多參數T型鋼節點力學性能試驗

摘要：為了探究翼緣板厚度、鋼材強度、加勁肋和螺栓預緊力對T型鋼節點極限承載力、屈服載荷、初始剛度以及螺栓內力的影響規律，進行了T型鋼節點抗拉試驗，獲得了T型鋼節點的位移-荷載曲線和荷載-應力曲線。結果表明：增大翼緣板厚度可提高鋼節點的抗彎剛度與穩定性；鋼材強度越大，鋼節點的螺栓彎曲應力增長越慢，軸向應力增長則越快；增加螺栓和加勁肋可提高鋼節點的承載力，但會降低變形能力；螺栓預緊力的適度增大有利于提高鋼節點的初始剛度和減小彎曲變形。翼緣板厚度與螺栓直徑的比值不宜大于1；適當增大螺栓預緊力能夠提升帶肋T型鋼節點的初始剛度；在梁柱節點設計中，可增設加勁肋以提升T型鋼節點的整體性能。

關鍵詞：T型鋼節點 加勁肋 螺栓 鋼結構

中圖分類號：TU392.103" 文獻標志碼：A" 文章編號：1671-8755（2024）04-0083-08

Mechanical Performance Test of Multi-parameter T-steel Nodes

PENG Yuhuai，LEI Jinsong

（School of Civil Engineering and Architecture， Southwest University of Science and

Technology， Mianyang 621010， Sichuan， China）

Abstract：" In order to investigate the influence of flange plate thickness， steel strength， stiffening rib and bolt preload on the ultimate load carrying capacity， yield load， initial stiffness and internal force of bolt of T-steel node， T-steel node tensile tests were carried out， and displacement-load curves and load-stress curves of T-steel node were obtained. The results show that increasing the thickness of the flange plate can improve the bending stiffness and stability of the steel node; The greater the strength of the steel， the slower the growth of the bending stress of the bolts in the steel node， and the faster the growth of the axial stress; Increasing the bolts and the stiffening ribs can improve the bearing capacity of the steel node， but it will reduce the deformation capacity; A moderate increase in the preload force of the bolt is conducive to improving the initial stiffness of the steel node and reducing the bending deformation. The ratio of the thickness of the flange plate to the bolt diameter should not be greater than 1; Appropriately increasing the bolt preload can improve the initial stiffness of the ribbed T-steel node; Stiffening ribs can be added to improve the overall performance of the T-steel node in the design of beam-column nodes.

Keywords：" T-steel node; Stiffening rib; Bolt; Structural steelwork

鋼結構因其輕便、高強度和快速施工的特性，成為一種受歡迎的建筑材料［1］。在鋼結構中，梁柱節點有完全剛性連接、半剛性連接和鉸接3種連接形式。半剛性連接在連接構件的自由度中存在有限的彈性變形，同時也具有一定的抗彎扭剛度，是一種介于完全剛性連接和鉸接之間的連接形式［2］。半剛性連接有變形能力和能量耗散，能緩解節點應力集中，降低結構應力和應變，提高結構疲勞壽命［3-4］。半剛性連接構造簡單，易于施工和檢修，能降低結構造價和維護成本［5］。

