肖自鋼畢業(yè)翻譯文本

1、本科生畢業(yè)論文參考文獻譯文本 譯文出處：Ana M.G C, Frans S.K. B. Experimental behaviour of high strength steel end-plate connections J. Journal of Constructional Steel Research, 2007, 63(9): 1228-1240. 院 系 土木工程與力學學院 專業(yè)班級 土木1103 姓 名 肖 自 鋼 學 號 U201115311 指導教師 高 飛 2015 年 3 月一、 譯文內容須與課題（或專業(yè)內容）聯系，并需在封面注明詳細出處。二、 出處格式為圖書：作者.書

2、名.版本（第×版）.譯者.出版地：出版者，出版年.起頁止頁期刊：作者.文章名稱.期刊名稱，年號，卷號（期號）：起頁止頁三、 譯文不少于5000漢字（或2萬印刷符）。四、 翻譯內容用五號宋體字編輯，采用A4號紙雙面打印，封面與封底采用淺藍色封面紙（卡紙）打印。要求內容明確，語句通順。五、 譯文及其相應參考文獻一起裝訂，順序依次為封面、譯文、文獻。六、 翻譯應在第七學期完成。譯文評閱導師評語應根據學?！白g文要求”，對學生譯文翻譯的準確性、翻譯數量以及譯文的文字表述情況等做具體的評價后，再評分。評分：_（百分制） 指導教師（簽名）：_ 年 月 日高強鋼端板連接的結構性能試驗研究摘要：近年來

3、，工程施工中高強度鋼材的使用給結構工程師們帶來了新的挑戰(zhàn)?？紤]到高強鋼比普通鋼能夠提供更高的強度，這些挑戰(zhàn)之一就是盡量減小鋼材的橫截面積，這一做法將給工程建設帶來巨大的經濟效益。然而，較之普通軟鋼，高強鋼也表現出更高的屈服比和更加有限的變形能力。這些性能對受到異常負載產生非彈性變形的結構的設計是尤其重要的。在這種情況下，構件和連接都需要有足夠的延展性。特別是構件之間的連接處，這個區(qū)域的材料需要更高的變形要求。為了解決這些難題，本文對高強鋼S690端板剛性連接進行了試驗研究。這項研究的主要貢獻是：（i）非線性行為的定性，（ii）對當前歐洲規(guī)范3設計規(guī)范的驗證以及（iii）高強鋼剛性連接的延展性分

4、析。試驗結果表明，所測試的連接滿足目前設計所要求的剛度和承載抵抗力，并能夠實現轉動需求。關鍵字：延性；端板連接；試驗測試；高強鋼；抵抗力；轉動能力；鋼節(jié)點；剛度1.引言術語小寫角焊縫厚度fu極限拉應力fy屈服應力h深度hii行螺栓到受壓區(qū)中心的距離kec壓剪區(qū)組件組裝等效剛度ket受拉區(qū)組件組裝等效剛度n螺栓行數t厚度x笛卡爾坐標軸；距離z杠桿臂大寫A失效后伸長率E楊氏模量Est應變硬化模量Fti.R塑性條件下受拉區(qū)i行螺栓期望抗力l慣性矩Lload外力作用點到端面的距離M彎矩Mj.R節(jié)點塑性設計抗彎承載力Mj.max最大彎矩MC節(jié)點斷裂面彎矩P集中力Sj.ini節(jié)點初始轉動剛度Sj.p-l節(jié)

5、點屈服后轉動剛度在過去的幾年里，鋼材承包商著重強調高強鋼構件和連接在施工中的使用。高強鋼較之普通軟鋼能夠提供更高的張拉應力、韌性、可焊性、冷成形和抗腐蝕性能。這種新型結構鋼的產生歸功于鋼材制造技術的突破，特別是在鋼板生產過程中控制軋制和冷卻以產生細小晶粒組織的熱力控制處理技術。 高隆博什等指出高強鋼使用中的主要技術優(yōu)缺點。結構的整體重量可顯著降低，大大節(jié)省在制造、安裝、運輸到現場和小型基礎建造過程中所產生的費用。高強鋼質量輕且元件薄的特性在建筑和結構美學創(chuàng)意設計中至關重要，除此之外，結構截面的減小意味著施工中鋼材的消耗少，這能帶來較好的環(huán)境效益。從力學角度來看，高強鋼結構具有較大的彈性優(yōu)勢。然

