張文瑩， 劉希宇， 趙金友， 姜子欽， 李 易

(1.北京工業(yè)大學工程抗震與結構診治北京市重點試驗室， 北京 100124；2.東北林業(yè)大學土木工程學院， 哈爾濱 150040)

風災對輕鋼結構造成的損傷主要為圍護系統(tǒng)的破壞. 2004年臺風“云娜”登陸浙江省溫嶺市，造成大規(guī)模屋面板被掀飛. 2008年臺風“黑格比”登陸廣東省茂名市，部分輕鋼結構完全倒塌. 2015年臺風“蘇迪羅”登陸福建沿海地區(qū)，輕鋼屋面和屋架破壞嚴重. 2016年臺風“莫蘭蒂”登陸廈門地區(qū)，大面積輕鋼屋面板在風吸力的作用下被刮飛. 眾多學者對我國輕鋼結構在風災下的破壞進行調查與分析[1-6]，圍護結構風致破壞原因可歸納為3類，一是圍護構件與主體結構的連接強度不足，二是壓型鋼板的強度不足，三是薄弱部位沒有進行抗風處理，其中以連接強度不足導致的破壞為主. 輕鋼房屋的金屬屋面系統(tǒng)、墻面系統(tǒng)中厚度較薄的壓型鋼板多通過自攻螺釘連接[7-8]. 風荷載作用下，自攻螺釘作為屋面系統(tǒng)的重要連接件，在風吸力作用下發(fā)生拉拔或拉脫破壞.

近年來，隨著我國裝配式鋼結構的快速發(fā)展，冷彎型鋼結構相關的理論體系與設計方法日趨完善. 我國《冷彎型鋼結構技術規(guī)范》(征求意見稿)：GB50018—2017[9]對鋼材選用范圍和自攻螺釘抗拉承載力計算方法進行了修訂. 本文就冷彎型鋼結構中自攻螺釘抗拉性能的研究現狀進行總結，根據已有204組實測自攻螺釘拉拔破壞荷載和138組實測自攻螺釘拉脫破壞荷載，對《冷彎薄壁型鋼結構技術規(guī)范》(GB 50018—2002)[10](以下簡稱中國規(guī)范)、《冷彎型鋼結構技術規(guī)范(征求意見稿)》[9](以下簡稱中國規(guī)范意見稿)、美國規(guī)范(AISI S100-16)[11]、澳大利亞/新西蘭規(guī)范(AS/NZS 4600: 2018)[12]、英國規(guī)范(BS 5950-5-1998)[13]和歐洲規(guī)范(EN 1993-1-3: 2006)[14]自攻螺釘抗拉設計方法的計算精度以及適用情況進行比較分析，在此基礎上對中國規(guī)范意見稿[9]的抗拉承載力設計方法提出幾點建議.

1 單顆自攻螺釘抗拉連接破壞模式

連接壓型鋼板與冷彎型鋼構件的自攻螺釘在拉力作用下出現3種破壞模式：1)拉拔破壞. 螺釘從基材中拔出而發(fā)生破壞. 2)拉脫破壞. 釘孔周圍出現應力集中，靠近釘頭一側的板從釘頭拉脫而發(fā)生破壞. 3)拉斷破壞. 螺釘質量較差，釘桿自身被拉斷而發(fā)生脆性破壞. 前2種破壞模式較為常見[15].

通常當連接壓型鋼板的檁條、墻架、屋架等基材的強度低且翼緣較薄時，在拉力作用下會發(fā)生自攻螺釘被拔出的現象. 拉拔破壞模式可分為2種[16-17]. 板厚與螺紋間距比值小于1時，釘孔處的鋼板受到釘桿傳遞的拉力在最終拉拔破壞前發(fā)生明顯的彎曲變形，見圖1(a)；鋼板厚度與螺紋間距比值大于1時，螺紋剪切釘孔處的鋼板發(fā)生無明顯彎曲變形的拉拔破壞，見圖1(b).

