《金属结构设计理论与方法》第五章 连接.docx
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《金属结构设计理论与方法》第五章连接
第五章连接
5.1角焊缝的性能和计算
5.1.1试验研究
了解结构及其组成部分的实际性能都需要进行试验研究。
角焊缝受力后的应力分布很复杂,更需要通过试验来加以考察。
对图5-1所示的连接,外力虽然简单,但焊缝几个截面上应力分布都不均匀。
如果外力不是简单地和焊缝平行或垂直,情况就更复杂。
图5-1角焊缝的应力分布
角焊缝的最小截面是和两边成45角的CE截面(图5-1),称为焊喉。
通常认为,焊缝破坏都发生在这一截面。
截面的高度CE叫做角焊缝的有效厚度。
因此,早期的角焊缝试验就针对焊喉截面来进行。
如图5-2(a,b)的试件分别使角焊缝在焊喉处受拉和受剪。
实际工程中的焊缝往往是既受剪又受拉(或压)。
为了模拟这种情况并且能够对拉(压)和剪进行不同的组合,VanderEb采用了图5-2(c,d,e)的试件[5.1]。
其中斜虚线上的箭头为在相应水平力作用下焊缝受力方向。
(c)图和(e)图焊喉分别以受拉和受压为主,并在斜线倾角不同于45时伴随有不同大小的横向剪力;(d)图焊喉则以横向剪力为主,伴随少量拉或压力。
根据以上试件试验结果可以绘出焊喉截面正应力和剪应力的相关关系,如图5-3中虚线所包的带,这里剪应力的作用方向和焊缝轴线垂直[参看图5-6(a)]。
图5-2角焊缝的试件
为了考察和焊缝轴线平行的剪力的作用以及它和垂直于轴线的力作用的相关关系,Crofts和Higgs采用于图5-4所示的方法,把试件做成梁的中段,用螺栓加以固定[5.2]。
焊缝的长度用得很小。
左、右梁段比中段试件强得多,可以多次重复使用。
当荷载作用在体系的对称中线上时,试件只承受弯矩而没有剪力。
此时试件I的焊缝承受横向剪力,试件Ⅱ则承纵向剪力。
如果荷载不在对称轴上,试件既受弯又受剪,两类试件的焊缝都为双向受剪。
试验得到的结果表明,焊缝破坏并不一定在45面内,破坏面的倾角变化在10~80之间。
图5-3和的相关关系图5-4梁式角焊缝试件
设计者关心的焊缝性能除了承载能力外,还有变形能力。
能够经受较大的塑性变形是连接应该具有的优良特性。
角焊缝随外力作用的角度不同,承载能力和变形能力都有所变化,见图5-5。
此图的试件试验焊缝长lw=50mm,厚为8mm,板厚19mm[5.3]。
从图可以看出端焊缝(即正面角焊缝)和侧焊缝(即侧面角焊缝)性能的明显差别。
前者强度高而变形能力低于后者,原因是侧焊缝主要受剪,而端焊缝拉和剪同样重要。
两者在最大荷载时的变形分别是:
端焊缝为0.6mm,侧焊缝为1.4mm。
哈尔滨建工学院和鞍钢修建部所做试验用T42型焊条在3号钢上焊接,所得平均破坏应力为:
侧焊缝为415N/mm2,端焊缝为560N/mm2。
侧焊缝比图5-5的高,端焊缝和图5-5的较接近。
图5-5角焊缝荷载与变形关系
5.1.2计算公式
图5-3的带状分布的试验相关关系可以用一个椭圆来代替,作为实用计算公式的出发点。
椭圆的方程是
式中fu,w是焊喉的破坏拉应力,和见图5-6(a)。
如果把椭圆绕其长轴(叫轴)回转,可得椭球面。
这一旋转椭球面的方程是
(5-1)
此式可改写成
图5-6角焊缝应力符号
如果把焊缝计算和母材的设计强度联系起来,则可写成
式中:
f为母材的设计强度;为转换系数。
欧钢协和国际标准组织把上式中的1.8改为3.0,使焊缝计算公式在形式上和母材相一致,即
(5-2)
式中取值见表5-1,由母材的屈服点决定。
表5-1系数
屈服点N/mm2
≤240
>240~280
>280~340
>340
0.7
0.8
0.85
1.0
公式(5-2)虽然为许多欧洲国家所采用,但计算正应力和剪应力比较复杂,最好能够加以简化。
