新型不銹鋼可拆卸螺栓連接件疲勞后剩余力學(xué)性能研究

單江北， 劉小玲， 汪 炳

(1. 寧波大學(xué) 海運學(xué)院， 浙江 寧波 315211； 2. 寧波大學(xué) 土木與環(huán)境工程學(xué)院， 浙江 寧波 315211)

裝配式鋼-混凝土組合梁橋不但可以充分發(fā)揮材料的優(yōu)勢性能，而且可快速裝配化施工，是目前組合橋梁發(fā)展的一大趨勢和熱點[1-2]。對裝配式組合梁而言，傳統(tǒng)栓釘由于采用焊接方式造成組合梁安裝拆卸不便，難以對預(yù)制橋面板進行維修更換，且在焊點位置易銹蝕，焊縫形態(tài)影響栓釘抗剪承載力，對組合梁整體的安全性和耐久性造成影響[3-4]。為解決上述問題，亟需提出一種適用于裝配式組合梁的新型的抗剪件。

近年來隨著裝配式組合梁的日益普及，國內(nèi)外學(xué)者主要采用螺栓連接件應(yīng)用于裝配式組合梁，并對螺栓連接件的力學(xué)性能開展了一系列研究工作。Dai等[5]研制一種可拆卸螺栓抗剪連接件，通過推出試驗得出其性能和栓釘連接件相似，并利用數(shù)值模擬方法研究混凝土等級和螺柱尺寸對可拆卸螺栓連接件抗剪性能的影響。Kwon等[6-7]對三種不同形式的螺栓連接件開展靜力試驗、疲勞試驗以及有限元分析，在此基礎(chǔ)上提出單個高強螺栓抗剪承載力計算公式。杜浩等[8]對24個螺栓連接件推出試件進行抗剪試驗，發(fā)現(xiàn)螺栓連接件主要為混凝土壓碎和螺栓桿被剪斷兩種破壞模式；當發(fā)生螺栓桿被剪斷破壞時通過增強螺栓強度可以提高螺栓連接件的抗剪承載力。嚴永紅等[9]對14個試件進行正向推出試驗，其提出的螺栓連接件承載力擬合公式體現(xiàn)了螺栓強度和面積的影響，其計算精度可以滿足工程應(yīng)用的要求?？梢?，目前國內(nèi)外學(xué)者對于螺栓連接件的靜力和疲勞性能已經(jīng)作了較為全面的研究，但對疲勞作用后的剩余力學(xué)性能的研究報道仍較為少見。同時，和栓釘連接件一樣，傳統(tǒng)的螺栓連接件拆卸困難、耐腐蝕性差的問題仍然存在。

鑒于此，本文提出一種新型的不銹鋼可拆卸螺栓連接件，并以其為研究對象，設(shè)計并制作6組推出試件進行靜力和疲勞試驗，分析試件的破壞特征、荷載-滑移曲線以及疲勞作用后的各力學(xué)指標退化情況。在此基礎(chǔ)上，基于材料剩余強度模型，通過關(guān)鍵參數(shù)擬合的方法，建立不銹鋼螺栓連接件剩余承載力的理論計算公式。

1 試驗設(shè)計

1.1 新型螺栓連接件設(shè)計

為探討螺栓連接件的構(gòu)造形式對結(jié)構(gòu)裝配性能的影響，通過文獻[10-11]調(diào)研及市場調(diào)查手段，整理了目前5種具有代表性且可應(yīng)用于裝配式組合梁的螺栓連接件的構(gòu)造形式，如圖1所示。

圖1 螺栓連接件構(gòu)造形式對比Fig.1 Comparison of structural forms of bolt connectors

圖1中的幾種螺栓分別為：(a)高壓摩擦夾緊螺栓、(b)膠粘錨螺栓、(c)雙螺母螺栓、(d)單螺母螺栓及(e)無預(yù)埋螺母螺栓。盡管采用圖1這些螺栓連接件可以實現(xiàn)鋼梁與混凝土板的裝配連接，但其安裝便利性、可拆卸性等方面仍然不足，在不影響鋼梁的情況下，無法實現(xiàn)對混凝土板的拆卸和更換。