圖1 拉拔破壞的2種破壞模式[17]Fig.1 Two failure modes of pull-out failure [17]

拉脫破壞也有2種模式，即拉脫破壞和凹陷破壞[18-19]，見圖2. 拉脫破壞是一種脆性破壞，當釘孔周圍壓型鋼板向下凹陷時，由于縱向應變增長速度過快，釘孔周圍鋼板發(fā)生橫向開裂，壓型鋼板強度高、延性差時容易發(fā)生此種破壞，螺釘緊固過緊或施工質量差也會加快初始開裂的發(fā)生[20]. 壓型鋼板延性較好時則容易發(fā)生凹陷破壞，凹陷破壞是一種塑性破壞，這種破壞在靜力荷載作用下不會發(fā)生拉脫，但在循環(huán)荷載作用下開裂會加速開展，很快形成拉脫破壞.

圖2 拉脫破壞的2種破壞模式[19]Fig.2 Two failure modes of pull-through failure[19]

2 自攻螺釘抗拔性能研究進展

2.1 自攻螺釘抗拔性能研究現狀

Mahendran等[16]完成592組縮尺模型試驗以探究金屬屋面系統(tǒng)中自攻螺釘的抗拔強度. 在比較試驗值與計算值后，發(fā)現美國、歐洲規(guī)范設計方法對G550級薄鋼板適用性低. 在進行參數研究后提出計算公式

Fou=kdp0.2t1.3fu

(1)

式中:Fou為單個螺釘抗拔承載力；d為螺釘名義直徑;p為螺紋間距;t為板厚;fu為抗拉強度;k為常數，對厚度小于3 mm的G250、G450、G500、G550鋼材取0.75.通常認為板厚范圍內的螺紋數量越多，螺釘節(jié)點的抗拔性能越強，即抗拔承載力與t/p成正比，與式(1)給出的設計方法不符.Sivapathasundaram等[17]在文獻[16]的基礎上完成187組縮尺模型試驗，考察更多種類自攻螺釘與不同板厚組合下螺釘節(jié)點的抗拔性能.考慮螺紋內徑和鉆尖直徑的影響后提出計算公式

(2)

式中:Pu為單螺釘抗拔承載力；d*為螺紋內徑和鉆頭直徑的較大值;k對厚度小于1.21 mm的G550、G500鋼材取0.91, 對厚度為1.21～2.93 mm的G450鋼材取1.07, 對G250鋼材取1.14. Mahendran等[21]在文獻[16]的靜力研究結果上進一步分析175組常幅循環(huán)加載作用下螺釘節(jié)點的失效模式.

李元齊等[22]完成105個冷彎薄壁型鋼螺釘連接試件的抗拔性能試驗，研究并比較抗拔性能的影響因素和各國規(guī)范設計方法對LQ550級鋼材、S350級鋼材的適用性. 發(fā)現抗拔承載力與板厚成正比，但比例系數與板厚和螺紋間距之比有關；美國和澳大利亞/新西蘭規(guī)范公式計算值最接近試驗值. 參考歐洲規(guī)范公式，考慮板厚和螺紋間距之比的影響后，建議對中國規(guī)范意見稿中LQ550級鋼材的抗拔承載力計算公式乘以0.8的折減系數.

周元等[23]、吳銀飛等[24]證實有限元對自攻螺釘抗拔性能分析的可行性. 周元等[23]發(fā)現當螺釘名義直徑與板厚之比為0.9～1.2時，抗拔連接模型在達到最大承載力時可以充分發(fā)揮自攻螺釘與鋼板的材料性能. 該比值區(qū)間所對應的板厚范圍為3～7 mm，但常用薄鋼板的厚度一般在3 mm以內. 劉翔[25]進行類似研究，發(fā)現螺釘破壞恰好先于鋁板破壞時螺釘直徑與鋁板厚度的比值為1.05～1.20.

