1、第 56 卷 第 10 期 2023 年 10 月 天津大学学报(自然科学与工程技术版)Journal of Tianjin University(Science and Technology)Vol.56 No.10Oct.2023 收稿日期：2022-05-22；修回日期：2022-07-28.作者简介：陈志华（1966 ），男，博士，教授，.通信作者：刘红波，.基金项目：国家重点研发计划资助项目(2018YFC0705500).Supported by the National Key Research and Development Program of China(No.2018YF
2、C0705500).DOI:10.11784/tdxbz202205040 带贴板销轴耳板连接参数化分析及设计方法研究 陈志华1，钱思卿1，刘红波1,2(1.天津大学建筑工程学院，天津 300350；2.河北工程大学土木工程学院，邯郸 056038)摘 要：由于销轴耳板连接力学性能良好，施工安装方便，是索节点常用的连接形式工程中为了提高无贴板销轴耳板连接的极限承载力，常在耳板两侧焊接贴板然而现阶段针对带贴板销轴耳板连接的研究相对较少，其极限承载力计算方法尚未明确为探究带贴板销轴耳板连接的破坏形式和极限承载力影响因素，设计了 20 个销轴耳板连接试件，包括 4 个无贴板销轴耳板连接试件和 16
3、个带贴板的销轴耳板连接试件，并进行破坏性试验采用有限元软件 ABAQUS 对其力学性能和破坏形式进行数值模拟，模拟得到的破坏形式、极限承载力与试验结果基本一致，验证了有限元方法的正确性基于有限元模型对带贴板销轴耳板连接进行参数化分析，研究销孔直径、耳板端距、耳板边距等参数对销轴耳板连接极限承载力的影响通过理论推导和线性拟合的方法得到了带贴板销轴耳板连接孔壁承压破坏、净截面拉断破坏、端部截面剪切破坏下的极限承载力计算公式由于贴板通过焊缝与耳板连接，在焊缝的作用下与耳板协同承受荷载，因此必须保证焊缝的强度，通过理论推导得出了环形角焊缝极限承载力的计算公式，并与有限元模拟计算结果对比，结果较为接近本
4、文为实际工程中验算带贴板的销轴耳板连接的极限承载力提供了理论支持，可用于指导实际工作 关键词：带贴板的销轴耳板连接；试验研究；有限元分析；极限承载力；破坏模式 中图分类号：TU392 文献标志码：A 文章编号：0493-2137(2023)10-1064-14 Research on the Parametric Analysis and Design Method of Pin-Trunnion-Lug Connection with Affixed Plates Chen Zhihua1，Qian Siqing1，Liu Hongbo1,2(1.School of Civil Engine
5、ering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2.School of Civil Engineering，Hebei University of Engineering，Handan 056038，China)Abstract：Owing to the good mechanical properties and the convenience of construction and installation,pin-trunnion-lug connection is a common connection form of the cable s
6、tructure node.To improve the ultimate bearing capacity of the common pin-trunnion-lug connection,a plate is often welded on both sides of the trunnion respectively.However,at this stage,there is relatively little research on the pin-trunnion-lug connection with affixed plates,and the ultimate bearin