6、而，隨著這種高強鋼材屈服應力的增加，其楊氏模量并沒有相應的得到增長，這可能會帶來一些有關結構適用性的問題。大部分鋼結構的設計仍然由材料的剛度控制著，具體表現在滿足結構在正常使用極希臘字母位移st應變硬化點處的應變uni均布應變f破壞荷載時應變值連接轉動變形b螺栓直徑節(jié)點轉角C節(jié)點轉動能力Mj.max最大荷載下的連接轉角X彎矩承載力達到Mj.Rd時連接的轉角試驗值Mj.R彎矩承載力達到Mj.Rd時連接的轉角分析值柱腹板節(jié)點域的剪切變形剛度修正系數j節(jié)點延性指數j.max load最大荷載下計算的節(jié)點轉動延性指數轉角y屈服比下標b梁；螺栓c柱d設計值DTi位移計iEC3歐洲規(guī)范3el彈性ep端板e

7、xp試驗f翼緣Rd純塑性條件；設計條件限狀態(tài)下的撓度和位移限值。在這種情況下，采用高強鋼似乎并不有利。另外，當鋼材強度得到提升時，其屈曲特性變得更占優(yōu)勢，由此結構的穩(wěn)定性問題增加。當高強鋼的屈服應力發(fā)展到最大時，此時其部件和連接均為強度失效，高強鋼的性能得到最大發(fā)揮。因此，在結構設計中應該避免局部屈曲和整體屈曲現象的發(fā)生。 這種新型鋼建筑結構的力學性能需要得到進一步調查，以便有足夠信心將其應用于實際設計中。在性能評估中，結構的強度和剛度的獲取較之變形來說更加容易、直接。當結構遭遇異常負載條件，如火災和地震事件時，結構的變形性能顯得尤為重要。在這些情況下，結構構件、連接和其他細節(jié)部位的局部和整體

8、變形能力要求非常高。因此，設計師必須核查鋼材的應變和變形，以此確保構件和連接的變形限值符合規(guī)定的延性標準。構件和連接的延展性是指在其極限強度的某一比例荷載作用下，結構所維持的塑性變形量，延展性主要取決于：（i）該結構的不連續(xù)性，（ii）幾何形狀，（iii）材料性質。然后，還存在一些問題需要解決：（i）高強鋼的高屈服比會對基于材料應變硬化性質的非彈性穩(wěn)定性標準產生不利影響，并且也會影響構件和連接的轉動能力。（ii）高屈服應力和屈服比所施加的長細比限制，可能會導致結構在實現高效緊湊的結構元件時產生不經濟的情況。（iii）保證高強鋼構件和連接的延性來滿足其承擔非彈性大變形的能力。在鋼框架建筑結構中，

9、構件之間的連接區(qū)域是材料變形要求最高的地方。日益增長的高強材料市場需求，催生了對由高強鋼S690及其以上等級組成的剛性連接進行性能研究的測試項目。靜態(tài)荷載下端板螺栓剛性連接的試驗提供了該種連接類型的變形特征。因為一個端板剛性連接包括若干關鍵部件，于是決定把該項研究集中于研究受拉區(qū)的組裝端板螺栓的單獨貢獻上。這些組件被模擬為等效T形連接件。先前對于類似的連接進行的研究表明連接的變形特性主要取決于：（i）該連接的幾何形狀，特別是端板的厚度和螺栓直徑之間的比率，（ii）確保材料延展性的良好，尤其對于端板和螺栓來說，（iii）端板和螺栓承載力的比率，以及（iv）焊接質量。 （a）結構外形 （b）齊平式