作用在焊缝上的外力经常可以归结为图5-6(b)所示的平行于直角边和焊缝轴线的三个分力。
设Fwx,Fwy和Fwz为作用于焊喉面上这三个方向的力,找出它们和图5-6(a)的各应力之间的关系并代入式(5-2),可得
或
(5-3)
式中:
a为焊缝厚度;lw为焊缝计算长度;fs为母材剪切设计强度,即
。
当Fwy=0时,公式简化为
(5-3a)
如果按传统的向量相加计算方法,Fwx和Fwz的联合作用是
,而式(5-3a)则相当
若Fwz=0,则要求
若Fwx=0,则
两相比较,端焊缝的承载能力比侧焊缝的高22%。
GB50017规范就对承受静力荷载的端部角焊缝引进1.22系数。
对于承受动力荷载的端焊缝,考虑到它的变形性能不如侧焊缝,不利用这一提高系数。
美国AISC-LRFD-1999规范规定任意角度的角焊缝强度设计值提高系数为1+0.5sinl.5(90-),"按图5-5采用。
对于端焊缝=0,提高系数为1.5。
5.1.3有效厚度和有效长度
角焊缝的有效厚度一般采用焊喉厚度a[图5-7(a)]。
但是,当采用气体保护焊或埋弧焊时,可以得到较大的熔化深度[图5-7(b)]。
因此在采用自动焊,且能够保证连续而均匀的足够熔化深度时,有效厚度可以增大到
(5-4a)
或
(5-4b)
取二者的较小值。
图5-7熔化深度和有效厚度
侧焊缝的剪应力在弹性阶段沿其长度分布很不均匀,如图5-8(a)所示。
Machaly根据他所做8~4mm焊缝连接的弹性分析,提出侧焊缝的有效长度限值为焊脚尺寸hf的20~25倍[5.4]。
然而,由于侧焊缝的塑性很好,焊缝两端处出现塑性后应力分布逐渐改变,以至可以拉平。
参考文献[5.5]指出对于常用长度的焊缝,试验曾经证实这种重分布,但它未给出试验的具体资料。
图5-8侧焊缝的应力分布和变形分析
侧焊缝长度的上限应该从它的变形能力来确定。
在图5-8(b)中,上、下两板在端截面A和B1处应力为零,在截面B和A1处为满应力,设达到fy。
因此AB之间和A1B1之间钢板需要伸长
它也就是A点和A1点之间以及B点和B1点之间的相对位移,标志着角焊缝的变形。
上一节的试验资料给出侧焊缝在荷载达到最大值时变形为1.4mm。
这是一组试验的结果。
一般情况下,侧焊缝的变形能力可以认为不少于1mm。
使焊缝端点处板的相对位移等于1mm,可得长度
代入Q235钢fy=235N/mm2及E=206000N/mm2,得
欧盟EC3-1993规范即对构件(如钢板梁)横向加劲肋的角焊缝规定,长度lw超过1.7m时应按下式子以折减:
(5-5)
lw以米计,2不应大于1.0,且不小于0.6。
对搭接连接中的角焊缝,有效长度的大小和焊缝有效厚度a有关。
当长度超过150a时,折减系数为
(5-5a)
式中lj为传力方向搭接的总长度。
GBS0017规范规定“侧面角焊缝的计算长度不宜大于60hf,当大于上述数值时,其超过部分在计算中不予考虑”。
这项规定似乎偏于保守。
试验研究表明,侧面角焊缝的承载力和变形能力在动力加荷条件下和静力加荷的基本相同[5.17]。
显然,当内力沿侧焊缝全长分布时,有效长度不受上面所说的限制。
钢板梁翼缘与腹板之间的焊缝就是如此。
图5-9构件变形对焊缝的影响
角焊缝的应力分布不仅和焊缝本身的变形能力有关,还和所连接构件的刚性有关。
图5-9所示的工字钢牛腿和工字钢柱子用两条横向角焊缝连接。
牛腿端部截面作用有弯矩M和剪力Q。
在M作用下,柱翼缘发生变形,影响焊缝应力沿其长度的分布;在Q作用下,牛腿翼缘发生变形也影响焊缝应力分布。
由此可见,焊缝所连构件刚度不均匀造成焊缝应力不均匀,中部应力大,端部应力小。
考虑到端焊缝变形能力小,计算长度应该适当减小,否则焊缝中部可能拉裂。
国际焊接学会(ⅡW)推荐有效长度取为
(5-6)