故為了實現(xiàn)對鋼梁與混凝土的快速施工裝配以方便拆卸，本文提出一種新型的不銹鋼螺栓連接件的構(gòu)造形式，如圖2所示。該螺栓連接件構(gòu)造簡單，在傳統(tǒng)螺栓的螺桿部分增加一個圓環(huán)結(jié)構(gòu)，這樣的設(shè)計方便了螺栓連接件的快速安裝，可直接將螺栓插入于鋼梁孔內(nèi)而不使螺栓掉落，同時也方便底部螺母的安裝和擰緊；同時在螺桿尾部只設(shè)置局部長度的螺紋，僅提供于螺母的安裝，這樣的設(shè)計避免了螺栓與鋼梁之間的螺紋連接，當拆卸混凝土板時，只需將螺母擰開即可拆卸。同時，選用不銹鋼材質(zhì)，提高了螺栓連接件的耐腐蝕性能。

圖2 新型螺栓連接件構(gòu)造圖Fig.2 Construction diagram of new bolt connectors

1.2 推出試驗

參考歐洲規(guī)范4標準，共設(shè)計制作6個推出試件，試件由兩塊混凝土板、一段H型鋼梁和4個不銹鋼可拆卸螺栓連接件組成。其中，不銹鋼螺栓連接件材料為奧氏體型(A2-70)，直徑為φ12 mm，長度為92 mm；鋼梁選用Q235鋼材，并在其上下翼緣上預(yù)留4個螺栓孔，直徑為φ14 mm；普通鋼筋選用直徑為φ6 mm的HPB300鋼筋；混凝土板強度等級采用為C50，混凝土板預(yù)留孔直徑為φ70 mm，填料采用的是無收縮自密實水泥基高強澆筑料(HPG)；推出試件的具體尺寸和鋼筋布置見圖3。

(a) 立面圖

(b) 側(cè)面圖

(c) 平面圖

(d) 螺栓圖3 具體試件尺寸和鋼筋布置Fig.3 Specific specimen size and reinforcement arrangement

圖4給出了推出試件的制作流程。具體如下：① 在實驗室完成混凝土板的預(yù)制和澆筑；② 在鋼梁加工廠完成H型鋼梁的截斷，并完成打孔；③ 將4個不銹鋼可拆卸螺栓安裝于鋼梁螺栓孔位置上；④ 將預(yù)制混凝土板和鋼梁裝配組合，并用無收縮自密實水泥基高強澆筑料(HPG)澆筑混凝土板預(yù)留孔；⑤ 推出試件制作完成。

圖4 試件制作流程圖Fig.4 Flow chart for specimen preparation

1.3 材料力學(xué)性能測試

參照GB/T 50081—2019《普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標準》[12]規(guī)定，采用萬能試驗機對混凝土C50和無收縮自密實水泥基高強澆筑料(HPG)進行力學(xué)性能測試，分別測得混凝土C50強度均值為48 MPa、彈性模量為3.42×104MPa，無收縮自密實水泥基高強澆筑料(HPG)強度均值為65 MPa、彈性模量為3.66×104MPa。

參照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗》[13]的規(guī)定，采用三思試驗機對鋼梁和不銹鋼可拆卸螺栓連接件進行力學(xué)性能測試，分別測得鋼梁極限強度為363 MPa、屈服強度267 MPa及彈性模量為2.06×105MPa，不銹鋼可拆卸螺栓連接件抗拉強度為847 MPa、屈服強度500 MPa、彈性模量為2.0×105MPa。

1.4 加載及測試方案

推出試件靜力試驗在100噸級的液壓式壓力機上進行。在正式加載前，首先進行1次預(yù)加載以消除鋼梁與混凝土板之間的界面黏結(jié)、接觸間隙等影響因素并確認加載設(shè)備正常工作。進而開展靜力推出試驗確定試件的極限承載力，為后續(xù)不銹鋼可拆卸螺栓連接件的疲勞加載推出試驗和疲勞作用后剩余力學(xué)性能提供標準和參照依據(jù)。

