高強螺栓受拉連接等效形件的承載力分析

高強螺栓受拉連接等效形件的承載力分析

1螺栓排的受力分析在歐洲標準ep3中，如圖1所示，連接節(jié)點的大型螺絲板o型板可簡化為f的t形件，并將其分類為t形件。對于受拉翼緣處的螺栓排,受力分析按圖1(a)所示;其它的內(nèi)排螺栓可以作為單獨螺栓排進行受力分析,如圖1(b)所示,也可將其作為一個螺栓排群進行受力分析,如圖1(c)所示。圖2所示為T形件受拉連接可能發(fā)生的三種破壞模式。1.1t形件破壞模式的抗拉承載力分析第1種破壞模式為T形件翼緣的根部和螺栓位置處屈服。當連接的螺栓剛度大于T形件翼緣板或柱翼緣板的剛度時,T形件翼緣的變形大于高強螺栓伸長量,板邊緣較早的形成杠桿力,破壞時塑性鉸的位置和分布如圖2(a)所示。這時,T形件翼緣的抗拉承載力FT,1可由公式(1)～(3)得到:(0.5FΤ,1+Q1)m-Q1(n+m)=Μp1(1)FΤ,1=2Μp1+2Q1nm(2)Μp1=14Σlef,1t2ffy/γΜ0(3)(0.5FT,1+Q1)m?Q1(n+m)=Mp1(1)FT,1=2Mp1+2Q1nm(2)Mp1=14Σlef,1t2ffy/γM0(3)式中:Q1為破壞模式1中產(chǎn)生的撬力;Mp1為T形件在第1種破壞模式下翼緣的塑性彎矩;Σlef,1為破壞模式1中等效T形件塑性鉸線的總有效長度;fy為鋼材的屈服強度;γM0為材料的抗力分項系數(shù);n取T形件翼緣邊緣到螺栓的距離和柱翼緣邊緣到螺栓距離的較小值,m取螺栓到T形件翼緣與T形件腹板焊縫邊緣之間的距離,且應滿足n≤1.25m。當翼緣完全屈服時,得:Q1n=Μp1(4)Q1n=Mp1(4)將式(4)代入式(2)得到T形件連接翼緣的抗拉承載力為:FΤ,1=4Μp1m(5)FT,1=4Mp1m(5)為了增加柱翼緣板受拉區(qū)在螺栓開孔處的局部剛度,EC3對柱翼緣采取了局部增加背板的連接方式,如圖3所示。帶有背板的T形件的計算簡圖見圖4,T形件的承載力FT,1,bp按式(6)～(8)計算確定。(0.5FΤ,1,bp+Q1)m-Q1(n+m)=Μp1+Μbp(6)FΤ,1,bp=4Μp1+2Μbpm(7)Μbp=14Σlef,1t2bpfy,bp/γΜ0(8)(0.5FT,1,bp+Q1)m?Q1(n+m)=Mp1+Mbp(6)FT,1,bp=4Mp1+2Mbpm(7)Mbp=14Σlef,1t2bpfy,bp/γM0(8)式中:Mbp為背板的塑性彎矩;fy,bp為背板的屈服強度;tbp為背板的厚度。通過上述公式可以看出,柱翼緣采用背板加強后,T形件翼緣的抗拉承載力增大了2Mbp/m。T形件的極限彎矩由Mp1增大至Mp1+Mbp,這說明背板能夠提高T形件翼緣的抗拉承載能力,即增大了端板和柱翼緣的抗彎能力。設置背板時,背板的外側應延伸至柱翼緣邊緣,背板內(nèi)側應延伸至距角焊縫或圓角起點不足3mm處,背板沿長度hbp方向應延伸至受拉最外排螺栓以外。1.2t形件翼緣的塑性鉸第2種破壞模式為T形件翼緣在根部形成塑性鉸且螺栓破壞失效。這種破壞模式出現(xiàn)在T形件的翼緣剛度和高強螺栓相近時,在外加拉力的作用下,T形件翼緣的變形與高強螺栓受拉后伸長量相近,翼緣和螺栓幾乎都能達到極限承載力狀態(tài),最終螺栓被拉斷,翼緣根部形成塑性鉸,如圖2(b)所示。這種破壞機制下T形件翼緣的抗拉承載力FT,2可由式(9)～(11)得到:(0.5FΤ,2+Q2)m-Q2(n+m)=Μp2(9)(0.5FT,2+Q2)m?Q2(n+m)=Mp2(9)螺栓極限承載力:ΣFt=FΤ,2+2Q2(10)Μp2=14Σlef,2t2ffy/γΜ0(11)ΣFt=FT,2+2Q2(10)Mp2=14Σlef,2t2ffy/γM0(11)式中:Q2為破壞模式2中產(chǎn)生的撬力;Mp2為破壞模式2中端板的塑性彎矩;Σlef,2為破壞模式2中等效T形件塑性鉸線的總有效長度;ΣFt為T形件中所有螺栓的Ft之和;Ft為一個螺栓的抗拉承載力。將式(10)代入式(9),得:FΤ,2=2Μp2+nΣFtm+n(12)FT,2=2Mp2+nΣFtm+n(12)1.3t形件翼緣破壞模式第3種破壞模式為當T形件翼緣較厚時,在外加拉力的作用下,T形件翼緣幾乎不發(fā)生變形,而高強螺栓受到較大的拉力,出現(xiàn)較大伸長量后,達到高強螺栓抗拉極限承載力,最終螺栓拉斷而T形件翼緣仍處于彈性階段,如圖2(c)所示。