10、端板梁翼緣外部焊接細節(jié)圖1-1 端板結構外形 該測試項目包括7個螺栓端板梁柱節(jié)點連接，分為齊平式和外伸式端板。研究的參數為端板厚度和螺栓等級（12.9和8.8）。所有試件的失效模式都被設計為端板或螺栓破壞，避免了梁發(fā)展到全塑性彎曲變形而導致結構失效的模式。本文重點集中于分析這種節(jié)點的力學性能，并與當前設計規(guī)范，包括歐洲規(guī)范3的1-8章和1-12章（以下分別簡稱EC-1-8和EC-1-12）進行了比較。除此之外，基于試驗和先前的分析研究，文章也對高強鋼連接的延展性能的改進等相關問題進行了集中討論。 本文最后強調了下一步發(fā)展期望，要滿足高強鋼端板連接足夠的轉動能力和延展性能以避免脆性破壞，并簡述了

11、未來必要的研究計劃。2.測試項目的介紹2.1測試細節(jié)和儀器該試驗方案主要包括3個端板節(jié)點測試細節(jié)。對外伸端板（EEP）和兩種不同外形的齊平式端板（F1EP和F2EP）進行了測試（見圖1-1(a)）。第二種齊平式端板（F2EP）鋼梁的焊縫細節(jié)見圖1-1(b)。對于這種類型的齊平式端板節(jié)點來說，焊縫的設計基于以下假設：（i）外焊縫不從梁翼緣向端板傳遞任何荷載，（ii）內部縫必須將力從梁翼緣傳到端板，這種傳遞效率受一個因素影響，該因素即翼緣荷載的偏心率以及焊接水平的差異。表2-1 試驗樣件詳細參數 表2-1匯總了試驗樣品的相關細節(jié)信息。這些樣件由一個柱梁裝置組裝而成。柱的剖面選為HE300M，可將其

12、視為剛體，梁的剖面選擇HE320A。由于熱軋型S690高強鋼用于試驗研究不太經濟，因此梁和柱的鋼材等級都定為S355J2。端板通過全強45度連續(xù)角焊縫焊接到梁的末端。角焊縫焊接在加工廠中完成。為手工電弧焊，需要消耗電焊條，該電焊條為基本的、柔軟的、低氫焊條CONARC 70G。采用手擰緊全螺紋M24螺栓，端板鉆孔直徑為26毫米。不同試件間主要有兩個變化參數，分別是端板厚度tep，螺栓等級（12.9和8.8）。外伸式端板節(jié)點的端板幾何形狀如圖2-1。齊平式端板節(jié)點的端板幾何形狀與此類似。 圖2-1 端板幾何尺寸（單位：mm） 圖2-2試驗裝置（外伸式端板示意圖） 測試裝置的主要特征如圖2-2所示

13、，該柱由剛性地板支撐。梁短而粗，因此梁未加設加勁肋。實際上，從試驗中觀察到在加載過程中梁并未發(fā)生側向扭轉屈曲。梁的長度選為1500毫米，以保證一方面連接處發(fā)展真實的應力圖，另一方面某些試件的斷裂，或者說極限承載力，能夠被特定的測試裝置收集。 以下介紹完整的儀表布置情況。這些儀器的主要目的是測量（i）所施加的荷載，（ii）連接的相對位移（例如梁的撓度、組裝端板受拉梁翼緣的位移），和（iii）螺栓伸長率以及（iv）梁和端板的應變。數據結果由能夠記錄所有測量數據的專門數據記錄裝置和測力傳感器以一秒的時間間隔所收集。數據在測試持續(xù)過程中收集。 位移通過線性變量位移傳感器（LVDT，如圖2-3）來測量，

14、其精度為0.5%。螺栓變形由專用測量支架測定，該支架由代爾夫特理工大學的斯蒂文實驗室開發(fā)。這些裝置只布置在受拉區(qū)的螺栓上，他們可以測量伸長到螺栓斷裂的長度（最大伸長量24毫米），且不會破壞。 應變儀采用TML YFLA-5和YEFCA-5，為屈服后應變計，二者最大應變分別為15%-20%和10%-15%。這些應變儀布置在端板受拉區(qū)域，能提供該區(qū)域中的應變分布情況（如圖2中斜體參考）。此外，該式樣在梁的翼緣和腹板也分別設有應變計。 由于測試結果比較好，因此所有試件的應變儀和測量裝置布置結構相同。2.2測試過程試驗中，一個400kN擁有±200mm最大活塞進程的液壓制動器對位于梁上離自由