推出試件疲勞試驗在量程為25噸的結(jié)構(gòu)疲勞試驗系統(tǒng)(PWS-250)上進行，采用的加載頻率為4 Hz，加載波形為正弦波，控制模式為試驗力控制。已有文獻[14]表明，組合結(jié)構(gòu)抗剪連接件的疲勞荷載上限值在其極限承載力的60%以內(nèi)均是可行的。本文在試驗設(shè)計時，首先根據(jù)JTG D64—2015《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計規(guī)范》[15]關(guān)于疲勞細節(jié)的規(guī)定，取螺栓連接件的疲勞細節(jié)為110 MPa，通過螺栓面積反推出本試驗的加載疲勞幅值應(yīng)為50 kN，然后根據(jù)公路橋梁活載占比，確定疲勞加載上下限值為150 kN和100 kN，它們分別為極限承載力的43.2%和28.8%。

在疲勞加載過程中，每加載到1、3、5、10、50…200等萬次循環(huán)次數(shù)時，停止疲勞加載，進行一次靜力測試，主要采集疲勞加載過程中的殘余滑移量、抗剪剛度及相對滑移等數(shù)據(jù)。推出試驗的具體加載參數(shù)及試驗類型如表1所示。

表1 推出試驗疲勞加載參數(shù)Tab.1 Push-out test fatigue loading parameters

1.5 測點布置及測量內(nèi)容

圖5給出了推出試件加載及測試裝置，具體內(nèi)容如下：① 試驗荷載，荷載值由頂部的力傳感器直接讀??；② 相對滑移，在推出試件4個螺栓設(shè)置位置等高處布置4個位移計以連續(xù)采集鋼梁與混凝土板之間豎向相對滑移量；③ 混凝土裂縫，采用肉眼觀測并用裂縫觀測儀測量裂縫的寬度及走向。

(a) 靜力加載推出試驗

(b) 疲勞加載推出試驗圖5 推出試驗加載及測試Fig.5 Loading and testing of push-out test

2 試驗結(jié)果分析

2.1 破壞形態(tài)及現(xiàn)象

(1) 靜載破壞試驗

在試驗靜力加載過程中，試件SPT-1的混凝土板與鋼梁之間的滑移量隨荷載增長而增加。在靜力加載前期，試件兩側(cè)混凝土板無明顯裂縫；當加載至160 kN時，一側(cè)的混凝土板下端首次出現(xiàn)細微的斜向裂縫；當加載至180 kN時，混凝土板與鋼梁之間發(fā)生輕微脫離并伴隨輕微響聲及混凝土粉末掉落；當加載至300 kN時，混凝土板與鋼梁之間產(chǎn)生“吱吱”的聲音，可能是螺栓變形擠壓局部混凝土造成的。當加載至347 kN時，聽到“砰”的聲音，試件一側(cè)的螺栓桿被剪斷，混凝土板由螺栓位置產(chǎn)生斜向下45°的斜裂縫，并伴有局部混凝土壓碎剝落，試驗結(jié)束。

為驗證新型螺栓連接件的可拆卸功能，將推出試件另一側(cè)螺栓連接件的螺母擰開，可順利分離鋼梁和混凝土板，如圖6所示。

圖6 推出試件拆卸分離Fig.6 Removal and separation of push-out specimens

(2) 疲勞后靜載破壞試驗

在試件(FPT-1，F(xiàn)SPT-1～4)達到預(yù)定的疲勞加載次數(shù)后，所有試件均未發(fā)生疲勞破壞，因而繼續(xù)進行疲勞后的靜力破壞試驗。在疲勞后的靜力破壞試驗中，試件FSPT-1由于其澆筑的混凝土未達到設(shè)計強度，導(dǎo)致其最終的靜力破壞模式為混凝土壓碎破壞；其余4個試件的破壞模式與靜力破壞試驗相同，均為螺栓連接件剪斷破壞。

圖7給出了不同試件螺栓連接件破壞斷面對比圖。由圖7可知，試件SPT-1在靜力加載時發(fā)生剪斷破壞，螺栓剪斷截面較粗糙；試件FSPT-3與FPT-1分別疲勞加載150和270萬次后進行靜力破壞，它們的螺栓剪斷截面由疲勞裂紋擴展區(qū)、瞬斷區(qū)兩部分組成。其中，產(chǎn)生疲勞裂紋擴展區(qū)截面較光滑，F(xiàn)SPT-3比FPT-1的面積??；產(chǎn)生瞬斷區(qū)截面較粗糙，F(xiàn)SPT-3比FPT-1的面積大。

圖7 不同螺栓連接件破壞斷面對比Fig.7 Comparison of failure sections of different bolted connections

