承压型高强螺栓梁节点承载力研究

严峰

（中石化上海工程公司，上海 200120）

承压型高强螺栓梁节点承载力研究

严峰

（中石化上海工程公司，上海 200120）

主次梁螺栓连接中常规附加偏心距取值不合理，特别当次梁截面高度较小时节点的抗剪承载力偏低。采用有限元方法对梁与梁承压型螺栓单剪节点进行了非线性分析，提出改进的偏心距取值方法。

连接节点；承压型高强螺栓；偏心距；单剪连接

螺栓连接是钢结构连接中最常用的一种形式，在非直接承受动力荷载的结构构件中承压型高强螺栓应用日趋普及。海外化工工程中，钢材的耐腐蚀采用热镀锌，螺栓也习惯采用镀锌螺栓，梁柱连接采用端板式节点，这种情况都决定了仅适合采用承压型高强螺栓进行连接设计[1]。虽然承压螺栓应用非常广泛，但相关的规定和算法研究相对有所滞后，没有能够充分发挥出螺栓应有的承载力。我国规范GBJ 17-88曾经规定承压型高强螺栓连接承载力不得大于摩擦型螺栓连接的1.3倍，现行规范GB 50017—2003对此做了放松，迈出了前进的一步，但对螺栓强度设计值取值依然未作调整。工程中梁与梁采用高强螺栓连接时，通常假定主梁作为次梁的支点，次梁两端与主梁的连接作为铰接连接处理。连接计算中通常不计主梁的扭转影响，只考虑次梁端与主梁之间的剪力效应。在计算连接螺栓时除考虑梁端部的剪力外，还需要考虑螺栓与主梁中心偏心产生的附加弯矩的影响[2-3]。相关实验研究发现该算法得到的极限承载能力与试验结果差异非常大[4-5]，传统关于偏心距的假定并不适合承压型高强螺栓，计算结果过于保守，需要进一步深入研究其规律。

承压型高强螺栓连接，高强螺栓有较大的预拉力，钢板能够被有效夹紧。在受力过程中，连接节点先由摩擦来传递应力，进而逐步向钢板与螺栓挤压状态过渡。连接部位特别是螺栓孔周围的钢板形成了三向应力状态，力的传递情况非常复杂，难以用解析方法求得真实的应力分布情况。本文主要借助有限元非线性极限承载力分析来研究和评估主次梁螺栓连接的细节。

1 螺栓承载力

相关研究表明，我国现行的规范关于螺栓剪切强度、钢板承压强度较 AISC 规范和试验结果均偏低。螺栓剪切强度的简要对比如表1[6]，为讨论方便，相关规范的公式符号做了统一，其中fvb为承压型高强螺栓剪切强度设计值，σuh为螺栓抗拉强度极限值，φ为极限状态下抗力系数且取0.75。

表1 螺栓剪切强度比较Tab.1 Nominal stress of bolts

表2 钢板承压强度比较Tab.2 Bearing strength of connections

整体而言，我国现行规范对承压型高强螺栓无论在抗剪强度还是在承压强度取值普遍较AISC LRFD偏低，其螺栓抗剪承载力设计值约低20 ％。本文在对连接节点的试验结果、有限元模拟的数据和理论公式分析对比时，均计入上述各计算方法差异的影响。

2 数值模拟校正

承压型高强螺栓连接，由于高强螺栓有较大的预拉力，钢板被有效夹紧。在受力过程中，连接节点先由摩擦来传递应力，进而逐步向钢板与螺栓挤压状态过渡。连接部位特别是螺栓孔周围的钢板形成了三向应力状态，应力的变化情况非常复杂，难以用理论解析方法求得真实的应力分布情况。有限元分析是计算机辅助设计的重要组成部分，它能够比较准确地评估设计概念和细节，因此，运用有限元分析是进行承压高强螺栓分析的有效手段之一。文献[4]对高强螺栓进行了抗拉强度，单螺栓和多螺栓抗剪试验研究，其相关数据和实验结果可以用于校验有限元分析的正确性。M16高强螺栓抗拉应力应变曲线根据实测曲折做了近似简化，取极限抗拉强度为871MPa。钢材应力应变曲线按受拉屈服强度235MPa、受拉极限强度375MPa取值。试验DJ-1和主次梁有限元模型分别如图 1和图 3所示。