式中tw和tf分别为有关工形截面的腹板厚度和翼缘厚度,对M而言;tf为柱翼缘厚度,对Q而言则为牛腿翼缘厚度。
c为系数,见表5-2。
如果算得的有效长度太小,则宜对柱设置加劲肋以防止变形。
表5-2系数c
钢材屈服点/(N/mm2)
焊缝位段
c
235
235
355
355
受拉翼缘
受压翼缘
受拉翼缘
受压翼缘
7
10
5
7
搭接连接中的焊缝还有一个特殊情况,就是力对焊缝有偏心作用。
图5-10给出偏心的情况,在平行于板面的平面内有力偶Ne1,在垂直于板面的平面内有力偶Ne2。
对于长焊缝,这些力偶的影响可以忽略。
但是如果焊缝过短,不仅焊缝可能破坏,还因焊缝开始处的C点处应力高度集中,也可能使板被拉断。
因此,角焊缝的长度不应过短。
GB50017规范规定焊缝的有效长度不小于8hf和40mm。
受拉板搭接连接的试验表明,当仅用侧焊缝连接时,lf/b越小,则连接的强度越低(图5-11)[5.6],b是两条侧焊缝之间的距离。
美国AISC规范规定,在这种情况下焊缝长度lw不应小于b。
图5-10力对焊缝的偏心作用
图5-11侧焊缝长度对连接强度的影响
5.1.4角焊缝性能的理论分析
角焊缝性能的研究也和疲劳等问题一样,由单纯试验研究进入到理论分析。
文献[5.18]利用塑性力学并把荷载加以简化,得出斜向角焊缝承载力的计算公式
(5-7)
式中:
fu为焊缝材料抗拉强度为外力N和焊缝轴线间的夹角。
端焊缝和侧焊缝的承载力分别为
和
可得
和前述鞍钢试验的数据560/415=1.35相接近。
文献[5.19]不仅分析任意方向角焊缝承载力,也分析它的变形能力,利用塑性力学的原理得出角焊缝的本构关系、极限强度和变形。
焊缝的极限承载力和破坏时焊趾处的最大位移分别由以下二式给出:
(5-8)
(5-9)
在上两式中
为焊缝的拉伸强度,t为焊缝材料拉伸破坏时的应变,通常在0.24~0.3之间。
比较式(5-8)和(5-7)可见二者分母相同,但式(5-8)的分子比式(5-7)多一个大于l的系数,因而给出稍高的承载力。
计算还表明,除=0和90的情况外,焊缝位移方向和外力作用方向不重合。
二者之间的关系由下式表达:
为位移方向和焊缝轴线间的夹角(图5-12下方),c1为一常数,在2~4之间,可取为4。
式(5-9)即按c1=4得来。
式(5-8)和(5-9)改用口角来表示,并写成无量纲化的极限承载力和最大位移,则有
(5-8a)
(5-9a)
绘制焊缝的荷载位移关系曲线,还需参照试验结果做进一步假定。
无量纲化的荷载
和无量纲化的位移
之间关系可用下式表达:
(5-10)
式中
(5-11)
e=2.718为自然对数的底数;f(max)即为在式(5-11)中把代以max=max/hf。
图5-12就是按式(5-10)和(5-11)得出的。
绘制时取t=0.3,此图和图5-5很接近。
图5-12角焊缝荷载—变形关系曲线
以上所述角焊缝性能的分析都是针对无缺陷的焊缝进行的。
实际上,焊缝总是多少存在一点缺陷。
文献[5.20]分析了带有咬边、欠焊、焊瘤、表面裂纹等缺陷的焊缝静力强度,包括延性断裂和脆性断裂。
前者用有限元法作极限分析,后者用断裂力学分析,并且二者都和光弹性试验紧密结合。
分析结果表明,咬边比焊瘤和表面裂纹更为不利,不过咬边深度小于0.8mm者影响不大,而实际焊缝咬边深度一般不超过0.5mm。
文献[5.20]的结论是:
有缺陷焊缝按美国焊接学会现行规范设计焊缝可以保证安全。
5.1.5焊缝群的计算
在钢结构工程中经常有几条不同尺寸、不同方向的焊缝在一个节点处共同工作。
这时,如何确定各条焊缝所承担的传力任务,有两种方法:
假定每条焊缝承担的荷载直接决定于相邻母材的应力。
把焊缝群看成是分离出来的结构单体来考虑荷载对它的各部分的作用。
凡是在连接节点处母材应力分布很明确的,都可以用第
(1)种方法。
