2023, Vol. 55
高强钢节点的研究和设计中，T型连接可用于模拟分析梁柱端板连接节点受拉区的力学性能，并且模拟节点可能发生的破坏模式。目前，欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]已经引入T型连接模型，对常温下端板连接节点的强度、刚度和转动能力做出明确规定，并且在此设计规范的基础上增加补充条款EN 1993-1-12[2]，使其适用范围涵盖了S460~S700高强钢(屈服强度为460~700 MPa)，中国现行规范GB 50017—2017《钢结构设计标准》[3]只适用于Q460钢及以下强度等级的钢材, JGJ/T 483—2020《高强钢结构设计标准》[4]对钢材强度不低于460 MPa的钢结构设计做出了规定。此外，美国、加拿大和日本等国家和地区相继发布了高强度结构用钢设计规范，或是在原有基础上增添了相关条文。虽然规范将高强结构钢引入结构设计，但设计理论和计算方法大多是在普通钢结构设计的基础上，套用普通钢的计算公式，通过改变公式系数等方法来计算高强钢结构的力学特性。对于世界范围内现行的主要钢结构设计规范，钢材在高温下力学性能的退化通常使用高温力学性能折减系数来表征，对于高强钢结构在高温下的力学性能的相关条文是基于普通钢的试验研究结果，缺乏更加深入的理论与试验研究，并没有相应的针对方法进行修正[5-6]。这样设计的高强钢端板连接节点在常温和高温下的力学性能是否经济合理，需要通过试验以及理论研究进行更进一步的论证。
目前，国内外对于高强钢结构节点力学性能的研究较为有限。Piluso等[7]提出一种能有效预测T型连接下极限状态塑性变形能力的理论模型，并对试件进行拉伸试验分析论证模型的合理性。Heidarpour等[8]基于简支梁理论和高温材性折减，提出T型连接破坏模式、极限荷载和屈服荷载等力学性能指标可以由端板弯曲刚度和螺栓轴向刚度的相对关系得到。陈士哲等[9-10]提出了考虑螺栓抗弯刚度的T型连接初始刚度的计算方法。武念铎[11]研究了考虑螺栓抗弯刚度情况下不同参数对T型连接初始刚度的影响，使其更具有包括高强钢结构的普适性。孙飞飞等[12]将平齐式端板连接分为全普通钢、仅端板高强钢和全高强钢3种节点进行试验，试验结果表明高强钢柱翼缘会削弱节点的转动能力。
基于目前国内外学者对T型连接力学性能的研究现状，本文以梁柱外伸式端板连接节点为研究对象，以T型连接作为等效替代组件，完成了常温和高温下高强钢T型连接的拉伸试验，探究不同因素对T型连接的抗拉承载力、初始拉伸刚度及破坏模式的影响规律，为进一步研究端板连接节点在高温下的力学性能与优化设计方法奠定基础。同时，结合欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]以及中国《端板式半刚性连接钢结构技术规程》[13]计算得到的理论结果，研究各因素的影响规律以及验证规范的适用情况，并提出相应设计建议。
1 试验研究 1.1 试件设计实际工程的T型连接节点见图 1(a)，试件示意见图 1(b)，其中e为螺栓中心到翼缘边缘的距离，d为螺栓中心到焊脚的距离，tw为腹板厚度，tf为翼缘厚度，b为翼缘宽度。上下腹板长宽尺寸统一采用170 mm×100 mm，厚度与翼缘相等。
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图 1 T型连接 Fig. 1 T-stub diagram |
欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]对T型连接的设计尺寸做出如下建议：
| $ m=d-0.8 s $ | (1) |
| $ n=\min (e, 1.25 m) $ | (2) |
| $ n / m \leqslant 1.25 $ | (3) |
式中：s为焊脚尺寸，e为螺栓中心到翼缘边缘的距离，d为螺栓中心到焊脚的距离。
T型连接试件的螺栓中心到翼缘边和焊脚距离之比e/d值的范围在0.63~1.60，围绕在规范建议值附近。实际工程中，端板连接节点的破坏模式主要是端板破坏，因此在确定高强钢端板厚度的时候，为保证端板首先失效，根据欧洲规范提供的计算公式，设计端板连接的承载力略低于其他组件，由此得到Q690的端板厚度为14 mm，对应T型连接的翼缘厚度tf也为14 mm。其余强度等级的T型连接翼缘厚度则按照等承载力的原则通过计算得到，即保证设计的其他T型连接试件与14 mm厚Q690钢T型连接具有近似的抗拉承载力，所有试件采用统一焊脚尺寸8 mm。因为螺栓直径de与翼缘厚度tf的比值de/tf会对T型连接的各项力学性能产生显著的影响[14]，所以在设计试件时，同时考虑了螺栓直径在内的其他因素。所有试件按试验温度可分为常温试验和高温试验，试件的编号、选材、温度、尺寸等信息详见表 1。
