肖自钢毕业翻译文本Word文件下载.docx
《肖自钢毕业翻译文本Word文件下载.docx》由会员分享，可在线阅读，更多相关《肖自钢毕业翻译文本Word文件下载.docx（22页珍藏版）》请在冰豆网上搜索。
为了解决这些难题，本文对高强钢S690端板刚性连接进行了试验研究。
这项研究的主要贡献是：
（i）非线性行为的定性，（ii）对当前欧洲规范3设计规范的验证以及（iii）高强钢刚性连接的延展性分析。
试验结果表明，所测试的连接满足目前设计所要求的刚度和承载抵抗力，并能够实现转动需求。
关键字：
延性；
端板连接；
试验测试；
高强钢；
抵抗力；
转动能力；
钢节点；
刚度
1.引言
术语
小写
αω
角焊缝厚度
fu
极限拉应力
fy
屈服应力
h
深度
hi
i行螺栓到受压区中心的距离
kec
压剪区组件组装等效刚度
ket
受拉区组件组装等效刚度
n
螺栓行数
t
厚度
x
笛卡尔坐标轴；
距离
z
杠杆臂
大写
A
失效后伸长率
E
杨氏模量
Est
应变硬化模量
Fti.R
塑性条件下受拉区i行螺栓期望抗力
l
惯性矩
Lload
外力作用点到端面的距离
M
弯矩
Mj.R
节点塑性设计抗弯承载力
Mj.max
最大弯矩
MϕC
节点断裂面弯矩
P
集中力
Sj.ini
节点初始转动刚度
Sj.p-l
节点屈服后转动刚度
在过去的几年里，钢材承包商着重强调高强钢构件和连接在施工中的使用。
高强钢较之普通软钢能够提供更高的张拉应力、韧性、可焊性、冷成形和抗腐蚀性能。
这种新型结构钢的产生归功于钢材制造技术的突破，特别是在钢板生产过程中控制轧制和冷却以产生细小晶粒组织的热力控制处理技术。
高隆博什等指出高强钢使用中的主要技术优缺点。
结构的整体重量可显著降低，大大节省在制造、安装、运输到现场和小型基础建造过程中所产生的费用。
高强钢质量轻且元件薄的特性在建筑和结构美学创意设计中至关重要，除此之外，结构截面的减小意味着施工中钢材的消耗少，这能带来较好的环境效益。
从力学角度来看，高强钢结构具有较大的弹性优势。
然而，随着这种高强钢材屈服应力的增加，其杨氏模量并没有相应的得到增长，这可能会带来一些有关结构适用性的问题。
大部分钢结构的设计仍然由材料的刚度控制着，具体表现在满足结构在正常使用极
希腊字母
δ
位移
εst
应变硬化点处的应变
εuni
均布应变
εf
破坏荷载时应变值
ϕ
连接转动变形
ϕb
螺栓直径
Φ
节点转角
ϕC
节点转动能力
ϕMj.max
最大荷载下的连接转角
ϕX
弯矩承载力达到Mj.Rd时连接的转角试验值
ϕMj.R
弯矩承载力达到Mj.Rd时连接的转角分析值
γ
柱腹板节点域的剪切变形
η
刚度修正系数
υj
节点延性指数
υj.maxload
最大荷载下计算的节点转动延性指数
θ
转角
ρy
屈服比
下标
b
梁；
螺栓
c
柱
d
设计值
DTi
位移计i
EC3
欧洲规范3
el
弹性
ep
端板
exp
试验
f
翼缘
Rd
纯塑性条件；
设计条件
限状态下的挠度和位移限值。
在这种情况下，采用高强钢似乎并不有利。
另外，当钢材强度得到提升时，其屈曲特性变得更占优势，由此结构的稳定性问题增加。
当高强钢的屈服应力发展到最大时，此时其部件和连接均为强度失效，高强钢的性能得到最大发挥。
因此，在结构设计中应该避免局部屈曲和整体屈曲现象的发生。
这种新型钢建筑结构的力学性能需要得到进一步调查，以便有足够信心将其应用于实际设计中。
在性能评估中，结构的强度和刚度的获取较之变形来说更加容易、直接。