7、g capacity calculation method is not yet clear.To investigate the influencing factors of the damage formand the ultimate bearing capacity of the pin-trunnion-lug connection with affixed plates,20 pin-trunnion-lug connec-tion specimens,including 4 specimens without any affixed plate and 16 specimens
8、with affixed plates,were designed and tested for tensile damage.The finite element software ABAQUS was used to numerically simulate the mechanicalproperties and damage forms of the connection,and those obtained from the simulation were consistent with the test results,thus verifying the correctness
9、of the finite element method.Based on the finite element model,a parametricanalysis was performed on the pin-trunnion-lug connection with affixed plates to study the influence of the parametersincluding pinhole diameter,end distance of the trunnion,and edge distance of the trunnion on the ultimate b
10、earingcapacity of the pin-trunnion-lug connection.The ultimate bearing capacity calculation formulas are obtained for the pin-trunnion-lug connection with affixed plates under the compression damage of the hole wall,tensile damage of the 2023 年 10 月 陈志华等：带贴板销轴耳板连接参数化分析及设计方法研究 1065 net section,and sh
11、ear damage of the end section using theoretical derivation and linear fitting method.Since the plate is connected to the lug through the weld,it is necessary to ensure the strength of the weld,and the calculation formulaof the ultimate bearing capacity of the circumferential fillet weld is derived b
12、y theoretical derivation and comparedwith the results of finite element simulation.Similar results are obtained using both methods.This study provides atheoretical support for verifying the ultimate bearing capacity of the pin-trunnion-lug connection with affixed plates in actual engineering and gui
13、des the practical work.Keywords：pin-trunnion-lug connection with affixed plates；experimental study；finite element analysis；ultimatebearing capacity；failure mode 近年来，索结构体系在建筑领域得到了迅速的发展和广泛的应用，如奥运会羽毛球馆、石家庄国际会展中心等大跨度建筑结构1-3 其中索节点连接拉索与诸多构件，节点受力复杂且内力较大，节点一旦发生破坏，甚至会引发整体结构的连续倒塌破坏，因此，在结构设计的过程中应重视索节点，确保其使用安全可
