強(qiáng)旭紅 武念鐸 羅永峰 劉曉 姜旭

摘 要：為了解高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的受力性能和失效機(jī)理，對(duì)Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行足尺模型試驗(yàn)研究和有限元模擬分析，并將試驗(yàn)結(jié)果與采用歐洲規(guī)范EC3的計(jì)算結(jié)果、有限元分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.研究結(jié)果表明：節(jié)點(diǎn)的失效模式為端板破壞和螺栓斷裂；高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力；EC3中用于普通鋼端板連接節(jié)點(diǎn)承載能力計(jì)算和失效模式預(yù)測(cè)的組件法可直接用于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)，但轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的計(jì)算公式并不適用，且EC3關(guān)于保障節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的相關(guān)要求對(duì)高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)偏于保守.本文建立的有限元模型可準(zhǔn)確模擬該端板連接節(jié)點(diǎn)的彎矩-轉(zhuǎn)角關(guān)系和失效模式.

關(guān)鍵詞：高強(qiáng)鋼；外伸式端板連接節(jié)點(diǎn)；試驗(yàn)研究；有限元分析

中圖分類(lèi)號(hào)：TU392 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1674—2974（2018）07—0001—09

Abstract： In order to reveal more information and understand the behavior and failure mechanisms of high strength steel endplate connections， a full-scale experimental and numerical study is carried out and presented in this paper. Moreover， their experimental behaviors are compared to the numerical results and relative provisions of Eurocode 3. The test results show that the failure mode of high strength steel end plate connections is bolt failure with flange yielding， and the rotation capacity of high strength steel beam-to-column end plate connections is sufficient. Furthermore， the component-based method of Eurocode 3 based on mild steel connections is used to calculate the plastic resistance and to predict the failure mode of high strength steel end plate connections， but it is not suitable to predict their stiffness. Meanwhile， the suggestions on rotation capacity of connections proposed in Eurocode 3 are too conservative for high strength steel end plate connections. The validation of this numerical modelling against all representative experimental results is further verified on moment-rotation relationship and failure mode， which shows good agreements.

Key words： high strength steel；extended endplate connection；experimental study；finite element analysis（FEA）

高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)在受力性能、建筑使用功能、社會(huì)經(jīng)濟(jì)及環(huán)保效益等方面具有顯著優(yōu)勢(shì)，在國(guó)內(nèi)外得到廣泛應(yīng)用[1].與此同時(shí)，近年來(lái)國(guó)家大力提倡發(fā)展建筑工業(yè)化.可高度工廠化制作的預(yù)制裝配式鋼結(jié)構(gòu)體系具有抗震性能好、施工速度快、節(jié)能環(huán)保等特點(diǎn)，是最適合工業(yè)化建造的結(jié)構(gòu)體系之一.梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)可先在工廠將端板焊接在鋼梁上，以保證焊接質(zhì)量；然后在施工現(xiàn)場(chǎng)采用螺栓將焊有端板的梁連接到柱翼緣上，施工方便快捷，因此，是預(yù)制裝配式鋼結(jié)構(gòu)廣泛采用的連接方式之一[2-3].

然而，國(guó)內(nèi)外現(xiàn)行規(guī)范和現(xiàn)有研究的不足制約了高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的應(yīng)用.我國(guó)現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50017—2003）[4]只適用于Q420及以下等級(jí)鋼材，EN 1993-1-8[5]在原有普通鋼材鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中增加補(bǔ)充條款EN 1993-1-12[6]，將規(guī)范適用范圍推廣至S460～S700鋼，但該規(guī)范僅將高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼材引入設(shè)計(jì)規(guī)范，而設(shè)計(jì)計(jì)算方法仍簡(jiǎn)單套用普通鋼的方法，并明確指出目前缺乏高強(qiáng)鋼的相關(guān)試驗(yàn)和研究依據(jù).

