門式剛架外伸式端板連接試驗研究

門式剛架外伸式端板連接試驗研究

0板形心和螺栓群的確定在連接過程中，廣泛應用高強度螺釘摩擦連接，以承受組件傳遞的剪切力和彎曲。在抗彎計算中,螺栓拉力分布將影響到螺栓數(shù)量及端板厚度等的計算,是設計的關(guān)鍵問題之一。各國關(guān)于螺栓拉力的計算主要有3種方法:傳統(tǒng)的三角形分布計算法、塑性設計法和T型件法。中國習慣上采用傳統(tǒng)方法,將端板看作剛性轉(zhuǎn)動的平面,螺栓群受力呈線性分布。其中關(guān)于端板轉(zhuǎn)動的中和軸位置主要有兩種假設:一種認為中和軸通過端板形心,通常就是螺栓群的形心,如圖1(a)所示;工程計算中常假設中和軸位于底排受壓螺栓處,如圖1(b)所示。另外還有一種算法,將梁根部截面彎矩簡化為作用于梁上、下翼緣的力偶,把梁受拉翼緣和相應的部分端板作為獨立的T型件,認為彎矩的拉伸作用完全由1和2兩行螺栓承擔,如圖1(c)所示。以圖1(e)中的節(jié)點為例,分別計算3種分布模式下的螺栓力。當梁根部截面彎矩為135kN·m時,由如圖1(a)～(c)所示的分布算得的螺栓最大拉力分別為130、103、110kN,如取用10.9級高強度螺栓,則3種分布所設計出的螺栓規(guī)格分別為M24、M20、M20,相應的按規(guī)范計算的端板最小厚度也將有所不同。反之,如已經(jīng)確定使用10.9級M20高強度螺栓,并以圖1(e)環(huán)線中所示螺栓為1個標準列,則由如圖1(a)～(c)所示的分布算得的螺栓列數(shù)分別為2.1、1.7、1.8,根據(jù)螺栓需成對對稱布置的原則,后兩種情況按2列螺栓布置即可,而第一種情況需按4列螺栓布置,這顯然造成很大的浪費,可行的辦法是在受拉區(qū)第二排螺栓下方再增加1排螺栓。由以上算例可見:準確、合理確定中和軸位置是端板連接設計中的重要環(huán)節(jié)。已有學者對端板連接中高強度螺栓的受力性能進行了研究,但對螺栓群中和軸位置的研究較少。筆者通過節(jié)點試驗和力學模型分析,對此作了專題研究。1試驗與研究1.1試件與試驗裝置試件由焊接H型梁和外伸式端板組成,主要參數(shù)有端板厚度和端板加勁肋。試件共12件,見表1。試件按照梁截面尺寸分為A、B、C、D4組,梁截面尺寸(高度×寬度×腹板厚度×翼緣厚度)分別為316mm×200mm×5mm×8mm、616mm×200mm×5mm×8mm、324mm×200mm×8mm×12mm、624mm×200mm×8mm×12mm。梁有效長度L除A組試件為1500mm外,其余試件均為2000mm。試件均采用Q345鋼。端板厚度參照文獻進行設計。端板螺栓為10.9級高強度螺栓,有M20、M24兩種?？够葡禂?shù)取0.5。螺栓按等強原則設計,即設計荷載取梁根部截面翼緣邊緣達到Q345鋼材抗拉強度設計值時的彎矩,螺栓拉力計算采用圖1(a)分布。端板尺寸及螺栓布置見圖2,按照圖2求得螺栓群的抗彎承載力矩設計值Mr,見表1。試驗裝置見圖3。試件通過過渡段與支座連接,過渡段翼緣(柱翼緣)厚度tfc為25mm。端板與過渡段、過渡段與支座的高強度螺栓連接面均采用噴砂處理。高強度螺栓按照文獻采用扭矩法進行施工。采用液壓千斤頂在懸臂梁的自由端施加集中力,高強度螺栓承受端板傳來的彎矩和剪力,并以彎矩為主。試驗時連續(xù)加載至試件破壞。