節(jié)點設計時一般不考慮這種破壞模式,原因是不僅端板要厚,和它接觸的柱翼緣也要加厚,用料太多。在第三種破壞模式中,T形件翼緣幾乎不發(fā)生彎曲變形,所以不產(chǎn)生撬力,連接T形件翼緣的抗拉承載力FT,3為:FΤ,3=ΣFt(13)FT,3=ΣFt(13)通過式(1)和式(9)可以看出,破壞模式1和破壞模式2都考慮了撬力對抗拉承載力的影響。如果不計撬力對承載力的影響,即令Q1、Q2都為0,由式(1)和式(9)可以得出:FΤ,i=2Μpim(14)FT,i=2Mpim(14)2等式t的有效長度2.1螺栓排的t形件有效長度的確定外伸型端板連接中,端板外伸部分應作為單一的螺栓排考慮,即在確定其受拉承載力時,將單一的螺栓排模擬成一個等效T形件單獨分析,有效長度如圖5中的lef,a。其它的內(nèi)排螺栓可以作為單一的螺栓排考慮,這時應確定每一等效T形件的有效長度lef,如圖5所示,需分別確定lef,b、lef,c和lef,d;也可將其用一個螺栓排群來考慮,這時需確定螺栓排群的總有效長度Σlef。當端板設置加勁肋時,外伸型端板簡化為T形件的方法與端板不帶加勁肋時簡化為T形件方法的不同之處是:與端板相連加勁肋的兩側的螺栓排應分別處理成等效T形件,如圖6所示。2.2端板內(nèi)塑性鉸線的形態(tài)當T形件連接節(jié)點達到極限承載力狀態(tài)時,端板上將有特定形式的塑性鉸線形成,如圖7所示。端板內(nèi)塑性鉸線有圓形和折線形兩種分布模式。當螺栓的間距a較大時為圖7(a)和(b)所示的分布模式,當螺栓的間距a較小時為圖7(c)和(d)所示的分布模式。表1中等效T形件的有效長度就是根據(jù)端板內(nèi)圓形和折線形兩種不同的屈服線分布模式分別確定的。2.3螺栓排的有效長度等效T形件的有效長度按螺栓排的具體位置和塑性鉸線分布模式確定,取值方法如表1所示。對端板外伸部分,確定等效T形件的有效長度時,用ex和mx代替e和m。當T形件發(fā)生圖2(a)所示的第1種破壞模式,作為單一的螺栓排進行考慮時,有效長度取值:{lef,1=lef,ncplef,1≤lef,cp(15){lef,1=lef,ncplef,1≤lef,cp(15)作為螺栓排群考慮時,有效長度取值:{Σlef,1=Σlef,ncpΣlef,1≤Σlef,cp(16)當T形件發(fā)生圖2(b)所示的第2種破壞模式,作為單一的螺栓排進行考慮時,有效長度取值:lef,2=lef,ncp(17)作為螺栓排群考慮時,總有效長度取值:Σlef,2=Σlef,ncp(18)當柱子設置橫向加勁肋時,如圖8所示,加勁肋下的第一排螺栓可以簡化為等效T形件,其有效長度的計算需用到系數(shù)α,如表1中項次2中確定lef,b值時需用到系數(shù)α。根據(jù)圖8所示的e、m1、m2,由式(19)、(20)計算λ1和λ2值,再由圖9確定α值。λ1=m1m1+e(19)λ2=m2m1+e(20)系數(shù)α、λ1和λ2都是基于屈服線理論確定的。由圖9可以看出,當λ1和λ2越大時,表示螺栓距離加勁肋m1、m2的值越大,α值越小。文獻的研究結果表明,當α值減小到約4.75時,屈服線的分布模式由圓形模式趨向為折線模式,由表1查得T形件的有效長度lef,b也就越小。由式(3)、(8)、(11)可以看出,當T形件的有效長度減小時,T形件的塑性彎矩也隨之減小,T形件的極限承載力也就隨之降低。由式(4)可以看出,減小螺栓中心到端板邊緣的距離n時,即減小了撬力作用的內(nèi)力臂,將增大撬力,從而由式(10)可以看出,T形件的極限抗拉承載力將降低。3模式的驗算及驗算(1)受拉等效T形件可能發(fā)生三種破壞模式,T形件發(fā)生哪種破壞模式取決于螺栓和連接翼緣之間的相對強弱關系。在端板連接節(jié)點的設計中,由于無法判斷其屬于哪種破壞模式,EC3規(guī)定對這三種破壞模式都需要進行驗算。這三種破壞模式均考慮了撬力的影響。(2)柱翼緣受拉螺栓孔位置設置背板能夠有效地提高T形件翼緣的抗拉承載力,增大端板和柱翼緣的抗彎能力。(3)T形件連接節(jié)點達到極限承載力狀