不同于單顆螺釘連接的軸心受力模式，多顆螺釘連接下節(jié)點受到偏心力，失效模式更復雜. 段圣杰[26]研究筑巢輕鋼結構中自攻螺釘的抗拔性能發(fā)現：在螺釘總數相同時，螺釘單排鉆設的抗拉承載力明顯高于雙排鉆設；等效單顆自攻螺釘抗拉剛度隨螺釘數量增多而降低. 于敬海等[27]對直立鎖邊金屬屋面系統(tǒng)中多顆自攻螺釘連接固定支座與檁條的節(jié)點進行研究，并將試驗結果與國內外規(guī)范的計算值進行對比，發(fā)現各國規(guī)范計算結果均偏于保守. Sivapathasundaram等[28]研究多顆自攻螺釘連接帽形襯檁的拉拔破壞，自攻螺釘穿過帽形襯檁的2個下翼緣與檁條相接. 在式(2)的基礎上引入折減系數以考慮多顆自攻螺釘的影響. 結果表明當使用2顆和4顆自攻螺釘連接帽形襯檁時，節(jié)點的抗拔強度分別只比單顆螺釘連接時分別提高40%和29%.

除了上述自攻螺釘用于薄壁冷彎型鋼構件的連接外，自攻螺釘也被用于鋁合金構件的連接. 曾濱等[29]、曹曦等[30]研究幕墻系統(tǒng)中自攻螺釘連接鋁合金構件的受力性能，發(fā)現自攻螺釘抗拔承載力受入槽深度、螺釘類型、螺桿直徑的影響.

綜上所述，國內外均有一些學者對自攻螺釘連接冷彎薄壁型鋼構件的抗拔性能進行了研究. 相比之下，國內研究還不夠完善，總結為兩方面：

1) 國外學者發(fā)現鋼材的材料性能差異對抗拔承載力影響較大，而國內試驗數據較少導致難以對我國設計方法的安全性和經濟性進行全面的評價.

2) 部分學者發(fā)現除鋼材等級、鋼板厚度、螺釘名義直徑等影響因素外，螺釘名義直徑與板厚的比值、板厚與螺紋間距的比值同樣會對抗拔承載力產生影響，但具體關系還有待探究.

2.2 自攻螺釘抗拉脫性能研究現狀

Mahendran[31-32]、Xu等[33-34]通過試驗與數值模擬對澳大利亞3種常用壓型鋼板的靜力拉脫性能進行研究. 試驗從加載到破壞經歷了4個階段，分別是彈性階段、彈塑性過渡階段、局部塑性破壞階段和強化階段. 金屬屋面板系統(tǒng)最終破壞是由中心位置釘孔周圍存在大量縱向應力造成的局部破壞. 壓型鋼板的板型尺寸和螺釘的連接形式都對自攻螺釘的拉脫性能有明顯影響，弧線形波紋板和梯形波紋板承載力較低，發(fā)生凹陷破壞；寬肋波紋板承載力較高，破壞沒有經歷塑性變形階段，最終破壞模式為拉脫破壞. 相比自攻螺釘隔波峰連接的形式，自攻螺釘相鄰波峰連接鋼板可改善橫截面扭曲；自攻螺釘波谷連接鋼板的破壞沒有經歷塑性變形階段；加設墊片可在一定程度內抵制初始橫截面扭曲出現，減少局部塑性變形，提高承載力. Majid等[35]建立足尺雙跨梯形屋面板的有限元模型，研究屋面板不同位置的螺釘節(jié)點破壞荷載大小. 結果表明中心螺釘節(jié)點處最為薄弱，這與文獻[31，33]結論一致；而壓型鋼板兩側波峰1/4位置處的螺釘節(jié)點破壞荷載稍大于中心螺釘節(jié)點處，同樣容易發(fā)生拉脫破壞.

