常溫與高溫下高強鋼T型連接受拉性能試驗

強旭紅,盧 強,姜 旭,陳武龍

(同濟大學 土木工程學院,上海 200092)

高強鋼節(jié)點的研究和設計中,T型連接可用于模擬分析梁柱端板連接節(jié)點受拉區(qū)的力學性能,并且模擬節(jié)點可能發(fā)生的破壞模式。目前,歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]已經(jīng)引入T型連接模型,對常溫下端板連接節(jié)點的強度、剛度和轉(zhuǎn)動能力做出明確規(guī)定,并且在此設計規(guī)范的基礎上增加補充條款EN 1993-1-12[2],使其適用范圍涵蓋了S460～S700高強鋼(屈服強度為460～700 MPa),中國現(xiàn)行規(guī)范GB 50017—2017《鋼結構設計標準》[3]只適用于Q460鋼及以下強度等級的鋼材, JGJ/T 483—2020《高強鋼結構設計標準》[4]對鋼材強度不低于460 MPa的鋼結構設計做出了規(guī)定。此外,美國、加拿大和日本等國家和地區(qū)相繼發(fā)布了高強度結構用鋼設計規(guī)范,或是在原有基礎上增添了相關條文。雖然規(guī)范將高強結構鋼引入結構設計,但設計理論和計算方法大多是在普通鋼結構設計的基礎上,套用普通鋼的計算公式,通過改變公式系數(shù)等方法來計算高強鋼結構的力學特性。對于世界范圍內(nèi)現(xiàn)行的主要鋼結構設計規(guī)范,鋼材在高溫下力學性能的退化通常使用高溫力學性能折減系數(shù)來表征,對于高強鋼結構在高溫下的力學性能的相關條文是基于普通鋼的試驗研究結果,缺乏更加深入的理論與試驗研究,并沒有相應的針對方法進行修正[5-6]。這樣設計的高強鋼端板連接節(jié)點在常溫和高溫下的力學性能是否經(jīng)濟合理,需要通過試驗以及理論研究進行更進一步的論證。

目前,國內(nèi)外對于高強鋼結構節(jié)點力學性能的研究較為有限。Piluso等[7]提出一種能有效預測T型連接下極限狀態(tài)塑性變形能力的理論模型,并對試件進行拉伸試驗分析論證模型的合理性。Heidarpour等[8]基于簡支梁理論和高溫材性折減,提出T型連接破壞模式、極限荷載和屈服荷載等力學性能指標可以由端板彎曲剛度和螺栓軸向剛度的相對關系得到。陳士哲等[9-10]提出了考慮螺栓抗彎剛度的T型連接初始剛度的計算方法。武念鐸[11]研究了考慮螺栓抗彎剛度情況下不同參數(shù)對T型連接初始剛度的影響,使其更具有包括高強鋼結構的普適性。孫飛飛等[12]將平齊式端板連接分為全普通鋼、僅端板高強鋼和全高強鋼3種節(jié)點進行試驗,試驗結果表明高強鋼柱翼緣會削弱節(jié)點的轉(zhuǎn)動能力。

基于目前國內(nèi)外學者對T型連接力學性能的研究現(xiàn)狀,本文以梁柱外伸式端板連接節(jié)點為研究對象,以T型連接作為等效替代組件,完成了常溫和高溫下高強鋼T型連接的拉伸試驗,探究不同因素對T型連接的抗拉承載力、初始拉伸剛度及破壞模式的影響規(guī)律,為進一步研究端板連接節(jié)點在高溫下的力學性能與優(yōu)化設計方法奠定基礎。同時,結合歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]以及中國《端板式半剛性連接鋼結構技術規(guī)程》[13]計算得到的理論結果,研究各因素的影響規(guī)律以及驗證規(guī)范的適用情況,并提出相應設計建議。

1 試驗研究

1.1 試件設計

實際工程的T型連接節(jié)點見圖1(a),試件示意見圖1(b),其中e為螺栓中心到翼緣邊緣的距離,d為螺栓中心到焊腳的距離,tw為腹板厚度,tf為翼緣厚度,b為翼緣寬度。上下腹板長寬尺寸統(tǒng)一采用170 mm×100 mm,厚度與翼緣相等。