当结构遭遇异常负载条件，如火灾和地震事件时，结构的变形性能显得尤为重要。
在这些情况下，结构构件、连接和其他细节部位的局部和整体变形能力要求非常高。
因此，设计师必须核查钢材的应变和变形，以此确保构件和连接的变形限值符合规定的延性标准。
构件和连接的延展性是指在其极限强度的某一比例荷载作用下，结构所维持的塑性变形量，延展性主要取决于：
（i）该结构的不连续性，（ii）几何形状，（iii）材料性质。
然后，还存在一些问题需要解决：
（i）高强钢的高屈服比会对基于材料应变硬化性质的非弹性稳定性标准产生不利影响，并且也会影响构件和连接的转动能力。
（ii）高屈服应力和屈服比所施加的长细比限制，可能会导致结构在实现高效紧凑的结构元件时产生不经济的情况。
（iii）保证高强钢构件和连接的延性来满足其承担非弹性大变形的能力。
在钢框架建筑结构中，构件之间的连接区域是材料变形要求最高的地方。
日益增长的高强材料市场需求，催生了对由高强钢S690及其以上等级组成的刚性连接进行性能研究的测试项目。
静态荷载下端板螺栓刚性连接的试验提供了该种连接类型的变形特征。
因为一个端板刚性连接包括若干关键部件，于是决定把该项研究集中于研究受拉区的组装端板螺栓的单独贡献上。
这些组件被模拟为等效T形连接件。
先前对于类似的连接进行的研究表明连接的变形特性主要取决于：
（i）该连接的几何形状，特别是端板的厚度和螺栓直径之间的比率，（ii）确保材料延展性的良好，尤其对于端板和螺栓来说，（iii）端板和螺栓承载力的比率，以及（iv）焊接质量。
（a）结构外形（b）齐平式端板梁翼缘外部焊接细节
图1-1端板结构外形
该测试项目包括7个螺栓端板梁柱节点连接，分为齐平式和外伸式端板。
研究的参数为端板厚度和螺栓等级（12.9和8.8）。
所有试件的失效模式都被设计为端板或螺栓破坏，避免了梁发展到全塑性弯曲变形而导致结构失效的模式。
本文重点集中于分析这种节点的力学性能，并与当前设计规范，包括欧洲规范3的1-8章和1-12章（以下分别简称EC-1-8和EC-1-12）进行了比较。
除此之外，基于试验和先前的分析研究，文章也对高强钢连接的延展性能的改进等相关问题进行了集中讨论。
本文最后强调了下一步发展期望，要满足高强钢端板连接足够的转动能力和延展性能以避免脆性破坏，并简述了未来必要的研究计划。
2.测试项目的介绍
2.1测试细节和仪器
该试验方案主要包括3个端板节点测试细节。
对外伸端板（EEP）和两种不同外形的齐平式端板（F1EP和F2EP）进行了测试（见图1-1（a））。
第二种齐平式端板（F2EP）钢梁的焊缝细节见图1-1（b）。
对于这种类型的齐平式端板节点来说，焊缝的设计基于以下假设：
（i）外焊缝不从梁翼缘向端板传递任何荷载，（ii）内部缝必须将力从梁翼缘传到端板，这种传递效率受一个因素影响，该因素即翼缘荷载的偏心率以及焊接水平的差异。
表2-1试验样件详细参数
表2-1汇总了试验样品的相关细节信息。
这些样件由一个柱梁装置组装而成。
柱的剖面选为HE300M，可将其视为刚体，梁的剖面选择HE320A。
由于热轧型S690高强钢用于试验研究不太经济，因此梁和柱的钢材等级都定为S355J2。
端板通过全强45度连续角焊缝焊接到梁的末端。
角焊缝焊接在加工厂中完成。
为手工电弧焊，需要消耗电焊条，该电焊条为基本的、柔软的、低氢焊条CONARC70G。
采用手拧紧全螺纹M24螺栓，端板钻孔直径为26毫米。
不同试件间主要有两个变化参数，分别是端板厚度tep，螺栓等级（12.9和8.8）。