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表 1 T型连接试件统计表 Tab. 1 Detailed information of T-stub specimens |
试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室的“新三思”高温力学试验机上进行，通过支架导轨上安装的高温电炉加热T型连接试件进行高温下试验。试验前，将试件固定在试验机夹持端两端，然后将试件升温到目标高温温度。在炉内升温时，保证整个试件受热均匀并达到预期试验温度后持温15 min，再开始加载。加载时，两端夹持后通过上端液压拉伸加载，同时在加载端自动记录加载位移，试件的变形通过DIC非接触式光学变形测量系统测量。进行常温试验时只需将电炉沿前后滑开，加载过程与高温试验相同。具体试验装置见图 2。
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图 2 试验装置 Fig. 2 Test device |
试验通过位移加载控制，加载速率为1.5 mm/min。常温试验时加载至翼缘或是螺栓破坏时停止，高温试验时由于炉内空间有限(见图 2(b))，为防止螺栓崩裂造成炉内壁损坏，一方面降低加载速率至1.0 mm/min，另一方面当加载到荷载-位移曲线下降段时即停止加载，同时设置40 mm加载位移为控制上限。
2 试验结果分析 2.1 常温试验根据试验结果可得到常温下T型连接各试件的荷载-位移曲线，按照不同试验影响因素分组进行对比，见图 3。
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图 3 常温下T型连接的荷载-位移曲线 Fig. 3 Load-displacement curves of T-stubs at ambient temperature |
从图 3的荷载-位移曲线可以得到试件的初始拉伸刚度kini, exp和抗拉承载力FT, exp，初始拉伸刚度取荷载-位移曲线的初始切线模量，抗拉承载力取荷载-位移曲线最高点对应的荷载。欧洲规范将T型连接的破坏模式分为3种：破坏模式1——T型连接翼缘完全屈服；破坏模式2——T型连接翼缘屈服的同时螺栓被拉断失效，破坏模式3——仅螺栓被拉断失效。试验试件的破坏模式和破坏形态以及根据欧洲规范预测的破坏模式等结果见表 2。
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表 2 常温下T型连接受拉性能统计表 Tab. 2 Tensile properties of T-stubs at ambient temperature |
由表 2和图 4可知，常温下试验得到的各试件的破坏模式均为破坏模式2，即翼缘与腹板交界处出现屈服线的同时螺栓也发生破坏。BST-A和D1-A使用了不同批次的M20 8.8级和M16 10.9级螺栓，螺栓表面进行了发黑处理，削弱了螺栓与螺母接触面的摩擦作用，导致在加载过程中发生了螺纹滑移。
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图 4 常温下T型连接试件破坏形态 Fig. 4 Failure modes of T-stubs at ambient temperature |
欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]建议计算3种破坏模式下T型连接的抗拉承载力，以其中最小值对应的破坏模式作为预测结果。经试验验证，多数情况下欧洲规范能准确地预测常温下高强钢T型连接的破坏模式。然而，对螺栓离焊缝距离d值较大的高强钢T型连接，如ED3-A和ED4-A，欧洲规范预测结果与试验结果不同，这是因为欧洲规范对两种模式的理论抗拉承载力的界定差距比较小，在10%以内。值得注意的是此时欧洲规范对高强钢T型连接破坏模式的预测是偏于不安全的。
2.2 高温试验根据试验结果，可得到高温下T型连接各试件的荷载-位移曲线，按照试验影响因素分组进行对比见图 5。
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图 5 高温下T型连接的荷载-位移曲线 Fig. 5 Load-displacement curves of T-stubs at high temperature |