螺栓連接是一種半剛性連接方式。目前，國內外學者對T型鋼節點的承載力、剛度、螺栓內力等進行了一系列研究。洪紹正等［6］對T型鋼節點的初始剛度進行了研究，結果表明厚度越厚的節點，其初始剛度增加幅度越小，各因素影響次序為端板厚度、螺栓直徑和列螺栓間距。周向前［7］通過試驗與有限元軟件模擬分析方法對無加勁肋T型連接高強螺栓受拉性能的研究表明，撬力與螺栓彎矩隨著翼緣板厚度增加而降低。Tartaglia等［8］通過有限元模擬軟件研究了帶加勁肋T型鋼節點的力學性能，結果表明增加加勁肋的厚度和坡度對T型鋼節點的整體性能影響明顯。Khani等［9］探討了無加勁肋T型鋼結構節點撬力大小以及撬力產生的位置，可為無加勁肋T型鋼結構節點的設計提供參考。Anwar 等［10］利用試驗和數值模擬方法探討了螺栓間距和翼緣板厚度對無加勁肋T型鋼結構節點的影響，認為無加勁肋T型鋼結構節點的承載力由螺栓承載力決定。張穎［11］在未考慮螺栓預緊力作用下對帶加勁肋T型鋼節點和未帶加勁肋T型鋼節點進行研究，結果表明增大螺栓直徑、端板厚度、加勁肋都能提高T型鋼節點的承載力，端板厚度對節點性能有較大影響。張圣華等［12］探討了高強度螺栓端板連接節點在彎矩作用下的撬力影響，建立了撬力、節點承載力、螺栓拉力和螺栓抗拉承載力的計算關系，并與國內外標準進行了比較分析。張凱等［13］利用ANSYS有限元軟件對無加勁肋T型連接節點進行耗能能力分析，研究表明T型連接節點有很好的塑性變形能力，變化內外板長度、螺栓直徑、翼緣板厚度對無加勁肋T型連接節點有重要影響，能夠在循環荷載作用下產生穩定的滯回曲線，具有較高的耗能系數和延性系數。

學者們分析了T型鋼節點的受力機制、破壞模式等，并得出了幾何參數變化對T型鋼節點的影響規律，但對帶加勁肋T型鋼節點的研究不夠充分。本文以加勁肋和螺栓預緊力對螺栓內力的影響為出發點，進行帶加勁肋T型鋼節點抗拉試驗，分析加勁肋和螺栓預緊力等參數對T型鋼節點的影響規律。

1 試驗概況

1.1 試件設計

根據規范《鋼結構高強度螺栓連接技術規程》（JGJ 82—2011）［14］的規定，本試驗共設計了9個試件，螺栓采用直徑為16 mm的10.9級高強螺栓。設計試件時主要考慮翼緣板厚度、鋼材強度、螺栓預緊力、螺栓數量4個參數及是否有加勁肋。試件Base，Tn12，Tn20是翼緣板厚度不同，試件Base，St235，St690是鋼材強度不同，試件Base，S0，S1變化了螺栓數量和加勁肋，試件S1，P0，P155是螺栓預緊力不同。試件具體參數和結構如表1、圖1所示。

1.2 螺栓內力計算方法

螺栓應變測點如圖2所示，試件是對稱結構，在理想情況下，兩個螺栓的變形是對稱的，因此試件的對稱點在受力后產生的應變也是相等的，即測點1和測點4、測點2和測點3、測定5和測點8、測點6和測點7的應變值相等。所以，本文將測點1和測點4的平均應變值定義為ε1，測點2和測點3的平均應變值定義為ε2，測點5和測點8的平均應變值定義為ε3，測點6和測點7的平均應變值定義為ε4，其應力應變基本關系為：

σ=f（ε）=εE""""" εε0

ε0E+Et（ε-ε0）εgt;ε0（1）

式中：ε是應變片測得的表面應變；ε0是螺栓的屈服應變；σ1=f（ε1），σ3=f（ε3）為螺栓外側應力，σ2=f（ε2），σ4=f（ε4）為螺栓內側應力。在彈性范圍內，螺栓截面內力如圖3所示，可以通過計算式（2）將不均勻分布的應力轉化為軸向應力和彎曲應力之和。

σ軸向=σ1+σ22

σ彎曲=σ2-σ12（2）

1.3 試驗設備及加載方式

T型鋼節點的抗拉試驗采用上海華龍測試儀器有限公司電液伺服萬能試驗機WAW-600，WAW-1000。試驗機量程分別為600 kN和1 000 kN，試驗機所施加的拉力和位移由試驗機本身記錄。電阻應變儀采用東華測試DH3816N靜態應變采集儀。