14、靠 销轴耳板连接节点由于其力学性能良好、施工安装方便，是索结构节点常用的连接形式 为了提高无贴板销轴耳板连接的承载力，工程中常在耳板两侧焊接贴板 相关学者通过理论分析和试验研究，对销轴连接问题进行了一定的研究 Ciavarella 等4-5基于无摩擦假设，给出了弹性相似材料的销轴与无限板间接触问题的一个完全封闭解，得到了接触角和应力分布情况，证明了弹性相异几乎不会影响无量纲压力的分布情况 Choo 等6通过 ABAQUS 建模分析了耳板形状对极限强度的影响 颜东煌等7以佛山东平大桥的销轴耳板连接为研究对象，分析结果表明材料本构、外荷载大小对结果影响较大，接触宽度是影响破坏模式转变的一个重要因素
15、，而摩擦系数几乎没有影响 张泽宇等8对不同厚度的销轴与铸钢耳板连接件进行了试验研究，并辅以有限元分析进行对比 马建伟 等9通过有限元数值分析和试验分析研究了销轴耳板连接节点的破坏模式、承载能力等 王仲衡等10研究了耳板端距、耳板边距、销孔间隙以及焊接贴板等因素对于销轴耳板连接承载力的影响 陈志华等11研究了销轴耳板连接承载力和破坏形式的影响因素，并提出销轴耳板连接孔壁承压承载力、净截面抗拉承载力和端部截面抗剪承载力计算方法 然而为了减小耳板销孔处的应力集中情况，工程中常在耳板两侧焊接贴板，从而提高无贴板销轴耳板连接的承载力 对于带贴板的销轴耳板连接，我国规范并未给出承载力计算公式和相关设计方法
16、 由于销轴的弯曲变形导致耳板和贴板受力不协调，在变形的过程中与销轴的接触面积逐渐减小，不能直接按照无贴板销轴耳板承载力计算方法计算，因此有必要通过试验和有限元分析来探究耳板两侧贴板尺寸对于销轴耳板连接承载力的影响 鉴于此，通过对带贴板的销轴耳板连接进行单轴拉伸试验，得到了不同贴板尺寸的销轴耳板连接的破坏形式和荷载-销孔变形曲线，采用 ABAQUS 对试件进行数值模拟，探究贴板直径和贴板厚度对于销轴耳板连接承载力的影响，并得到了贴板的孔壁承压承载力、净截面抗拉承载力、端部截面抗剪承载力计算公式，并结合无贴板销轴耳板连接的研究成果，给出带贴板的销轴耳板连接承载力计算公式和设计方法 1 试验研究 1
17、.1 试件设计 本试验考虑贴板直径和贴板厚度等参数对于销轴耳板连接承载力的影响，设计了 4 组共 20 个耳板试件，试件形状如图 1 和图 2 所示，试件参数如表 1所示 耳板材料为 Q235B，销轴材料为 40Cr 图 1 无贴板销轴耳板连接示意 Fig.1 Schematic of the pin-trunnion-lug connection 图 2 带贴板销轴耳板连接示意 Fig.2Schematic of the pin-trunnion-lug connection with affixed plates 1066 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 表
18、 1 销轴耳板连接试件尺寸 Tab.1 Dimensions of the pin-trunnion-lug connection 编号 销孔直径/mm 耳板厚度/mm 耳板端距/mm耳板边距/mm 贴板直径/mm贴板厚度/mmAPL-0 60 20 40 40 APL-1 60 20 40 40 80 8 APL-2 60 20 40 40 80 5 APL-3 60 20 40 40 90 8 APL-4 60 20 40 40 90 5 BPL-0 60 20 65 40 BPL-1 60 20 65 40 80 8 BPL-2 60 20 65 40 80 5 BPL-3 60 20
19、65 40 90 8 BPL-4 60 20 65 40 90 5 CPL-0 60 10 40 40 CPL-1 60 10 40 40 80 8 CPL-2 60 10 40 40 80 5 CPL-3 60 10 40 40 90 8 CPL-4 60 10 40 40 90 5 DPL-0 30 10 40 40 DPL-1 30 10 40 40 50 8 DPL-2 30 10 40 40 50 5 DPL-3 30 10 40 40 60 8 DPL-4 30 10 40 40 60 5 1.2 材性试验结果 耳板及贴板均采用 Q235B 钢材，为了确定材料的应力-应变关系，根据