15、端200毫米的裝置施加單調遞增拉力（如圖2-2和圖2-3）。該試驗過程由位移控制，液壓制動器以0.016mm/s的恒定速度將位移施加到梁上直到試件失效。試驗開始，對試件施加大小為2/3Mj,Rd的荷載，這相當于該節(jié)點的理論彈性極限，其中Mj,Rd根據EC3-1-8確定，為該節(jié)點的設計彎曲承載力。然后，完全卸載。隨后，重新加載至節(jié)點失效。在第三階段中，試驗在荷載水平為2/3Mj,Rd和Mj,Rd時中斷，在膝范圍（即彎矩-轉角曲線M-中從剛到柔的過渡部分）與此之后每組6分鐘，這相當于一個5.8mm的位移促進器。測試保持3分鐘以記錄準靜態(tài)荷載。圖2-3 位移計定位圖（單位：mm）2.3力學性能 根據

16、EN10002-110標準對端板結構鋼進行拉力試驗。平均實際屬性列于表2-2中。在該表中，分別給出了楊氏模量E、應變硬化模量Est、靜態(tài)屈服和拉伸應力fy和fu、屈強比y=fy /fu、應變硬化點的應變st，平均應變uni，和斷裂荷載f。表中的應力值都是在零應變率下得到的靜態(tài)應力值，及試驗中保持不動。螺栓材料的力學性質根據ISO898-1999(E)來確定，其基本性質列于表2-3中，強度等級分為12.9和8.8。表2-2 結構鋼平均特征值表2-3 螺栓平均特征值3.試驗結果3.1彎矩-轉角曲線 連接的彎曲性能通常由M-曲線反映出來，該曲線描述的是外加彎矩M和相應轉角之間的關系。而試驗中，彎矩-

17、轉角曲線的特征只能間接獲得，這主要根據以下讀數得到：（i）該梁的垂直位移，或（ii）端板的水平位移（如圖2-3）。作用于連接的彎矩M等于外加荷載P乘以荷載作用點到焊接端板一側梁端之間的距離。 （1） 節(jié)點轉動變形為柱腹板節(jié)點域的剪切變形與連接的轉動變形之和，連接的轉動變形是指梁柱中心線的角度變化值b和c。在試驗中，柱由于剛性大，難變形。那么，柱的剪切變形和轉角變形c都為0，因此，節(jié)點的轉動變形等于連接的轉角變形。梁的轉角大致可由下述公式算得： （2） 其中DTi是指垂直位移，b.el(DTi)值梁在位移計DTi處的彈性變形。b.el(DTi)由下式算得： （3） 相對于其他位移計，由于DT3離

18、焊接端板距離較近，因此所測得的結果會有誤差。在這個區(qū)域，梁理論不成立，應力分布不均勻。因此，這些傳感器的結果在進一步比較中應被剔除。如預期，DT1和DT2的結果是相同的，由此該節(jié)中涉及到的所有變形值從DT1讀取。3.1.1端板厚度為15mm的試件 三個端板厚度為15mm的試件對應的彎矩-轉角曲線如圖3-1所示。這些曲線表明：（i）兩個齊平式端板結構連接的力學性能在整個彈塑性范圍內相同，（ii）外伸式端板結構連接表現出更大剛性和更高的承載力，但變形能力較差。試件的失效為受拉區(qū)螺栓的斷裂。對于外伸式連接，位于其外伸部分的2號螺栓發(fā)生斷裂。圖3-3(b)也顯示該螺栓在端板塑性鉸線發(fā)展完全前發(fā)生斷裂。

19、 圖3-1 15mm厚端板試件的彎矩-轉角曲線 圖3-2 10mm厚端板試件的彎矩-轉角曲線（a） 試件F1EP_15_2（b） 試件EEP_15_2（全視圖和詳圖）圖3-3 15mm厚端板試件破壞后示意圖3.1.2端板厚度為10mm的試件 端板厚度為10mm的試件的轉動情況反映在圖3-2中。 對比兩個齊平式端板，二者的彎矩-轉角曲線特征稍有差異。端板F1EP相較于F2EP表現出更高的承載力，符合預期。在上一組試驗中也出現過類似情況。在這兩種情況中，靠近內焊縫熱的影響區(qū)的端板最終破裂。由于破裂導致測力傳感器達到最大角度值，試驗必須中斷。對于外伸端板配置，位于焊接熱影響區(qū)內的鋼板在梁外部受拉翼緣