试验研究结果和有限元数值分析对比表明螺栓实际的抗剪强度与规范的公式计算结果偏差较多。文献[7]给出的螺栓抗剪强度公式如式（7），螺栓实测极限抗拉强度为871MPa。将上述数值代入式（7），不计材料分项系数φ，考虑承剪面在螺纹部位取螺栓有效面积156.6mm2，可以得到双剪的极限承载力为157.0 kN。计算结果与试验实测183 kN相对比较吻合，基于螺栓实测的抗剪承载力较高，因此后续研究对螺栓进行适当简化，不考虑螺栓破坏控制。

图1 试验DJ-1有限元模型Fig.1 Simulation of DJ-1

图2 试验DJ-1剪力位移曲线Fig.2 Shear-displacement curves of DJ-1

图3 试验主次梁有限元模型Fig.3 Simulation of experimental beam to girder connection

图 2为试件DJ-1的有限元模型模拟结果，图4为试验主次梁连接节点的有限元模拟结果，表 3为本文有限元模拟结果与实验结果的对比表。对比结果表明本文采用的有限元数值模拟方法具有比较好的精度，可以用于进行精细的高强螺栓承压受力研究。

图4 试验主次梁剪力位移曲线Fig.4 Shear-displacement curves of experimental beam to girder connection

表3 数值模拟和实测对比Tab.3 Comparison between numerical results and experiment

3 竖排螺栓

如图 5所示的节点，传统方法考虑偏心弯矩后的节点的抗剪承载力为式（8）。根据该式计算，偏心距对节点承载力的影响非常明显。特别是如图所示竖排螺栓连接，截面高度在200mm左右H型钢节点抗剪承载力仅为14～19 kN，约占型钢腹板抗剪承载力的10 ％。在工程中型钢截面高度在200mm以内的构件约占整个工程构件总量的15 ％ ～ 20 ％，如此低的节点承载能力容易成为设计选用构件截面的瓶颈。

其中，V为节点承载力，Nvb为高强螺栓抗剪承载力设计值，e为偏心距，y1为螺栓到中心的距离。

本文采用Python参数化建模并利用对称性取半跨次梁建模，生成的典型有限元计算模型如图 6所示，次梁作用在主梁跨中。主梁端部设置腹板约束近似模拟两端铰接，次梁一端设置对称性约束。高强螺栓强度等级为8.8级，H型钢材料为Q235，提取图中a-a截面的剪力和偏心弯矩作为研究重点。图 7～图 9分别为主梁截面HN 200×100、HW 200×200、HW 250×250，跨度2～6m变化的节点承载力与相对位移曲线，图 10为主梁跨度不变，主梁截面从窄翼缘到宽翼缘截面变化时节点承载力与相对位移曲线，表4列出部分数值模拟得到的极限状态节点偏心距。

图5 竖排节点示意Fig.5 Vertical bolted connection

图6 竖排螺栓节点模型Fig.6 Simulation of vertical bolted connection

为了核实有限元求得相关数据的正确性，下面对主梁和次梁截面均为HN 200×100，主梁跨度2m的节点承载力结果复核。根据表 4实际节点偏心距为e=39.9mm，取实际的螺栓孔到构件边缘的距离代入各相关公式计算结果如表5。其中设GB规范极限状态下抗力系数φ=0.75，将GB规范承载力设计值换算成极限值。各计算方法均表明节点的极限状态为钢板承压破坏，有限元结果极限承载力92.5 kN与不计螺栓孔变形限制的钢板承压结果基本一致。图 11为次梁腹部极限状态应力分布情况，图 12为主梁节点板应力分布，图 13为高强螺栓极限状态应力分布情况。螺栓孔挤压区域应力已经达到材料的极限强度，螺杆峰值塑性应力分布区域有限尚未达到全截面极限，有限元数值模拟结论与上述理论验算结论吻合。