外伸式端板节点的端板几何形状如图2-1。
齐平式端板节点的端板几何形状与此类似。
图2-1端板几何尺寸（单位：
mm）图2-2试验装置（外伸式端板示意图）
测试装置的主要特征如图2-2所示，该柱由刚性地板支撑。
梁短而粗，因此梁未加设加劲肋。
实际上，从试验中观察到在加载过程中梁并未发生侧向扭转屈曲。
梁的长度选为1500毫米，以保证一方面连接处发展真实的应力图，另一方面某些试件的断裂，或者说极限承载力，能够被特定的测试装置收集。
以下介绍完整的仪表布置情况。
这些仪器的主要目的是测量（i）所施加的荷载，（ii）连接的相对位移（例如梁的挠度、组装端板受拉梁翼缘的位移），和（iii）螺栓伸长率以及（iv）梁和端板的应变。
数据结果由能够记录所有测量数据的专门数据记录装置和测力传感器以一秒的时间间隔所收集。
数据在测试持续过程中收集。
位移通过线性变量位移传感器（LVDT，如图2-3）来测量，其精度为0.5%。
螺栓变形由专用测量支架测定，该支架由代尔夫特理工大学的斯蒂文实验室开发。
这些装置只布置在受拉区的螺栓上，他们可以测量伸长到螺栓断裂的长度（最大伸长量24毫米），且不会破坏。
应变仪采用TMLYFLA-5和YEFCA-5，为屈服后应变计，二者最大应变分别为15%-20%和10%-15%。
这些应变仪布置在端板受拉区域，能提供该区域中的应变分布情况（如图2中斜体参考）。
此外，该式样在梁的翼缘和腹板也分别设有应变计。
由于测试结果比较好，因此所有试件的应变仪和测量装置布置结构相同。
2.2测试过程
试验中，一个400kN拥有±
200mm最大活塞进程的液压制动器对位于梁上离自由端200毫米的装置施加单调递增拉力（如图2-2和图2-3）。
该试验过程由位移控制，液压制动器以0.016mm/s的恒定速度将位移施加到梁上直到试件失效。
试验开始，对试件施加大小为2/3Mj,Rd的荷载，这相当于该节点的理论弹性极限，其中Mj,Rd根据EC3-1-8确定，为该节点的设计弯曲承载力。
然后，完全卸载。
随后，重新加载至节点失效。
在第三阶段中，试验在荷载水平为2/3Mj,Rd和Mj,Rd时中断，在膝范围（即弯矩-转角曲线M-Φ中从刚到柔的过渡部分）与此之后每组6分钟，这相当于一个5.8mm的位移促进器。
测试保持3分钟以记录准静态荷载。
图2-3位移计定位图（单位：
mm）
2.3力学性能
根据EN10002-1[10]标准对端板结构钢进行拉力试验。
平均实际属性列于表2-2中。
在该表中，分别给出了杨氏模量E、应变硬化模量Est、静态屈服和拉伸应力fy和fu、屈强比ρy=fy/fu、应变硬化点的应变εst，平均应变εuni，和断裂荷载εf。
表中的应力值都是在零应变率下得到的静态应力值，及试验中保持不动。
螺栓材料的力学性质根据ISO898-1999（E）来确定，其基本性质列于表2-3中，强度等级分为12.9和8.8。
表2-2结构钢平均特征值
表2-3螺栓平均特征值
3.试验结果
3.1弯矩-转角曲线
连接的弯曲性能通常由M-Φ曲线反映出来，该曲线描述的是外加弯矩M和相应转角ϕ之间的关系。
而试验中，弯矩-转角曲线的特征只能间接获得，这主要根据以下读数得到：
（i）该梁的垂直位移，或（ii）端板的水平位移（如图2-3）。
作用于连接的弯矩M等于外加荷载P乘以荷载作用点到焊接端板一侧梁端之间的距离。
（1）
节点转动变形Φ为柱腹板节点域的剪切变形γ与连接的转动变形ϕ之和，连接的转动变形ϕ是指梁柱中心线的角度变化值θb和θc。
在试验中，柱由于刚性大，难变形。