樂(lè)毓敏[7]對(duì)Q690高強(qiáng)鋼T型連接組件進(jìn)行單調(diào)拉伸試驗(yàn)，將試驗(yàn)的最大變形值與Jaspart模型和Faella模型預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比.Coelho等[8-10]對(duì)僅端板采用高強(qiáng)鋼的齊平式和外伸式端板連接節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)研究表明，EC3[5]基于普通鋼提出的計(jì)算方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的承載力，但高估了節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的預(yù)測(cè)也較為保守；孫飛飛等[11]對(duì)普通鋼、僅端板采用高強(qiáng)鋼Q690及端板和柱均采用高強(qiáng)鋼Q690的齊平式端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)研究，得到與Coelho類(lèi)似的結(jié)論，研究亦表明采用高強(qiáng)鋼柱會(huì)削弱節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力.Qiang等[12-15]對(duì)普通鋼和僅端板采用高強(qiáng)鋼的齊平式端板連接節(jié)點(diǎn)的常溫、火災(zāi)下及火災(zāi)后力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，并提出采用薄高強(qiáng)鋼端板替代厚普通鋼端板的設(shè)計(jì)理念，但尚未給出具體的設(shè)計(jì)方法.綜上，現(xiàn)階段針對(duì)僅端板采用高強(qiáng)鋼的端板連接節(jié)點(diǎn)的研究較多，文獻(xiàn)[11]對(duì)端板和柱均采用高強(qiáng)鋼的齊平式端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，但未有學(xué)者對(duì)端板、梁及柱均采用高強(qiáng)鋼的外伸式端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行研究，而外伸式端板連接節(jié)點(diǎn)和齊平式端板連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能、失效模式及設(shè)計(jì)方法不同[16].

為此，本文針對(duì)Q690和Q960高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)（端板、梁和柱均采用高強(qiáng)鋼）進(jìn)行足尺試驗(yàn)研究與有限元分析，研究節(jié)點(diǎn)的失效模式、承載能力、初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度、轉(zhuǎn)動(dòng)能力及延性.將試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)行歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證歐

洲規(guī)范對(duì)于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的適用性.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文以EC3[5]組件法為理論依據(jù)設(shè)計(jì)制作3個(gè)高強(qiáng)鋼端板螺栓連接試件（JD1、JD2及JD3），試件的梁、柱長(zhǎng)度及連接位置見(jiàn)圖1.JD1和JD2的梁、柱和端板均采用Q690鋼，梁、柱截面尺寸分別為H300 mm×180 mm×10 mm×12mm和H340 mm×200 mm×10 mm×12 mm. JD3的梁、柱和端板均采用Q960鋼，梁、柱截面尺寸分別為H250 mm×180 mm×10 mm×12 mm和H300 mm×200 mm×10 mm×12 mm.試件的端板與梁端均采用12 mm角焊縫連接，焊條型號(hào)為ER76-G.端板與柱翼緣均采用10.9級(jí)M27高強(qiáng)螺栓連接.為防止板件局部失穩(wěn)，梁、柱內(nèi)設(shè)加勁肋（圖1）.JD1和JD2端板上的螺栓布置和編號(hào)見(jiàn)圖2（a），JD3端板上的螺栓布置和編號(hào)見(jiàn)圖2（b）.

1.2 材料性能

Q690和Q960高強(qiáng)鋼的材料力學(xué)性能采用本文拉伸試驗(yàn)結(jié)果，高強(qiáng)螺栓的材料力學(xué)性能采用文獻(xiàn)[17]的試驗(yàn)結(jié)果，材料力學(xué)性能匯總于表1.

1.3 試驗(yàn)裝置與測(cè)點(diǎn)布置

本文試驗(yàn)裝置安裝方式見(jiàn)圖3，位移計(jì)布置見(jiàn)圖4.在梁翼緣布置3個(gè)豎向位移計(jì)DT1、DT2及DT14，測(cè)量梁的豎向位移；在端板布置1個(gè)豎向位移計(jì)DT9，測(cè)量端板的豎向位移；在端板處布置4個(gè)水平位移計(jì)DT5、DT6、DT7和DT8，測(cè)量端板的水平位移；在柱翼緣布置2個(gè)豎向位移計(jì)DT3和DT4測(cè)量柱翼緣豎向位移；在柱翼緣布置2個(gè)水平位移計(jì)DT12和DT13測(cè)量柱翼緣水平位移.

1.4 加載制度

經(jīng)預(yù)加載，將儀器設(shè)備調(diào)試正常后，進(jìn)行正式加載.正式加載采用位移控制加載方式，加載速率為10 mm·min-1.試驗(yàn)加載至螺栓或端板發(fā)生破壞時(shí)，停止試驗(yàn).

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 失效模式

試件破壞后各組件的狀況見(jiàn)表2. JD1和JD2的破壞現(xiàn)象相同，限于篇幅，本節(jié)僅列出JD1的破壞現(xiàn)象（見(jiàn)圖5），JD3的破壞現(xiàn)象見(jiàn)圖6.