20、耳板和贴板的不同厚度，分别从同一批钢材中取样制成材性试件进行拉伸试验，得到的试件的屈服强度、抗拉强度等参数如表 2 所示 表 2 Q235B钢材材性试验结果 Tab.2 Materiality test results of Q235B 材性试件 厚度/mm 平均宽度/mm 平均厚度/mm 平均屈服强度/MPa 平均抗拉强度/MPa05 19.80 04.76 385 524 08 19.79 07.83 350 503 10 19.84 10.00 320 465 20 20.05 19.93 271 430 1.3 试件装置和加载方案 本次试验采用 300t 卧拉试验机，通过位移控制对试件
21、进行加载 耳板试件通过销轴与连接件连接，连接件通过销轴再与卧拉试验机固定端卡头和加载端卡头连接 已连接的试件如图 3 所示，应变片测点布置如图 4 所示 试验时，首先对销轴耳板连接试件进行预加载，确保拉力荷载轴线与耳板纵向轴线重合，正式加载阶段采用位移控制加载制度，加载至试件发生断裂破坏即停止加载 通过测量销轴位移间接测量销孔变形，通过应变片即数据采集仪测量应变 图 3 销轴耳板连接试验装置 Fig.3 Pin-trunnion-lug connection test device （a）无贴板 （b）带贴板 图 4 应变片测点布置示意 Fig.4 Arrangement of the str
22、ain gauge measurement points 2 试验结果 2.1 试验现象 为了便于分析，将发生破坏的截面按图 5 进行定义，K-K 截面为发生净截面拉断破坏的危险截面，L-L截面为发生端部剪切破坏的危险截面，N 区域为孔前发生挤堆的位置，M-M 截面为发生根部截面破坏的危险截面 图 5 销轴耳板连接试验装置示意 Fig.5Schematic of the pin-trunnion-lug connection test device 在加载过程中，随着荷载的逐渐增大，销轴与销孔的接触面积逐渐增大，销孔在力的作用下，由圆形被拉至椭圆形，当荷载达到峰值开始下降后，荷载值 2023
23、年 10 月 陈志华等：带贴板销轴耳板连接参数化分析及设计方法研究 1067 下降速率逐渐加快，最终试件发生破坏，主要发生剪切破坏，破坏位置沿着 L-L 截面与 K-K 截面中间的区域，部分试件发生剪切破坏的同时，耳板根部 M-M截面发生颈缩现象.试件的主要破坏形式如图 6 所示.（a）APL-0 （b）CPL-0 （c）APL-1 （d）CPL-1 图 6 销轴耳板连接试件破坏形式 Fig.6 Failure modes of the pin-trunnion-lug connectionspecimen 2.2 荷载-销孔变形曲线 对于带贴板的销轴耳板连接，贴板可以和耳板协同受力以提高销轴
24、耳板连接的承载力，且承载力随贴板厚度和贴板直径的增大而增大，利用试验所得带贴板的耳板试件承载力减去无贴板耳板承载力可得贴板承受荷载值，贴板承载力和贴板承载力贡献率如表3 所示 极限承载力对应销孔变形(以下简称极限销孔变形)反映了销轴耳板连接的变形能力，通过在耳板两侧焊接贴板可以提高耳板极限销孔变形，其中 D类试件中 DPL-3 试件极限销孔变形最大，贴板承载力最大，贴板承载力贡献率最高，焊接贴板效果最 明显 表 3 极限承载力试验结果 Tab.3 Ultimate bearing capacity test results 编号整体承载力/kN贴板承载力/kN 贴板承载力贡献率/%APL-04
25、98.9 APL-1722.5 223.6 30.95 APL-2642.3 143.4 22.33 APL-3777.2 278.3 35.81 APL-4681.5 182.6 26.79 BPL-0610.4 BPL-1811.7 201.3 24.80 BPL-2750.6 140.2 18.68 BPL-3861.8 251.4 29.17 BPL-4779.8 169.4 21.72 CPL-0267.1 CPL-1462.9 195.8 42.30 CPL-2394.1 127.0 32.23 CPL-3523.3 256.2 48.96 CPL-4432.5 165.4 38.
