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2026-08-24

RFEM钢结构节点端板连接的参数化分析

本研究评估了螺栓直径和端板厚度对九个外伸端板梁柱连接的承载力与破坏模式的影响。将使用RFEM的钢结构节点模块获得的弯矩抗力与破坏模式，与详细有限元模型（ROFEM）以及欧洲规范3（EN 1993-1-8）组件法进行比较。使用RFEM的钢结构节点模块在每个模型中都再现了起控制作用的破坏模式，而EC-3手算方法则低估了薄端板的承载力，反而将螺栓识别为薄弱组件。

本研究通过考察螺栓直径和端板厚度对端板式梁柱连接承载力及破坏模式的影响，对RFEM的钢结构节点模块进行了验证。根据欧洲规范3（EC-3）的设计规定，对这些节点的结构性能和承载性能进行了评估，并将结果与使用RFEM和研究型有限元法（ROFEM）建立的有限元模型的预测结果进行了对比。

分析模型

本研究采用EN 1993-1-8中规定的设计准则来评估螺栓抗力（剪切和拉伸）和板件抗力（承压和冲剪），并使用表3.4中给出的极限状态公式。

等效T形件的设计抗力分别针对端板和柱翼缘组件进行独立评估。对于每个组件，控制设计抗力FT,Rd定义为三种潜在破坏机制中的最小值。

FT,Rd=min (FT1,Rd, FT2,Rd, FT3,Rd)
T 形连接件的设计抗力和破坏模式（根据 EN 1993-1-8）

每种模式的单独抗力基于翼缘的塑性弯矩承载力（Mpl,1,Rd和Mpl,2,Rd）以及螺栓组的拉伸抗力（ΣFt,Rd）计算。这些模式分别对应完全翼缘屈服（模式1）、螺栓破坏与翼缘屈服同时发生（模式2）以及纯螺栓断裂（模式3）。

破坏模式：

FT,1,Rd=(8n-2ew)·Mpl,1,Rd2mn-ew(m+n)
T 形件承载力 – 失效模式 1（翼缘完全屈服）
FT,2,Rd=2·Mpl,2,Rd+n·(∑Ft,Rd)(m+n)
T 形件抗力 – 破坏模式 2（螺栓破坏伴随翼缘屈服）
FT,3,Rd=∑Ft,Rd
T 形件承载力 — 破坏模式 3（螺栓断裂）

塑性抗力弯矩：

Mpl,1,Rd=0.25∑leff,1 tf2 fyγM0,Mpl,2,Rd=0.25∑leff,2 tf2 fyγM0.
工字节点等效塑性抗弯矩（模态1和2）
图1 - T型短管失效模式
1 图 1 - T 形件的破坏模式

梁柱连接的几何细节

刚性翼缘被建模为弹性单元。端板和梁分别采用S275和S420材料模型。在参数化研究中，梁选用代表典型欧洲型钢截面的尺寸，大致对应于IPE300截面，而柱按照所评估的欧洲规范规定建模为HEA300截面。梁和端板的尺寸如图2所示。研究中考虑的变量为螺栓直径16 mm（M16）、20 mm（M20）和24 mm（M24），以及端板厚度（tp）10 mm、15 mm和20 mm。

图 2 - 端板/螺栓布置
2 图2 - 端板/螺栓配置

讨论

RFEM钢结构节点模块求解

本研究对加长端板式钢梁柱连接中螺栓直径和端板厚度对承载力及破坏模式的影响进行了数值研究。共考察了九个此类连接的结构性能。

参数化研究的结果汇总于表1，相应的弯矩抗力如图3所示。增加端板厚度可提高塑性弯矩承载力和极限弯矩承载力。然而，一旦梁的弯曲承载力低于连接的承载力，进一步增加端板厚度对整体承载力没有影响。螺栓直径也呈现相同的趋势。表2列出了破坏模式。

