双T形弯矩预认证节点 - AISC

本验证算例由 俄亥俄州立大学 与 IDEA StatiCa 联合项目共同编制。作者名单如下：

• Baris Kasapoglu，博士研究生
• Ali Nassiri，博士
• Halil Sezen，博士

5.1. 引言

本研究中最后一种钢结构节点类型为双T形弯矩节点（见图 5.1）。双T形节点是一种预认证节点，若满足 AISC 358 规定的要求，可用于抗震区域的 IMF 和 SMF 体系。在本研究范围内，从文献中选取了一项针对双T形节点及其变体所进行的试验研究，按照 AISC 设计程序及 IDEA StatiCa 对其抗弯承载力进行了分析。此外，还使用 ABAQUS 软件对基准模型进行了分析，并对结果进行了比较。

图 5.1：典型双T形弯矩节点（AISC 358）

以下各节将描述试验测试内容，总结针对各试件所进行的 AISC 规范校核，并讨论从 IDEA StatiCa 和 ABAQUS 获得的数值分析结果。最后，对三个来源（即试验、AISC 设计程序和数值分析）所得结果进行比较。

5.2 试验研究

Leon（1999）在佐治亚理工学院对六个足尺双T形节点和 48 个单独T形件进行了测试，作为 SAC Task 7.03 项目的组成部分。本研究的主要目的是深入了解螺栓节点在循环荷载下的受力行为，并验证小尺寸构件试验结果是否可以外推至足尺节点。在本研究范围内，仅对六个足尺试验的详情和结果进行了总结。如需进一步了解试验详情，读者可参阅 Swanson（1999）和 Smallidge（1999）以及 Leon（1999）的试验报告。

所有试件均采用 W14×145 柱，梁截面从 W21×44 到 W24×55 不等。所有紧固件均为高强度 A490 扭剪型螺栓，直径为 7/8 英寸或 1 英寸。T形件由三种不同宽翼缘型钢截面（W16×45、W16×100 和 W21×93）切割而成。所有试件均采用 3/8 英寸厚的抗剪连接板，长度为 9 英寸或 12 英寸，具体取决于螺栓数量。六个试件中，选取其中一个作为基准模型（试验编号：FS-06），其余作为变体模型（见表 5.1）。

表 5.1：双T形试件的参数（Leon, 1999）

试验装置由一根 152 英寸长的柱（顶部和底部均为铰接）以及一根连接于柱翼缘的梁组成，梁与柱的连接位置位于柱底部支座以上 82 英寸处。梁从柱面到作动器的长度为 176 英寸，并在距节点 5 英尺处设置了侧向支撑。试验装置如图 5.2 所示。

图 5.2：试验装置（Leon, 1999）

基准模型由 W14×145 柱、W24×55 梁以及两个由 W16×100 切割而成的T形件组成。T形件翼缘处使用八个直径 1 英寸的 A490 抗剪螺栓和八个直径 1 英寸的 A490 受拉螺栓。四个直径 1 英寸的 A490 螺栓用于将抗剪连接板与梁腹板连接，抗剪连接板与柱翼缘之间采用 5/16 英寸双面角焊缝焊接。此外，还设置了四块 ½ 英寸厚的横向加劲板和 ½ 英寸厚的单侧补强板，如图 5.3 所示。

变体 1 由 W14×145 柱、W21×44 梁以及两个由 W16×45 切割而成的T形件组成，T形件用于将梁翼缘与柱翼缘连接，采用八个直径 7/8 英寸的 A490 抗剪螺栓和八个直径 7/8 英寸的 A490 受拉螺栓。抗剪连接板与梁腹板之间使用三个直径 7/8 英寸的 A490 螺栓连接，柱面与抗剪连接板之间采用 5/16 英寸双面角焊缝焊接，如图 5.3 所示。