試驗時，在為高強度螺栓的螺桿粘貼應變片前，將螺栓桿兩側凹槽用砂紙進行打磨處理，將螺栓桿表面氧化層清理干凈后，利用膠水將應變片粘貼牢固、靜置。采用扭力扳手對高強度螺栓進行預緊力施加，再將試件放上萬能試驗機中，將兩端夾持固定好。根據文獻［15］以及對試件特性的考量，試驗機的加載速率設定如下：試驗開始前先進行預加載，加載速率為3 mm/min，觀察加載裝置、電阻應變儀、應變片等是否正常工作。初始階段采用10 kN為一級的力控制加載，加載速率為0.5 kN/s，并保持每一級荷載維持控制15 s，試件屈服后改為位移控制加載，加載速率為5 mm/min，直至試件破壞。

2 結果與分析

2.1 材性試驗

為了取得詳細的材料力學性能指標，對不同厚度、鋼材強度的鋼材進行材性試驗得出彈性模量E、屈服強度fy、極限強度fu、伸長率等參數。材性試件的取樣按照《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》（GB/T 2975—2018）［16］的規定從原材中切取，并按照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）［17］的規定進行加工。其中，T型鋼的材質為Q235，Q355，Q690，高強螺栓的強度等級為10.9級，螺孔直徑均按照《鋼結構高強度螺栓連接技術規程》（JGJ 82—2011）［14］的規定加工。型鋼的標準試樣加工數量共為5個，其尺寸參數見表2，其加工設計圖如圖4所示。

標準試驗拉伸斷裂破壞形態如圖5所示。

型鋼標準試樣拉伸后所得的材料性能參數如表3所示。

根據廠商提供的產品質量保證書，10.9級高強螺栓材料參數如表4所示。

2.2 試驗現象

試件Base在初始加載階段，T型鋼節點翼緣板因螺栓預緊力緊貼底座鋼板；在加載中期，翼緣板出現輕微張口現象；隨著荷載增加，翼緣板出現明顯彎曲變形，并伴有尖銳咯吱聲及銹蝕層脫落，直至左側螺栓螺紋破壞，最后加載終止。試件Tn12的翼緣板最薄，初期緊密接觸底座，隨時間推移大幅彎曲變形，最終應變片失效，試驗結束。試件Tn20翼緣板最厚，初始緊密接觸，僅在加載末期輕微張口，最后翼緣板翹起，試驗結束。

試件St690的試驗現象與試件Tn20類似。試件St235在施加螺栓預緊力后緊貼剛性底座，隨著荷載不斷加大，翼緣板逐漸開始變形；在加載末期，左邊翼緣板突然翹起，翼緣板左側螺栓螺紋發生破壞，試驗結束。試件S0是帶雙排螺栓，在加載初期，由于螺栓的預緊力作用使T型鋼節點翼緣板緊貼底座；在加載中期，翼緣板逐漸發生較大變形；最后，大部分應變片失效，試驗結束。

試件S1在翼緣板兩側增加了加勁肋，相較于S0，翼緣板出現張口現象更晚，在加載后期才有較明顯的彎曲變形；最后，翼緣板右前側發生聲響，螺栓螺紋破壞，試驗結束。試件S1的腹板方向與加勁肋方向均有細微張口變形現象。試件P155與試件S1試驗現象類似。試件P0相較于試件S0，S1翼緣板發生的彎曲變形更為明顯，在加載后期翼緣板左前側螺栓發生螺紋破壞，左側翼緣板翹起，試驗結束。

本次試驗主要有3種破壞模式：（1）四塑性鉸破壞，T型鋼節點翼緣板根部和螺栓連接處出現塑性鉸；（2）雙塑性鉸破壞，T型鋼節點螺栓連接處出現塑性鉸，且螺栓破壞；（3）螺栓破壞，T型鋼結構未出現明顯變形，螺栓直接破壞。這3種破壞模式如圖6所示。試件Tn12，St235為四塑性鉸破壞，試件Base，S0，S1，P0，P155為雙塑性鉸破壞，試件Tn20，St690為螺栓破壞。