如对图5.9的牛腿和柱连接加两条竖向焊缝,则整个连接共有四条焊缝(图5-13)。
在牛腿的连接截面上,剪力P和弯矩Pa共同作用下应力分布很明确。
两条水平焊缝即按传递全部翼缘内力A1来计算:
,而两条竖焊缝则传递腹板所承担的剪应力和弯曲正应力。
为了简化计算,也可以让竖焊缝只传递牛腿的剪力P,而每条水平焊缝传递Pa/h,即承担全部弯矩作用。
图5-13牛腿连接焊缝计算之一
图5-14(a)所示的由钢板贴在柱上做成的牛腿,母材在连接区的应力分布不甚明确。
计算它的连接焊缝时,把焊缝作为独立的结构单体拿出来计算。
简便的算法是把焊缝的应力分布按弹性工作阶段来考虑。
牛腿的剪力P由全部焊缝均匀分担。
P力产生的力矩,力臂需要算到焊缝的形心O,即
此矩在焊缝各微段产生的应力Ri与至。
点距离ri成正比[图5-14(b)]。
M和P产生的应力合成后,得各微段的总应力。
显然,距。
点最远处应力最大,对焊缝尺寸起决定作用。
焊缝的其他部分应力都未用足,计算方法偏于保守。
图5-14牛腿连接焊缝计算之二
Machaly根据极限状态的概念对上述连接焊缝进行了分析[5.7]。
分析时假定通过应力重分布,在极限状态时每一微段都达到焊缝所能承受的最大应力尺(引入必要的安全系数)。
整个焊缝因子移和转动的结果,可以看成绕某一瞬时转动中心C转动[图5-14(c)]。
应力方向垂直于自C点射出的半径。
由于C的位置事先不能确定,这一问题需要做迭代运算才能解出。
经过分析比较,采用这种极限状态的算法,焊缝承载能力比传统的弹性算法提高至少20%。
参考文献[5.7]建议在设计中保留弹性算法,但把焊缝的设计强度提高20%。
如果作极限承载力计算,可以利用式(5-10)和(5-11)所给出的荷载变形关系。
把整个焊缝分成许多长20~25mm的单元,如图5-15(a)所示,并设定一个瞬时转动中心C。
各单元的位移方向垂直于连向C点的射线。
距C点最远的单元1的变形1达到极限值1max时,此单元的抗力为其最大承载力Nul。
任意单元i相应的变形为
ri为从C至单元中心的距离。
此i应不超过该单元的最大位移imax。
图5-15焊缝群极限承载力计算
无量纲化的关系式则为
(5-12)
已知i,由式(5-10)可得
(5-13)
及
(5-14)
lwe为单元长度。
nui和imax分别由式(5-8a)和(5-9a)计算。
计算时取t=0.3。
计算各单元Ni的竖向分力Vi及其总和(计算时注意Ni与焊缝轴线的夹角为i)
(5-15)
和绕瞬时中心C的力矩总和
式中,
。
如果二者符合关系
则所选瞬时中心C的位置正确,式中AC为荷载户作用点至C点的距离。
上式也可简化成
如果不符合这一关系,则应调整C的位置重新计算,直至符合为止。
焊缝群的极限承载力P由式(5-15)给出,但设计时应引进适当的安全系数,即以角焊缝的强度设计值
代替
,取
(5-16)
试举一算例如下。
图5-15(b)的竖向焊缝长150mm,横向焊缝长80mm,取单元长度为25mm,则每一横焊缝分为2个单元,竖焊缝分为6个单元,焊脚尺寸为hf=6mm。
P力距离竖焊缝的轴线75mm,要求确定其极限值。
钢材为Q235,焊条为E43型。
由于绕x轴对称,可以取焊缝一半计算。
为了计算简便,焊缝用其轴线代表。
焊缝形心至竖焊缝的距离为
试取瞬时中心C的位置为距竖缝33.5mm,计算用表格形式,见表5-3。
表中单元1(即单元a)的1取1max,其余单元的i由式(5-12)计算,表中i均未超过相应的imax,否则应以imax代替i。
表5-3焊缝极限承载力计算
单元
xi
yi
ri
i/
i/
i
imax
f(i)
f(imax)
nui
ni
i
rini
a
b
c
d
e
71.0
46.0
33.5
33.5
33.5
75.0
75.0
62.5
37.5