变体 2 与变体 1 的区别在于采用直径 1 英寸的 A490 螺栓，其余所有细节与变体 1 相同。变体 2 的构造如图 5.4 所示。变体 3 由 W14×145 柱、W24×55 梁以及由 W16×100 切割而成的T形件组成。两个T形件均采用十个直径 7/8 英寸的 A490 抗剪螺栓和八个直径 7/8 英寸的 A490 受拉螺栓。四个直径 7/8 英寸的 A490 螺栓用于连接抗剪连接板与梁腹板，柱翼缘与抗剪连接板之间采用 5/16 英寸双面角焊缝焊接。四块 ½ 英寸厚的横向加劲板和 ½ 英寸厚的单侧补强板用于加强柱节点域。基准模型与变体 3 的区别在于螺栓直径以及用于连接T形件翼缘与梁翼缘的抗剪螺栓数量（见图 5.4）。

图 5.3：左）基准模型构造；右）变体 1 构造（Leon, 1999）

图 5.4：左）变体 2 构造；右）变体 3 构造（Leon, 1999）

变体 4 由 W24×55 梁、由 W21×93 切割而成的T形件以及四螺栓抗剪连接板组成。十个抗剪螺栓用于将T形件翼缘与梁翼缘连接，每个T形件上八个受拉螺栓用于与柱面连接。柱节点域采用四块 ½ 英寸厚的横向加劲板和 ½ 英寸厚的单侧补强板加强。所有紧固件均采用直径 7/8 英寸的 A490 螺栓。变体 5 与变体 4 的区别在于采用直径 1 英寸的较大螺栓，其余所有几何参数均相同，如图 5.5 所示。梁、柱和T形件的平均试样试验及轧制证书材料性能见表 5.2。

图 5.5：左）变体 4 构造；右）变体 5 构造（Leon, 1999）

表 5.2：双T形试件的实测材料性能（Leon, 1999）

从基准模型的试验结果来看，梁的局部屈曲被确定为破坏模式。当节点处峰值弯矩达到约 9,003 kips-in. 时，梁腹板和翼缘出现严重局部屈曲，试验随即终止。此时，T形件中对应的力为 381.1 kips。试验后照片及实测弯矩-塑性转角关系如图 5.6 所示。

图 5.6：左）试验后基准模型；右）弯矩-总塑性转角关系（Leon, 1999）

在变体 1 中，作动器最大荷载和节点处最大弯矩分别为 32.8 kips 和 6,011 kips-in.。当T形件中的力和节点处弯矩分别约为 185 kips 和 3,800 kips-in. 时，观察到T形件初始屈服。当节点处弯矩约为 5,000 kips-in. 时，报告了梁的首次屈服。在后续循环中，试件因T形件沿第一排抗剪螺栓处断裂而破坏。试验后照片及实测弯矩-塑性转角关系如图 5.7 所示。 

在变体 2 中，当T形件中的力和节点处弯矩分别约为 245 kips 和 5,000 kips-in. 时，观察到T形件和梁翼缘的初始屈服。在后续荷载作用下，出现翼缘屈曲，试件因净截面断裂而破坏。节点处报告的最大弯矩约为 6,183 kips-in.。试验后照片及实测弯矩-塑性转角关系如图 5.8 所示。 

图 5.7：左）变体 1 试验后；右）弯矩-总塑性转角关系（Lee et al., 1999）

图 5.8：左）变体 2 试验后；右）弯矩-总塑性转角关系（Leon, 1999）

关于变体 3 的试验，破坏模式报告为梁局部屈曲。在梁翼缘出现严重局部屈曲后，试验终止。节点处最大弯矩约为 9,739 kips-in.。试验后照片及实测弯矩-塑性转角关系如图 5.9 所示。 

从变体 4 的试验中观察到，试件翼缘发生局部屈曲。当端部位移约为 12.8 英寸时，梁翼缘沿距柱翼缘最远的螺栓线处发生断裂。节点处峰值弯矩约为 9,580 kips-in.，对应的T形件力为 405.5 kips。试验后照片及实测弯矩-塑性转角关系如图 5.10 所示。