26、24 DPL-0227.2 DPL-1402.6 175.4 43.57 DPL-2359.1 131.9 36.73 DPL-3464.9 237.7 51.13 DPL-4357.4 130.2 36.43 通过试验得到的带贴板的销轴耳板连接试件的荷载-销孔变形曲线如图 7 所示 （a）APL-0APL-4 （b）BPL-0BPL-4 （c）CPL-0CPL-4 （d）DPL-0DPL-4 图 7 荷载-销孔变形曲线 Fig.7 Load-pinhole deformation curves 1068 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 2.3 荷载-应变曲线
27、部分试件的应变-荷载结果如图 8 所示 （a）APL-1，x 向应变 （b）APL-1，y 向应变 （c）APL-2，x 向应变 （d）APL-2，y 向应变 图 8 部分 A类试件荷载-应变曲线 Fig.8 Load-strain curves of part of A specimen 由于销孔附近应力集中，导致随着荷载的增大靠近销孔的测点先于远离销孔的测点发生屈服，屈服现象从销孔附近的位置随着荷载的增大逐渐扩展至销 孔远端，直至试件破坏 关于 x 方向应变，销孔净截面的测点 A、B 均为正值，为拉应变；销孔前截面的测点 E、F 均为负值，为压应变；销孔 45斜向测点 C、D均为正值，为拉
28、应变 关于 y 方向应变，销孔净截面的测点 A、B 均为负值，为压应变；销孔前截面的测点E、F 均为正值，为拉应变；销孔 45斜向测点 C、D 均为负值，为压应变 带贴板的销轴耳板试件中，贴板先于未焊接贴板的耳板进入屈服阶段，与无贴板销轴耳板试件靠近销孔的位置先屈服一致，这说明：焊接贴板后，贴板与耳板协同变形受力；焊接贴板后，带贴板的销轴耳板试件与无贴板销轴耳板试件破坏形式基本保持一致；销孔周围仍然存在应力集中现象 曲线的变化趋势与无贴板销轴耳板试件基本保持一致，但是带贴板的销轴耳板试件变形能力相较于无贴板销轴耳板试件有所提升，这说明了在无贴板销轴耳板两侧焊接贴板可以提高耳板的变形能力 3 有
29、限元分析 3.1 有限元模型的建立 采用有限元软件 ABAQUS，通过动力显示分析，对带贴板销轴耳板连接进行建模分析，部件主要包括耳板、贴板、焊缝以及销轴，单元类型均采用三维实体单元 C3D8R，在销孔周围应力集中的区域进行网格加密 耳板、贴板材料均为 Q235B，焊缝与钢材等强，具体数值由材性试验得到，销轴材料为 40Cr，采用理想弹塑性本构模型，屈服强度取 850MPa 两种材料的弹性模量取 206GPa，泊松比取 0.3 同时定义材料柔性损伤，当应力大于钢材抗拉强度时删除单元，从而达到模拟耳板断裂的效果 按照实际情况连接耳板、贴板、焊缝以及销轴，如图 9 所示 销轴与销孔壁之间定义表面与
30、表面接触，贴板、耳板与焊缝分别定义绑定约束 将销轴作为固定端进行固定约束，在根部耳板耦合一参考点进行位移荷载 3.2 有限元与试验结果对比 3.2.1 荷载-销孔变形曲线对比 将试验所得试件荷载-销孔变形曲线与有限元模拟分析结果进行对比，如图 10 所示，并将图中极限承载力对比结果列于表 4 中 由此可知，试件的有限元和试验极限承载力吻合较好 试验所得荷载-销孔变形曲线的初始斜率即初始刚度小于有限元结果 分析原因如下：耳板销孔略 2023 年 10 月 陈志华等：带贴板销轴耳板连接参数化分析及设计方法研究 1069 （a）无贴板销轴耳板 （b）带贴板销轴耳板 （c）贴板 （d）销轴 （e）焊缝
31、 图 9 销轴耳板连接有限元模型 Fig.9 Finite element model of the pin-trunnion-lug connection （a）APL-0APL-4 （b）BPL-0BPL-4 （c）CPL-0CPL-4 （d）DPL-0DPL-4 图 10 荷载-销孔变形曲线对比 Fig.10 Comparison of the load-pinhole deformation curves 表 4 带贴板的销轴耳板连接试件极限承载力对比 Tab.4 Comparison of ultimate bearing capacity of pin-trunnion-lug c