由圖5、圖6和表2可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)破壞后，端板的受拉區(qū)有明顯的塑性變形，且受拉區(qū)螺栓（編號(hào)2-1，2-2）斷裂，因此，依EC3 Part 1-8[5]分析可知，節(jié)點(diǎn)的失效模式為端板和螺栓組合破壞，即為失效模式2，見(jiàn)表3.表3亦列出EC3組件法預(yù)測(cè)的節(jié)點(diǎn)失效模式，由表可見(jiàn)，預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相同，故EC3用于普通鋼梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)失效模式預(yù)測(cè)的組件法可推廣到高強(qiáng)鋼.

2.2 彎矩-轉(zhuǎn)角曲線

梁柱節(jié)點(diǎn)的力學(xué)性能一般采用M-θ曲線描述，其中M為節(jié)點(diǎn)所承受的彎矩，θ為節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角.M通過(guò)式（1）求得，θ通過(guò)式（2）求得.

通過(guò)式（3） ～ （5）計(jì)算θb，由此得到節(jié)點(diǎn)的M - θb曲線見(jiàn)圖7.

由圖7可見(jiàn)，除DT5-DT7和DT1-DT9外，其余測(cè)量值的計(jì)算結(jié)果基本一致.用DT5-DT7測(cè)量值計(jì)算求得的θb偏小，其原因文獻(xiàn)[9]已闡述.由于DT1靠近端板，在該區(qū)域式（4）不適用，故用DT1-DT9測(cè)量值計(jì)算θb時(shí)存在偏差.因此，后續(xù)分析中，θb采用DT14-DT2測(cè)量值的計(jì)算結(jié)果.

通過(guò)式（6）～（7）計(jì)算θc，由此得到節(jié)點(diǎn)的M-θc曲線，見(jiàn)圖8.由圖可見(jiàn)，各組數(shù)據(jù)吻合良好，后續(xù)分析中，θc采用DT3-DT4測(cè)量值的計(jì)算結(jié)果.

由式（2）求得試件的轉(zhuǎn)角θ，并分別繪出節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線，見(jiàn)圖9.圖10給出了依據(jù)M-θ曲線確定節(jié)點(diǎn)力學(xué)指標(biāo)的方法，依據(jù)圖示方法，可得節(jié)點(diǎn)的主要力學(xué)指標(biāo)的試驗(yàn)值：

①初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度Kini：節(jié)點(diǎn)M-θ曲線在原點(diǎn)O處與x軸夾角α的正切值；

②屈服后剛度Kp：節(jié)點(diǎn)M-θ曲線的斜線段BC與x軸夾角β的正切值；

③受彎承載力My：依據(jù)Jaspart建議的方法[12]（見(jiàn)圖11）確定節(jié)點(diǎn)的受彎承載力，即做節(jié)點(diǎn)M-θ曲線BC段的延伸線與縱坐標(biāo)相交，交點(diǎn)對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)值即為My；

④受彎承載力對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角θy：以O(shè)點(diǎn)為起點(diǎn)、初始剛度Kini為斜率做直線與縱坐標(biāo)為My的水平線交于A點(diǎn)，A點(diǎn)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)值即為θy；

⑤極限彎矩Mmax：節(jié)點(diǎn)M-θ曲線的最高點(diǎn)D對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)值；

⑥極限彎矩對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)角θmax：D點(diǎn)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)值；

⑦極限轉(zhuǎn)角Фc：M-θ曲線終點(diǎn)E對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)值.

2.3 受彎承載力

本文采用Jaspart建議的方法[12]（見(jiàn)圖11）確定節(jié)點(diǎn)的受彎承載力試驗(yàn)值My，exp，按照EC3組件法[4]計(jì)算得到節(jié)點(diǎn)的受彎承載力理論值My，EC3.表4列出了My，exp、My，EC3及二者比值，由表可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)的My，EC3與My，exp基本相同，故EC3用于普通鋼梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)受彎承載力計(jì)算的組件法可推廣到高強(qiáng)鋼.