考慮端板布置的對稱性,僅選取螺栓群中靠近豎向形心軸的一列螺栓布置測點。在螺栓頭上鉆兩個直徑為3.5mm的對稱圓孔,同時在螺栓桿上開弧形凹槽,在槽端無螺紋區(qū)粘貼兩個對稱的單向應變片,將應變片的引線套上導管經(jīng)過弧形凹槽引出,導管用502膠固定在凹槽內(nèi),如圖4所示。試驗安裝時保持兩個對稱應變片的軸心連線水平。1.2螺栓群的變形A、B組試件的破壞模式為梁受壓翼緣和腹板局部屈曲破壞,C、D組試件的破壞模式為梁全截面屈服破壞。各試件極限彎矩Mu見表2。試件在特定荷載下的螺栓群受力分布如圖5所示。圖5中螺栓拉力為設計預拉力與軸力增量之和,軸力增量由實測螺栓軸向應變(兩個應變片的平均測值)求得,螺栓位置為距螺栓群形心軸的距離。圖5中曲線1、2、3、4分別代表試件梁根部截面彎矩為0.5Mr、0.75Mr、Mr和Mu時的荷載狀態(tài)。其中試件A2-1EM-2和B2-5EM因梁段破壞的極限荷載小于Mr,故只有1、2、4三條曲線。圖5中的豎直虛線對應螺栓的設計預拉力。假設螺栓群中和軸投影點為圖5中靠近水平軸的兩側(cè)螺栓力連線與螺栓設計預拉力線的交點。根據(jù)試驗結(jié)果,可求得各荷載狀態(tài)下中和軸相對于形心軸的偏移量,將此偏移量與螺栓群總高度一半的比值稱為中和軸偏移率,其中正值表示中和軸向受壓區(qū)偏移,負值表示向受拉區(qū)偏移。加載過程中偏移率的變化曲線如圖6所示,M為梁根部截面的彎矩。部分試件的偏移率值見表3,表3中1、2、3、4代表的荷載狀態(tài)同圖5,以下各表皆同。2理論分析2.1彈性螺栓剛度的確定忽略端板在寬度方向上的彎曲變形,不計端板加勁肋的有利作用以及梁腹板的支承作用,將端板簡化為平面連續(xù)梁,該梁的截面尺寸與材料性質(zhì)均與端板相同,且不考慮螺栓孔對截面的削弱。在試驗中,當端板螺栓達到極限狀態(tài)時,螺栓基本都處于彈性階段,螺栓對端板的約束可近似為彈性支座,假設撬力的合力位于端板受拉區(qū)邊緣,在該處設置剛性鏈桿。將柱翼緣看作剛性平面,假設端板與柱翼緣間不發(fā)生滑動摩擦,可得端板連接的計算模型,如圖7所示。圖7中從左至右的彈性支座分別對應于連接中從受拉區(qū)到受壓區(qū)的螺栓。不計試件梁端剪力,將梁根部截面彎矩等效為作用于試件梁上、下翼緣中心的集中力,在計算模型中即為連續(xù)梁的跨間荷載T。對于受拉T型件,加載前對螺栓施加預拉力有兩方面的作用:一是可以提高T型件的抗拉剛度;二是改變了螺栓間板件的約束條件,對不同的端板厚度與螺栓直徑比,存在鉸支、固支及半固支狀態(tài),板件跨度也隨之改變,對大多情況,約束均為半固支狀態(tài)。筆者僅考慮螺栓預緊力對板件剛度的影響,忽略螺栓的嵌固作用,梁邊跨跨度L1取螺栓中心線到鄰近端板邊緣的距離,中間跨跨度L2、L3取各排螺栓的中心距。彈性支座的剛度由螺栓和被壓緊板件提供,其大小與荷載狀態(tài)和支座位置有關(guān)。在初始狀態(tài),即螺栓施加預拉力以后、節(jié)點受荷以前,單個螺栓的軸向剛度Kb由式(1)、(2)確定Kb=EAe/Lb(1)Lb=tep+tfc+2twh+th+tn2(2)Lb=tep+tfc+2twh+th+tn2(2)式中:E為鋼材的彈性模量;Ae為螺栓的有效截面積;Lb為螺栓的有效長度;tep為端板厚度;tfc為柱翼緣厚度;twh、th、tn分別為墊圈厚度、螺栓頭厚度和螺母厚度。