2.3 不同因素對T型鋼節點的影響

本試驗中，以Base為基準試件，其余組試件在Base基礎上變化了參數。為了研究T型鋼節點翼緣板厚度、鋼材強度、加勁肋和螺栓預緊力對其力學性能的影響，通過觀察試件的位移-荷載曲線、荷載-彎曲應力曲線和荷載-螺栓軸向應力曲線的基本變化特點，可發現T型鋼節點各項力學性能會隨之變化。

2.3.1 翼緣板厚度

圖7 為不同翼緣板厚度和鋼材強度下試件的力學性能曲線。從圖7（a）可知，試件Base，Tn20的位移和荷載的變化趨勢相近，試件Tn12隨著荷載的增大，其發生的變形最大。隨著翼緣板厚度的增加，T型鋼節點的初始剛度、屈服荷載和極限荷載均發生了不同層次的變化，其中，試件Tn12相較于試件Base的初始剛度降低了14.09%，屈服荷載降低了40.44%；試件Tn20相較于試件Base的初始剛度提升了27.17%，屈服荷載提升了21.59%。試件Tn2，Base，Tn20的極限位移分別是30.33，7.48，6.44 mm，表明隨著翼緣板厚度增大，翼緣板的抗彎剛度增大，試件的變形程度小。試件Tn12的極限荷載和極限位移在本組中均是最大的，究其原因是試件Tn12的翼緣板抗彎剛度較小，發生的變形較大，螺栓的螺紋破壞較晚，且破壞模式為四塑性鉸破壞，其翼緣板焊縫及螺栓孔周圍區域經歷了顯著的塑性變形，在極限荷載條件下觸發了應力重分布過程。具體試驗結果數值如表5所示。

從圖7（b）、圖7 （c）可知，試件Tn12的彎曲應力和軸向應力均高于試件Base和Tn20，究其原因是由于試件Tn12的翼緣板厚度太小，試件Base和Tn20的抗彎剛度大于試件Tn12。在相同荷載作用下，T型鋼節點翼緣板厚度越小，翼緣板越容易發生彎曲變形，螺栓所承受的彎矩也隨之增大，故螺栓的彎曲應力和軸向應力也越大，這也與文獻［7］的試驗結果較為類似。

2.3.2 鋼材強度

從圖7（a）可知，該組試驗中試件Base，St235，St690僅僅是鋼材強度不同，其分別由Q355鋼、Q235鋼、Q690鋼制作而成。在初始階段，相較于試件Base，試件St235的初始剛度降低了8.32%，試件St690提升了18.83%。試件Base，St235，St690的屈服荷載分別是136.37，96.86，137.31 kN，試件St235、試件St690與試件Base相比，屈服荷載增長率分別是 -28.97% 和0.69%。三者的極限荷載相差不大。試件Base，St235，St690的極限位移分別是7.48，17.12，6.68 mm，表明隨著鋼材強度的提升，T型鋼節點的變形能力降低。在該結構中，由于螺栓性能的原因，Q690的鋼材并未發揮出其全部性能，其破壞模式為螺栓破壞，故屈服荷載和極限荷載相較于Q355鋼材并未提升太多。試件St235破壞模式是四塑性鉸破壞，在翼緣板焊縫及螺栓孔周圍區域均有比較明顯的塑性變形和應力重分布過程。試件Base，St235，St690的力學性能參數如表6所示。

從圖7（b）、圖7 （c）可知，試件Base，St235，St690的螺栓彎曲應力均呈上升趨勢，而螺栓軸向應力先上升后下降。試件St235的螺栓彎曲應力增長速度比試件Base和St690更快，螺栓的彎曲應力也更大。試件Base和試件St690的螺栓彎曲應力前期增長速度接近，在末期時，試件Base的螺栓彎曲應力大于試件St690的螺栓彎曲應力。試件St690的螺栓軸向應力增長速度比試件Base和St235更快，螺栓的軸向應力最大值與試件Base接近。表明在相同荷載作用下，T型鋼結構節點的鋼材強度越大，螺栓的彎曲應力增長速度越慢，螺栓的軸向應力增長速度越快。