2.4 初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度

本文由M-θ曲線可得節(jié)點(diǎn)的初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度試驗(yàn)值Kini，exp，按EC3組件法計(jì)算得到節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度理論值Kini，EC3.表5列出了Kini，exp、Kini，EC3及二者比值，由表可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)的Kini，EC3遠(yuǎn)大于Kini，exp，故采用EC3組件法計(jì)算得到的高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)初始剛度偏高.導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏高的原因有兩方面：一是EC3的計(jì)算方法是在普通鋼的科研成果之上提出的，本文研究的節(jié)點(diǎn)是全高強(qiáng)鋼的，可能超出EC3建議計(jì)算初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度方法的適用范圍，因此EC3的現(xiàn)行方法是否適用于高強(qiáng)鋼節(jié)點(diǎn)有待驗(yàn)證；二是EC3組件法在計(jì)算節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度時(shí)忽略梁翼緣的抗拉剛度，本文試件因均采用高強(qiáng)鋼，故梁截面尺寸較小，導(dǎo)致梁翼緣抗拉剛度不可忽略.

2.5 轉(zhuǎn)動(dòng)能力

對(duì)于普通鋼端板連接節(jié)點(diǎn)，文獻(xiàn)[11]建議：Фc達(dá)到0.04～0.05 rad即可認(rèn)為其具有足夠的轉(zhuǎn)動(dòng)能力；Wilkinson[18]認(rèn)為，節(jié)點(diǎn)的塑性轉(zhuǎn)角θp（見(jiàn)式（8）（9））大于0.03 rad時(shí)，在地震作用下節(jié)點(diǎn)不會(huì)先于構(gòu)件破壞.EC3[5]建議：若節(jié)點(diǎn)的受彎承載力由端板或柱翼緣控制，且柱翼緣或端板厚度滿足式（10），則節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力滿足要求.

對(duì)節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線進(jìn)行分析，并結(jié)合式（8）～（9），得到節(jié)點(diǎn)的Φc、θp，列于表6.由表6可見(jiàn)，節(jié)點(diǎn)的Φc均大于0.05 rad，θp均大于0.03 rad，因此，可認(rèn)為節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力良好.

依據(jù)EC3[5]關(guān)于保障節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的相關(guān)要求，JD1、JD2及JD3具備良好轉(zhuǎn)動(dòng)能力的前提分別是端板厚度t≤11.83 mm和t≤10.33 mm（見(jiàn)式（10））.但本文試驗(yàn)結(jié)果表明：雖然節(jié)點(diǎn)的端板厚度（均為12 mm）均超過(guò)EC3上限值，但節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力良好，故EC3[4]關(guān)于保障節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的相關(guān)要求對(duì)高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)有些偏于保守.

2.6 延性

節(jié)點(diǎn)延性一般用轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μθ評(píng)價(jià).文獻(xiàn)

[19]建議采用式（11）計(jì)算μθ，而Coelho[10]分別采用式（11）和式（12）計(jì)算μθ.本文采用文獻(xiàn)[10]的建議計(jì)算節(jié)點(diǎn)的μθ值，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7.

由表7可見(jiàn)，JD1、JD2的μθ1值偏差較大（JD1的μθ1值僅為JD2的0.76），文獻(xiàn)[10]也報(bào)導(dǎo)了此類(lèi)偏差現(xiàn)象.本文分析認(rèn)為，由于μθ1為Фc與θy的比值，而試驗(yàn)所得節(jié)點(diǎn)M-θ曲線的下降段受材料性能、荷載偏心、加載設(shè)備應(yīng)變能釋放等因素影響，極不穩(wěn)定，故Фc離散性很大，這導(dǎo)致JD1、JD2的μθ1值偏差較大.而μθ2為θmax與θy的比值，θmax較為穩(wěn)定（由表6可見(jiàn)JD1、JD2的θmax相差較小），因此，JD1、JD2的μθ2較為接近（JD1的μθ2值為JD2的0.93）.綜上，本文建議采用式（12）計(jì)算節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)角延性系數(shù)μθ.

3 有限元分析

3.1 有限元模型

本文采用ABAQUS建立有限元模型.由于試件的幾何尺寸、荷載及邊界條件具有對(duì)稱(chēng)性，為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，取試件的一半進(jìn)行建模分析.由于節(jié)點(diǎn)螺栓孔附近應(yīng)力分布復(fù)雜，故在端板和柱翼緣的螺栓孔區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)分.節(jié)點(diǎn)的有限元模型見(jiàn)圖12.有限元模型采用8節(jié)點(diǎn)6面體線性減縮積分單元C3D8R.