图 5.9：左）变体 3 试验后；右）弯矩-总塑性转角关系（Leon, 1999）

图 5.10：左）变体 4 试验后；右）弯矩-总塑性转角关系（Leon, 1999）

变体 5 的试验观察结果与基准模型和变体 3 相似。试件在试验过程中经历了严重的梁局部屈曲。当节点处最大弯矩约为 8,586 kips-in. 时，试验终止。此时，T形件中对应的力为 363.4 kips。试验后照片及实测弯矩-塑性转角关系如图 5.11 所示。

图 5.11：左）变体 5 试验后；右）弯矩-总塑性转角关系（Leon, 1999）

5.3 规范设计计算

双T形弯矩节点的预认证限值和设计程序在 AISC 358（2016）第 13 章中有详细规定。针对试验试件，确定并执行了以下规范校核：

• T形件腹板强度                                                                                     (AISC 358, Eq. 13.6-45)
• 抗剪螺栓直径                                                                               (AISC 358, Eq. 13.6-4)
• 受拉螺栓直径                                                                            (AISC 358, Eq. 13.6-16)
• 受拉螺栓直径                                                                            (AISC 358, Eq. 13.6-16)
• 节点转动刚度                                                                               (AISC 358, Eq. 13.6-28)
• T形件强度                                                                                       (AISC 358, Eq. 13.6-46)
• 梁翼缘承压/冲切强度                                                                          (AISC 360, Eq. J3-6)
• T形件腹板承压/冲切强度                                                                (AISC 360, Eq. J3-6)
• 梁翼缘块剪强度                                                                               (AISC 360-16, Eq. J4-5)
• T形件腹板块剪强度                                                                         (AISC 360-16, Eq. J4-5)
• 柱弯曲屈服强度                                                                                (AISC 358, Eq. 13.6-61)
• 横向加劲板要求                                                                         (AISC 341, Sec. E3.6f.1(a))
• 柱梁关系                                                                                            (AISC 341, Eq. E3-1)
• 节点域强度                                                                                        (AISC 360, Eq. J10-11)
• 梁抗弯强度                                                                                         (AISC 360, Eq. F1-1)
• 抗剪连接板螺栓强度校核                                                                  (AISC 360, Eq. J3-6a)
• 抗剪连接板焊缝强度校核                                                           (AISC 360, Eq. J4-2)
• 抗剪连接板剪切屈服、断裂及块剪强度校核    (AISC 360, Eq. J3-J4)

假定抗剪连接板、补强板和横向加劲板与T形件具有相同的实测材料性能。A490 螺栓采用 AISC 表 J3 中规定的名义抗拉强度（f_nt = 90 ksi）和抗剪强度（f_nv = 68 ksi）值。根据各试件的轧制证书材料试验报告，建立了五个模型。另外，针对变体 1 和变体 2，利用T形件的试样实测材料性能额外建立了两个模型。对所选试件进行了规范校核，汇总结果见表 5.3。

表 5.3：双T形弯矩节点的规范校核

若已知以下各项的控制极限状态，则可估算双T形弯矩节点的破坏模式：

• 腹板毛截面屈服强度
• 腹板净截面断裂强度
• 腹板弯曲屈曲强度
• 抗剪螺栓强度
• 梁承压/冲切强度
• T形件腹板承压/冲切强度
• 梁块剪强度
• T形件腹板块剪强度
• 梁塑性弯矩强度

针对每种极限状态，计算了各试件柱面处的弯矩强度（见附录 I 和 J），结果列于表 5.4。控制弯矩强度（即最低强度）已识别并以粗体字标注。

表 5.4：试件弯矩强度

根据 AISC 设计计算，基准模型、变体 3、变体 4 和变体 5 的预估破坏模式为梁塑性弯矩控制。对于变体 1 和变体 2，当T形件采用试样试验材料性能时，T形件腹板块剪为控制极限状态；当所有构件均采用轧制证书材料性能时，其破坏模式转变为腹板毛截面屈服。