在初始狀態(tài),單個螺栓周圍被壓緊板件的剛度Kp可用式(3)表示Κp=(5.7+2.95tadb)Κb(3)Kp=(5.7+2.95tadb)Kb(3)式中:ta為端板厚度和柱翼緣厚度的平均值;db為螺栓公稱直徑。該式系采用中國常用高強度螺栓的尺寸關(guān)系,參照文獻的方法推導而得。端板連接在受荷過程中,螺栓的軸向剛度是不變的。對于被連接板件,在板件壓力完全消失以前,隨著受拉區(qū)螺栓的伸長,被壓緊板件逐漸拉開,而受壓區(qū)螺栓縮短,周圍板件壓緊面積增大,所以,在此過程中板件所提供的剛度是變化的。筆者只考慮受拉區(qū)板件剛度的變化,受壓區(qū)被壓緊板件所提供的剛度認為與初始狀態(tài)一致,端板形心處設置螺栓時,由圖5可知:B、D組試驗曲線中該處螺栓力幾乎保持不變,故可認為端板形心處被壓緊板件所提供的剛度亦與初始狀態(tài)一致,以上簡化偏于安全。設受拉區(qū)螺栓數(shù)量為n,受拉板件剛好完全拉開時的外荷載記為Tp,當0≤T≤Tp時,假設受拉區(qū)單個螺栓周圍板件的剛度為線性變化,即由Kp線性減小為0;當T>Tp時,板件剛度為0。因此,受拉區(qū)單個螺栓及其周圍板件提供的剛度為Κbpt={Κb+(1-Τ/Τp)Κp0≤Τ≤ΤpΚbΤ>Τp(4)Kbpt={Kb+(1?T/Tp)Kp0≤T≤TpKbT>Tp(4)受壓區(qū)單個螺栓及其周圍板件提供的剛度為Kbpc=Kb+Kp(5)端板形心處的螺栓及其周圍板件提供的剛度亦取式(5)。求彈性支座的剛度只需將Kbpt或Kbpc乘以相應位置的螺栓個數(shù)即可。對受拉區(qū)單個螺栓,Tp記為T′p。拉力引起連接內(nèi)力的變化如圖8所示,P0、C0分別為螺栓的設計預拉力和板件間的初始壓力。當外荷載為T′時,連接內(nèi)力及變形見圖8。螺栓和板件剛度分別為式(6)、(7)Kbt=Kb(6)Κpt=(1-Τ′Τ′p)Κp(7)Kpt=(1?T′T′p)Kp(7)當荷載增加一微量成為T′+ΔT′后,板件壓力和螺栓力的變化量分別為式(8)、(9)ΔC=KptΔe(8)ΔP=KbtΔe(9)式中:Δe為變形的增量。結(jié)合式(6)～(9),可得ΔC=ΔΡΚpΚb(1-Τ′Τ′p)(10)ΔC=ΔPKpKb(1?T′T′p)(10)又由平衡條件有ΔP=ΔT′-ΔC,代入式(10)可得ΔC=(1-Τ′/Τ′p)Κp/Κb1+(1-Τ′/Τ′p)Κp/ΚbΔΤ′(11)則當外荷載為T′時,板件間壓力的變化值可由對ΔC的微分求積分得C=∫Τ′0dC=Τ′+Τ′p(Κb/Κp)ln|-Τ′/Τ′p+(1+Κb/Κp)1+Κb/Κp|(12)此時螺栓軸力的實際增量為Ρ=-Τ′pΚbΚp?ln|-Τ′/Τ′p+(1+Κb/Κp)1+Κb/Κp|(13)當板件間的壓力剛好消失時,有C=C0=P0和T′=T′p,代入式(13)得Τ′p=Ρ01+(Κb/Κp)ln|Κb/(Κb+Κp)|(14)對端板連接的受拉區(qū),有Tp=nT′p(15)2.2彈簧剛度的計算方法為檢驗模型能否反映對象的性質(zhì),以試件A2-2EM為例,取試件梁根部截面彎矩為0.5Mr時對應的T進行計算,求得連續(xù)梁模型的支座反力如圖9所示。圖9中彈簧支座反力并不代表真實的螺栓力,但可從支座反力的方向定性地考察模型的正確性。