門式剛架外伸式端板連接試驗(yàn)研究

門式剛架外伸式端板連接試驗(yàn)研究

0板形心和螺栓群的確定在連接過程中，廣泛應(yīng)用高強(qiáng)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(jì)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(jì)算,是設(shè)計(jì)的關(guān)鍵問題之一。各國關(guān)于螺栓拉力的計(jì)算主要有3種方法:傳統(tǒng)的三角形分布計(jì)算法、塑性設(shè)計(jì)法和T型件法。中國習(xí)慣上采用傳統(tǒng)方法,將端板看作剛性轉(zhuǎn)動(dòng)的平面,螺栓群受力呈線性分布。其中關(guān)于端板轉(zhuǎn)動(dòng)的中和軸位置主要有兩種假設(shè):一種認(rèn)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(jì)算中常假設(shè)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(yīng)的部分端板作為獨(dú)立的T型件,認(rèn)為彎矩的拉伸作用完全由1和2兩行螺栓承擔(dān),如圖1(c)所示。以圖1(e)中的節(jié)點(diǎn)為例,分別計(jì)算3種分布模式下的螺栓力。當(dāng)梁根部截面彎矩為135kN·m時(shí),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(jí)高強(qiáng)度螺栓,則3種分布所設(shè)計(jì)出的螺栓規(guī)格分別為M24、M20、M20,相應(yīng)的按規(guī)范計(jì)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(jí)M20高強(qiáng)度螺栓,并以圖1(e)環(huán)線中所示螺栓為1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)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(fèi),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(zhǔn)確、合理確定中和軸位置是端板連接設(shè)計(jì)中的重要環(huán)節(jié)。已有學(xué)者對端板連接中高強(qiáng)度螺栓的受力性能進(jìn)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(diǎn)試驗(yàn)和力學(xué)模型分析,對此作了專題研究。1試驗(yàn)與研究1.1試件與試驗(yàn)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(xiàn)進(jìn)行設(shè)計(jì)。端板螺栓為10.9級(jí)高強(qiáng)度螺栓,有M20、M24兩種?？够葡禂?shù)取0.5。螺栓按等強(qiáng)原則設(shè)計(jì),即設(shè)計(jì)荷載取梁根部截面翼緣邊緣達(dá)到Q345鋼材抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值時(shí)的彎矩,螺栓拉力計(jì)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(shè)計(jì)值Mr,見表1。試驗(yàn)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(qiáng)度螺栓連接面均采用噴砂處理。高強(qiáng)度螺栓按照文獻(xiàn)采用扭矩法進(jìn)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(qiáng)度螺栓承受端板傳來的彎矩和剪力,并以彎矩為主。試驗(yàn)時(shí)連續(xù)加載至試件破壞?？紤]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(diǎn)。在螺栓頭上鉆兩個(gè)直徑為3.5mm的對稱圓孔,同時(shí)在螺栓桿上開弧形凹槽,在槽端無螺紋區(qū)粘貼兩個(gè)對稱的單向應(yīng)變片,將應(yīng)變片的引線套上導(dǎo)管經(jīng)過弧形凹槽引出,導(dǎo)管用502膠固定在凹槽內(nèi),如圖4所示。試驗(yàn)安裝時(shí)保持兩個(gè)對稱應(yīng)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(shè)計(jì)預(yù)拉力與軸力增量之和,軸力增量由實(shí)測螺栓軸向應(yīng)變(兩個(gè)應(yīng)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(shí)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(yīng)螺栓的設(shè)計(jì)預(yù)拉力。假設(shè)螺栓群中和軸投影點(diǎn)為圖5中靠近水平軸的兩側(cè)螺栓力連線與螺栓設(shè)計(jì)預(yù)拉力線的交點(diǎn)。根據(jù)試驗(yàn)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(fù)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(jì)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(yàn)中,當(dāng)端板螺栓達(dá)到極限狀態(tài)時(shí),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(shè)撬力的合力位于端板受拉區(qū)邊緣,在該處設(shè)置剛性鏈桿。將柱翼緣看作剛性平面,假設(shè)端板與柱翼緣間不發(fā)生滑動(dòng)摩擦,可得端板連接的計(jì)算模型,如圖7所示。圖7中從左至右的彈性支座分別對應(yīng)于連接中從受拉區(qū)到受壓區(qū)的螺栓。不計(jì)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(jì)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(yù)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(yù)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(yù)拉力以后、節(jié)點(diǎn)受荷以前,單個(gè)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(gè)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(qiáng)度螺栓的尺寸關(guān)系,參照文獻(xiàn)的方法推導(dǎo)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(rèn)為與初始狀態(tài)一致,端板形心處設(shè)置螺栓時(shí),由圖5可知:B、D組試驗(yàn)曲線中該處螺栓力幾乎保持不變,故可認(rèn)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(shè)受拉區(qū)螺栓數(shù)量為n,受拉板件剛好完全拉開時(shí)的外荷載記為Tp,當(dāng)0≤T≤Tp時(shí),假設(shè)受拉區(qū)單個(gè)螺栓周圍板件的剛度為線性變化,即由Kp線性減小為0;當(dāng)T>Tp時(shí),板件剛度為0。