那么，柱的剪切变形γ和转角变形θc都为0，因此，节点的转动变形等于连接的转角变形ϕ。
梁的转角大致可由下述公式算得：
（2）
其中δDTi是指垂直位移，δb.el（DTi）值梁在位移计DTi处的弹性变形。
δb.el（DTi）由下式算得：
（3）
相对于其他位移计，由于DT3离焊接端板距离较近，因此所测得的结果会有误差。
在这个区域，梁理论不成立，应力分布不均匀。
因此，这些传感器的结果在进一步比较中应被剔除。
如预期，DT1和DT2的结果是相同的，由此该节中涉及到的所有变形值从DT1读取。
3.1.1端板厚度为15mm的试件
三个端板厚度为15mm的试件对应的弯矩-转角曲线如图3-1所示。
这些曲线表明：
（i）两个齐平式端板结构连接的力学性能在整个弹塑性范围内相同，（ii）外伸式端板结构连接表现出更大刚性和更高的承载力，但变形能力较差。
试件的失效为受拉区螺栓的断裂。
对于外伸式连接，位于其外伸部分的2号螺栓发生断裂。
图3-3（b）也显示该螺栓在端板塑性铰线发展完全前发生断裂。
图3-115mm厚端板试件的弯矩-转角曲线图3-210mm厚端板试件的弯矩-转角曲线
（a）试件F1EP_15_2
（b）试件EEP_15_2（全视图和详图）
图3-315mm厚端板试件破坏后示意图
3.1.2端板厚度为10mm的试件
端板厚度为10mm的试件的转动情况反映在图3-2中。
对比两个齐平式端板，二者的弯矩-转角曲线特征稍有差异。
端板F1EP相较于F2EP表现出更高的承载力，符合预期。
在上一组试验中也出现过类似情况。
在这两种情况中，靠近内焊缝热的影响区的端板最终破裂。
由于破裂导致测力传感器达到最大角度值，试验必须中断。
对于外伸端板配置，位于焊接热影响区内的钢板在梁外部受拉翼缘处也发生了破裂（如图3-4）。
比较两种分别配置螺栓强度等级为12.9和8.8的外伸式端板连接，其试验结果显示二者转动特征相似。
图3-4试件EEP_10_2a试件破坏后示意图
3.1.3比较
图3-5比较了两组试验的M-ϕ曲线。
在所有情况下，连接变形的变形能力主要来自装配端板螺栓。
图3-5所示的曲线强调随着端板厚度的增加，连接的承载力和转动刚度随之增大，而转动能力降低。
两组试验的破坏模式也不一样，前面已经解释过。
（a）外伸端板试件（b）齐平端板试件（齐平端板2）
图3-5两类试件弯矩-转角曲线对比
表3-1总结了这七条弯矩-转角曲线的主要特征。
特别是，对不同试验，评定了以下几点特征：
M-ϕ曲线的膝范围（KR）、塑性弯曲承载力Mj,R、最大弯矩Mj,max、初始刚度Sj,ini、后屈服刚度Sj,p-l、最大弯矩对应的转角ϕMj,max以及转动能力ϕC（数据见表3-1）。
膝范围前后准弹性分支曲线的刚度值通过线性回归分析法计算得来。
如上所述，所有特征值都对应于位移计DT1的读数。
表3-1弯矩-转角曲线相关特征值
图3-5所示的曲线图表示上述连接中的两个连接的弯矩-转角曲线，采用另外一种方法定义连接的转角。
除了采用梁位移来计算连接转角的方法外，还可以采用端板的变形行为来定义。
位移计可以测量梁翼缘受压区和受拉区端板和梁之间的间隙（见图2-3中DT5-DT8）。
连接的转角则可以定义如下：
（4）
（b）F1EP_15_2试件（b）EEP_10_2a试件
图3-5试验试件弯矩-转角曲线对比
对于齐平式端板连接（例如图3-5（a）中F1EP_15_2），不同连接的两个受力曲线吻合的非常好，但对于图3-5（b）中EEP_10_2a的外伸式端板连接来说，两条曲线走势有些许差异，尤其是在弹性阶段。
