2.2 节点数值模拟
基于有限元的数值模拟方法也是研究节点力学性能的一种理想的方法。近年来，数值模拟方法越来越受青睐的原因主要有[27]:①可以为缺少足够的试验数据提供一种解决方案；②便于理解一些试验难以精确测量的重要局部效应，如螺栓与连接件之间的撬力和接触力等；③为后续参数研究法打下基础；④以确定节点的转动性能。
目前，对高强钢螺栓连接节点的有限元研究比较少，仅限于将有限元分析与试验结果进行对照比较，以验证有限元模型的正确性。而比较系统的研究只能参考普通钢螺栓连接节点的研究成果。其中，对于高强钢节点有限元模拟中同样可能出现的剪切闭锁效应和薄膜效应，可以分别采用一个高斯积分点和一个几何相关系数，以及 LAGAMINE 程序来精确模拟[28].Bursi 等[29]提出了一种更为合理的分析螺栓端板的有限元方法。该方法以钢板厚度作为变量，构建了独立的端板连接构件模型。在输入各项参数及尺寸后，对模型施加单调递增荷载。通过修正模型离散度、单元类型、动量方程、本构关系和时间步长，整合3D 梁单元、并与实物试验对比发现，该方法能较为准确地模拟高强钢螺栓节点处的应力分布，为设计提供出参考。
Moe 等[13]对 S690 节点试验试样进行了有限元模拟，同时将试验结果与文献[22]的 38 组试样（绝大多数为有限元分析试样）进行对比，得出欧洲规范关于端部或者内部螺栓的极限承载力的估算值都偏于保守的结论。
国内对高强钢梁柱节点受力性能的有限元分析主要针对 S460 钢材的焊接连接节点。胡方鑫等[30]认1单拉本构的计算承载力高 7.6%,计算的节点延性却降低了 28.7%,,且钢材的循环本构关系对结果的影响远大于焊缝的影响。因此，为准确模拟节点地震反应，应输入钢材的循环本构关系。
文献[31]对普通钢螺栓连接节点的研究表明，虽然有限元结果与实际情况较吻合，但是也体现出了当破坏模式未定义好时，量化极限状态的困难。该文章还指出，端板的厚度对节点的塑性转动能力有很大的影响，但随着螺栓直径的增加，该影响会显着减小，同时节点的初始刚度也会受到端板厚度的影响。一方面，在高强钢螺栓连接节点中，以上现象是否更加显着并未得到解答，而上述结果体现了对有限元模型鲁棒性的要求。然而，目前针对节点有限元模型鲁棒性仍未有足够的研究。另一方面，尽管低估了节点的强度和刚度使得节点在静力荷载下偏于安全，但仍使节点在动力荷载下处于危险的状态，因此，需对高强钢连接节点的刚度、强度、转动能力进行精确预测。
2.3 组件法评估节点性能
组件法是将节点拆分为多个基本组件，用线性或非线性的弹簧模拟每个组件，通过弹簧的串、并联组合计算，将各基本组件进行组装，获得节点整体力学行为[32].目前，组件法的运用已逐渐推广到钢混组合结构节点的研究中。由于组件法不仅有明确的物理意义，其力学模型也有助于分析节点的工作机理、确定失效顺序[33],因此，Nethercot[34]将组件法列为 20世纪 50 年代后节点研究的关键进展之一。
由于梁-柱及梁-梁节点的性能主要由弯曲控制，一般设计计算方法主要建立在弯矩-转角曲线的基础上，并不考虑梁轴向力的作用。da Silva 等[33]认为，目前计算梁-柱及梁-梁节点的抗弯及初始刚度的方法，仅在轴向力不超过钢材塑性强度的 10%,的情况下才适用，并不适用于坡屋面门式刚架等特殊情况。因此，文献[33]采用等效弹性模型，在考虑梁轴向压力条件下，建立一个包含弹簧及刚性连接的力学计算模型。文献[33]的模型中，每个弹簧采用非线性的力-形变曲线，清晰地定义了各个阶段下弯矩与轴向力的相互作用关系，简化模拟了节点的受力过程，同时也为节点模拟编程提供了可能，能更好地验证计算节点在塑性阶段的转角。
组件法的应用范围随研究的深入而扩大。目前，国内的研究主要集中于钢结构端板连接梁柱节点的静力性能[35-39],以及端板连接半刚性组合梁柱节点的静力性能[40-42]上。