圖1 T型連接

歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]對T型連接的設計尺寸做出如下建議:

m=d-0.8s

(1)

n=min(e, 1.25m)

(2)

n/m≤1.25

(3)

式中:s為焊腳尺寸,e為螺栓中心到翼緣邊緣的距離,d為螺栓中心到焊腳的距離。

T型連接試件的螺栓中心到翼緣邊和焊腳距離之比e/d值的范圍在0.63～1.60,圍繞在規(guī)范建議值附近。實際工程中,端板連接節(jié)點的破壞模式主要是端板破壞,因此在確定高強鋼端板厚度的時候,為保證端板首先失效,根據(jù)歐洲規(guī)范提供的計算公式,設計端板連接的承載力略低于其他組件,由此得到Q690的端板厚度為14 mm,對應T型連接的翼緣厚度tf也為14 mm。其余強度等級的T型連接翼緣厚度則按照等承載力的原則通過計算得到,即保證設計的其他T型連接試件與14 mm厚Q690鋼T型連接具有近似的抗拉承載力,所有試件采用統(tǒng)一焊腳尺寸8 mm。因為螺栓直徑de與翼緣厚度tf的比值de/tf會對T型連接的各項力學性能產(chǎn)生顯著的影響[14],所以在設計試件時,同時考慮了螺栓直徑在內(nèi)的其他因素。所有試件按試驗溫度可分為常溫試驗和高溫試驗,試件的編號、選材、溫度、尺寸等信息詳見表1。

表1 T型連接試件統(tǒng)計表

1.2 加載方案

試驗在同濟大學土木工程防災國家重點實驗室的“新三思”高溫力學試驗機上進行,通過支架導軌上安裝的高溫電爐加熱T型連接試件進行高溫下試驗。試驗前,將試件固定在試驗機夾持端兩端,然后將試件升溫到目標高溫溫度。在爐內(nèi)升溫時,保證整個試件受熱均勻并達到預期試驗溫度后持溫15 min,再開始加載。加載時,兩端夾持后通過上端液壓拉伸加載,同時在加載端自動記錄加載位移,試件的變形通過DIC非接觸式光學變形測量系統(tǒng)測量。進行常溫試驗時只需將電爐沿前后滑開,加載過程與高溫試驗相同。具體試驗裝置見圖2。

試驗通過位移加載控制,加載速率為1.5 mm/min。常溫試驗時加載至翼緣或是螺栓破壞時停止,高溫試驗時由于爐內(nèi)空間有限(見圖2(b)),為防止螺栓崩裂造成爐內(nèi)壁損壞,一方面降低加載速率至1.0 mm/min,另一方面當加載到荷載-位移曲線下降段時即停止加載,同時設置40 mm加載位移為控制上限。

圖2 試驗裝置

2 試驗結果分析

2.1 常溫試驗

根據(jù)試驗結果可得到常溫下T型連接各試件的荷載-位移曲線,按照不同試驗影響因素分組進行對比,見圖3。

圖3 常溫下T型連接的荷載-位移曲線

從圖3的荷載-位移曲線可以得到試件的初始拉伸剛度kini,exp和抗拉承載力FT,exp,初始拉伸剛度取荷載-位移曲線的初始切線模量,抗拉承載力取荷載-位移曲線最高點對應的荷載。歐洲規(guī)范將T型連接的破壞模式分為3種:破壞模式1——T型連接翼緣完全屈服;破壞模式2——T型連接翼緣屈服的同時螺栓被拉斷失效,破壞模式3——僅螺栓被拉斷失效。試驗試件的破壞模式和破壞形態(tài)以及根據(jù)歐洲規(guī)范預測的破壞模式等結果見表2。

表2 常溫下T型連接受拉性能統(tǒng)計表

圖4 常溫下T型連接試件破壞形態(tài)

由表2和圖4可知,常溫下試驗得到的各試件的破壞模式均為破壞模式2,即翼緣與腹板交界處出現(xiàn)屈服線的同時螺栓也發(fā)生破壞。BST-A和D1-A使用了不同批次的M20 8.8級和M16 10.9級螺栓,螺栓表面進行了發(fā)黑處理,削弱了螺栓與螺母接觸面的摩擦作用,導致在加載過程中發(fā)生了螺紋滑移。

歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]建議計算3種破壞模式下T型連接的抗拉承載力,以其中最小值對應的破壞模式作為預測結果。經(jīng)試驗驗證,多數(shù)情況下歐洲規(guī)范能準確地預測常溫下高強鋼T型連接的破壞模式。然而,對螺栓離焊縫距離d值較大的高強鋼T型連接,如ED3-A和ED4-A,歐洲規(guī)范預測結果與試驗結果不同,這是因為歐洲規(guī)范對兩種模式的理論抗拉承載力的界定差距比較小,在10%以內(nèi)。值得注意的是此時歐洲規(guī)范對高強鋼T型連接破壞模式的預測是偏于不安全的。

2.2 高溫試驗

根據(jù)試驗結果,可得到高溫下T型連接各試件的荷載-位移曲線,按照試驗影響因素分組進行對比見圖5。

圖5 高溫下T型連接的荷載-位移曲線

需要說明的是,TEMP1-500作為首個加載的試件,加載到螺栓斷裂,出于對試驗爐的保護目的,后續(xù)試件未加載到螺栓斷裂。另外,TEMP2-400在加載初期發(fā)生了夾持端滑移。從圖中的荷載-位移曲線分析得到試件的初始拉伸剛度kini,exp和抗拉承載力FT,exp,試驗破壞情況以及根據(jù)歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]預測的破壞模式見表3。

表3 高溫下T型連接受拉性能統(tǒng)計表

出于對試驗爐保護的需要,試驗均只加載到荷載-位移曲線下降段初期,因此加載后的試件基本全部表現(xiàn)為翼緣與腹板交界處出現(xiàn)屈服線和螺栓彎曲,見圖6。

圖6 高溫下T型連接的失效形態(tài)

由表3和圖6可知，高溫下各試件的破壞模式依然均為破壞模式2，但變形較常溫試驗有明顯區(qū)別：在螺栓彎曲程度相近的情況下，翼緣塑性發(fā)展并不完全，彎曲變形更小。即在翼緣和螺栓的強弱對比中，由于高溫環(huán)境的存在，高強螺栓的強度折減更大，螺栓成為T型連接承載的薄弱環(huán)節(jié)，試件整體破壞具有向破壞模式3發(fā)展的趨勢。依據(jù)歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]得到的理論預測結果與試驗結果一致,這表明歐洲規(guī)范對于高強鋼T型連接破壞模式的預測方法在高溫環(huán)境下也同樣適用。

3 影響因素分析

針對T型連接每種破壞模式,歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]同時給出了相應的抗拉承載力和初始拉伸剛度計算方法。計算過程中涉及到常溫和高溫下Q355、Q460、Q690、S690和S960鋼以及高強螺栓的相關力學性能。其中常溫下Q355、Q460和Q690鋼力學性能由拉伸試驗確定,見表4。高溫下Q355、Q460和Q690鋼的力學性能分別由文獻[15-17]確定。

表4 常溫下Q355、Q460和Q690力學性能實測值

常溫及高溫下S690和S960鋼的力學性能分別采用文獻[5-6]的試驗數(shù)據(jù)。高強螺栓常溫和高溫下的力學性能數(shù)據(jù)則參照文獻[18-19]。對高溫下材性進行折減,并按照歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]以及中國《端板式半剛性連接鋼結構技術規(guī)程》[13]分別計算得到T型連接的初始拉伸剛度(kini,EN、kini,CECS)和抗拉承載力(FT,EN、FT,CECS),計算結果和對應試驗結果詳見表5。

表5 T型連接受拉性能規(guī)范計算結果與試驗結果的比較

3.1 高溫溫度的影響

為探究高溫溫度對T型連接受拉性能的影響,分別選取Q690組試件:STA-A、TEMP1-300、TEMP1-400、TEMP1-500、STA-600;S960組試件:ST3-A、TEMP2-300、TEMP2-400、TEMP2-500和ST3-600。以常溫(20 ℃)下的試驗數(shù)據(jù)為基準,即分別為STA-A、ST3-A的數(shù)據(jù),將高強鋼Q690和超高強鋼S960制作的T型連接在不同高溫溫度下的試驗值歸一化處理。得到T型連接初始拉伸剛度和抗拉承載力折減系數(shù)的變化曲線見圖7。