需要说明的是，TEMP1-500作为首个加载的试件，加载到螺栓断裂，出于对试验炉的保护目的，后续试件未加载到螺栓断裂。另外，TEMP2-400在加载初期发生了夹持端滑移。从图中的荷载-位移曲线分析得到试件的初始拉伸刚度kini, exp和抗拉承载力FT, exp，试验破坏情况以及根据欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]预测的破坏模式见表 3。
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表 3 高温下T型连接受拉性能统计表 Tab. 3 Tensile properties of T-stubs at high temperature |
出于对试验炉保护的需要，试验均只加载到荷载-位移曲线下降段初期，因此加载后的试件基本全部表现为翼缘与腹板交界处出现屈服线和螺栓弯曲，见图 6。
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图 6 高温下T型连接的失效形态 Fig. 6 Failure modes of T-stubs at high temperature |
由表 3和图 6可知，高温下各试件的破坏模式依然均为破坏模式2，但变形较常温试验有明显区别：在螺栓弯曲程度相近的情况下，翼缘塑性发展并不完全，弯曲变形更小。即在翼缘和螺栓的强弱对比中，由于高温环境的存在，高强螺栓的强度折减更大，螺栓成为T型连接承载的薄弱环节，试件整体破坏具有向破坏模式3发展的趋势。依据欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]得到的理论预测结果与试验结果一致，这表明欧洲规范对于高强钢T型连接破坏模式的预测方法在高温环境下也同样适用。
3 影响因素分析针对T型连接每种破坏模式，欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]同时给出了相应的抗拉承载力和初始拉伸刚度计算方法。计算过程中涉及到常温和高温下Q355、Q460、Q690、S690和S960钢以及高强螺栓的相关力学性能。其中常温下Q355、Q460和Q690钢力学性能由拉伸试验确定，见表 4。高温下Q355、Q460和Q690钢的力学性能分别由文献[15-17]确定。
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表 4 常温下Q355、Q460和Q690力学性能实测值 Tab. 4 Measured mechanical properties of Q355, Q460, and Q690 at ambient temperature |
常温及高温下S690和S960钢的力学性能分别采用文献[5-6]的试验数据。高强螺栓常温和高温下的力学性能数据则参照文献[18-19]。对高温下材性进行折减，并按照欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]以及中国《端板式半刚性连接钢结构技术规程》[13]分别计算得到T型连接的初始拉伸刚度(kini, EN、kini, CECS)和抗拉承载力(FT, EN、FT, CECS)，计算结果和对应试验结果详见表 5。
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表 5 T型连接受拉性能规范计算结果与试验结果的比较 Tab. 5 Comparison of tensile properties of T-stubs between code predictions and test results |
为探究高温温度对T型连接受拉性能的影响，分别选取Q690组试件：STA-A、TEMP1-300、TEMP1-400、TEMP1-500、STA-600；S960组试件：ST3-A、TEMP2-300、TEMP2-400、TEMP2-500和ST3-600。以常温(20 ℃)下的试验数据为基准，即分别为STA-A、ST3-A的数据，将高强钢Q690和超高强钢S960制作的T型连接在不同高温温度下的试验值归一化处理。得到T型连接初始拉伸刚度和抗拉承载力折减系数的变化曲线见图 7。
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图 7 T型连接受拉性能随温度的变化曲线 Fig. 7 Variation curves of tensile properties of T-stubs with temperature |