5.4 IDEA StatiCa 分析

针对各试件建立了 IDEA StatiCa 模型，以评估其弯矩承载能力。由于目的是模拟试验测试，因此在 SAP2000 中按试验装置条件建立了模型，并计算了柱轴线处的内力。采用实测材料性能，抗力系数设为 1.0。利用 IDEA StatiCa 中的应力-应变分析类型（即 EPS），计算了各试件的弯矩承载力并估算了破坏模式。对于基准模型，采用 IDEA StatiCa 软件中的节点刚度分析类型（即 ST）计算了弯矩-转角关系。此外，还采用承载力设计分析（即 CD）以确保节点具有足够的变形能力。

5.4.1 基准模型分析

为评估扭剪型螺栓对节点承载力和转动刚度的影响，针对基准模型建立了两种不同的 IDEA StatiCa 模型，分别采用两种螺栓类型：1）承压型，2）摩擦型。在软件中输入轧制证书材料性能（见表 5.2），超强系数 R_y 和 R_t 以及所有 LRFD 抗力系数均设为 1.0。在 SAP2000 中按试验装置中柱和梁的长度建立了梁柱框架模型，并获取了柱轴线处的内力。采用"平衡荷载选项"，进行应力-应变分析（EPS）以计算基准模型的承载力。荷载逐步增加，直至满足以下任一条件：

1. 板件（梁、柱、抗剪连接板、横向加劲板）塑性应变达到 5%
2. 螺栓强度承载比达到 100%
3. 焊缝强度承载比达到 100%

从采用摩擦型螺栓建立的模型的 IDEA StatiCa 分析结果来看，当施加剪力和弯矩分别达到 26.70 kips 和 4,900 kips-in. 时，螺栓强度承载比达到极限（图 5.12）。第二个模型将T形件和抗剪连接板的"剪力传递"选项从"摩擦"改为"承压-拉剪相互作用"。同时，关闭了（规范设置中的）"正常使用荷载下螺栓孔变形为设计考量"选项。对节点施加增量荷载（所有荷载按比例保持平衡），当剪力和对应弯矩分别达到 46.00 kips 和 8,430 kips-in. 时，观察到梁翼缘塑性极限应变达到 5%（图 5.13）。将分析类型切换为刚度分析（即"ST"），并计算了各模型的弯矩-转角关系，如图 5.14 所示。

图 5.12：基准模型（摩擦型螺栓）在弯矩 4,900 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

图 5.13：基准模型（承压型螺栓）在弯矩 8,430 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

图 5.14：左）摩擦型螺栓基准模型的弯矩-转角关系；右）承压型螺栓基准模型的弯矩-转角关系

将分析类型切换为承载力设计（即"CD"），以校核当梁达到塑性弯矩强度时节点是否具有足够的延性。为执行此分析，需计算梁的塑性弯矩、塑性铰位置以及塑性铰处的剪力。根据 AISC 341（2016）公式 2.4-1，梁在塑性铰位置处的可能最大弯矩 \(M_{p}\) 计算如下：

\(M_{p} =  C_{pr}F_{y}R_{y}Z_{x}\)                                                      (5.1)

其中 \(Z_{x}\) 为梁的塑性截面模量，\(F_{y}\) 为梁的屈服应力， \(R_{y}\) 为预期屈服应力与规定最小屈服应力之比，\(C_{pr}\) 为考虑节点峰值强度的系数，由 AISC 341（2016）公式 2.4-2 给出：

 \(C_{pr} = (F_{y} + F_{u})/(2F_{y}\)                                             (5.2)

\(F_{u}\) 为梁的极限应力。采用实测材料性能时，假定 \(R_{y}\) 等于 1.0。利用轧制证书材料性能及 AISC 手册（2017）表 1.1 中给出的梁塑性截面模量（134 in.³），按以下参数计算得 \(C_{pr}\) 和 \(M_{p}\) 分别为 1.12 和 9,154.88 kips-in.。假定柱轴线间距为 30 英尺，塑性铰位置距柱轴线的距离和塑性铰处的剪力分别计算为 19.9 英寸和 103 kips（见附录 I）。将计算荷载施加于距梁端 19.9 英寸处，以构件荷载百分比的方式设置荷载，使其等于计算所得的塑性弯矩和剪力值，如图 5.15 所示。该节点不满足要求，T形件腹板强度不足（顶部T形件腹板塑性应变达到 22.1%）。