圖7 T型連接受拉性能隨溫度的變化曲線

由圖7可知,隨著溫度升高,T型連接的初始拉伸剛度和抗拉承載力都出現(xiàn)下降趨勢,其中500 ℃下S960試件由于夾持端發(fā)生滑移,導致初始拉伸剛度值略高。初始拉伸剛度下降段集中在20～300 ℃范圍,在300～600 ℃隨溫度升高初始拉伸剛度下降并不明顯,整體維持在一個相對穩(wěn)定的區(qū)間。而抗拉承載力在500 ℃之前隨溫度升高呈類線性下降,500～600 ℃開始快速下降,整體曲線走勢與相應材料極限強度隨溫度的折減變化相似,見圖7(b)。與高溫溫度相關的T型連接試件受拉性能的規(guī)范計算結果與試驗結果的比值見表6。

表6 與溫度相關的T型連接規(guī)范計算結果與試驗結果的比值

由表5、6可知:1)根據(jù)歐洲鋼結構設計規(guī)范EN 1993-1-8[1]和中國《端板式半剛性連接鋼結構技術規(guī)程》[13]計算得到的常溫下T型連接初始拉伸剛度會顯著高于真實情況,是偏于不安全的。高溫下直接通過溫度折減材性的方式,簡單套用兩種規(guī)范進行計算則會進一步放大這種差距,其原因在于歐洲規(guī)范和中國規(guī)程給出的T型連接初始拉伸剛度計算公式是基于理想的固接梁模型推導而來,結果與所使用翼緣的彈性模量的大小成正相關。然而鋼材隨溫度變化的彈性模量并不能代表整個T型連接隨溫度變化的初始拉伸剛度,這點也可以從圖7的剛度折減曲線對比看出;2)兩個規(guī)范都能在保有一定強度儲備的情況下較為準確地算得T型連接的抗拉承載力,且溫度越高剩余的強度儲備越高。

3.2 翼緣厚度與強度的復合影響

翼緣厚度是影響T型連接初始拉伸剛度的重要因素[20-21],在保證計算得到的試件抗拉承載力相當?shù)那闆r下,使其翼緣厚度和強度變化,相關試件為STA-A、ST1-A、ST2-A、ST3-A、STA-600、ST1-600、ST2-600和ST3-600,同時以Q355的試驗數(shù)據(jù)為基準,將其他試驗值歸一化處理,得到初始拉伸剛度和抗拉承載力系數(shù)的變化曲線見圖8。

圖8 T型連接受拉性能隨翼緣厚度的變化曲線

由圖8(a)可知,隨著翼緣厚度增加,常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度會增加,原因是翼緣的彎曲變形是整個T型連接拉伸位移的重要組成部分,當翼緣厚度增加,其彎曲變形變小,初始拉伸剛度增加。由圖8(b)可知,常溫下T型連接的實際抗拉承載力差距均控制在10%以內(nèi),而在高溫環(huán)境下其抗拉承載力波動變大,這一點主要受兩方面因素影響:一是每種鋼材抗火性能不同,導致高溫下材料性能出現(xiàn)差異;二是高溫環(huán)境下,T型連接作用的撬力大小及分布發(fā)生改變,這導致抗拉承載力進一步變化。與翼緣厚度和強度相關的T型連接試件受拉性能的規(guī)范計算結果與試驗結果的比值見表7。

以翼緣12 mm厚的ST3系列試件為基準,分別將常溫和高溫下試驗和規(guī)范計算得到的初始拉伸剛度值進行歸一化處理,得到與翼緣厚度因素相關的T型連接初始拉伸剛度發(fā)展系數(shù),見圖9。由表5、7和圖9可知:1)試驗得到的T型連接初始拉伸剛度值隨厚度增加較為平緩,翼緣厚度從12 mm增加到20 mm,初始拉伸剛度值大約增加了30%;2)兩個規(guī)范計算方式顯著高估了板件厚度的影響作用,且板件厚度越大,通過規(guī)范計算得到的理論值更加偏離試驗值。這主要是因為兩個規(guī)范中初始拉伸剛度的計算式與板件厚度t的三次方成正比,因此其數(shù)值對于板件厚度變化非常敏感;3)兩個規(guī)范對于常溫T型連接的抗拉承載力留有10%左右的強度儲備,在高溫環(huán)境下,規(guī)范計算結果的強度儲備則會擴大至30%左右,略偏于保守。