先前关于后者类型连接的研究也提出过这种差异。
3.2受拉区的性质
所测试样件的变形能力主要来自受拉区域的装配端板螺栓。
这种性质的最显著的特点是：
（i）端板的荷载-变形关系，（ii）螺栓伸长行为，和（iii）应变反应。
端板的变形能力以梁翼缘水平面上板和柱翼缘间的缝隙大小来定量。
这些结果对验证受拉区T形连接件的理想化起着举足轻重的作用。
举例说明，图3-6绘出了两个外伸式端板连接的变形曲线。
这两条曲线表明端板的变形随着其厚度减小而增大。
图3-6端板受拉区变形
图3-3和图3-7给出了端板失效的效果图。
10mm厚端板的塑性变形显得更加明显。
图3-7（a）说明塑性铰线发展于热影响区域而非焊脚处，这跟EC3-1-8规范中的规定吻合。
另一个值得一提的现象是螺栓对端板的挤压变形（如图3-7（b）所示），这一现象在由12.9级螺栓和10mm厚端板组合而成的连接中十分常见。
（a）EEP_10_2a
（a）F1EP_10_2试件
图3-710mm厚端板试件破坏后示意图
图3-8绘制的是两种连接类型F2EP_15_2和EEP_15_2的弯矩-螺栓伸长量关系曲线。
在这两种情况下，螺栓最终张拉断裂。
该图表明：
（ⅰ）由于一些几何缺陷，螺栓行为是不完全对称的，因此，一排螺栓中应力最大的螺栓会最早发生破坏（如试样F2EP_15_2中的螺栓＃3和＃4），和（ii）外伸式端板连接中的两排受拉螺栓承受不等荷载：
内部受拉螺栓占据更大的比例的负载；
然而，位于的端板延伸部位的螺栓将主导试件的破坏，因为它们承受更大的转角。
图3-8螺栓伸长性质
12.9级螺栓展现出脆性断裂，伴随少量塑料变形。
这些螺栓张拉失效，几乎没有任何弯曲变形。
与此相反，在试件EEP_10_2b中使用的8.8级螺栓有更好的延展性、可塑性和拉弯组合变形能力。
端板应变仪的布置位置如图2-1中斜体部分，如前文所述。
应变仪结果的完整描述在参考文献[14]中给出。
为了说明的目的，本文只列出一些结果。
图3-9所示为端板15毫米厚的钢板系列的应变结果。
在一般情况下，端板内部的应变值是适度的，达到大约±
1％。
该图表显示：
（i）在内部受拉螺栓下方区域，该端板在荷载传递方向受到张力，（ii）在其他垂直方向有压应力，以及（iii）齐平式端板连接中的应变更大，即与等效外伸式端板连接相比，这种节点类型中有更大的塑性变形。
最后，图3-10所示为端板厚度为10mm系列的外伸式端板连接的应变结果。
在两种情况下该端板的应变是相同的，也就是说在该厚度范围内，螺栓强度等级的影响是微不足道的。
（a）端板内部，靠近梁腹板（SG13-SG15）（b）端板内部，xy应变计（SG16-SG17）
图3-9试件F1EP_15_2和EEP15_2应变计结果
图3-10试件EEP_10_2a和EEP_10_2b试件端板外伸区域应变计结果
4.讨论
欧洲规范EC3-1-12中已经包括了由高强钢强度等级高达S700节点的设计准则。
这种前标准不允许设计采用EC3-1-8概念的半连续/局部约束的高强钢节点。
该实验表明，采用高强钢S690等级的端板也会发生屈服。
尽管如此，只有当节点能够发展充分转角，才能够采用该种结构模型做全局分析，使整个结构的延性失效机理先于节点断裂的发生。
文献表明如果端板相对于螺栓来说是一个“薄弱链接”，则端板连接能够表现出较好的转动性能。
该结论由低碳软钢得出。
目前的试验采用在屈服应力和屈强比上具有相似力学性能的端板和螺栓。
必须研究这是否会影响上述前提。
