位移角达到 0.02 rad 时，钢框架的节点域处于弹性，长梁部位处于弹性，短梁部位也处于弹性，而只有框架柱柱脚轻微进入了塑性。有限元模拟结果显示，当层间位移角为 0.02 rad 时，西柱柱脚（应变片编号为 s - 1 - 1 至 4）的翼缘与加劲板处，其最大等效塑性应变值是 7.967×10 - 5 ；东柱柱脚的翼缘与加劲板处，最大等效塑性应变值为 2.252×10 - 3 。具体情形如图 12 所呈现。

西柱柱脚的试验结果为 a；西柱柱脚的等效塑性应变为 b；在 0.02 rad 时的试验结果是 c；在 0.02 rad 时的有限元结果是 d；加载结束时的试验结果为 e；加载结束时的有限元结果是 f。

图12 试验与有限元应变及变形对比分析

试验中，开缝钢板剪力墙进入塑性阶段后，缝间小柱发生弯扭屈曲，墙板面外变形较为严重，两侧加劲肋在水平荷载作用下出现了侧向变形。有限元分析结果表明，钢板墙角部的缝间小柱向外鼓曲变形，整体呈现出面外屈曲变形，两侧加劲肋随着往复位移的变化而产生变形，这与试验现象相接近。具体情况见图 12。

4高效装配钢框架-开缝钢板剪力墙结构对比分析

对比高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构（简称“设置钢板墙框架”）与未设置开缝钢板剪力墙的高效装配钢框架结构（简称“未设置钢板墙框架”）的有限元分析结果，能够得出开缝钢板剪力墙对高效装配钢框架的优化程度。

4.1 滞回曲线与能量耗散

图 13 展示了两种框架体系的滞回曲线对比。水平荷载作用时，钢板墙迅速开始耗能，且随着荷载的增大，耗能逐步增强，设置钢板墙框架的曲线环变得越来越饱满。未设置钢板墙框架主要借助腹板高强螺栓进行摩擦耗能，其耗能能力较为有限，滞回曲线呈扁梭形，耗能能力比设置钢板墙框架小很多。设置钢板墙提升了框架的耗能能力。在层间位移角为 0.01rad 时，设置钢板墙框架的耗能比未设置钢板墙框架的耗能多 16 倍；在层间位移角分别为 0.015rad 和 0.02rad 时，两框架的耗能比值分别达到 8.5 倍和 3.3 倍；这意味着设置钢板墙框架在各个加载级的累积耗能提高了 5 倍。

图13 滞回曲线对比

4.2 骨架曲线与刚度曲线对比分析

图 14 给出了一框架骨架曲线对比，图 15 给出了另一框架骨架曲线对比，同时还给出了两框架刚度曲线对比，具体数据在表 2 中。可知：设置钢板墙提升了结构的承载能力，当水平荷载较小时，提升的承载能力较大，随着荷载增加，钢板墙屈服，提升的承载能力减小，在层间位移角为 0.02 rad 时，承载能力正向比原框架提高了 23.72%，负向提高 29.05%。从刚度曲线方面来看，设置钢板墙能够提升框架的侧向刚度。其正向初始刚度提高了 87.2%，负向初始刚度提高了 110.23%。然而，设置钢板墙的框架在各级加载位移中，刚度退化较为明显。相比之下，未设置钢板墙的框架，其刚度退化相对较为平缓。当达到规范弹塑性层间位移角限值 1/50 时，设置钢板墙的框架，正向刚度可提高 1.24 倍，负向刚度可提高 1.29 倍。这表明，此时开缝钢板剪力墙由于自身屈曲变形严重，导致刚度退化较多，对结构整体刚度的贡献也随之减小。

图14 骨架曲线对比

图15 刚度退化曲线对比

表2 结构承载力和刚度对比

注：括号内外数值分别表示负、正向刚度。

4.3 节点开口对比分析

两框架结构节点开口的对比情况如表 3 呈现。设置钢板墙的框架，在层间位移角为 0.01 rad 时，节点开始出现开口；而未设置钢板墙的框架，开口相对较早，在层间位移角达到 0.005 rad 时就出现了开口，其开口值为 0.45 mm。未设置钢板墙的框架节点开口比设置钢板墙的框架节点开口大。分析其原因，主要是设置钢板墙后框架结构的刚度增大了。在相同水平位移的情况下，钢板墙会对框架梁产生约束作用，从而抑制了节点开口。结构回到平衡位置时，未设置钢板墙框架的残余开口比设置钢板墙框架的小。因为此时钢板墙塑性屈服，会有较大变形且难以恢复，这对框架梁的转动产生了一定影响，所以其残余开口偏大。