可見，試件中螺栓剪切面的疲勞裂紋擴展區(qū)隨著疲勞作用次數(shù)的增加逐步增加，其極限承載力隨著疲勞作用次數(shù)的增加也逐步下降，當施加在螺栓上的荷載大于疲勞損傷后螺栓的極限承載力就會發(fā)生螺栓剪斷破壞。

圖8給出了螺栓連接件靜載及疲勞后靜載破壞后的變形情況對比。由圖8可知，在靜載破壞下，試件SPT-1中的不銹鋼螺栓的變形較大，出現(xiàn)了明顯的整體彎曲；而在疲勞后的靜載破壞中，試件FPT-1中的不銹鋼螺栓的變形并不明顯，特別是左側(cè)螺桿部分基本為豎直狀態(tài)?？梢?，疲勞作用后的不銹鋼螺栓連接件的變形能力減少，脆性增加。

(a) 靜載破壞(SPT-1)

(b) 疲勞后靜載破壞(FPT-1)圖8 螺栓連接件靜載及疲勞后靜載破壞變形對比Fig.8 Deformation comparison of bolted connectors after static loads and fatigue load

2.2 累積殘余滑移量

已有研究表明，疲勞荷載作用下的累積殘余滑移量可反映抗剪連接件的疲勞損傷程度[16]。

圖9給出了不銹鋼螺栓連接件疲勞加載次數(shù)-累積殘余滑移量的關(guān)系曲線。由圖9可知，累積殘余滑移量的變化分為兩個階段，第1階段為疲勞損傷萌生階段，殘余滑移在加載初期急速增長，可能是螺栓與螺栓孔壁之間間隙快速縮小、螺栓材料的彈性變形極速完成導(dǎo)致的；第2階段為疲勞損傷發(fā)展階段，累積滑移量增長趨勢較為緩慢且趨于穩(wěn)定，該階段持續(xù)時間較長；由于試件最終未達到疲勞壽命，所以累積殘余滑移量未出現(xiàn)第三階段疲勞破壞時的曲線。

圖9 疲勞加載次數(shù)-累積殘余滑移量關(guān)系曲線Fig.9 Number of fatigue loading-cumulative residual slip curves

2.3 抗剪剛度

抗剪剛度是衡量抗剪連接件的一個重要力學(xué)性能指標。疲勞加載作用下導(dǎo)致的剛度退化是試件出現(xiàn)裂縫以及材料進入塑性的體現(xiàn)，在停機卸載后一般也是不可恢復(fù)的[17]。本文螺栓連接件的抗剪剛度定義為：一定疲勞加載次數(shù)后疲勞荷載上限值與對應(yīng)的相對滑移量的比值，表現(xiàn)為荷載-滑移曲線的線性階段的斜率。即

(1)

式中：n為疲勞加載次數(shù)；Pmax為疲勞荷載上限值；δ(n)為對應(yīng)的相對滑移量。

圖10給出了試件FPT-1在疲勞加載過程中，每加載到1、3、5、10、50、100等萬次循環(huán)次數(shù)時，停止疲勞加載，進行一次靜力測試的荷載-滑移曲線，其斜率表明了試件在不同荷載循環(huán)次數(shù)下的抗剪剛度退化程度。由圖10可知，首次加載時，由于材料的不均勻性、螺栓與螺栓孔壁可能存在間隙，造成0萬次的荷載-滑移曲線并不是線彈性趨勢。在加載1萬次以后，荷載-滑移曲線穩(wěn)定為線性狀態(tài)，同時由于前期的累積殘余滑移量增長較快，所以在前期曲線較為稀疏，后期隨著殘余滑移量逐漸增長緩慢，所以其荷載-滑移曲線變得密集。

圖10 不同疲勞次數(shù)下的荷載-滑移曲線Fig.10 Load-slip curves at different fatigue times

為比較試件在疲勞加載過程中抗剪剛度的退化規(guī)律，以每個試件的1萬次對應(yīng)的抗剪剛度作為基準，得到各試件的相對抗剪剛度變化情況，如圖11所示。

圖11 試件相對剛度變化規(guī)律Fig.11 Variation law of relative stiffness of specimens

由圖11可知，在疲勞加載25萬次之前，各試件的相對剛度總體有輕微上升趨勢，這可能是在加載過程中由于螺栓和鋼梁以及混凝土接觸逐漸密實導(dǎo)致剛度增強的“假象”；在疲勞加載25萬次～100萬次之間，試件的相對剛度雖有波動，但總體較為穩(wěn)定；當疲勞加載100萬次以后，試件的相對剛度開始呈現(xiàn)較為明顯的緩慢下降，當加載至270萬次時，剛度退化了約為初始值的12.9%。