Mahendran等[18]完成103組自攻螺釘拉脫破壞試驗，比較美國、歐洲規(guī)范設計方法的適用性. 結果表明美國、歐洲規(guī)范設計方法不適用于自攻螺釘波峰連接G550級薄鋼板的拉脫承載力計算，因此提出修正的設計方法

(3)

式中:Fov為單個螺釘抗拉脫承載力；c、α、β、χ為考慮壓型鋼板板型影響的常數.式(3)提供了自攻螺釘波峰連接壓型鋼板的拉脫承載力計算方法，但是式(3)只對澳大利亞常用壓型鋼板的擬合效果較好，當板件幾何參數差異較大時可能不適用.

李元齊等[22]通過111組矩形平鋼板釘頭拉脫試驗，比較各國規(guī)范設計方法對LQ550級鋼材和S350級鋼材拉脫承載力的計算精度和適用性. 結果表明中國規(guī)范、中國規(guī)范意見稿的設計方法分別對S350級鋼材、LQ550級鋼材的計算精度最高. 但中國規(guī)范意見稿對LQ550級鋼材的設計安全度稍低，建議對中國規(guī)范意見稿的抗拉脫承載力設計方法乘以0.8的折減系數，以提高安全儲備. 黃宏等[36]對HXY- 98型屋面板進行足尺試驗以探究螺釘固定位置和鋼材強度不同對抗拉承載力的影響.

文獻[31-34]在有限元分析時假定材料具有無限延性，是一種理想彈塑性材料，只能用于凹陷破壞的研究，對于拉脫破壞則要建立合適的破壞準則. Mahaarachchi等[19, 37-40]完成一系列足尺雙跨板試驗和縮尺試驗，根據試驗結果確定的破壞準則為當屋面板膜應變大于釘孔周圍最大表面拉應變的60%，或當釘孔周圍最大表面拉應變等于材料單軸拉伸試驗開裂應變時，中心位置釘孔邊緣會發(fā)生橫向開裂. 這一破壞準則在數值模擬中被證實有較好的適用性，但研究對象限于澳大利亞常用的強度高、厚度薄的壓型鋼板. 文獻[31-34]中選用的單波距模型雖然建模簡單，但模型假設屋面由一個無限大的連續(xù)板組成，忽略了板件縱向搭接縫造成的剛度變化. 文獻[39-40]中選擇的半寬試驗模型通過合理施加對稱條件，計算出的結果更接近試驗值. 進行參數分析后給出自攻螺釘波峰連接壓型鋼板的拉脫承載力設計方法

(4)

式中:E為彈性模量;fy為屈服強度;wc、wt、p、hc、ph為圖3所示的幾何參數;α、μ、φ、δ、?、ε、ω、λ、κ、φ、ρ為常數，文獻[38,40-41]中分別根據鋼材強度和板型進行賦值.式(4)充分考慮板型幾何的影響，但計算過程比較煩瑣.

圖3 壓型鋼板的幾何尺寸Fig.3 Geometric dimension of profiled steel sheet

Sivapathasundaram等[41-44]研究自攻螺釘連接帽型襯檁節(jié)點的拉脫性能.通過與足尺試驗結果比較，發(fā)現縮尺試驗結果保守，可代替足尺試驗.參數研究結果表明襯檁厚度對拉脫承載力影響較大；釘頭直徑對低強度鋼材的承載力影響大，對高強度鋼材的承載力影響不明顯.將平均等效塑性應變達到材料模型中定義的恒定破壞應變作為拉脫破壞準則.結合試驗和數值模擬研究結果，給出自攻螺釘在帽形襯檁- 檁條連接處的抗拉脫設計方法

(5)

式(5)被澳大利亞/新西蘭規(guī)范所采納. 此外提出一種用于加強螺釘節(jié)點抗拉脫性能的構造措施.