圖9 T型連接初始拉伸剛度發(fā)展曲線

3.3 螺栓位置的影響

不同螺栓位置的T型連接試件為STA-A、ED1-A、ED2-A、ED3-A、ED4-A、STA-600、ED1-600、ED2-600、ED3-600和ED4-600,其中STA-A和STA-600使用了與其他S690試件名義屈服強度相同的Q690鋼。以試驗值最小的ED4系列的試驗數(shù)據(jù)為基準,將其他試驗結果歸一化處理,得到初始拉伸剛度和抗拉承載力系數(shù)的變化曲線見圖10。

由表5和圖10可知,在保持T型連接螺栓離腹板的距離d不變的情況下,增大螺栓離翼緣的邊距e,其常溫和高溫下初始拉伸剛度和抗拉承載力并無大幅度變化。而在保持T型連接螺栓離翼緣邊距e不變的情況下,增大螺栓離腹板的距離d,其初始拉伸剛度和抗拉承載力會顯著下降,而溫度對抗拉承載下降幅度的影響更大。綜合來看,當e/d值大于1時,常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度和抗拉承載力變化不大;當e/d值小于1時,隨著e/d值的減小,常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度和抗拉承載力也會顯著減小。與螺栓位置相關的T型連接試件受拉性能的規(guī)范計算結果與試驗結果的比值見表8。

圖10 T型連接受拉性能隨螺栓位置的變化曲線

表8 與螺栓位置相關的T型連接規(guī)范計算結果與試驗結果的比值

由表5、8可知:1)保持螺栓離腹板的距離d不變,增大螺栓離翼緣邊緣的距離e,由于沒有改變翼緣塑性絞線的長度,歐洲規(guī)范和中國規(guī)程計算得到的初始拉伸剛度不變。當保持e不變,d增大時,由于增大固接梁模型的計算跨度m的影響大于增加塑性絞線的計算長度leff,因此計算得的初始拉伸剛度仍變小;2)在保持螺栓離腹板的距離d不變,螺栓離翼緣邊緣的距離e增大時,規(guī)范計算的抗拉承載力略高。保持e不變,d增大,規(guī)范計算得到的抗拉承載力顯著降低。一方面,是因為增大了固接梁模型的計算跨度m,導致焊縫和螺栓孔附近作用的彎矩大小增加,翼緣與腹板交界處更易屈服;另一方面,隨著e/d值的增加,T型連接內(nèi)的撬力作用隨之減小,且減小幅度也隨之降低,當e/d值大于1.25,減小幅度將大大降低[22]。所以當e/d值減小,T型連接內(nèi)的撬力作用更明顯,將使螺栓內(nèi)力進一步增大,更容易發(fā)生螺栓斷裂破壞;3)歐洲規(guī)范和中國規(guī)程能較為準確地計算出常溫下T型連接的抗拉承載力,結果與試驗結果的差距在10%左右,并且當e/d值越小,理論結果與試驗結果的差距越小。在高溫下差距縮小更為明顯,當e/d值為0.63時,這一差距僅為11%,而同組其他試件差距均在25%以上。

3.4 螺栓直徑的影響

不同螺栓直徑的T型連接試件為STA-A、D1-A、D2-A、STA-600、D1-600和D2-600。以D1系列試件試驗數(shù)據(jù)為基準,將試驗結果歸一化處理,得到初始拉伸剛度和抗拉承載力系數(shù)的變化曲線見圖11。

圖11 T型連接受拉性能隨螺栓直徑的變化曲線

由圖11可知,常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度會隨著螺栓直徑的增大而增加。歐洲規(guī)范把T型連接的破壞分為3種破壞模式,其本質(zhì)是螺栓與翼緣之間的強弱對比。隨著螺栓直徑的增加,T型連接的破壞會有從破壞模式2向破壞模式1發(fā)展的趨勢,其初始拉伸剛度將相對變大。同樣地,常溫和高溫下T型連接的抗拉承載力也會隨著螺栓直徑的增大而提高,并且高溫下的增長幅度要顯著大于常溫。這主要是因為高溫下螺栓強度的折減幅度比翼緣更大,T型連接的破壞模式逐漸向破壞模式3發(fā)展,即僅螺栓斷裂失效,T型連接翼緣塑性發(fā)展不充分,屬于脆性破壞,在這種情況下螺栓直徑的增加將直接提高T型連接的抗拉承載力。與螺栓直徑相關的T型連接試件受拉性能的規(guī)范計算結果與試驗結果的比值見表9。