2.3.3 螺栓數量與加勁肋

圖8 為不同螺栓預緊力、螺栓數量和加勁肋下試件的力學性能。從圖8（a）可知，在該組試驗中，試件S0布置了4個螺栓，試件S1在試件S0基礎上增加了加勁肋。試件S0相較于試件Base的初始剛度提升了2543.3%，屈服荷載提升了46.31%，極限荷載提升了99.02%；試件S1較試件S0的初始剛度提升了21.13%，屈服荷載提升了5.62%，極限荷載提升了25.37%；試件Base，S0，S1的極限位移分別是7.48，4.79，2.72 mm。試件Base，S0，S1的破壞模式表現為雙塑性鉸破壞，在翼緣板焊縫區域出現了塑性變形，表明增加螺栓數量和增加加勁肋后均能夠明顯提高T型鋼節點的承載力，但是極限位移會降低，其變形能力減弱。試件Base，S0，S1的力學性能參數如表7所示。

從圖8（b）、圖8 （c）可知，在該組試驗中，在增加螺栓數量后，試件S0相較于試件Base的螺栓彎曲應力和螺栓軸向應力增長速度均有減緩，這表明增加螺栓的數量能夠明顯改善螺栓應力的增長速度，同時也能降低螺栓的彎曲應力。在增加加勁肋后，試件S1的螺栓彎曲應力和螺栓軸向應力增長速度進一步減緩，其彎曲應力值也進一步降低。

2.3.4 螺栓預緊力

從圖8（a）可知，在該組試驗中，試件S1，P0，P155的螺栓預緊力分別為100，0，155 kN。試件P0相較于試件S1的初始剛度降低了40.45%，屈服荷載提升了106.85%，極限荷載提升了43.08%；試件P155較試件S1的初始剛度提升了19.55%，屈服荷載提升了55.19%，極限荷載提升了7.15%；試件S1，P0，P155的極限位移分別是2.72，6.10，2.82 mm。試件S1，P0，P155的破壞模式均為雙塑性鉸破壞，在翼緣板焊縫區域發生了一定的塑性變形，表明隨著螺栓預緊力的增大，T型鋼節點的初始剛度也隨著增大，由于螺栓預緊力的作用，使得T型鋼節點的彎曲變形較小。試件S1，P0，P155的力學性能參數如表8所示。

從圖8（b）、圖8 （c）可知，試件P0相較于試件S1和試件P155的螺栓彎曲應力增長速度較快，其彎曲應力也較大，在螺栓屈服時，其彎曲應力占比達到30.04%。這是因為試件P0的預緊力為0 kN，意味著螺栓與T型鋼節點之間的連接強度較低，T型鋼節點更容易發生彎曲變形。在荷載未加載前，預緊力較大的試件其初始軸向應力也較大，究其原因是螺栓和T型鋼節點在預緊力的作用下導致相互擠壓，進而產生了初始軸向應力。隨著荷載的增加，試件P0的軸向應力增長速度最快，在相同荷載下，其軸向應力數值也始終低于試件S1和P155，表明T型鋼節點的螺栓彎曲應力隨著螺栓預緊力減小而增大，T型鋼節點也越容易發生彎曲變形。