首先,鏈桿支座反力為壓力,與端板連接中撬力為壓力的性質(zhì)相符。彈簧支座1、2的反力均為拉力,彈簧支座3、4的反力均為壓力,這與受壓區(qū)螺栓所受力的增量為壓力的判定相符。因此,可以判斷理論模型的相關(guān)假定是適用的。與圖5相對照,可分別計算梁根部截面彎矩為0.5Mr、0.75Mr、Mr和Mu時模型上的跨間荷載及彈簧剛度,進而求得彈性支座的位移w。由式(16)將w換算為螺栓的軸力值Νb=wLbEAb+Ρ0(16)式中:Ab為按螺栓公稱直徑計算得到的截面積。選取每組中的典型試件進行理論計算,得螺栓拉力分布如圖10所示(圖10中1、2、3、4代表的荷載狀態(tài)同圖5)。由理論模型求得的中和軸偏移率見表4。根據(jù)本模型,同組試件中端板厚度的少量變化引起中和軸位置的變化不大,故取同組內(nèi)的平均值。受拉區(qū)螺栓力理論值與試驗值之比見表5,表5中B1、B2分別代表受拉翼緣外側(cè)、內(nèi)側(cè)螺栓。3結(jié)果分析3.1中和軸偏移率的測定由圖5、10可以看出:試驗曲線與理論曲線形態(tài)相近,兩組曲線所反映出的螺栓群中和軸變化規(guī)律較吻合。加載初期中和軸基本與形心軸重合,隨著荷載加大,受拉區(qū)被壓緊板件逐漸拉松,螺栓力有較大增長,相應的中和軸向受壓區(qū)有較明顯偏移,但始終不超過受壓翼緣內(nèi)側(cè)螺栓中心線。增加端板厚度和設置端板加勁肋在一定程度上減小了螺栓力增量。不考慮加載初期試驗數(shù)據(jù)的波動,由圖6可見:A組試件在荷載水平較低的情況下,中和軸即開始向受壓區(qū)偏移,達到0.75Mr以后偏移速度加快;而其余3組試件均在荷載達到0.75Mr以后,中和軸才開始明顯向受壓區(qū)偏移。造成這種現(xiàn)象的主要原因是:螺栓在終擰結(jié)束后,A組試件受拉區(qū)螺栓的實際預拉力普遍小于設計預拉力,差幅范圍為7%～27%,差幅平均值達到18%,而其余3組試件的實際預拉力與設計預拉力較吻合。因此,可以認為荷載小于0.75Mr時,螺栓群中和軸與形心軸重合,對照表3、4的數(shù)據(jù),這種假定是較合理的。之后,中和軸開始向受壓區(qū)偏移。當荷載達到Mr時,由表3求出B、C、D組試件中和軸偏移率的平均值為15.4%,而由理論計算求出4組試件的平均偏移率為15.9%。因此,可以假定荷載為Mr時,中和軸向受壓區(qū)的偏移率為15%,此種假定對于B、C組試驗曲線中螺栓群中和軸上移的情況也是偏于安全的。需要注意的是,此處Mr是按照中和軸與形心軸重合的假定求得的,僅作為區(qū)別荷載狀態(tài)的參數(shù),并不影響分析與計算。另外需要說明的是,圖6反映出在試驗加載過程中,中和軸普遍有偏至受拉區(qū)的情況,而這種情況在理論分析中暫未出現(xiàn),造成這種現(xiàn)象的直接原因是加載初期受拉區(qū)翼緣內(nèi)側(cè)螺栓力的增量較小,間接原因可能有:①各螺栓終擰力分布不太均勻;②螺栓測點僅布置在端板一側(cè),所測數(shù)據(jù)并不能完全反映螺栓受力情況;③對有些試件,加載點存在沿梁截面寬度方向的偏心現(xiàn)象。在極限荷載下,中和軸繼續(xù)下移,且始終不超過受壓翼緣內(nèi)側(cè)螺栓中心線。由于A、B、C、D組中不同試件對應的極限荷載值不同,其中和軸偏移率較離散,無法給出統(tǒng)一的數(shù)值。