2.4 疲勞后的剩余力學(xué)性能

2.4.1 剩余承載力

表2給出了在不同疲勞加載次數(shù)后試件剩余的極限承載力和極限滑移量。

表2 疲勞加載作用后的剩余承載力Tab.2 Residual bearing capacity after fatigue loading

由表2可知，在試件靜載破壞試驗中，極限承載力為347.00 kN，極限滑移量為17.28 mm。需要說明的是，由于試件FSPT-1的破壞模式為混凝土壓碎破壞，因而其剩余承載力和極限滑移量均偏小。

當疲勞加載100萬次后，試件的剩余承載力為339.87 kN，下降至靜載極限承載力的97.9%，極限滑移量為15.00 mm，為靜載極限滑移量的86.8%；當疲勞加載270萬次后，剩余承載力為305.11 kN，僅為靜載極限承載力的87.9%，極限滑移量下降更為明顯，為8.00 mm，為靜載極限滑移量的46.3%。由此可見，在疲勞加載作用下，新型螺栓推出試件的承載力和極限滑移量均呈現(xiàn)不同程度的下降，且前期較為緩慢，后期退化加快。相比剩余承載力而言，極限滑移量下降的更為明顯。

2.4.2 荷載-滑移曲線

圖12給出了在不同疲勞加載次數(shù)作用后推出試件的荷載-滑移曲線。由圖12可知，各試件的荷載-滑移曲線均呈現(xiàn)較為明顯的3個階段。分別為：① 彈性段，表現(xiàn)為荷載迅速增加，滑移增加較小；② 彈塑性段，表現(xiàn)為荷載與滑移量呈非線性增長，荷載增長變緩，滑移量增長加快；③ 下降段，滑移量繼續(xù)增長，荷載出現(xiàn)負增長，直至試件破壞。同時，從荷載-滑移曲線可以較為明顯的看出，隨著疲勞加載次數(shù)的增加，試件承載力、極限滑移量等均呈不同程度的下降。

圖12 不同疲勞加載次數(shù)作用后的荷載-滑移曲線Fig.12 Load-slip curve after different fatigue loading times

2.4.3 延性

延性系數(shù)是避免結(jié)構(gòu)脆性破壞的重要指標[18]。本試驗將延性系數(shù)定義為試件極限荷載對應(yīng)滑移量與屈服時對應(yīng)滑移量的比值，延性系數(shù)越大，表明結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的延性越好。

圖13給出了延性系數(shù)與疲勞加載作用次數(shù)之間的變化關(guān)系。由圖13可知，試件中螺栓連接件的延性系數(shù)在疲勞加載的初期下降較快，后期下降平緩，延性系數(shù)從靜載開始的19.934到疲勞加載270萬次的6.462，下降了67.6%，下降明顯。反映出試件中螺栓連接件在疲勞加載作用下的塑性變形能力逐漸下降，增加了結(jié)構(gòu)發(fā)生突然破壞的風(fēng)險。

圖13 延性系數(shù)與疲勞加載作用次數(shù)關(guān)系曲線Fig.13 Relationship curves between ductility coefficient and fatigue loading times

3 螺栓連接件剩余承載力計算模型

3.1 模型提出

螺栓連接件在高周疲勞加載下會發(fā)生損傷累積，且該累積速率與疲勞加載次數(shù)和疲勞加載應(yīng)力大小有關(guān)，當損傷累積達到極限時就發(fā)生疲勞破壞。由前文分析可知，螺栓連接件在疲勞加載作用下的承載力退化是先慢后快的非線性過程。

假設(shè)螺栓連接件的初始強度為σ0，疲勞應(yīng)力幅上限值為σmax，材料剩余強度為σn。它隨著疲勞加載次數(shù)n的增加逐漸減小，當σn=σmax時表明發(fā)生疲勞破壞。同時，假設(shè)螺栓連接件的強度按衰減函數(shù)f(n/N)退化減小。滿足以上假定的螺栓疲勞強度退化模型可表示為