3 結論

通過抗拉試驗研究了T型鋼節點翼緣板厚度、鋼材強度、加勁肋和螺栓預緊力參數對節點極限承載力、屈服載荷、初始剛度以及螺栓內力的影響，得出以下結論：（1）隨翼緣板厚度增加，T型鋼節點的初始剛度和屈服荷載也會隨之提高，螺栓的彎曲應力和軸向應力則會有所下降，說明增大翼緣板厚度能夠有效提升T型鋼節點的初始剛度和屈服荷載，減少螺栓所承受的彎矩作用，但會降低T型鋼節點的變形能力。因此，為防止材料性能過剩，建議翼緣板厚度與螺栓直徑的比值不宜大于1，以實現材料性能的最大化利用與結構整體性能的優化。（2）隨著鋼材強度的提升，T型鋼節點的初始剛度會有所增加，但增加的不是特別顯著（可能是本次試驗中節點設計和施工細節未能充分利用材料的性能，導致初始剛度的提升未達到預期效果）；高強度鋼材需搭配螺栓直徑更大或者螺栓性能等級更高的高強度螺栓，才能更好發揮T型鋼節點的性能。延性較好的鋼材更適合于需要高延性和較高耗能能力的結構；提升鋼材強度并不一定能顯著增加鋼節點的極限承載能力，而且可能會降低鋼節點的延展性，結構設計時需平衡結構的安全性和經濟性。（3）增加螺栓數量和布置加勁肋后的T型鋼節點的承載力明顯提高，同時還能夠起到改善螺栓應力分布和降低局部應力集中的作用，故在梁柱節點設計中可增設加勁肋以提升T型鋼節點的整體性能。（4）螺栓預緊力在100～150 kN范圍時，適當增大螺栓預緊力能夠提升帶肋T型鋼節點的初始剛度，降低螺栓的彎曲應力，但會增大鋼節點的初始軸向應力；預緊力的增加對鋼節點極限荷載提升有限。（5）未來研究中可進一步擴大螺栓預緊力范圍，以探究帶肋T型鋼節點更合適的預緊力大小。

參考文獻

［1］ 李慶偉， 岳清瑞， 馮鵬， 等. 雙碳目標下鋼結構行業發展現狀及展望［J］. 建筑鋼結構進展， 2022， 24（4）： 1-6， 23.

［2］ 郭兵， 紀偉東， 趙永生， 等. 多層民用鋼結構房屋設計［M］. 北京： 中國建筑工業出版社， 2005.

［3］ 暴偉， 周向前， 班敏， 等. 受拉T形連接件高強螺栓受力性能研究［J］. 建筑結構學報， 2016， 37（S1）： 380-387.

［4］ 劉秀麗， 王燕， 李美紅， 等. 鋼結構T形連接高強度螺栓受力分析及數值模擬［J］. 建筑科學與工程學報， 2016， 33（2）： 63-70.

［5］ 李美紅， 王燕， 劉秀麗. 鋼結構梁柱T型連接節點的力學性能分析［J］. 鋼結構， 2015， 30（4）： 54-60.

［6］ 洪紹正， 梁中， 張霰. 梁柱平齊端板連接節點研究［J］. 工程與建設， 2022， 36（5）： 1223-1228.

［7］ 周向前. 基于彎矩分配的受拉T型連接高強螺栓受力性能［D］. 長春： 吉林大學， 2017.

［8］ TARTAGLIA R， D’ANIELLO M， LANDOLFO R. The influence of rib stiffeners on the response of extended end-plate joints［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2018， 148： 669-690.

［9］ KHANI R， HOSSEINZADEH Y， ASL M H. Investigating the prying force magnitude and location in the T-stub connection based on the energy method［J］. Engineering Structures， 2023，280： 115655.

［10］ANWAR A G， DINU F， AHMED M. Numerical study on ultimate deformation and resistance capacity of bolted T-stub connection［J］. International Journal of Steel Structures， 2019， 19： 970-977.

［11］張穎. 考慮加勁肋的受拉T型件力學性能研究［D］. 廣州： 廣東工業大學， 2021.

［12］張圣華， 柴昶. 端板連接節點中抗拉承載力和撬力計算的探討［J］. 鋼結構（中英文）， 2022， 37（5）： 44-50.

［13］張凱， 劉二浩. 鋼結構T型連接節點耗能能力分析， 2016，46（S1）： 305-307， 310.

［14］JGJ 82-2011 鋼結構高強度螺栓連接技術規程［S］. 北京： 中國建筑工業出版社， 2011.

［15］肖浪. 鋼結構T型件力學模型研究及其在組件法中的應用［D］. 四川綿陽： 西南科技大學， 2022.

［16］GB/ T2975—2018 鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備［S］. 北京： 中國計劃出版社， 2018.

［17］GB/ T 228.1—2010 金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法［S］. 北京： 中國計劃出版社， 2010.