12.5
103.3
88.0
70.9
50.3
35.8
43.4
31.5
61.8
48.2
20.6
75.2
67.8
82.4
77.4
56.4
0.177
0.151
0.121
0.086
0.061
0.177
0.215
0.145
0.166
0.269
0.994
0.989
0.976
0.941
0.886
0.994
0.998
0.987
0.992
0.999
0.685
0.662
0.701
0.691
0.619
0.685
0.656
0.693
0.655
0.549
0.662
0.607
0.092
0.143
0.304
60.1
46.5
46.0
28.8
15.9
注:
表中长度均以mm计。
1.808
197.3
表5-3的计算结果给出
与
很接近,可知瞬时中心位置正确。
荷载户的极限值为
此题若按弹性工作阶段计算,P值只能达到57.6kN,只相当于极限值的2/3。
从本例来看,极限承载力和弹性计算相比,提高远不止20%。
极限承载力计算中,瞬时中心不是一次就能准确定出的,计算比较费时。
还有一种比弹性计算:
更好发挥焊缝承载力的方法:
使竖焊缝承担P力,两横焊缝承担扭矩Mt,但可以互相调剂[5.8]。
仍以图5-15(b)的焊缝为例,把P力移至竖焊缝轴线上,则出现力矩Mt=75P。
经过试算,当P=86kN时
两横焊缝可承力偶
竖焊缝除P力外还需承担力矩
它的最大应力为
此算例所得的86kN和极限变形法的86.9kN十分接近。
美国AISC-LRFD-1999规范给出一种比较简单的以瞬时中心为基础的焊缝群计算公式,但未见其来源,这里不做介绍。
5.2抗剪螺栓连接
5.2.1高强螺栓的预应力
高强螺栓不同于普通螺栓的特点是在承受荷载前已经有很大的预拉力。
预拉力是通过用长扳手或动力扳手扭紧螺帽实现的。
扭紧不仅使螺杆拉长,板和螺帽压缩,还使螺杆受扭。
螺栓的扭矩由板和螺栓间的摩擦来平衡。
高强螺栓的预拉力可以保证被连接板之间不出现滑动(摩擦型连接)或使滑动延迟出现(承压型连接),在受拉连接中,高强螺栓的预拉力可以防止板与板之间拉开,从而减少锈蚀危险。
预拉力还可以改进连接抵抗疲劳破损的性能。
然而,预拉力不是越大越好,而是不能超过一定限度。
这个限度由初始拉力和初始扭矩的共同影响决定。
对连接两块厚板的高强螺栓用普通扳手扭紧至板互相接触,然后加力使螺栓受拉,则螺栓的拉力N和伸长量L呈图5-16中曲线1的关系,其弹性极限为Nel,极限荷载为Nu1。
若在螺栓扭紧至板互相接触后对螺栓施加扭矩,同时量测它的拉力和伸长量,则所得曲线为图5-16中的2,其弹性极限Ne2和极限荷载Nu2分别低于Ne1和Nu1,原因就是螺栓既受拉又受扭时极限拉力达不到单纯受拉时的极限拉力。
在拉应力和扭矩引起剪应力的共同作用下,等效应力是
根据试验分析,系数在1.15~1.25之间。
如果螺栓受扭而预拉力还未达到Nu2时停止继续扭紧,再加以拉力,则螺栓的极限拉力能够达到Nu1,如图中虚线a所示,原因是拉力使摩擦力逐渐减小,螺栓所受扭矩也就随之逐渐消失。
但是,如果扭矩加到伸长量超过和Nu2对应的L2,然后再加拉力,则拉力不可能达到Nu1,曲线将如图中之b。
图5-16高强螺栓受拉性能
显然,对高强螺栓扭紧而施加的预拉力不应超过Nu2。
通常控制预拉力的准则是使
式中fe为螺栓的弹性极限。
取=1.25,则预拉应力
GB50017规范取=1.2,fe=0.9fub,再引进均质系数0.9并考虑超张拉10%的可能性。
预拉应力为
fub为螺栓材料的抗拉强度。
国外的一些规范,如美国AISC和欧盟EC3,取值比此高15%,达到0=0.7fub。
5.2.2承受轴心剪力的螺栓连接
图5-17给出一个典型的受剪连接和连接的荷载变形曲线,变形L系指F,G两点的相对变形。