由图 7可知，随着温度升高，T型连接的初始拉伸刚度和抗拉承载力都出现下降趋势，其中500 ℃下S960试件由于夹持端发生滑移，导致初始拉伸刚度值略高。初始拉伸刚度下降段集中在20~300 ℃范围，在300~600 ℃随温度升高初始拉伸刚度下降并不明显，整体维持在一个相对稳定的区间。而抗拉承载力在500 ℃之前随温度升高呈类线性下降，500~600 ℃开始快速下降，整体曲线走势与相应材料极限强度随温度的折减变化相似，见图 7(b)。与高温温度相关的T型连接试件受拉性能的规范计算结果与试验结果的比值见表 6。
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表 6 与温度相关的T型连接规范计算结果与试验结果的比值 Tab. 6 Ratio of code predictions to test results of T-stubs considering temperature |
由表 5、6可知：1)根据欧洲钢结构设计规范EN 1993-1-8[1]和中国《端板式半刚性连接钢结构技术规程》[13]计算得到的常温下T型连接初始拉伸刚度会显著高于真实情况，是偏于不安全的。高温下直接通过温度折减材性的方式，简单套用两种规范进行计算则会进一步放大这种差距，其原因在于欧洲规范和中国规程给出的T型连接初始拉伸刚度计算公式是基于理想的固接梁模型推导而来，结果与所使用翼缘的弹性模量的大小成正相关。然而钢材随温度变化的弹性模量并不能代表整个T型连接随温度变化的初始拉伸刚度，这点也可以从图 7的刚度折减曲线对比看出；2)两个规范都能在保有一定强度储备的情况下较为准确地算得T型连接的抗拉承载力，且温度越高剩余的强度储备越高。
3.2 翼缘厚度与强度的复合影响翼缘厚度是影响T型连接初始拉伸刚度的重要因素[20-21]，在保证计算得到的试件抗拉承载力相当的情况下，使其翼缘厚度和强度变化，相关试件为STA-A、ST1-A、ST2-A、ST3-A、STA-600、ST1-600、ST2-600和ST3-600，同时以Q355的试验数据为基准，将其他试验值归一化处理，得到初始拉伸刚度和抗拉承载力系数的变化曲线见图 8。
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图 8 T型连接受拉性能随翼缘厚度的变化曲线 Fig. 8 Variation curves of tensile properties of T-stubs with flange thickness |
由图 8(a)可知，随着翼缘厚度增加，常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度会增加，原因是翼缘的弯曲变形是整个T型连接拉伸位移的重要组成部分，当翼缘厚度增加，其弯曲变形变小，初始拉伸刚度增加。由图 8(b)可知，常温下T型连接的实际抗拉承载力差距均控制在10%以内，而在高温环境下其抗拉承载力波动变大，这一点主要受两方面因素影响：一是每种钢材抗火性能不同，导致高温下材料性能出现差异；二是高温环境下，T型连接作用的撬力大小及分布发生改变，这导致抗拉承载力进一步变化。与翼缘厚度和强度相关的T型连接试件受拉性能的规范计算结果与试验结果的比值见表 7。
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表 7 与翼缘厚度和强度相关的T型连接规范计算结果与试验结果的比值 Tab. 7 Ratio of code predictions to test results of T-stubs considering flange thickness and strength |
以翼缘12 mm厚的ST3系列试件为基准，分别将常温和高温下试验和规范计算得到的初始拉伸刚度值进行归一化处理，得到与翼缘厚度因素相关的T型连接初始拉伸刚度发展系数，见图 9。由表 5、7和图 9可知：1)试验得到的T型连接初始拉伸刚度值随厚度增加较为平缓，翼缘厚度从12 mm增加到20 mm，初始拉伸刚度值大约增加了30%；2)两个规范计算方式显著高估了板件厚度的影响作用，且板件厚度越大，通过规范计算得到的理论值更加偏离试验值。这主要是因为两个规范中初始拉伸刚度的计算式与板件厚度t的三次方成正比，因此其数值对于板件厚度变化非常敏感；3)两个规范对于常温T型连接的抗拉承载力留有10%左右的强度储备，在高温环境下，规范计算结果的强度储备则会扩大至30%左右，略偏于保守。