(2)

式中，f(n/N)為剩余強度退化函數(shù)，其決定剩余強度的退化程度和快慢，且f(n/N)∈[0,1]。

由式(2)可知，螺栓連接件疲勞累積損傷導(dǎo)致的強度退化，所以在經(jīng)過n次疲勞加載后的螺栓連接件的疲勞損傷度可表示為

(3)

這里參考Schaff等[19]提出的指數(shù)剩余強度退化模型，取

(4)

于是，經(jīng)歷n次疲勞加載后的螺栓連接件的剩余承載力可表示為

(5)

式中：Ps(n)為螺栓剩余承載力；Pu為螺栓靜力極限承載力；n為疲勞加載次數(shù)；c為材料常數(shù)，且c>1；N為一定疲勞應(yīng)力幅下的疲勞壽命。

3.2 參數(shù)擬合

文獻[20]基于大量試驗數(shù)據(jù)擬合得到了不銹鋼螺栓的疲勞壽命計算公式，具體如下

lgN=15.168 9-4.090 20lg Δσ

(6)

式中，Δσ為螺栓疲勞加載應(yīng)力幅。

根據(jù)本試驗參數(shù)設(shè)定，Δσ為110.5 MPa，進而求得新型螺栓連接件的疲勞壽命N為647.35萬次。

為了提高參數(shù)擬合的可靠性，除本文試驗數(shù)據(jù)外，在此引用文獻[21]疲勞荷載下剩余承載力的試驗數(shù)據(jù)，并將所有試驗數(shù)據(jù)進行歸一化處理，見表3。由表3的試驗數(shù)據(jù)對式(5)進行空間曲面擬合，得到材料參數(shù)c=1.75，擬合優(yōu)度R2=0.986，表明擬合結(jié)果良好，如圖14所示。

表3 用于擬合的單個連接件剩余承載力試驗數(shù)據(jù)Tab.3 Test data of residual bearing capacity of single connector for fitting

圖14 模擬曲面擬合結(jié)果Fig.14 Simulation surface fitting results

由此得到單個螺栓連接件剩余承載力的計算式為

(7)

3.3 模型驗證

表4給出了新型螺栓剩余承載力計算值與試驗值對比。由表4可知，運用本文提出的計算模型，試件FSPT-2～FSPT-4及FPT-1在不同的疲勞加載次數(shù)下單個不銹鋼可拆卸螺栓的剩余承載力計算結(jié)果與試驗值的誤差范圍在-0.12%～-2.25%?？梢?，新型螺栓連接件剩余承載力計算模型計算值與疲勞加載試驗值吻合良好。

表4 新型螺栓連接件剩余承載力計算值與試驗值對比Tab.4 Comparisons between calculated and test values of residual bearing capacity of new bolted connectors

4 結(jié) 論

本文以裝配式組合梁中新型不銹鋼可拆卸螺栓連接件為研究對象，通過6組推出試件的靜力加載和疲勞加載試驗，對比了靜載與不同疲勞加載次數(shù)后試件的破壞形態(tài)，分析了新型螺栓連接件在不同疲勞加載次數(shù)后各項力學(xué)性能指標的退化情況，總結(jié)如下：

(1) 新型螺栓連接件在靜力和疲勞作用下呈現(xiàn)不同的變形及斷面破壞特征：靜力加載破壞的截面較粗糙且破壞形式為延性破壞，疲勞加載后靜力加載破壞的截面由疲勞裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)兩部分組成，且變形能力減弱，破壞形式向脆性破壞轉(zhuǎn)變。

(2) 疲勞加載作用下，新型螺栓連接件的各項剩余力學(xué)指標均呈現(xiàn)不可逆的退化趨勢。在本次試驗中，當試件疲勞加載270萬次后，剩余承載力退化12.1%，極限滑移量退化，延性系數(shù)退化67.6%，抗剪剛度退化12.9%，退化較為明顯。

(3) 基于疲勞累積損傷理論和材料剩余強度模型，確定新型螺栓連接件在疲勞加載過程中的損傷度，建立了螺栓連接件的剩余承載力計算模型。通過與試驗結(jié)果對比，模型計算值與本次試驗值吻合良好。