因此,受拉區(qū)單個(gè)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(gè)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(yīng)位置的螺栓個(gè)數(shù)即可。對受拉區(qū)單個(gè)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(shè)計(jì)預(yù)拉力和板件間的初始?jí)毫?。?dāng)外荷載為T′時(shí),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(dāng)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(dāng)外荷載為T′時(shí),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(shí)螺栓軸力的實(shí)際增量為Ρ=-Τ′pΚbΚp?ln|-Τ′/Τ′p+(1+Κb/Κp)1+Κb/Κp|(13)當(dāng)板件間的壓力剛好消失時(shí),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(jì)算方法為檢驗(yàn)?zāi)Ｐ湍芊穹从硨ο蟮男再|(zhì),以試件A2-2EM為例,取試件梁根部截面彎矩為0.5Mr時(shí)對應(yīng)的T進(jìn)行計(jì)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(shí)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(jì)算梁根部截面彎矩為0.5Mr、0.75Mr、Mr和Mu時(shí)模型上的跨間荷載及彈簧剛度,進(jìn)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(jì)算得到的截面積。選取每組中的典型試件進(jìn)行理論計(jì)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(yàn)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(yàn)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(yīng)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(shè)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(yàn)數(shù)據(jù)的波動(dòng),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(dá)到0.75Mr以后偏移速度加快;而其余3組試件均在荷載達(dá)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(shí)際預(yù)拉力普遍小于設(shè)計(jì)預(yù)拉力,差幅范圍為7%～27%,差幅平均值達(dá)到18%,而其余3組試件的實(shí)際預(yù)拉力與設(shè)計(jì)預(yù)拉力較吻合。因此,可以認(rèn)為荷載小于0.75Mr時(shí),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(dāng)荷載達(dá)到Mr時(shí),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(jì)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(shí),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(yàn)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(jì)算。另外需要說明的是,圖6反映出在試驗(yàn)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(diǎn)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(diǎn)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(yīng)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(yàn)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(gè)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(yàn)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(yīng)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(yàn)中,應(yīng)變測點(diǎn)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(yuǎn)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(yàn)曲線無明顯影響;對C組試件,增加端板厚度或設(shè)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(shí)延緩中和軸向受壓區(qū)的偏移。在理論計(jì)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(jì)。C組試件試驗(yàn)與理論結(jié)果不太相符的原因可能是在試驗(yàn)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(dǎo)致連接兩板件的螺栓變形較小,而理論分析時(shí)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(yīng)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(yàn)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(rèn)為極限狀態(tài)時(shí)二者拉力相等,可將受拉翼緣與毗鄰端板簡化為獨(dú)立T型件,按照圖1(b)進(jìn)行計(jì)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(yàn)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。