图 5.15：基准模型的承载力设计分析

5.4.2 变体 1 分析

针对变体 1，采用T形件的不同实测材料性能建立了两个 IDEA StatiCa 模型。第一个模型对试件所有构件采用轧制证书材料性能，第二个模型采用T形件翼缘的试样试验材料性能。按照上一节所述的相同程序施加增量荷载。第一个模型在剪力和对应弯矩分别为 26.70 kips 和 4,900 kips-in. 时，T形件塑性应变达到 5%，节点达到承载极限（图 5.16）。将T形件材料性能更新为试样试验性能后，按相同增量加载程序进行分析，当剪力和对应弯矩分别达到 30.00 kips 和 5,500 kips-in. 时，观察到相同的破坏模式（图 5.17）。

图 5.16：变体 1（轧制证书）在弯矩 4,900 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

图 5.17：变体 1（试样）在弯矩 5,500 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

5.4.3 变体 2 分析

按照相同程序，针对变体 2 建立了两个 IDEA StatiCa 模型。从采用轧制证书性能建立的模型中观察到，当施加剪力和弯矩分别为 26.90 kips 和 4,940 kips-in. 时，T形件达到塑性应变极限（即 5.0%）（图 5.18）。将T形件材料性能切换为试样试验性能后，计算得到更高的抗弯承载力为 5,730 kips-in.，对应剪力为 31.20 kips（图 5.19）。破坏模式保持不变。

图 5.18：变体 2（轧制证书）在弯矩 4,940 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

图 5.19：变体 2（试样）在弯矩 5,730 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

5.4.4 变体 3 分析

针对变体 3，采用轧制证书材料性能建立了 IDEA StatiCa 模型。当剪力和对应弯矩分别达到 45.50 kips 和 8,350 kips-in. 时，梁翼缘塑性应变达到 5%（图 5.20）。

图 5.20：变体 3 在弯矩 8,350 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

5.4.5 变体 4 分析

采用轧制证书材料性能为变体 4 建立了 IDEA StatiCa 模型。当剪力和对应弯矩分别为 45.50 kips 和 8,350 kips-in. 时，梁翼缘塑性应变达到 5%（图 5.21）。

图 5.21：变体 4 在弯矩 8,350 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

5.4.6 变体 5 分析

按照相同程序，对变体 5 进行了 IDEA StatiCa 分析。节点所有构件均采用轧制证书材料性能。当剪力和对应弯矩分别达到 48.40 kips 和 7,950 kips-in. 时，梁翼缘塑性应变达到 5%（图 5.22）。

图 5.22：变体 5 在弯矩 7,950 kips-in. 作用下的 IDEA StatiCa 模型

通过 IDEA StatiCa 分析获得了双T形弯矩节点相对于柱轴线的弯矩承载力 \(M_{y@cc}\)。柱面处的弯矩承载力 \(M_{y@foc}\) 按公式 5.3 计算，结果列于表 5.5。 

  \(M_{y@foc} = M_{y@cc} - V_{g}\frac{d_{c}}{2}\)                               (5.3)