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图 9 T型连接初始拉伸刚度发展曲线 Fig. 9 Initial tensile stiffness development curves of T-stubs |
不同螺栓位置的T型连接试件为STA-A、ED1-A、ED2-A、ED3-A、ED4-A、STA-600、ED1-600、ED2-600、ED3-600和ED4-600，其中STA-A和STA-600使用了与其他S690试件名义屈服强度相同的Q690钢。以试验值最小的ED4系列的试验数据为基准，将其他试验结果归一化处理，得到初始拉伸刚度和抗拉承载力系数的变化曲线见图 10。
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图 10 T型连接受拉性能随螺栓位置的变化曲线 Fig. 10 Variation curves of tensile properties of T-stubs with bolt position |
由表 5和图 10可知，在保持T型连接螺栓离腹板的距离d不变的情况下，增大螺栓离翼缘的边距e，其常温和高温下初始拉伸刚度和抗拉承载力并无大幅度变化。而在保持T型连接螺栓离翼缘边距e不变的情况下，增大螺栓离腹板的距离d，其初始拉伸刚度和抗拉承载力会显著下降，而温度对抗拉承载下降幅度的影响更大。综合来看，当e/d值大于1时，常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度和抗拉承载力变化不大；当e/d值小于1时，随着e/d值的减小，常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度和抗拉承载力也会显著减小。与螺栓位置相关的T型连接试件受拉性能的规范计算结果与试验结果的比值见表 8。
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表 8 与螺栓位置相关的T型连接规范计算结果与试验结果的比值 Tab. 8 Ratio of code predictions to test results of T-stubs considering bolt position |
由表 5、8可知：1)保持螺栓离腹板的距离d不变，增大螺栓离翼缘边缘的距离e，由于没有改变翼缘塑性绞线的长度，欧洲规范和中国规程计算得到的初始拉伸刚度不变。当保持e不变，d增大时，由于增大固接梁模型的计算跨度m的影响大于增加塑性绞线的计算长度leff，因此计算得的初始拉伸刚度仍变小；2)在保持螺栓离腹板的距离d不变，螺栓离翼缘边缘的距离e增大时，规范计算的抗拉承载力略高。保持e不变，d增大，规范计算得到的抗拉承载力显著降低。一方面，是因为增大了固接梁模型的计算跨度m，导致焊缝和螺栓孔附近作用的弯矩大小增加，翼缘与腹板交界处更易屈服；另一方面，随着e/d值的增加，T型连接内的撬力作用随之减小，且减小幅度也随之降低，当e/d值大于1.25，减小幅度将大大降低[22]。所以当e/d值减小，T型连接内的撬力作用更明显，将使螺栓内力进一步增大，更容易发生螺栓断裂破坏；3)欧洲规范和中国规程能较为准确地计算出常温下T型连接的抗拉承载力，结果与试验结果的差距在10%左右，并且当e/d值越小，理论结果与试验结果的差距越小。在高温下差距缩小更为明显，当e/d值为0.63时，这一差距仅为11%，而同组其他试件差距均在25%以上。
3.4 螺栓直径的影响不同螺栓直径的T型连接试件为STA-A、D1-A、D2-A、STA-600、D1-600和D2-600。以D1系列试件试验数据为基准，将试验结果归一化处理，得到初始拉伸刚度和抗拉承载力系数的变化曲线见图 11。
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图 11 T型连接受拉性能随螺栓直径的变化曲线 Fig. 11 Variation curves of tensile properties of T-stubs with bolt diameter |
由图 11可知，常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度会随着螺栓直径的增大而增加。欧洲规范把T型连接的破坏分为3种破坏模式，其本质是螺栓与翼缘之间的强弱对比。随着螺栓直径的增加，T型连接的破坏会有从破坏模式2向破坏模式1发展的趋势，其初始拉伸刚度将相对变大。同样地，常温和高温下T型连接的抗拉承载力也会随着螺栓直径的增大而提高，并且高温下的增长幅度要显著大于常温。这主要是因为高温下螺栓强度的折减幅度比翼缘更大，T型连接的破坏模式逐渐向破坏模式3发展，即仅螺栓断裂失效，T型连接翼缘塑性发展不充分，属于脆性破坏，在这种情况下螺栓直径的增加将直接提高T型连接的抗拉承载力。与螺栓直径相关的T型连接试件受拉性能的规范计算结果与试验结果的比值见表 9。