綜上所述，國外學者對自攻螺釘波峰連接屋面板的抗拉脫性能研究較多，國內對自攻螺釘抗拉脫性能的研究還在起步階段，后續(xù)研究應在以下3方面開展：

1)不同于澳大利亞，我國通常采用自攻螺釘波谷連接壓型鋼板，這種連接方式的拉脫承載力明顯高于波峰連接的情況[45]. 因此需開展此類連接形式下螺釘節(jié)點拉脫性能的研究從而為我國設計規(guī)范提供參考.

2)數值模擬中螺釘節(jié)點處拉脫破壞準則的適用性、有限元模型分析中所做假設的合理性、對初始缺陷考慮的準確度等都還有待探究.

3)我國學者未考慮不同壓型鋼板板型以及板跨、波高、波距等幾何參數對拉脫承載力的影響.

3 各國規(guī)范設計方法比較分析

3.1 各國規(guī)范自攻螺釘抗拉承載力計算方法介紹

中國規(guī)范[10]、中國規(guī)范意見稿[9]、美國規(guī)范[11]、澳大利亞/新西蘭規(guī)范[12]、英國規(guī)范[13]、歐洲規(guī)范[14]均提出鋼板- 鋼板連接單顆自攻螺釘抗拉承載力的計算方法. 對于抗拔承載力，各國規(guī)范設計方法主要考慮板厚、鋼材強度、螺釘名義直徑的影響；對于抗拉脫承載力，中國、美國、澳大利亞/新西蘭和英國規(guī)范設計方法主要考慮板厚、鋼材強度、釘頭直徑的影響，歐洲規(guī)范還考慮了螺紋間距對抗拉脫承載力的影響.

Pekoz[46]和Toma等[47]最早通過大量試驗研究總結單顆自攻螺釘抗拉承載力計算公式，分別為美國規(guī)范和歐洲規(guī)范提供基礎. 中國規(guī)范采用歐洲建議(recommendations for steel construction ECCS- TC7, the design and testing of constructions in steel sheeting and section)給出的設計方法.

中國規(guī)范意見稿補充厚度為0.6～2.0 mm的S280、S350及LQ550MPa級鋼材的強度設計指標，增加了壓型鋼板波峰采用自攻螺釘連接的試驗方法，考慮了釘頭和墊圈直徑對抗拉脫承載力的影響，且放寬了釘頭直徑不小于14 mm的要求等.

3.2 自攻螺釘抗拔承載力計算方法比較

選用文獻[16-17，21-22]中實測拉拔破壞荷載，共計204組數據，包括名義屈服強度為550、500、450、350、250 MP的鋼材，鋼板厚度實測為0.38～2.98 mm，螺釘實測名義直徑為2.84～6.39 mm. 對中國規(guī)范、美國規(guī)范、澳大利亞/新西蘭規(guī)范、英國規(guī)范、歐洲規(guī)范中自攻螺釘抗拔承載力公式計算精度進行比較，結果見表1.

表1 抗拔承載力計算公式精度比較

表1中以Pt代表抗拔承載力試驗值，PCN代表中國規(guī)范計算值，PUS代表美國規(guī)范計算值，PAU代表澳大利亞/新西蘭規(guī)范計算值，PBS代表英國規(guī)范計算值，PEU代表歐洲規(guī)范計算值. 由表1可見，中國規(guī)范設計方法的計算值具有合適的安全儲備且離散程度僅次于美國、澳大利亞/新西蘭規(guī)范，適用性最高. 美國和澳大利亞/新西蘭規(guī)范的計算值最接近試驗值且離散程度最小，但安全度較低. 英國規(guī)范和歐洲規(guī)范的計算值過于保守且離散程度較大.

3.3 自攻螺釘抗拉脫承載力計算方法比較

共選取實測拉脫破壞荷載138組數據，其中選用文獻[18-20,32,38,45,48]中自攻螺釘波峰連接壓型鋼板的63組數據，選用文獻[45]中自攻螺釘波谷連接壓型鋼板的11組數據，選用文獻[41-42,49]中自攻螺釘連接帽形襯檁的47組數據，選用文獻[22]中矩形平鋼板從釘頭拉脫的17組數據. 對不同連接形式下各國規(guī)范自攻螺釘抗拉脫設計方法的計算精度進行比較，結果見表2. 表2中以PCN1代表中國規(guī)范計算值，PCN2代表中國規(guī)范意見稿計算值，dw代表釘頭或墊圈直徑.