20、處也發(fā)生了破裂（如圖3-4）。比較兩種分別配置螺栓強度等級為12.9和8.8的外伸式端板連接，其試驗結果顯示二者轉動特征相似。圖3-4 試件EEP_10_2a試件破壞后示意圖3.1.3比較圖3-5比較了兩組試驗的M-曲線。在所有情況下，連接變形的變形能力主要來自裝配端板螺栓。圖3-5所示的曲線強調隨著端板厚度的增加，連接的承載力和轉動剛度隨之增大，而轉動能力降低。兩組試驗的破壞模式也不一樣，前面已經解釋過。（a） 外伸端板試件 （b）齊平端板試件（齊平端板2）圖3-5 兩類試件彎矩-轉角曲線對比表3-1總結了這七條彎矩-轉角曲線的主要特征。特別是，對不同試驗，評定了以下幾點特征：M-曲線的膝范

21、圍（KR）、塑性彎曲承載力Mj,R、最大彎矩Mj,max、初始剛度Sj,ini、后屈服剛度Sj,p-l、最大彎矩對應的轉角Mj,max以及轉動能力C（數據見表3-1）。膝范圍前后準彈性分支曲線的剛度值通過線性回歸分析法計算得來。如上所述，所有特征值都對應于位移計DT1的讀數。表3-1 彎矩-轉角曲線相關特征值 圖3-5所示的曲線圖表示上述連接中的兩個連接的彎矩-轉角曲線，采用另外一種方法定義連接的轉角。除了采用梁位移來計算連接轉角的方法外，還可以采用端板的變形行為來定義。位移計可以測量梁翼緣受壓區(qū)和受拉區(qū)端板和梁之間的間隙（見圖2-3中DT5-DT8）。連接的轉角則可以定義如下： （4）（b）

22、 F1EP_15_2試件 （b）EEP_10_2a試件圖3-5 試驗試件彎矩-轉角曲線對比 對于齊平式端板連接（例如圖3-5(a)中F1EP_15_2），不同連接的兩個受力曲線吻合的非常好，但對于圖3-5(b)中EEP_10_2a的外伸式端板連接來說，兩條曲線走勢有些許差異，尤其是在彈性階段。先前關于后者類型連接的研究也提出過這種差異。3.2受拉區(qū)的性質 所測試樣件的變形能力主要來自受拉區(qū)域的裝配端板螺栓。這種性質的最顯著的特點是：（i）端板的荷載-變形關系，（ii）螺栓伸長行為，和（iii）應變反應。端板的變形能力以梁翼緣水平面上板和柱翼緣間的縫隙大小來定量。這些結果對驗證受拉區(qū)T形連接件的

23、理想化起著舉足輕重的作用。舉例說明，圖3-6繪出了兩個外伸式端板連接的變形曲線。這兩條曲線表明端板的變形隨著其厚度減小而增大。圖3-6 端板受拉區(qū)變形圖3-3和圖3-7給出了端板失效的效果圖。10mm厚端板的塑性變形顯得更加明顯。圖3-7(a)說明塑性鉸線發(fā)展于熱影響區(qū)域而非焊腳處，這跟EC3-1-8規(guī)范中的規(guī)定吻合。另一個值得一提的現象是螺栓對端板的擠壓變形（如圖3-7(b)所示），這一現象在由12.9級螺栓和10mm厚端板組合而成的連接中十分常見。（a）EEP_10_2a（a）F1EP_10_2試件圖3-7 10mm厚端板試件破壞后示意圖圖3-8繪制的是兩種連接類型F2EP_15_2和EE

24、P_15_2的彎矩-螺栓伸長量關系曲線。在這兩種情況下，螺栓最終張拉斷裂。該圖表明：（）由于一些幾何缺陷，螺栓行為是不完全對稱的，因此，一排螺栓中應力最大的螺栓會最早發(fā)生破壞（如試樣F2EP_15_2中的螺栓3和4），和（ii）外伸式端板連接中的兩排受拉螺栓承受不等荷載：內部受拉螺栓占據更大的比例的負載；然而，位于的端板延伸部位的螺栓將主導試件的破壞，因為它們承受更大的轉角。圖3-8 螺栓伸長性質 12.9級螺栓展現出脆性斷裂，伴隨少量塑料變形。這些螺栓張拉失效，幾乎沒有任何彎曲變形。與此相反，在試件EEP_10_2b中使用的8.8級螺栓有更好的延展性、可塑性和拉彎組合變形能力。端板應變儀的布