32、onnection specimens with affixed plates 编号 试验承 载力/kN 有限元承 载力/kN 相对误 差/%编号 试验承 载力/kN 有限元承载力/kN相对误差/%编号试验承载力/kN有限元承载力/kN相对误差/%编号 试验承 载力/kN 有限元承载力/kN相对误差/%APL-0 498.9 552.3 9.67 BPL-0 610.4 676.9 9.82CPL-0267.1277.5 3.75DPL-0 227.2 232.2 2.15APL-1 722.5 755.4 4.36 BPL-1 811.7 884.5 8.23CPL-1462.9476.0
33、2.75DPL-1 402.6 420.2 4.19APL-2 642.3 670.0 4.13 BPL-2 750.6 806.1 6.89CPL-2394.1390.0 1.05DPL-2 359.1 339.3 5.84APL-3 777.2 820.8 5.31 BPL-3 861.8 947.0 9.00CPL-3523.3536.9 2.53DPL-3 464.9 466.6 0.36APL-4 681.5 716.5 4.88 BPL-4 779.8 846.0 7.83CPL-4432.5439.4 1.57DPL-4 357.4 373.1 4.21 大于销轴直径，在试件加载
34、初期，销轴与销孔之间的接触为线接触，随着荷载的增加，销轴与销孔之间的接触转为面接触，且销孔周围在销轴的挤压作用下先屈服，而有限元为理想状态，所以试验所得初始刚度小于有限元结果 试验所得极限承载力小于有限元结果，分析其原因如下：试件材料存在初始缺陷；试件中贴板与耳板采用焊接方式连接，并不完全等于有限元中的绑定约束，因此试验所得极限承载力小 1070 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 于有限元结果 3.2.2 破坏现象对比 通过动力显示分析可以得到清楚的模拟试件的最终破坏形式，部分试件的有限元和试验的破坏形式的对比结果如图 11 所示 （a）APL-0 试件 （b）A
35、PL-1 试件 图 11 破坏模式对比 Fig.11 Comparison of the failure modes 由图 11 可知，销孔拉长至椭圆形的现象、销孔前耳板孔壁的挤堆现象和销孔净截面拉断破坏现象，有限元模拟与试验的结果基本一致 综合有限元模拟分析与试验荷载-销孔变形曲线与破坏现象对比，研究表明采用的有限元分析方法与试验结果吻合，适用于带贴板销轴耳板连接破坏形式及承载力研究 4 带贴板销轴耳板连接极限承载力计算方法 为了确定销轴耳板连接的承载力，需要给出失效判别准则，本文在研究带贴板销轴耳板连接的承载能力时，破坏失效准则11定义如下：当荷载位移曲线荷载存在峰值，且峰值对应的销孔变形
36、未超过 30%的销孔直径时，销轴耳板连接的承载力取峰值荷载；当荷载位移曲线峰值对应的销孔变形超过了 30%的销孔直径，承载力取销孔变形为 30%销孔直径时对应的荷载 4.1 贴板孔壁承压极限承载力 选取破坏形式为孔壁承压破坏的无贴板销轴耳板连接，在耳板两侧焊接不同直径、不同厚度的贴板，来探究贴板直径 dp和贴板厚度 tp对于孔壁承压极限承载力的影响 以 93mm 销孔直径的销轴耳板连接为例进行分析，耳板尺寸为 a160mm，b110mm，t40mm，贴板直径 dp变化范围是 120270mm，贴板厚度 tp变化范围是 525mm 根据有限元模拟结果可知，焊接贴板后的销轴耳板连接的破坏形式仍是孔
37、壁承压破坏 为了研究贴板对于极限承载力的贡献，用销轴耳板连接整体承载力减去耳板部分的承载力，即可得到两侧贴板的承载力 为了更清晰地探究贴板的孔壁承压极限承载力与贴板直径和贴板厚度的关系，作出销轴耳板连接贴板部分的孔壁承压极限承载力随贴板直径和贴板厚度变化图，如图 12 所示 由图 12 可知，贴板的极限承载力随直径 dp的增大而增大，随厚度 tp的增大而增大，当 tp5mm 及10mm 时，曲线随着 dp增大的斜率逐渐减小，特别是当 tp5mm 时，当 dp增大至 180mm 后，承载力几乎不再增大，即继续增大贴板直径并不能提高销轴耳板连接的极限承载力 图 13 是 93mm 销孔直径下，dp
38、270m、tp5mm 时销轴耳板连接的应力云图，图14 是 dp270mm、tp15mm 时销轴耳板连接的应力云图 图 12贴板孔壁极限承载力与贴板直径 dp、贴板厚度 tp的关系 Fig.12Relationship between the ultimate bearing capacity of the hole wall of the affixed plate and the diame-ter dp and thickness tp of the affixed plate （a）正视图 （b）断面图 图 13销轴耳板连接应力云图(dp270 mm，tp5 mm)Fig.13Stre