其中 \(V_{g}\) 为剪力，\(d_{c}\) 为柱截面高度。

表 5.5：IDEA StatiCa 计算的弯矩承载力

5.5. ABAQUS 分析

本节使用 ABAQUS 软件（2022 版）对第 5.4.1 节中建立的基准模型进行了重建，以进行通用有限元分析，并将结果与 IDEA StatiCa 进行比较。有限元分析的初始 CAD 模型通过 IDEA StatiCa 的 Viewer 平台生成。随后，在 ABAQUS 的 CAD 界面中手动添加了连接整个装配体的 36 个螺栓和两条焊缝。本节对第 5.4.1 节所述的两种螺栓类型进行了研究。对于承压型螺栓，将 46 kips 的竖向荷载和对应的 8,430 kips-in. 弯矩（绕 Y 轴）施加于柱轴线处定义的参考点（即 RF₁），如图 5.23 所示。对于摩擦型螺栓，将 26.7 kips 的竖向荷载和对应的 4,900 kips-in. 弯矩（绕 Y 轴）施加于同一参考点（即 RF₁）。IDEA StatiCa 中柱的分析长度为 190 英寸。因此，为在 ABAQUS 中模拟相同的柱长，在柱中心沿 Z 轴两个方向各引入两个距柱中心 95 英寸的参考点（即 RF₂ 和 RF₃）（见图 5.23）。这两个参考点在所有方向上均固定，并通过 ABAQUS 中的连接器构建模块与柱的顶面和底面相连。注意，为模拟 IDEA StatiCa 中的摩擦型螺栓，在 ABAQUS 模型中沿每个螺栓杆轴线施加了预拉力。在 ABAQUS 中，经常规网格敏感性分析后，单元尺寸选取为 0.1~0.3 英寸，模型共生成 387,893 个单元。单元类型选用三维应力、8 节点线性六面体缩减积分单元（即 C3D8R）。两条焊缝与连接部件之间采用绑定约束。材料行为在 ABAQUS 中采用双线性塑性模型。其他参数（包括密度、弹性模量和泊松比）取自 IDEA StatiCa 材料库，并根据轧制证书进行了更新（见表 5.2）。数值模拟在 16 个处理器（16vCP 和 64GB RAM）上运行，耗时约 210 分钟。图 5.24 对两种螺栓类型情况下 IDEA StatiCa 与 ABAQUS 预测的 von Mises 应力进行了比较。

图 5.23：ABAQUS 中的模型设置与网格密度

图 5.24：IDEA StatiCa 与 ABAQUS 模型计算的 von Mises 应力对比；上排）承压型螺栓假定，下排）摩擦型螺栓假定

IDEA StatiCa 对承压型螺栓预测的最大应力为梁上翼缘处 62.4 ksi（注意 IDEA StatiCa 图例显示的为设计数据），ABAQUS 模型在同一位置显示出相近的应力。IDEA StatiCa 对摩擦型螺栓预测的最大应力为梁上翼缘处 61 ksi，而 ABAQUS 模型在同一位置的应力为 61.1 ksi。应力分布的细微差异可能源于 ABAQUS 中对柱长度的考虑及边界条件的施加方式、有限元分析中更精细网格的使用，以及 IDEA StatiCa 中简化的 CAD 模型。注意，作者还在 ABAQUS 模型中通过将摩擦系数从 0.3 改为无摩擦，研究了螺栓摩擦行为对结果的潜在影响，但结果对该参数不敏感。

IDEA StatiCa 和 ABAQUS 对承压型螺栓计算的最大塑性应变在两个模型中均为 6.3%（即梁上翼缘处，如图 5.25 所示）。此外，IDEA StatiCa 预测的塑性变形区域与 ABAQUS 计算的屈服分布图一致（即图 5.25 下排）。

图 5.25：承压型螺栓：上排）IDEA StatiCa 与 ABAQUS 模型计算塑性应变对比；下排）IDEA StatiCa 与 ABAQUS 模型屈服分布图对比

IDEA StatiCa 和 ABAQUS 对摩擦型螺栓计算的最大塑性应变分别为 0.1% 和 0.17%（即均位于梁上翼缘前排螺栓孔附近，如图 5.26 所示）。此外，IDEA StatiCa 预测的塑性变形区域与 ABAQUS 计算的屈服分布图一致（即图 5.26 下排）。

图 5.26：摩擦型螺栓：上排）IDEA StatiCa 与 ABAQUS 模型计算塑性应变对比；下排）IDEA StatiCa 与 ABAQUS 模型屈服分布图对比