25、置位置如圖2-1中斜體部分，如前文所述。應變儀結果的完整描述在參考文獻14中給出。為了說明的目的，本文只列出一些結果。圖3-9所示為端板15毫米厚的鋼板系列的應變結果。在一般情況下，端板內部的應變值是適度的，達到大約±1。該圖表顯示：（i）在內部受拉螺栓下方區(qū)域，該端板在荷載傳遞方向受到張力，（ii）在其他垂直方向有壓應力，以及（iii）齊平式端板連接中的應變更大，即與等效外伸式端板連接相比，這種節(jié)點類型中有更大的塑性變形。最后，圖3-10所示為端板厚度為10mm系列的外伸式端板連接的應變結果。在兩種情況下該端板的應變是相同的，也就是說在該厚度范圍內，螺栓強度等級的影響是微不足道的。

26、（a） 端板內部，靠近梁腹板（SG13-SG15） (b)端板內部，xy應變計（SG16-SG17）圖3-9 試件F1EP_15_2和EEP15_2應變計結果圖3-10 試件EEP_10_2a和EEP_10_2b試件端板外伸區(qū)域應變計結果4.討論 歐洲規(guī)范EC3-1-12中已經包括了由高強鋼強度等級高達S700節(jié)點的設計準則。這種前標準不允許設計采用EC3-1-8概念的半連續(xù)/局部約束的高強鋼節(jié)點。該實驗表明，采用高強鋼S690等級的端板也會發(fā)生屈服。盡管如此，只有當節(jié)點能夠發(fā)展充分轉角，才能夠采用該種結構模型做全局分析，使整個結構的延性失效機理先于節(jié)點斷裂的發(fā)生。文獻表明如果端板相對于螺栓來

27、說是一個“薄弱鏈接”，則端板連接能夠表現出較好的轉動性能。該結論由低碳軟鋼得出。目前的試驗采用在屈服應力和屈強比上具有相似力學性能的端板和螺栓。必須研究這是否會影響上述前提。 在以下章節(jié)中，對本文試驗結果和目前的EC3-1-8設計規(guī)范做了對比。另外，由于節(jié)點的轉動能力這種半連續(xù)/局部約束的設計理念非常重要，本文根據試件試驗結果提出了其延展性特征的定義，并根據先前文獻中的結果進行了對比驗證。4.1與歐洲規(guī)范3的預測進行對比 EC3-1-8對節(jié)點的彎曲塑性承載力和初始剛度給出了量化標準。 下文通過采用節(jié)點的實際幾何特征以及鋼材的名義和實際力學性質對這些結構的特性進行了評定，驗證了關于節(jié)點轉動能力的

28、建議，以及將試驗結果與規(guī)范進行了對比。其中局部安全因素被視為單一。 4.1.1塑性彎曲承載力 端板剛性連接通過由螺栓張力（s）和對面翼緣壓力所形成的力偶來傳遞彎矩。在不存在軸向力的情況下，節(jié)點的彎曲承載力可由簡單的平衡原理求得： （5） 其中，Fti.R：受拉區(qū)i行螺栓的抗拉承載力；hi：第i行螺栓到受壓中心的距離；和n：螺栓行數。下標“d”表示“設計值”。由于連接的整體力學性質取決于端板和螺栓，Fti.R的計算依賴于張力區(qū)T形連接件的理想化，該張力區(qū)能夠發(fā)生三種可能的屈服破壞機制。第一種破壞機制的特點是形成四條塑性鉸線：撬力造成的彎矩形成兩條位于螺栓軸的塑性鉸線，而另兩條塑性鉸線位于翼緣與腹