表3 框架节点开口对比 mm

4.4 等效塑性应变对比分析

图 16 展示了两种框架结构典型部位的等效塑性应变的对比情况。其中一部分是未设置钢板墙的框架，另一部分是设置了钢板墙的框架。左侧为未设置钢板墙的框架，右侧为设置了钢板墙的框架。3. 层间位移角为 0.02 rad 时，未设置钢板墙框架柱节点域附近出现塑性，等效塑性应变值为 6.47×10-3，长梁段腹板处最大等效塑性应变值为 3.89×10-3，设置钢板墙框架此时最大等效塑性应变值分别为 5.996×10-3 和 2.25×10-3，此时未设置钢板墙框架柱脚等效塑性应变值为 2.68×10-2，设置钢板墙框架柱脚出现轻微塑性。设置钢板墙对柱脚有明显的保护效果。

a 的角度为 0.0075 rad；b 的角度为 0.01 rad；c 的角度为 0.015 rad；d 的角度为 0.02 rad。

图16 结构等效塑性应变对比

结 论

本文利用 ABAQUS 6.11 对高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构的拟静力试验展开有限元模拟。接着将模拟结果与试验结果以及未设置开缝钢板剪力墙的高效装配钢框架的有限元分析结果进行对比。最终得出如下主要结论：

高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构运用了预应力技术以及螺栓连接。在工厂里，将所有的构件进行预制。这样就避免了在施工现场进行焊接。从而能够实现高效装配的目标。

高效装配钢框架-开缝钢板剪力墙结构的滞回曲线形状较为饱满。其初始刚度较高。该结构具有良好的耗能能力。同时它还具有较高的侧向承载力。有限元模拟结果与试验结果吻合情况较好。

高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构具备良好的开口闭合机制以及自复位能力。有限元分析所得的节点开口宽度与试验结果相近，能够较为精准地模拟出节点开口闭合的效果。

高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构的残余开口不大。在试验过程中，最大索力比钢绞线屈服索力小很多。并且，在试验中，除了柱脚处有轻微的塑性外，整个钢框架基本处于弹性状态。这些情况为结构能够承受更大的地震作用提供了良好的基础。

高效装配钢框架 - 开缝钢板剪力墙结构与高效装配钢框架结构进行对比分析后表明，开缝钢板剪力墙能够有效提升结构的初始刚度以及耗能能力。开缝钢板剪力墙在屈曲时会消耗能量，并且能够很好地对框架主体结构起到保护作用。这样一来，在地震过后，就可以通过更换开缝钢板剪力墙的方式，迅速恢复主体结构的功能。

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作者简介

张艳霞

北京建筑大学教授&博士生导师

长期专注于装配式钢结构、自复位钢结构、大跨度钢结构的性能研究以及新体系的研发等工作。在近五年时间里，主持了“十三五”国家重点研发计划课题、国家自然科学基金项目、“科技冬奥”国家重点专项子课题等共 10 余项国家及省部级科研项目。先后有 60 余篇高水平学术论文被发表，11 项专利获得授权，还获得了 1 项省部级科技奖励。主编了 5 部行业和地方标准，如《多高层建筑全螺栓连接装配式钢结构技术标准》等。目前担任多个重要职务，包括中国钢结构协会专家委员会委员、中国钢结构协会特邀常务理事、钢结构设计分会常务理事兼秘书长、北京市装配式建筑专家委员会委员以及中国建筑学会建筑结构分会理事。

张爱林

北京建筑大学校长 教授

北京学者教育部长江学者创新团队负责人

《钢结构（中英文）》 编委

主要进行关于大跨度预应力钢结构的研究，同时也进行工业化装配式高层钢结构体系创新与应用方面的研究。

培养了 130 位钢结构领域的博士和硕士研究生。获得了 90 多项授权发明专利。发表了 100 多篇 SCI、EI 论文。主编了行业标准《预应力钢结构技术规程》以及地方标准《装配式斜支撑节点钢框架结构技术规程》。参编了国家标准《钢结构设计标准》等。

获得过 2 次国家科技进步二等奖，荣获中国土木工程詹天佑奖，斩获中国钢协科学技术特等奖和一等奖，赢得华夏科技进步一等奖等。被评为“科技奥运先进个人”以及“北京奥运工程建设标兵”等。获俄罗斯联邦理论与应用力学委员会拉赫马图林 Rakhmatulin 奖章，成为希腊理论与应用力学学会荣誉会员。

侯兆新

全国工程勘察设计大师

国家钢结构工程技术研究中心总工程师

中冶集团钢结构领域首席专家

中冶建筑研究总院（深圳）有限公司首席科学家

《钢结构（中英文）》编委

教授级高级工程师，国家一级注册结构工程师、一级注册建造师、注册咨询工程师，享受国务院政府特殊津贴，国家级领军人才，建国70周年纪念奖章获得者，深圳市工程勘察设计功勋大师。

侯兆新大师从事钢结构科研、设计、施工、监理、咨询以及标准编制方面工作已逾35年，积极投身于国家的重大战略工程建设和重大专项研究，在钢结构领域享有较高声誉，成为我国钢结构特别是高强度螺栓连接技术领域学科带头人之一。多年来，在其专业领域形成了“钢结构、主题公园、海外工程”三大技术特色，在“高强度螺栓连接、金属屋面、国产钢材走出去以及钢结构建筑产业化”等四个方面做出了突出贡献，其中研究成果“建筑钢结构新型连接节点及体系的设计理论、关键技术与工程应用”获得2011年国家科技进步二等奖。