總體來說,由理論模型求得的螺栓力值與試驗(yàn)值相比偏大,主要原因可能是:①計(jì)算時(shí)低估了被壓緊板件所提供的剛度Kp,按照文獻(xiàn),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(jìn)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(gè)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(shí)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(shè)置剛性鏈桿的方式模擬端板撬力,由于實(shí)際的端板和柱翼緣并非剛性,這種模擬方法將導(dǎo)致較大的撬力值。如果用彈簧支座代替剛性鏈桿會(huì)更接近實(shí)際,但是目前沒有可供參考的等效剛度計(jì)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(shí)進(jìn)行計(jì)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(dāng)K0介于104～108N/mm之間時(shí),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(yīng)在104～108N/mm之間,端板很厚時(shí)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(shí)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(diǎn)與螺栓的垂直切力在實(shí)際連接中,只有端板很厚時(shí),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(yīng)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(yuǎn)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(gè)翼緣周圍采用兩行兩列形式的螺栓排列在實(shí)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(yàn)的補(bǔ)充,采用理論模型對這種排列進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算對象系將試件A2-2EM和D4-2EM進(jìn)行適當(dāng)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(gè)新連接試件分別稱為A4和D4,按照圖1(a)分布,其螺栓群設(shè)計(jì)承載彎矩分別為129、388kN·m。仍用端板邊緣設(shè)置剛性鏈桿來模擬撬力,取彎矩為0.5Mr、0.75Mr和Mr3個(gè)荷載狀態(tài)進(jìn)行計(jì)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(gè)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(jìn)行計(jì)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(fù)到小于內(nèi)側(cè)的狀態(tài)。可見,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(shí)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(shí)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(shí)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(shí)螺栓力與計(jì)算公式的比對由第1節(jié)試驗(yàn)及第2節(jié)理論分析可知:在實(shí)際應(yīng)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(jìn)行計(jì)算,亦不能保證計(jì)算的準(zhǔn)確性,但從實(shí)際應(yīng)用角度來看:圖1的各種計(jì)算方法應(yīng)該是具有一定安全性的。筆者結(jié)合試驗(yàn)及理論分析,對現(xiàn)有計(jì)算方法的安全性作一評(píng)價(jià)。(1)比較試驗(yàn)螺栓力值和計(jì)算螺栓力值的大小。對各試驗(yàn)連接,分別采用圖1的3種分布方法計(jì)算荷載狀態(tài)為0.5Mr、0.75Mr、Mr和Mu時(shí)的受拉區(qū)螺栓力。根據(jù)第2.1節(jié)的分析,此時(shí)計(jì)算出的螺栓力僅是螺栓對應(yīng)位置的外部拉力,相當(dāng)于名義拉力,將此名義拉力按照式(13)換算為實(shí)際的螺栓力增量,并與螺栓設(shè)計(jì)預(yù)拉力P0相加,方能得到計(jì)算螺栓力,對于圖1(a)、(b),其對應(yīng)的計(jì)算螺栓力已不再為線性分布。按上述步驟求出荷載為Mr時(shí)試驗(yàn)螺栓力與計(jì)算螺栓力的比值,如圖16所示,圖16中方法1、2、3分別對應(yīng)于圖1(a)、(b)和(c),由于試件A2-1EM-2和B2-5EM在荷載達(dá)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(jìn)行了同樣的計(jì)算,以理論螺栓力值取代試驗(yàn)螺栓力值,計(jì)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(yàn)值大于計(jì)算值,試驗(yàn)值與計(jì)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(zhǔn)確估計(jì)受拉翼緣外側(cè)的螺栓力,但對內(nèi)側(cè)螺栓力的估計(jì)不足;方法2對受拉區(qū)螺栓力水平的估計(jì)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(jì)算值與試驗(yàn)值最為接近。總體而言,在荷載狀態(tài)為Mr時(shí),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(jì)算亦如此,所以即使試驗(yàn)與計(jì)算的螺栓力增量相差較大,與P0疊加后試驗(yàn)螺栓力與計(jì)算螺栓力的比值亦不會(huì)太大。(2)當(dāng)螺栓的名義拉力為規(guī)范規(guī)定的0.8P0時(shí),螺栓的實(shí)際拉力對應(yīng)于本節(jié)計(jì)算中按照方法1計(jì)算的受拉翼緣外側(cè)螺栓力。該力在各試件