有限元模型中的接觸關(guān)系包括：螺帽-柱翼緣、螺桿-螺孔、螺桿-螺母、螺母-端板及柱翼緣-端板，接觸對(duì)中“面面接觸”屬性均采用“有限滑移”.螺桿與螺母采用綁定約束模擬.為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，本文未對(duì)梁和端板之間的焊縫建立實(shí)體模型，亦采用了綁定約束模擬.為解決接觸分析的收斂問(wèn)題，分析過(guò)程分4步：①臨時(shí)約束螺栓和端板的所有自由度，施加10 N的螺栓預(yù)緊力；②釋放螺栓和端板的臨時(shí)約束；③固定螺栓長(zhǎng)度；④施加荷載進(jìn)行計(jì)算.分析步①～③用以保證接觸關(guān)系平穩(wěn)建立，可有效解決接觸分析的收斂問(wèn)題[13].數(shù)值計(jì)算時(shí)考慮材料與幾何雙重非線性效應(yīng).節(jié)點(diǎn)各組件的失效準(zhǔn)則采用文獻(xiàn)[13]的建議：對(duì)于柱翼緣和端板，當(dāng)?shù)刃苄詰?yīng)變達(dá)到材料極限應(yīng)變即認(rèn)為其失效；對(duì)于螺栓，由于螺栓受到拉彎作用，其橫截面應(yīng)變分布如圖13所示，當(dāng)平均主應(yīng)變?chǔ)?1，av，b（見(jiàn)式（13））達(dá)到材料極限應(yīng)變即認(rèn)為其失效.

本文以EC3[20]給出的考慮材料強(qiáng)化的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系（見(jiàn)圖14）為基礎(chǔ)，建立高強(qiáng)鋼及高強(qiáng)螺栓的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系.圖中，fy為屈服強(qiáng)度，fu為極限強(qiáng)度；εp取fy /E，εy取0.02，εs取0.04，εt取0.15，εu取0.20.有限元模型中，Q690高強(qiáng)鋼和10.9級(jí)高強(qiáng)螺栓的材料真實(shí)應(yīng)力σtrue、真實(shí)應(yīng)變?chǔ)舤rue由式（14）～（15）計(jì)算得到.

3.2 有限元分析結(jié)果

3.2.1 失效模式

試驗(yàn)所得JD1（限于篇幅，本節(jié)未列出JD2有限元模擬結(jié)果）和JD3的破壞形態(tài)及有限元模擬結(jié)果分別見(jiàn)圖15～16.由圖可見(jiàn)，兩者吻合較好.有限元模擬得到JD1和JD3的端板和螺栓的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D與試驗(yàn)所得破壞形態(tài)的對(duì)比分別見(jiàn)圖17～18，由圖可見(jiàn)，二者較為吻合.

3.2.2 M-θ曲線

試驗(yàn)和有限元模擬得到節(jié)點(diǎn)的M-θ曲線見(jiàn)圖19.由圖19可見(jiàn)，除下降段外，試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果吻合良好.由于有限元模型求解時(shí)采用完全牛頓法，無(wú)法模擬M-θ曲線的下降階段，故無(wú)法得到Фc.

試驗(yàn)所得節(jié)點(diǎn)極限承載力Mmax，exp與有限元模擬所得節(jié)點(diǎn)極限承載力Mmax，F(xiàn)EM見(jiàn)表8，二者最大偏差僅為3%.

綜上，本文的有限元可較為合理、準(zhǔn)確地模擬高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的力學(xué)行為.

4 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)高強(qiáng)鋼裝配式梁柱端板連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行足尺模型試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析，得出以下結(jié)論：

1）高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)的失效模式為端板和螺栓組合破壞，為延性破壞.高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)具有良好的轉(zhuǎn)動(dòng)能力.

2）EC3對(duì)普通鋼節(jié)點(diǎn)失效模式的預(yù)測(cè)方法和節(jié)點(diǎn)受彎承載力的計(jì)算方法可直接用于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)；但EC3方法對(duì)高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)初始轉(zhuǎn)動(dòng)剛度的計(jì)算結(jié)果偏高，且EC3有關(guān)保障節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力的相關(guān)要求對(duì)于高強(qiáng)鋼端板連接節(jié)點(diǎn)偏于保守.

3）節(jié)點(diǎn)受彎試驗(yàn)所得Фc值的離散性較大，建議節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角延性系數(shù)采用式（12）進(jìn)行計(jì)算.

4）有限元模型能準(zhǔn)確模擬節(jié)點(diǎn)的失效模式和M-θ曲線，可作為后續(xù)參數(shù)分析的依據(jù).

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