29、板的連接處。第二破壞機制的特點是翼緣與腹板連接處產生兩條塑性鉸線，受拉區(qū)螺栓斷裂。第三破壞的機制只涉及螺栓失效。 表4-1總結了規(guī)范給出的7個試件的屈服承載力預測值。同時計算了試驗結果（表3-1）與EC3-1-8計算值得比值。二者之間的對比表明所列承載力一般都在膝范圍內，但高于實驗值。對于上述10mm端板，用規(guī)范預測的承載力是非常準確的。除了F2EP結構，其他情況下的比率接近1。對其他三個試樣（i）齊平式端板配置中，預測值低于實際值和（ii）對于外伸式端板，預測值顯然過高。 值得一提的是，預測的塑性鉸線（端板延伸部位的螺栓處有兩條塑性鉸線產生，梁翼緣內排螺栓的側向屈服）符合試驗的觀察現象（如圖

30、3-7（a）。 4.1.2初始剛度 初始轉動剛度采用EC3-1-8中的組件法進行計算。用下列表達式來預測初始剛度Sj.ini相對來說更加容易： （6） 其中z：杠桿臂長； kec：裝配件在壓-剪區(qū)域的剛度；ket：裝配件在受壓區(qū)的等效剛度。 z取為（i）齊平式端板連接中從受壓區(qū)中心到受拉區(qū)的螺栓排之間的距離和（）外伸式端板連接中從受壓區(qū)中心到外伸板中兩個螺栓行中點的距離。表4-1對初始剛度的預測值與試驗值進行了對比。這些比值表明規(guī)范EC3-1-8高估了連接的初始剛度。對于外伸式端板連接，如果轉動的試驗值由端板變形方程等式（4）計算，而非梁變形方程等式（2），其結果有些許差異。實驗結果剛度也更大

31、。4.1.3轉動能力表3-1列出了各試驗連接的轉動能力和相應彎矩的試驗結果。可以容易地看出，那些采用更薄端板的試件比其余試件呈現處更好的轉動能力。表4-1 歐洲規(guī)范3預測值與試驗值的比較（比值=預測值/試驗值） EC3-1-8指出，端板螺栓連接節(jié)點如果能滿足以下兩個條件，則可以假設具有足夠的轉動能力：（i）節(jié)點的彎曲承載力由的彎曲決定，和（ii）柱翼緣或者端板（不必要與條款（i）中的組件相同）的厚度t能滿足下式： （7） 其中b：螺栓直徑；fu,b：螺栓的抗拉強度；和fy：相應構件的屈服強度。EC3-1-8中關于轉動能力特性描述規(guī)定的應用表明條件一是所有試件都必須保證的（節(jié)點的彎曲承載力由端板

32、的彎曲承載能力控制），而條件二 （見式（7）只試用于由10mm端板與12.9級螺栓組合的連接（見表4-1）。表2-4中這些預測結果與試驗結果的對比表明，盡管等式（7）不滿足于使用8.8級螺栓的試樣EEP_10_2b，但其最大轉動與滿足該等式的試件EEP_10_2a相同。4.1.4彎矩-轉角曲線的雙線性模型EC3-1-8第5節(jié)采用了簡化的雙線性設計彎矩-轉角曲線（圖4-1）。該近似曲線的特征量上文已經針對各種連接給出。對于螺栓端板連接梁柱節(jié)點，在整體結構彈塑性分析條件下，取EC3-1-8中定義的剛度修正系數為2。圖4-1 EC3-1-8中采用的彎矩-轉角曲線雙線性模型圖4-2中比較了實際曲線與根

33、據EC3-1-8簡化的曲線。在大多數情況下，簡化曲線位于實際曲線的下方（例如EEP_10_2B）。例外情況是，對于試件 EEP_15_2來說，規(guī)范EC3-1-8對于初始剛度和屈服承載力的預測都不太準確（參見圖4-2）。圖4-2 試驗彎矩-轉角曲線與雙線性曲線對比圖4.2實驗延展性分析 節(jié)點延展性特征反映了該節(jié)點M-關系曲線中屈服平臺的長度。這個屬性可以由延性指數j來進行表征，該指數表示節(jié)點的最大轉動能力C與節(jié)點屈服承載力對應的轉角Mj,R的比值，表達式如下： （8）表4-2 節(jié)點延性指數j。Max和j的試驗計算值 表4-2對幾個試件的延性指數j做了計算。實驗中，節(jié)點的轉動能力被定義為當一個或多