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表 9 与螺栓直径相关的T型连接规范计算结果与试验结果的比值 Tab. 9 Ratio of code predictions to test results of T-stubs considering bolt diameter |
由表 5、9可知：1)两个规范在计算T型连接的初始拉伸刚度时，均未考虑螺栓的作用，而实际上，随着螺栓直径的增加，常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度都有所增加；2)两个规范都能在保有一定强度储备的情况下，较为准确地计算出常温和高温下使用不同直径螺栓的T型连接的抗拉承载力，这主要是因为规范在计算抗拉承载力时充分考虑了螺栓的承载能力，取3种破坏模式中承载力的最小值作为其抗拉承载力理论值。值得注意的是，D1-600因为试验过程中发生了螺纹滑移，出现过早破坏，故试验承载力相较理论抗拉承载力偏低。
3.5 螺栓强度的影响不同螺栓强度的T型连接试验结果见表 10。
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表 10 与螺栓强度相关的T型连接试验结果 Tab. 10 Test results of T-stubs with different bolt strengths |
由表 10可知，在不改变螺栓直径的情况下，增大螺栓的强度几乎不会改变常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度，但是能显著提升T型连接的抗拉承载力，且在高温下的提升效果更加明显。与螺栓强度相关的T型连接试件受拉性能的规范计算结果与试验结果的比值见表 11。
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表 11 与螺栓强度相关的T型连接规范计算结果与试验结果的比值 Tab. 11 Ratio of code predictions to test results of T-stubs considering bolt strength |
由表 5、11可知：1)在螺栓直径相同的情况下，螺栓强度对于常温和高温下T型连接的初始拉伸刚度影响很小，规范推荐的计算公式没有考虑螺栓的作用，故螺栓强度改变也不会影响计算所得初始拉伸刚度的大小；2)如果直接采用材性折减的方式套用常温下的规范计算高温下T型连接的理论抗拉承载力，对于螺栓强度较低的T型连接，结果会偏于不安全。
4 结论对28个高强钢T型连接试件进行试验研究和理论分析，主要结论如下：
1) 欧洲规范和中国规程在计算高温下T型连接初始拉伸刚度的时候，仅考虑弹性模量的折减，理论计算结果偏于不安全的；对于抗拉承载力，欧洲规范和中国规程推荐的理论计算偏于保守。
2) 相比于厚翼缘普通钢T型连接，薄壁高强钢T型连接能在保持承载力相当的情况下，具有更好的变形能力。欧洲规范和中国规程推荐的T型连接初始拉伸刚度的计算公式对于厚翼缘的T型连接计算结果会显著偏大。
3) 当e/d值大于1时，保持螺栓离腹板的距离d不变，改变螺栓离翼缘边缘的距离e，对于T型连接的初始拉伸刚度和抗拉承载力影响不大。当e/d值小于1时，增大螺栓离腹板的距离d会明显降低T型连接的初始拉伸刚度和抗拉承载力。欧洲规范和中国规程对于高e/d值的T型连接计算结果更加保守，对于低e/d值的T型连接计算结果更准确。
4) 欧洲规范和中国规程在计算T型连接初始拉伸刚度时没有考虑螺栓直径的影响，事实上螺栓直径的增加将增大T型连接初始拉伸刚度值，应纳入考虑。
5) 仅改变螺栓强度会提高T型连接的抗拉承载力，但是对初始拉伸刚度影响不大。对于采用螺栓强度明显低于翼缘强度的T型连接，欧洲规范和中国规程的理论计算偏于不安全。
6) 综上所述，欧洲规范和中国规程不适用于高温下高强钢T型连接初始拉伸刚度的理论计算，不适用于常温和高温下其螺栓强度明显低于翼缘强度的T型连接的抗拉承载力计算，因此亟待提出针对性的设计建议。
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