3.2受拉翼緣外側(cè)螺栓力的影響試驗加載初期,受拉區(qū)翼緣外側(cè)螺栓力有小于、等于或大于內(nèi)側(cè)螺栓力的情況,隨著荷載增加,除個別試件外,翼緣內(nèi)側(cè)螺栓力逐漸增大并超過外側(cè)螺栓力;受壓區(qū)翼緣內(nèi)側(cè)螺栓力基本小于外側(cè)螺栓力,即前者所受壓力增量大于后者。理論模型所反映的螺栓力分布形態(tài)與試驗結(jié)果較為一致,只是翼緣外側(cè)螺栓力始終小于內(nèi)側(cè)螺栓力。造成以上差異的部分原因是:翼緣外側(cè)螺栓數(shù)量多于內(nèi)側(cè)螺栓數(shù)量,相應連續(xù)梁模型中彈簧支座的剛度較大,由此模型算得的翼緣外側(cè)螺栓力便小于內(nèi)側(cè)螺栓力。而在試驗中,應變測點布置在靠近梁腹板的一列螺栓上,對于翼緣外側(cè)螺栓,靠近腹板的螺栓力大于遠離腹板的螺栓力,故出現(xiàn)在加載初期翼緣外側(cè)螺栓力大于內(nèi)側(cè)螺栓力的情況。隨著荷載增加,外側(cè)螺栓力漸趨均勻,且梁腹板對內(nèi)側(cè)螺栓的支承作用加大,該處螺栓力逐漸增大并超過外側(cè)螺栓力。端板厚度對A組試件試驗曲線無明顯影響;對C組試件,增加端板厚度或設置端板加勁肋以后,在相同荷載水平下受拉區(qū)螺栓力有所降低,同時延緩中和軸向受壓區(qū)的偏移。在理論計算中,增加端板厚度,A、C組試件受拉、壓區(qū)螺栓力增量均有所下降,相對于螺栓力絕對值,降幅在4%以內(nèi),可忽略不計。C組試件試驗與理論結(jié)果不太相符的原因可能是在試驗中柱翼緣厚度(25mm)與端板厚度接近或相等,二者在外力作用下均發(fā)生彎曲變形,導致連接兩板件的螺栓變形較小,而理論分析時假定柱翼緣為剛性平面,外力作用下僅端板產(chǎn)生彎曲變形,相應的螺栓變形較大從而使螺栓力較大。極限狀態(tài)下,多數(shù)試件受拉區(qū)翼緣內(nèi)側(cè)螺栓力大于外側(cè)螺栓力,但其相對差值較小。這可以從圖11看出,圖11中Nt2、Nt1分別代表極限狀態(tài)下受拉翼緣內(nèi)、外側(cè)螺栓力的試驗值。由圖11可見:絕大多數(shù)試件的內(nèi)側(cè)螺栓力大于外側(cè)螺栓力,對大部分試件二者差值小于10%,可以近似認為極限狀態(tài)時二者拉力相等,可將受拉翼緣與毗鄰端板簡化為獨立T型件,按照圖1(b)進行計算。3.3剛度kp的修正筆者著重考察受拉區(qū)螺栓。由表5可見:隨著荷載增加,螺栓力理論值與試驗值之比或加大或呈現(xiàn)較離散分布;在同一荷載狀態(tài)下,受拉翼緣內(nèi)側(cè)螺栓力的比值大于外側(cè)螺栓力的比值。前一現(xiàn)象提示仍需修正在加載過程中剛度Kp的變化;后一現(xiàn)象的原因已在第3.2節(jié)中討論過?？傮w來說,由理論模型求得的螺栓力值與試驗值相比偏大,主要原因可能是:①計算時低估了被壓緊板件所提供的剛度Kp,按照文獻,Kp一般為Kb的10～20倍,而式(3)算得的Kp僅為Kb的8～9倍,故對于Kp的取值需進一步研究;②翼緣與端板連接處,焊縫、翼緣與端板構(gòu)成了一個相對剛性的區(qū)域,梁上的力通過此區(qū)域傳遞給端板,在連續(xù)梁模型中,未考慮此區(qū)域梁剛度的增大,故螺栓力比實際偏大。