在以下章节中，对本文试验结果和目前的EC3-1-8设计规范做了对比。
另外，由于节点的转动能力这种半连续/局部约束的设计理念非常重要，本文根据试件试验结果提出了其延展性特征的定义，并根据先前文献中的结果进行了对比验证。
4.1与欧洲规范3的预测进行对比
EC3-1-8对节点的弯曲塑性承载力和初始刚度给出了量化标准。
下文通过采用节点的实际几何特征以及钢材的名义和实际力学性质对这些结构的特性进行了评定，验证了关于节点转动能力的建议，以及将试验结果与规范进行了对比。
其中局部安全因素被视为单一。
4.1.1塑性弯曲承载力
端板刚性连接通过由螺栓张力（s）和对面翼缘压力所形成的力偶来传递弯矩。
在不存在轴向力的情况下，节点的弯曲承载力可由简单的平衡原理求得：
（5）
其中，Fti.R：
受拉区i行螺栓的抗拉承载力；
hi：
第i行螺栓到受压中心的距离；
和n：
螺栓行数。
下标“d”表示“设计值”。
由于连接的整体力学性质取决于端板和螺栓，Fti.R的计算依赖于张力区T形连接件的理想化，该张力区能够发生三种可能的屈服破坏机制。
第一种破坏机制的特点是形成四条塑性铰线：
撬力造成的弯矩形成两条位于螺栓轴的塑性铰线，而另两条塑性铰线位于翼缘与腹板的连接处。
第二破坏机制的特点是翼缘与腹板连接处产生两条塑性铰线，受拉区螺栓断裂。
第三破坏的机制只涉及螺栓失效。
表4-1总结了规范给出的7个试件的屈服承载力预测值。
同时计算了试验结果（表3-1）与EC3-1-8计算值得比值。
二者之间的对比表明所列承载力一般都在膝范围内，但高于实验值。
对于上述10mm端板，用规范预测的承载力是非常准确的。
除了F2EP结构，其他情况下的比率接近1。
对其他三个试样（i）齐平式端板配置中，预测值低于实际值和（ii）对于外伸式端板，预测值显然过高。
值得一提的是，预测的塑性铰线（端板延伸部位的螺栓处有两条塑性铰线产生，梁翼缘内排螺栓的侧向屈服）符合试验的观察现象（如图3-7（a））。
4.1.2初始刚度
初始转动刚度采用EC3-1-8中的组件法进行计算。
用下列表达式来预测初始刚度Sj.ini相对来说更加容易：
（6）
其中z：
杠杆臂长；
kec：
装配件在压-剪区域的刚度；
ket：
装配件在受压区的等效刚度。
z取为（i）齐平式端板连接中从受压区中心到受拉区的螺栓排之间的距离和（ⅱ）外伸式端板连接中从受压区中心到外伸板中两个螺栓行中点的距离。
表4-1对初始刚度的预测值与试验值进行了对比。
这些比值表明规范EC3-1-8高估了连接的初始刚度。
对于外伸式端板连接，如果转动的试验值由端板变形方程等式（4）计算，而非梁变形方程等式
（2），其结果有些许差异。
实验结果刚度也更大。
4.1.3转动能力
表3-1列出了各试验连接的转动能力和相应弯矩的试验结果。
可以容易地看出，那些采用更薄端板的试件比其余试件呈现处更好的转动能力。
表4-1欧洲规范3预测值与试验值的比较（比值=预测值/试验值）
EC3-1-8指出，端板螺栓连接节点如果能满足以下两个条件，则可以假设具有足够的转动能力：
（i）节点的弯曲承载力由的弯曲决定，和（ii）柱翼缘或者端板（不必要与条款（i）中的组件相同）的厚度t能满足下式：
（7）
其中ϕb：
螺栓直径；
fu,b：
螺栓的抗拉强度；
和fy：
相应构件的屈服强度。
EC3-1-8中关于转动能力特性描述规定的应用表明条件一是所有试件都必须保证的（节点的弯曲承载力由端板的弯曲承载能力控制），而条件二（见式（7））只试用于由10mm端板与12.9级螺
升级会员 