表9 與螺栓直徑相關的T型連接規(guī)范計算結果與試驗結果的比值

由表5、9可知:1)兩個規(guī)范在計算T型連接的初始拉伸剛度時,均未考慮螺栓的作用,而實際上,隨著螺栓直徑的增加,常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度都有所增加;2)兩個規(guī)范都能在保有一定強度儲備的情況下,較為準確地計算出常溫和高溫下使用不同直徑螺栓的T型連接的抗拉承載力,這主要是因為規(guī)范在計算抗拉承載力時充分考慮了螺栓的承載能力,取3種破壞模式中承載力的最小值作為其抗拉承載力理論值。值得注意的是,D1-600因為試驗過程中發(fā)生了螺紋滑移,出現(xiàn)過早破壞,故試驗承載力相較理論抗拉承載力偏低。

3.5 螺栓強度的影響

不同螺栓強度的T型連接試驗結果見表10。

表10 與螺栓強度相關的T型連接試驗結果

由表10可知,在不改變螺栓直徑的情況下,增大螺栓的強度幾乎不會改變常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度,但是能顯著提升T型連接的抗拉承載力,且在高溫下的提升效果更加明顯。與螺栓強度相關的T型連接試件受拉性能的規(guī)范計算結果與試驗結果的比值見表11。

表11 與螺栓強度相關的T型連接規(guī)范計算結果與試驗結果的比值

由表5、11可知:1)在螺栓直徑相同的情況下,螺栓強度對于常溫和高溫下T型連接的初始拉伸剛度影響很小,規(guī)范推薦的計算公式?jīng)]有考慮螺栓的作用,故螺栓強度改變也不會影響計算所得初始拉伸剛度的大小;2)如果直接采用材性折減的方式套用常溫下的規(guī)范計算高溫下T型連接的理論抗拉承載力,對于螺栓強度較低的T型連接,結果會偏于不安全。

4 結 論

對28個高強鋼T型連接試件進行試驗研究和理論分析,主要結論如下:

1)歐洲規(guī)范和中國規(guī)程在計算高溫下T型連接初始拉伸剛度的時候,僅考慮彈性模量的折減,理論計算結果偏于不安全的;對于抗拉承載力,歐洲規(guī)范和中國規(guī)程推薦的理論計算偏于保守。

2)相比于厚翼緣普通鋼T型連接,薄壁高強鋼T型連接能在保持承載力相當?shù)那闆r下,具有更好的變形能力。歐洲規(guī)范和中國規(guī)程推薦的T型連接初始拉伸剛度的計算公式對于厚翼緣的T型連接計算結果會顯著偏大。

3)當e/d值大于1時,保持螺栓離腹板的距離d不變,改變螺栓離翼緣邊緣的距離e,對于T型連接的初始拉伸剛度和抗拉承載力影響不大。當e/d值小于1時,增大螺栓離腹板的距離d會明顯降低T型連接的初始拉伸剛度和抗拉承載力。歐洲規(guī)范和中國規(guī)程對于高e/d值的T型連接計算結果更加保守,對于低e/d值的T型連接計算結果更準確。

4)歐洲規(guī)范和中國規(guī)程在計算T型連接初始拉伸剛度時沒有考慮螺栓直徑的影響,事實上螺栓直徑的增加將增大T型連接初始拉伸剛度值,應納入考慮。

5)僅改變螺栓強度會提高T型連接的抗拉承載力,但是對初始拉伸剛度影響不大。對于采用螺栓強度明顯低于翼緣強度的T型連接,歐洲規(guī)范和中國規(guī)程的理論計算偏于不安全。

6)綜上所述,歐洲規(guī)范和中國規(guī)程不適用于高溫下高強鋼T型連接初始拉伸剛度的理論計算,不適用于常溫和高溫下其螺栓強度明顯低于翼緣強度的T型連接的抗拉承載力計算,因此亟待提出針對性的設計建議。