图3 - 弯矩承载力对比——用于RFEM和EC-3的钢结构节点
3 图3 - 抗弯承载力比较 – RFEM与EC-3的钢节点
表1：弯矩抗力对比 - RFEM钢结构节点模块与EC-3 | 弯矩承载力（kNm）
试件 ROFEM RFEM钢结构节点模块 EC-3 EC-3/RFEM
M16-tp=10mm 87.00 85.35 65.00 0.76
M16-tp=15mm 147.00 123.12 105.00 0.85
M16-tp=20mm 153.00 132.23 143.00 1.08
M20-tp=10mm 114.00 95.85 73.00 0.76
M20-tp=15mm 186.00 167.40 129.00 0.77
M20-tp=20mm 223.00 183.33 186.00 1.01
M24-tp=10mm 128.00 102.60 73.00 0.71
M24-tp=15mm 195.00 132.30 155.00 1.17
M24-tp=20mm 283.00 175.50 211.00 1.20

表2：破坏模式
试件 ROFEM RFEM钢结构节点模块 EC-3
M16-tp=10mm 模式1 模式1 模式1
M16-tp=15mm 模式1 模式1 模式1&2
M16-tp=20mm 模式2 模式2 模式2&3
M20-tp=10mm 模式1 模式1 模式1
M20-tp=15mm 模式1 模式1 模式1&2
M20-tp=20mm 模式2 模式2 模式1&2
M24-tp=10mm 模式1 模式1 模式1
M24-tp=15mm 模式1 模式1 模式1
M24-tp=20mm 模式1 模式1 模式1&2

图4 - M16-tp-10mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算
4 图4 - M16-tp-10mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算
图4 - M16-tp-10mm模型的等效应力和塑性应变以及设计验算
5 图5 - M16-tp-15mm模型的等效应力和塑性应变以及设计验算。
图6 - M16-tp-20mm模型的等效应力与塑性应变及设计验算。
6 图6 - M16-tp-20mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
图7 - M20-tp-10mm模型的等效应力和塑性应变及设计校核。
7 圖7 - M20-tp-10mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
图8 - M20-tp-15mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
8 图8 - M20-tp-15mm模型的等效应力与塑性应变及设计验算。
图9 - M20-tp-20mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
9 图9 - M20-tp-20mm模型的等效应力与塑性应变及设计验算。
图 10 - M24-tp-10mm 模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
10 图10 - M24-tp-10mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
图11 - M24-tp-15mm模型的等效应力和塑性应变及设计验算。
11 图11 - M24-tp-15mm模型的等效应力、塑性应变及设计验算。
图12 - M24-tp-20mm模型的等效应力与塑性应变及设计验算。
12 图12 - M24-tp-20mm模型的等效应力与塑性应变及设计验算。

结论

通过三种方法——精细有限元模型（ROFEM）、RFEM中基于组件的钢结构节点模块以及EC-3（EN 1993-1-8）组件法——对九个螺栓端板连接（M16/M20/M24螺栓 × 10/15/20 mm板件）进行了比较。

EC-3/RFEM比值受板厚控制，在每个螺栓组内单调递增：对于10 mm板件，EC-3显著低估了其抗力（0.71-0.76），但对于20 mm板件则超过了RFEM（1.01-1.20）。其原因是力学机理方面的——薄板以延性板件屈服（模式1）破坏，而有限元方法捕捉到了薄膜效应和应变硬化，这些是EC-3的T形件模型所忽略的。

随着板件加厚、螺栓成为薄弱组件，这一裕度随之消失。在破坏模式方面，ROFEM和RFEM在所有试件中均一致；EC-3在控制组件方面一致，但倾向于标记组合模式（1&2、2&3）。这一规律符合经典T形件理论：较厚的板件使破坏向螺栓控制转移，而较大的螺栓使节点保持在延性模式1中。

端板连接的初始刚度随螺栓直径或端板厚度的增加而提高。欧洲规范以较高的精度预测了此类连接的破坏模式。

参考
  1. 欧洲标准化委员会 (CEN)。(1993)。欧洲规范 3. 钢结构设计 第 1–8 部分：节点设计 (EN 1993-1-8)。布鲁塞尔，CEN。
  2. Ozkilic YO. Investigation of the effects of bolt diameter and end-plate thickness on the capacity and failure modes of end-plated beam-to-column connections. Res. Eng. Struct. Mater., 2021; 7(3) 445-463.
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