图 5.27 展示了本节研究的两种螺栓类型下，两款软件相对于柱轴线的弯矩-转角曲线对比。注意，在图 5.27 中，为获得 IDEA StatiCa 的总转角（橙色虚线），使用 SAP2000 计算了柱轴线处的线性梁转角，并将其叠加至 IDEA StatiCa 默认输出的塑性转角曲线（橙色实线）。两个模型给出了相近的初始刚度估算值。细微差异可能与单元类型的不同（即 ABAQUS 中的实体单元与 IDEA StatiCa 中的壳单元）以及 ABAQUS 中采用绑定约束模拟焊缝有关。

图 5.27：IDEA StatiCa 与 ABAQUS 弯矩-转角对比：a）承压型螺栓，b）摩擦型螺栓

5.6 结果汇总与比较

采用 IDEA StatiCa 并按照 AISC 设计程序，对试验研究中的六个双T形弯矩节点进行了分析。针对基准模型建立了两种不同模型，以研究承压型和摩擦型螺栓对弯矩承载力及弯矩-转角曲线的影响。由于变体 1 和变体 2 的轧制证书与试样试验材料性能差异相对较大，分别为其建立了两个不同的 IDEA StatiCa 模型。其余试件均采用轧制证书材料性能。此外，对于基准模型，将 IDEA StatiCa 针对每种螺栓类型计算的弯矩-转角关系与相应 ABAQUS 模型的结果进行了比较。

在基准模型的试验中，破坏模式报告为梁的局部屈曲。从 IDEA StatiCa 分析的增量加载结果来看，采用摩擦型螺栓的模型因螺栓抗滑移强度不足而破坏，而采用承压型螺栓的模型破坏发生在梁翼缘处。AISC 设计计算表明，梁的塑性弯矩强度为控制极限状态。由于 AISC 341 允许按承压强度承载力设计包含扭剪型螺栓的弯矩节点，因此可以得出结论：基准模型的破坏模式在试验观测、IDEA StatiCa 分析和 AISC 设计程序之间具有良好的一致性。此外，图 5.28 对两个 IDEA StatiCa 模型和试验报告中提供的弯矩-转角曲线进行了比较。可以看出，采用扭剪型高强 A490 螺栓的双T形试件的弯矩-转角关系，介于分别采用承压型和摩擦型螺栓建立的 IDEA StatiCa 模型计算曲线之间。此外，对基准模型进行的承载力设计分析表明，T形件和抗剪连接板的强度不足。同样，这两个构件也未能满足 AISC 规范校核要求。

图 5.28：弯矩-转角对比

变体 1 在试验中因T形件净截面断裂而破坏。从 AISC 设计计算结果来看，当采用轧制证书材料性能时，控制极限状态为T形件腹板块剪；当T形件采用试样试验材料性能时，控制极限状态变为腹板毛截面屈服。同样，针对两种情况进行的 IDEA StatiCa 分析均表明，T形件强度不足为该试件的破坏模式。

变体 2 的试验观测结果与变体 1 相似，破坏模式报告为T形件净截面断裂。按照 AISC 设计程序，当所有构件均采用轧制证书材料性能时，控制极限状态确定为T形件块剪强度；当T形件采用试样试验材料性能时，腹板毛截面屈服被计算为控制极限状态。从两次 IDEA StatiCa 分析结果来看，均观察到破坏发生在T形件处，塑性应变达到 5.0%。

对于变体 3、变体 4 和变体 5，试验观测、AISC 设计程序和 IDEA StatiCa 分析所得的破坏模式均为梁破坏。由于局部屈曲发生在循环荷载过程中，试验中未能捕捉到明确的承载力极值。尽管各试件满足屈曲要求（见附录 I 和 J），试验中出现局部屈曲的原因可归因于试验报告中提供的实测材料性能存在偏差。IDEA StatiCa 计算的弯矩承载力、AISC 设计程序计算结果以及试验中达到的最大弯矩值如图 5.29 所示。

图 5.29：IDEA StatiCa 和 AISC 程序计算的弯矩承载力

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参考文献

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