39、ss cloud diagram of the pin-trunnion-lug con-nection(dp270 mm，tp5 mm)2023 年 10 月 陈志华等：带贴板销轴耳板连接参数化分析及设计方法研究 1071 （a）正视图 （b）断面图 图 14 销轴耳板连接应力云图(dp270 mm，tp15 mm)Fig.14 Stress cloud diagram of the pin-trunnion-lug con-nection(dp270 mm，tp15 mm)对比分析可得，当 tp5mm 时，贴板在销轴挤压作用下，已经发生较大的屈曲变形，而 tp15mm时，贴板受力较好，变形
40、以孔前挤堆为主，并没有屈曲变形 当板的自由端长度与厚度比值较大时，板的破坏形式以失稳破坏为主，不能很好地发挥贴板的材料强度 因此在设计贴板时应控制贴板自由端长度与厚度的比值，即p0()/2dd不能过大 引入耳板平均承压强度11的概念cb/=fFdt，其中 fc为平均承压强度，Fb为孔壁承压极限承载力，t为耳板厚度，d 为销轴直径 则销孔直径 d0为 93mm时，不同贴板直径和贴板厚度下各个试件贴板的平均承压强度为 bpcpp2=Ffdt(1)式中：fcp为平均承压强度；Fbp为孔壁承压极限承载力 计算结果如图 15 所示 图 15 贴板平均承压强度随贴板直径 dp和贴板厚度 tp变化Fig.1
41、5 Average compressive strength of the affixed platevaries with the its diameter and thickness 由图 15 可见，当贴板厚度 tp不变时，平均承压强度随贴板直径 dp的增大而增大，当贴板直径 dp不变时，特别是当 dp较大时，平均承压强度随贴板厚度tp的增大先增大后减小，例如 dp大于 180mm 时，厚度 tp从 5mm 增大至 10mm，再到 25mm 的过程中，平均承压强度先增大后减小 分析原因如下：当贴板厚度较大时，随着荷载增大，销轴产生一定的弯曲变形，导致贴板不能很好地与耳板协同变形受力，贴板
42、分得的拉力比例逐渐减小，并不能完全发挥材料强度，且贴板厚度越大，计算得到的平均承压强度越小.由于销轴的弯曲变形导致耳板和贴板受力不协调，在变形的过程中与销轴的承压接触面积逐渐减小，导致一部分贴板并未起到承压作用，因此不能直接使用耳板的孔壁承压极限承载力计算公式去计算贴板的极限承载力 采用无量纲系数bpppu2=FKdt f来描述承压强度，推导贴板的孔壁承压极限承载力计算公式，通过p0/dd描述贴板的相对大小，从而探究pK与p0/dd间的关系 由于贴板厚度较大时不能完全发挥其材料性能，贴板厚度较小时会发生稳定性破坏，因此选用计算模型中 93mm 销孔直径下，贴板厚度 tp为10mm、15mm、2
43、0mm 下的结果，如图 16 所示 图 16 pK 拟合曲线 Fig.16 Fitting curve of pK 根据pK与p0/dd的关系，采用式(2)的函数形式进行拟合既有一定的准确度，同时公式的形式较为简单，方便工程计算 将pK与p0/dd进行线性拟合，得到的公式如式(3)所示，相关系数为 0.982 将拟合曲线绘于图 16 中，可见拟合度较好 pp0/+=Km ddn(2)pp01.41/1.15=Kdd(3)因此，贴板的孔壁承压极限承载力为 bppup2=Fk f dt ()()p0up2 1.41/1.15ddf dt(4)1072 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56
44、卷 第 10 期 考虑直径为 60180mm 的拉索对应的带贴板的销轴耳板连接的有限元模型共计 77 个，采用式(4)计算的承载力值与有限元模型承载力值对比如图 17所示，两者差值不超过 10%图 17 贴板孔壁承压承载力公式计算值与有限元值对比Fig.17 Comparison between the calculated values of thecompressive bearing capacity formula and thefinite element values of the affixed plate hole wall综合无贴板销轴耳板孔壁承压极限承载力计算公式11 u0