4參數(shù)分析4.1鏈桿的剛度和位置4.1.1k0對拉翼緣螺栓力和中和軸的影響在第2.1節(jié)模型中,用設置剛性鏈桿的方式模擬端板撬力,由于實際的端板和柱翼緣并非剛性,這種模擬方法將導致較大的撬力值。如果用彈簧支座代替剛性鏈桿會更接近實際,但是目前沒有可供參考的等效剛度計算方法,在此改剛性鏈桿為彈性支座,對其剛度K0予以變化,觀察其對撬力、螺栓力和中和軸的影響。以試件A2-2EM為例,取荷載為Mr時進行計算,得撬力、受拉區(qū)螺栓力和中和軸偏移率隨lgK0的變化曲線,如圖12所示,K0/(N·mm-1)。圖12(a)包含兩條曲線,分別代表端板厚度為16、20mm的兩種情況;圖12(b)中,曲線B1、B2分別代表受拉翼緣外側(cè)和內(nèi)側(cè)螺栓。由圖12可以看出:不受端板厚度影響,當K0介于104～108N/mm之間時,幾乎涵蓋了所有可能出現(xiàn)的撬力值;K0小于或大于此區(qū)間值可分別歸為柔性和剛性。所以對于一般的端板連接,鏈桿剛度取值應在104～108N/mm之間,端板很厚時可取小于104N/mm的值。鏈桿剛度增大使翼緣外側(cè)螺栓力增大,內(nèi)側(cè)螺栓力減小,同時使中和軸偏移率降低,可見撬力的影響不可忽略。4.1.2真空氣穩(wěn)定點與螺栓的垂直切力在實際連接中,只有端板很厚時,撬力才位于端板邊緣,多數(shù)情況下撬力是一種介于螺栓和端板邊緣之間的分布力。CHASTEN等建議對厚度為20、25mm的端板,撬力合力與螺栓中心線之間的距離取為0.6a,其中a為螺栓中心線與端板邊緣的距離。以試件A2-2EM為例,將圖7中左邊跨跨度L1在0.6a～a之間取值,仍采用剛性鏈桿,取Mr對應的荷載狀態(tài),得出鏈桿相對位置變化對鏈桿反力和受拉區(qū)螺栓力的影響,如圖13所示,圖13中曲線意義同圖12。由圖13可見:隨著鏈桿遠離螺栓,撬力減小,變化端板厚度,亦有此結(jié)果。隨著撬力減小,與其毗鄰的外側(cè)螺栓力也有所減小,內(nèi)側(cè)螺栓力變化不大。4.2螺栓群的變化圖1(e)中每個翼緣周圍采用兩行兩列形式的螺栓排列在實際工程中最為常見,筆者在此稱其為2×2式排列,作為對試驗的補充,采用理論模型對這種排列進行計算。計算對象系將試件A2-2EM和D4-2EM進行適當修改而來,首先將兩試件中位于端板邊緣的兩列螺栓除去,再將端板寬度分別減小為200、220mm。將這兩個新連接試件分別稱為A4和D4,按照圖1(a)分布,其螺栓群設計承載彎矩分別為129、388kN·m。仍用端板邊緣設置剛性鏈桿來模擬撬力,取彎矩為0.5Mr、0.75Mr和Mr3個荷載狀態(tài)進行計算,分別用圖14中曲線1、2、3表示,得出螺栓力的分布,如圖14(a)、(b)所示。圖14(a)、(b)與圖10(b)、(f)相比可見:這種新螺栓排列下螺栓力分布的明顯變化是受拉翼緣外側(cè)螺栓力大于內(nèi)側(cè)螺栓力。在3個荷載狀態(tài)下,A4和D4的中和軸偏移率分別為2.4%、6.9%、12.1%和-0.03%、5.9%、12.9%,與表4相比稍有降低,但仍符合前述規(guī)律。取鏈桿剛度K0=0再進行計算,A4和D4的螺栓力分布分別見圖14(c)、(d),可發(fā)現(xiàn)翼緣外側(cè)螺栓力又恢復到小于內(nèi)側(cè)的狀態(tài)?？