乐毓敏[43]对 Q690 高强钢 T 型连接的力学性能进行了试验分析，并建立了有限元分析模型，证明EC3 的组件法依然适用于 Q690 钢 T 形组件。
孙飞飞等[12]对 Q690 高强钢端板连接梁柱节点抗震性能试验研究表明，EC3 预测梁柱端板螺栓连接节点受弯承载力的方法完全可以推广到高强钢。但是 EC3 对于初始刚度的估算精度还有待提高，且对于高强钢端板节点初始刚度的预测误差明显高于普通钢端板节点，因此，该理论应用于高强钢端板节点时，需要做进一步修正。
到目前为止，组件法的研究虽然已经取得了一定的进展，但作为一种 20 世纪 50 年代后才兴起的计算方法，其在钢结构节点性能研究中的应用仍不够完善。首先，到目前为止，组件法的研究大多停留在单调荷载及静力荷载的条件下，采用的节点形式仍主要为普通钢工字型截面梁柱节点，缺乏对循环荷载、动力荷载条件下的研究，更缺乏针对高强钢节点在循环荷载、动力荷载条件下的研究；其次，欧洲规范对普通钢节点组件变形能力的描述不够精确，还难以精确模拟高强钢节点的变形；另外，EC3 中的全过程分析方法也有待改进，以便能精准地考虑节点的更多特性（尤其是节点的尺寸，以及节点域内力的相互作用对节点域变形的影响），并将其推广至高强钢节点的分析过程中。
2.4 高温下高强钢梁柱端板连接节点的研究
目前，国内外针对高强度钢材在火灾高温下的力学性能研究成果还很少。因此，研究高温下高强钢端板连接节点的力学性能，仅可参考对普通钢节点的及1Qiang 等[44]对端板采用 S690 及 Q960 钢材构成的螺栓连接节点进行了 550,℃稳态火灾条件下以及常温下的承载力试验，并与 Q235 和 Q345 端板构成的节点进行对比。试验结果表明，常温或高温下，随着端板厚度的增加，节点的承载能力增大，但转动能力却随之减小。因此，采用较薄的高强钢端板能获得与较厚的普通钢端板相同的破坏模式、相似的承载能力以及甚至更高的转动能力。同时，Qiang 等[45]的试验表明，钢材相同的条件下，厚端板火灾下的承载力虽高，但其冷却后的转动能力却大大减小。试验还发现，高强钢节点从 550,℃冷却后仍有超过 90%,原有的承载力。欧洲规范对端板连接节点在常温和高温下的抗弯能力估计的精确程度在容许的误差范围之内，但关于节点转动能力的估计过于保守。试验证明，火灾下高强钢节点有足够的转动能力，并且自550,℃高温冷却后的高强钢节点的转动能力较常温下明显提高。
尽管现有的数值模型无法模拟螺栓的断裂，但却很好地表现了破坏开始的位置和展开过程。有限元分析得出的弯矩-转角曲线，最终变形和屈服线形状与试验结果吻合性较好[46],最大的偏差为 8.14%,,该误差可能源自于材料性能及温度分布与试验中的差别[47].因此，可用该有限元模型[46]得不同火灾条件下的节点性能。在有限元分析过程中，当构件破坏时，分析计算过程也停止，因此当第 1排受拉螺栓破坏后，该分析模型无法继续模拟第 2 排受拉螺栓的破坏。并且，目前的有限元模型无法模拟弯矩-转角曲线的下降段，因此，无法获得火灾后的最大转动能力φc.Qiang 等[47]指出，未来的有限元分析应该能够模拟组件的破坏过程及顺序，并且能够更加精确地模拟焊缝，考虑其热影响以及破坏特征。
3 结 论
目前，高强度钢材已经在工程结构领域中得到了应用，并获得了良好的效果。然而，对高强度钢材钢结构的研究还不够深入，在一定程度上限制了高强度钢材钢结构的应用发展。
区别于普通强度钢材，由于高强度钢材的屈服平台长度较短、屈强比较高而无法达到抗震规范的设计要求，其变形能力的验证更加重要。为使高强度钢材的应用进一步推广，有必要对高强度钢材钢结构在承载能力、抗侧刚度、延性与抗震性能等方面进行系统的研究。在节点性能研究方面，有丰富的普通强度钢材钢结构的研究成果作为参考，高强度钢材钢结构的研究将会比较顺利。