45、bu00.55=0.550.55+abABf dtbadFbbABf dtad 00.3570.787=+bAd 00.7880.097=+bBd 可得带贴板销轴耳板孔壁承压极限承载力计算式为 Bbbp=+FFF(5)4.2 贴板净截面抗拉极限承载力 选取破坏形式为净截面拉断破坏的无贴板销轴耳板连接，在耳板两侧焊接不同直径、不同厚度的贴板，来探究贴板直径 dp和贴板厚度 tp对于净截面抗拉极限承载力的影响 以 93mm 销孔直径的销轴耳板为例进行分析，销轴耳板连接耳板部分的尺寸为 a140mm，b70mm，t40mm，贴板直径 dp变化范围是 120200mm，贴板厚度 tp变化范围是 525
46、mm 为了探究影响贴板的净截面抗拉极限承载力的因素，将销轴耳板连接整体承载力减去耳板部分的承载力，即可获得贴板的净截面抗拉承载力 根据有限元结果可知，焊接贴板后的销轴耳板连接的破坏形式主要分为两种：一种是贴板的直径和厚度均不大时，在净截面发生拉断破坏，如图 18(a)所示；另一种是贴板的直径和厚度较大时，净截面的总面积较大，销孔净截面不再是薄弱截面，销孔根部未被贴板加强过的耳板全截面抗拉能力较差，发生了颈缩拉断破坏，如图 18(b)所示 （a）tp10 mm （b）tp25 mm 图 18不同贴板厚度下两种破坏形式(d093 mm、dp180 mm)Fig.18Two failure mode
47、s with different affixed platethicknesses(d093 mm，dp180 mm)当 d093mm、dp180mm 时，不同贴板厚度 tp下的荷载-销孔变形曲线如图 19 所示 当 tp由 5mm增大至 15mm 时，荷载随着销孔变形增大先增大至某一最大值点后逐渐减小，对应的破坏形式是销孔净截面拉断破坏 由于 tp逐渐增大，销孔处净截面面积逐渐增大，使得净截面承载力逐渐增大，且达到峰值荷载时的销孔变形也逐渐增大 之后 tp继续增大至25mm 后，销孔处净截面面积要大于销孔根部未被贴板加强过的耳板全截面面积，因此销孔处不再发生净截面拉断破坏，直到加载至 40m
48、m 销孔变形极限承载力也未达到最高点 图 19 荷载与销孔变形关系 Fig.19Relationship between the load and pinhole defor-mation 为了更清晰地探究贴板的净截面抗拉极限承载力与贴板直径和贴板厚度的关系，作出当销孔直径93mm 时贴板净截面抗拉极限承载力随贴板直径和贴板厚度变化图，如图 20 所示，净截面抗拉极限承 2023 年 10 月 陈志华等：带贴板销轴耳板连接参数化分析及设计方法研究 1073 载力随贴板直径的增大而增大，随贴板厚度的增大而增大 图 20 贴板净截面抗拉承载力随贴板直径和贴板厚度的变化 Fig.20 Variati
49、on in the tensile bearing capacity of the netsection of the affixed plate with its diameter andthickness 通过抗拉极限承载力系数11tpk来考虑贴板受力不均匀导致的极限承载力折减，给出极限承载力计算式为 ()tptpup0p2=Fk fddt(6)tpk与随p0/dd变化关系如图 21 所示，tpk的范围是 0.550.75 图 21 tpk 与 dp和 tp关系 Fig.21 Relationship between tpk and affixed plate diame-ter and
50、thickness 由图 21 可知，当 tp不变时，tpk随 dp的增大几乎不变，当 tp逐渐增大时，tpk逐渐减小 分析原因是当贴板厚度逐渐增大时，贴板分配到的内力相对较小，而贴板厚度又相对较大，据此求得的极限承载力系数tpk也逐渐减小，所以单方面地增大贴板厚度虽然可以提高极限承载力，但是对于材料强度的发挥是不充分的 将同一贴板厚度 tp取平均值作为该贴板厚度 tp，采用相对厚度p/t t的概念来反映贴板厚度的相对大小，两者的关系如图 22 所示 由图 22 可知，极限承载力系数tpk与相对厚度p/tt之间大致呈线性关系，相对厚度越大，极限承载力系数越小，进行拟合，可得式(7)，线性相关系