图中曲线Ⅰ属于有预拉力的高强螺栓连接。
曲线的OA段N力完全通过摩擦传递。
摩擦力开始被克服后,板与板之间出现滑动,直至螺栓和孔壁接触,这是曲线上的AB段。
此后,继续增长的N力主要靠螺栓受剪和栓、板间承压来传递,直至最后破坏。
如果用同样的螺栓但不施加预拉力,则荷载变形曲线将如图中的曲线Ⅱ,在N力很小时就出现滑动。
但是试验表明,连接破坏时所达到的最大N值并不比有预拉力的低。
预拉力所造成的摩擦力只能延缓滑动的出现,不能提高连接的强度,原因是随着N力增大,螺栓的预拉力逐渐松弛。
螺栓和孔壁接触后,在受剪的同时还被拉长,这是造成松弛的一个因素。
板内拉力增大,特别是板净截面屈服时,厚度逐渐缩小,是第二个因素。
图5-17抗剪连接的荷载变形曲线
Ⅰ.螺栓有预拉力Ⅱ.螺栓未加预拉力Ⅲ.紧密配合的螺栓,有预拉力Ⅳ.焊接
抗剪高强螺栓连接分为承压型和摩擦型两类。
承压型高强螺栓连接,以连接破坏为承载能力的极限状态。
可能的破坏形式有螺栓剪断、孔壁承压破坏和板被拉断。
因此,承压型高强螺栓连接的计算和普通螺栓连接的相同,只是螺栓设计强度较高,并且当受剪面在螺纹处时,需要用有效截面代替栓杆毛截面。
承压型连接有时还以板层间出现滑动作为正常使用极限状态,即在荷载达到标准值时还不至出现滑动。
GBJl7-88规范曾对此有所规定,即螺栓的受剪承载力设计值不得大于按摩擦型连接计算的1.3倍。
但GB50017规范已把它删去。
摩擦型高强螺栓连接以板层之间出现滑动为承载能力的极限状态,可以说是抗滑型的连接。
从图5-17可以看到,以出现滑动作为承载能力的极限状态螺栓的潜力不能充分发挥出来,螺栓数量需要比以破坏作为极限状态增加很多。
国外的研究资料表明,当高强螺栓的杆径和孔径相差1.5mm时,从理论上说可能最大的滑动量是3mm。
但实际上平均滑动量都小于0.8mm,很多时候连接在活荷载作用下并不滑动,原因可能是有制造误差以及上紧螺栓之前已有恒载作用,螺杆已经和孔壁接触。
一般说来,活荷载作用下滑动如此之小,对结构很少产生严重影响[5.9]。
鉴于这种情况,我们应该推广应用承压型的连接以降低结构造价。
当然,在十分重要的结构和承受动力荷载的结构中,尤其是荷载引起连接的反向应力时,还是要用摩擦型的连接。
这时应该尽可能提高摩擦面抗滑系数,以使每个螺栓发挥更大作用。
承压型连接不以出现滑动作为正常使用极限状态,则可以不必计较系数的大小,接触面只清除油污及浮锈即可。
美国AISC规范甚至允许不加预拉力。
但这本规范对抗滑型连接区分为设计荷载下抗滑移和使用荷载下抗滑移两类。
后者相当于GBJl7-88规范的承压型连接。
在抗剪连接中,当螺栓数量多而连接长度大时,和用侧焊缝的连接类似,存在螺栓受力不均匀问题。
虽然摩擦力被克服后可以因受力最大的端部螺栓的变形而造成内力重分布,但如果连接过长,端部螺栓所连接的板层之间变形差别太大,则螺栓内力还未达到均匀,端部螺栓就会因变形过大而破坏。
图5-18所示的连接传递N力的一行螺栓共有十个,最后每个螺栓承担的力还是相差得比较悬殊。
在第一个螺栓破坏之后,其他螺栓将随之相继破坏,荷载不能再增大。
如图5-19所示的连接,有两行螺栓,每行九个。
试验加载至端部螺栓1破坏后,荷载下降。
继续加载,则还未达原来最大值,螺栓2又破坏,接着是螺栓3破坏,乃中止试验。
长连接承载能力降低的程度主要取决于连接长度l,而不是螺栓个数,和螺栓间距的关系也不大。
因为l越大,要求端部螺栓经受的变形也越大。
图5-20给出根据试验资料整理成的连接强度和l的关系曲线[5.9]。
图中纵坐标是破坏时螺栓平均剪应力,横坐标是连接长度l。
当l>30cm时,连接的强度明显下降,开始下降较快,后来逐渐缓和,并趋于常
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