從表2可見，各國規(guī)范公式均不適用于自攻螺釘波峰連接壓型鋼板的拉脫承載力計算，該連接形式的承載力需要按照規(guī)范的試驗方法進行測試. 對于自攻螺釘連接帽形襯檁的情況，澳大利亞/新西蘭規(guī)范給出專用于該種連接形式的設計方法，見式(5)，除澳大利亞/新西蘭規(guī)范外，其他國家規(guī)范公式均不適用于這種連接形式.

表2 抗拉脫承載力計算公式精度比較

與波峰連接壓型鋼板和連接帽形襯檁2種連接形式相比，各國規(guī)范公式對波谷連接壓型鋼板和連接矩形平鋼板的自攻螺釘拉脫承載力計算精度較高. 英國規(guī)范和歐洲規(guī)范公式對自攻螺釘波谷連接壓型鋼板的拉脫承載力計算有較好的適用性，中國規(guī)范和中國規(guī)范意見稿的安全度略低. 但由于該種連接形式的實測數據均為厚度小于0.5 mm的G550級壓型鋼板，因此還要進行更全面的參數研究.

對于自攻螺釘連接矩形平鋼板的情況，結果表明中國規(guī)范意見稿具有合適的安全儲備，但離散性較高. 英國規(guī)范、歐洲規(guī)范過于保守. 美國、澳大利亞/新西蘭規(guī)范雖然離散性最低，但是計算結果不安全.

4 螺釘節(jié)點抗拉設計方法的幾點建議

4.1 自攻螺釘抗拔承載力計算方法的修正系數

通過分析表1，發(fā)現板厚對承載力的計算方法影響最大，鋼材強度有一定影響，螺釘名義直徑的影響不明顯.

表3、4分別給出不同鋼材強度和板厚范圍下中國規(guī)范自攻螺釘抗拔承載力的計算精度(Pt/PCN)，其中對于鋼材名義屈服強度為550 MPa和板厚小于0.8 mm的情況計算精度較低，Pt/PCN的均值和標準差分別為0.865和0.198，以及0.878和0.215；對于板厚大于2 mm的情況，中國規(guī)范公式計算過于保守，Pt/PCN的均值和標準差分別為1.757和0.265. 此外，從表3中可以看出450級鋼材計算結果最為保守，但離散程度最大，這是由于數據中450 MPa的鋼板相對較厚(1.52～2.93 mm)，表現出較好的塑性性能，延緩了拉拔破壞的發(fā)生.

表3 不同鋼材強度下中國規(guī)范抗拔承載力計算精度

表4 不同板厚下中國規(guī)范抗拔承載力計算精度

因此，綜合考慮鋼材強度和板厚的影響后，建議中國規(guī)范對板厚不超過0.75 mm且名義屈服強度為550 MPa級的鋼材乘以0.8的折減系數；中國規(guī)范低估了板厚超過2 mm且名義屈服強度不超過450 MPa鋼材的抗拔承載力，可適當考慮放寬以保證結構的經濟性，但是需要通過更加廣泛的試驗研究和有限元分析加以驗證. 考慮修正系數后，規(guī)范設計方法對550級鋼材的Pt/PCN平均值和標準差分別為0.999和0.188，計算值更加接近實測值且離散性降低，建議的系數具有一定的適用性.