梢?在2×2式的螺栓排列下,造成翼緣外側(cè)螺栓力較大的主要原因是:用剛性鏈桿所模擬的較大撬力的存在。如果選擇與實際相符的鏈桿剛度正確模擬撬力,則外側(cè)螺栓力可能呈現(xiàn)大于、等于或小于內(nèi)側(cè)螺栓力的分布。4.3中和軸與受拉翼緣外側(cè)螺栓力的變化端板與螺栓的相對剛度對連接性能將產(chǎn)生影響。以試件A2-2EM和A4為例,變化端板厚度和螺栓直徑,得出在荷載為Mr時中和軸與受拉翼緣外側(cè)螺栓力的變化曲線,如圖15所示,圖15中M20和M24分別代表該曲線所采用的螺栓規(guī)格。對兩種形式的螺栓排列,可得出相同的規(guī)律:在同一螺栓規(guī)格下,增加端板厚度,螺栓力減小,中和軸偏移率增大,在實際中常用的端板厚度范圍內(nèi),中和軸偏移率變化幅度不太大;在同一端板厚度下,增大螺栓直徑,中和軸偏移率有少量增大。5荷載mr時螺栓力與計算公式的比對由第1節(jié)試驗及第2節(jié)理論分析可知:在實際應用中由于端板的非剛性,即使近似取中和軸為螺栓群的形心軸并按照圖1(a)的分布進行計算,亦不能保證計算的準確性,但從實際應用角度來看:圖1的各種計算方法應該是具有一定安全性的。筆者結(jié)合試驗及理論分析,對現(xiàn)有計算方法的安全性作一評價。(1)比較試驗螺栓力值和計算螺栓力值的大小。對各試驗連接,分別采用圖1的3種分布方法計算荷載狀態(tài)為0.5Mr、0.75Mr、Mr和Mu時的受拉區(qū)螺栓力。根據(jù)第2.1節(jié)的分析,此時計算出的螺栓力僅是螺栓對應位置的外部拉力,相當于名義拉力,將此名義拉力按照式(13)換算為實際的螺栓力增量,并與螺栓設計預拉力P0相加,方能得到計算螺栓力,對于圖1(a)、(b),其對應的計算螺栓力已不再為線性分布。按上述步驟求出荷載為Mr時試驗螺栓力與計算螺栓力的比值,如圖16所示,圖16中方法1、2、3分別對應于圖1(a)、(b)和(c),由于試件A2-1EM-2和B2-5EM在荷載達到Mr前即發(fā)生破壞,故未包含在圖16中。另外還對圖14(a)、(b)中的A4、D4進行了同樣的計算,以理論螺栓力值取代試驗螺栓力值,計算結(jié)果如圖16所示。由圖16可見:對大部分試件,螺栓力的試驗值大于計算值,試驗值與計算值的比值范圍為0.93～1.33(此處不考慮A4和D4)。從平均角度看:對受拉翼緣外側(cè)螺栓,3種方法得出的平均比值分別為1.03、1.05和1.05,對受拉翼緣內(nèi)側(cè)螺栓,平均比值分別為1.11、1.10和1.08?？梢?方法1能較準確估計受拉翼緣外側(cè)的螺栓力,但對內(nèi)側(cè)螺栓力的估計不足;方法2對受拉區(qū)螺栓力水平的估計總體偏低;方法3介于方法1、2之間,但由于方法3采用簡化T型件分析,故對受拉翼緣內(nèi)側(cè)的螺栓力,計算值與試驗值最為接近?？傮w而言,在荷載狀態(tài)為Mr時,絕大部分試件的受拉區(qū)端板與柱翼緣尚未完全拉開,螺栓力增量相對于P0而言很小,理論計算亦如此,所以即使試驗與計算的螺栓力增量相差較大,與P0疊加后試驗螺栓力與計算螺栓力的比值亦不會太大。(2)當螺栓的名義拉力為規(guī)范規(guī)定的0.8P0時,螺栓的實際拉力對應于本節(jié)計算中按照方法1計算的受拉翼緣外側(cè)螺栓力。該力在各試件