34、個構件發(fā)生破壞時節(jié)點的最大轉動水平。該表還包括最大荷載處的轉角值，相應的延展性水平j.max load定義如下式： （9）分析表4-2中給出的值可以得到以下一些結論：1.在相同的試驗組中，齊平式端板連接的延性指數是相似的；這意味著焊接因素對節(jié)點的變形性能影響不大。 2.對于10mm端板，外伸式端板連接延性指數更高，但轉動能力較差。 3.對比12.9級螺栓，8.8級能保證更好的延展性。（見試件EEP_10_2a和EEP_10_2b的結果）。 在節(jié)點設計中，應同時滿足延展性和轉動能力的要求。對于低碳鋼，一般認為至少要有35-40毫弧度的轉角才能視為有 “足夠的轉動能力”。威爾金森等提出，位于地震區(qū)

35、的抗彎剛架中的剛性連接必須保證最少30毫弧度的塑性轉角。表4-2中對所收集數據的分析表明，所有10mm厚端板都能同時滿足以上兩個標準。 延性要求能夠確保脆性破壞不會發(fā)生，即節(jié)點的非彈性變形足夠大。一些作者提出低碳鋼牌號節(jié)點的延性指數至少達到4.0。如果這個值應用于高強鋼牌號，那么只有試件F1EP_10_2和 EEP_10_2（a/b）滿足這一標準。顯然，對適用于高強鋼規(guī)范的驗證需要做進一步研究。 5.結論 這一研究工作的主要目的是：（i）試驗現象的描述（ii）通過試驗得到高強鋼端板螺栓連接的力學性質，并利用該力學性質對現有設計規(guī)范進行驗證。此外，也得到了有關改進節(jié)點轉動能力方面的結論。但該研究

36、的范圍局限于由受拉區(qū)主導破壞的端板連接，該連接的受拉區(qū)理想化為T形連接件。 從試驗項目可以得出的主要結論是： 1.節(jié)點的初始剛度和彎曲承載力隨端板厚度的增大而增大。 2.節(jié)點的轉動能力隨端板厚度的增大而減小。該現象對外伸式端板連接來說特別明顯。因此，像螺栓這樣的脆性部件，有可能在端板發(fā)生延性破壞前失效。 3.在整個彈塑性范圍中，兩個平齊式端板的行為是相同，這是因為焊接對連接的力學性能影響不大。 4.規(guī)范EC3-1-8中涉及的剛性連接，將其受拉區(qū)理想化為T形連接件，即使使用高強度等級鋼材，規(guī)范也能對其設計承載力進行精確預測。然而規(guī)范EC3-1-8對連接的初始剛度結果預估過高（見表4-1）。此外，

37、規(guī)范對連接是否擁有足夠轉動能力的確定標準在某些情況下比較保守。至于低碳鋼，這個問題也需要做進一步研究。 5.可以發(fā)現，采用高強鋼的連接試件的轉動能力能滿足比較高的變形要求。薄端板連接能實現40毫弧度（及以上）的轉動能力。 6.強度等級為12.9的螺栓具有極其有限的延展性，幾乎沒有任何彎曲變形。在某些情況下（例如，外伸端板連接），螺栓由于其頭部附近的轉角過大而發(fā)生斷裂。因此，強烈建議不使用該類等級的螺栓。8.8級螺栓應該是首選，因為這些螺栓有較高延展性。事實上，當存在高強鋼材時，需要對通常適用于低碳鋼的螺栓直徑與端板厚度的組合（例如M24螺栓匹配15mm厚端板）進行核查。對于后者的考慮，已決定延

38、伸該研究計劃，測試使用8.8級的M27螺栓與10mm厚端板的連接節(jié)點，研究其延展性是否得到提高。鋼結構模型半連續(xù)/局部約束框架理念的一致性需要建立精確的標準規(guī)范，關于：（i）轉動能力（ii）節(jié)點的延展性。這兩個條件基于節(jié)點構件的力學和幾何特性。本文作者正在開展這一特定課題的研究。參考文獻1 Gunther H-P, editor. Use and application of high-performance steels for steel structures. In: Structural Engineering Documents. International Association

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