4.2 自攻螺釘抗拔承載力隨d/t的變化關系

探討了自攻螺釘名義直徑和板厚之比(d/t)合適的取值范圍，以便在工程應用中充分發(fā)揮自攻螺釘與鋼板連接的抗拔性能. 實測數據中550級鋼材和250級鋼材的d/t范圍較廣，因此以這2種強度鋼材分別代表高強度鋼材(名義屈服強度為550 MPa的鋼材)和低強度鋼材(名義屈服強度為250 MPa的鋼材).

抗拔承載力試驗值隨d/t變化的關系，見圖4. 由圖4可見，不論是低強度鋼材還是高強度鋼材，當d/t超過某一界限值時，承載力將維持在某一較低水平. 該界限值對高強度鋼材取8.5，對低強度鋼材取7.5.

圖4 抗拔承載力試驗值隨d/t變化關系Fig.4 Relationship between the test value of pull-out capacity and d/t

表5給出高、低強度鋼材界限值前后規(guī)范公式計算精度的變化情況. 由此可見，當d/t超過界限值時，不論是高強度鋼材還是低強度鋼材，計算精度都有較大幅度下滑，2個界限值的選取具有一定適用性.

表5 界限值前后各國規(guī)范計算精度變化

綜合考慮將界限值定為8，即建議進行構件設計時d/t不超過8，從而保證螺釘節(jié)點在達到最大抗拔承載力時可以較好地發(fā)揮自攻螺釘和板件的連接性能.

4.3 自攻螺釘抗拉脫承載力計算方法的修正系數

自攻螺釘波峰連接壓型鋼板的拉脫承載力應按中國規(guī)范意見稿中給出的試驗方法進行測試. 自攻螺釘連接帽形襯檁的拉脫承載力可參考澳大利亞/新西蘭規(guī)范計算公式(5)進行設計. 對于自攻螺釘波谷連接壓型鋼板和連接矩形平鋼板的拉脫承載力可以按照中國規(guī)范意見稿給出的公式進行計算. 對于名義屈服強度為550 MPa級高強鋼材，中國規(guī)范和中國規(guī)范意見稿的計算精度平均值和標準差分別為0.766和0.244，以及0.922和0.116，2個規(guī)范計算結果的差別在于中國規(guī)范嚴重高估了釘頭直徑小于14 mm時螺釘節(jié)點的抗拉脫承載力. 鑒于中國規(guī)范意見稿的安全度稍低，綜合考慮鋼材強度和板厚的影響后建議對板厚不超過0.75 mm且名義屈服強度為550 MPa級的鋼材乘以0.9的折減系數. 按本文建議的系數改進后，對名義屈服強度為550 MPa級高強鋼材的計算精度平均值和標準差分別為0.997和0.104，計算值的準確度和離散度都得到了優(yōu)化.

5 結論

1) 中國規(guī)范抗拔承載力設計方法的計算值有較高的安全度且離散度較低，與美國規(guī)范、澳大利亞/新西蘭規(guī)范、英國規(guī)范和歐洲規(guī)范相比適用性最高；中國規(guī)范意見稿對螺釘波谷連接高強壓型鋼板的抗拉脫承載力計算安全度略低，對螺釘連接矩形平鋼板的情況有合適的安全儲備. 自攻螺釘波峰連接壓型鋼板的拉脫承載力應按照中國規(guī)范意見稿中給出的試驗方法進行測試.

2) 對于抗拔承載力計算，建議中國規(guī)范意見稿對板厚不超過0.75 mm且名義屈服強度為550 MPa的鋼材乘以折減系數0.8；中國規(guī)范意見稿低估了板厚超過2 mm且名義屈服強度不超過450 MPa鋼材的抗拔承載力，可適當考慮放寬以保證結構的經濟性.

3) 建議設計時d/t不超過8，從而保證螺釘節(jié)點在達到最大抗拔承載力時可以較好發(fā)揮自攻螺釘和板件的連接性能.

4) 對于抗拉脫承載力的計算，建議中國規(guī)范意見稿對板厚不超過0.75 mm且名義屈服強度為550 MPa級鋼材的情況應乘以0.9的折減系數.