图7 承载力与位移曲线（HN 200×100）Fig.7 Shear-displacement curves of HN 200×100

图8 承载力与位移曲线（HW 200×200）Fig.8 Shear-displacement curves of HW 200×200

图9 承载力与位移曲线（HW 250×250）Fig.9 Shear-displacement curves of HW 250×250

图10 主梁跨度4m承载力与位移曲线Fig.10 Shear-displacement curves for girder with span 4m

表4 竖排螺栓节点偏心距Tab.4 Eccentricity of vertical bolted connection

表5 各种分析方法结果Tab.5 Capacity summary of vertical bolted connection

图 14为主梁截面HW 200×200在不同跨度时偏心距与剪力的关系曲线。连接节点受力可以分为三个阶段，第一阶段为连接部位为摩擦传力阶段，主次梁基本没有相对变形，偏心矩与剪力的关系相对表现为定值，且偏心距与主梁的跨度几乎不相关。第二阶段为滑移阶段，随着剪力的增加螺栓出现滑移，随之而来的是偏心距迅速下降。该阶段偏心矩的下降斜率基本与主梁跨度无关，但下降绝对幅度对主梁跨度比较敏感，随着主梁跨度的增加偏心距绝对下降量逐渐减小。第三阶段是螺栓与主梁节点板出现挤压，节点偏心矩的下降斜率较前一阶段明显放缓，节点承载力相对大幅提升。

其中，iy为主梁截面绕弱轴回转半径，E和fyk分别为钢材弹性模量和屈服强度标准值。

图11 竖排螺栓节点次梁极限状态应力分布Fig.11 Stress of beam for vertical bolted connection

图12 竖排螺栓节点主梁极限状态应力分布Fig.12 Stress of girder for vertical bolted connection

图13 竖排螺栓节点螺栓极限状态应力分布Fig.13 Stress of bolts for vertical bolted connection

图14 竖排螺栓节点偏心距与剪力相关曲线Fig.14 Eccentricity curves of vertical bolted connection

4 横排螺栓

如图 15所示的水平排布螺栓节点，相关资料较少明确其计算方法，如果沿用螺栓群中心到主梁中心距离作为偏心距的计算方法，节点承载力存在与竖排螺栓同样的不合理状况。典型的有限元模拟分析计算单元如图 16所示，次梁截面为HN 150×75，螺栓和型钢材料等级同上述竖排螺栓模型。表 9列出了部分数值模拟结果，图 17、图 18和图 19为典型的次梁、主梁和高强螺栓连接部位极限状态应力分布情况。应力图表明几乎全部的高应力应变都集中在第一列螺栓孔周边，第二列螺栓孔几乎没有发展出高塑性变形应力区。与竖排螺栓连接的规律类似，节点承载力与主梁受压翼缘自由长度与Lp比值密切相关。模拟结果表明主梁受压翼缘自由长度L1＜Lp时，节点承载能力略大于单个螺栓的抗剪承载能力；反之连接的承载力急剧下降20 ％～35 ％。横排螺栓的节点承载力推荐按表 10取用。对横向布置2M16的承压型高强螺栓对比计算结果如表 11，折算为材料分项系数φ≤0.6，精度能够满足要求。

表6 推荐竖排螺栓节点偏心距Tab.6 Recommended eccentricity of vertical bolted connection

表7 竖排螺栓节点承载力对比（1）Tab.7 Shear capacity for vertical bolted connection

表8 竖排螺栓节点承载力对比（2）Tab.8 Shear capacity for vertical bolted connection

图15 横排螺栓节点Fig.15 Horizontal bolted connection

图16 横排螺栓节点模型Fig.16 Simulation of horizontal bolted connection

表9 横排螺栓节点承载力Tab.9 Shear capacity of horizontal bolted connection

图17 横排螺栓节点次梁极限状态应力分布Fig.17 Stress of beam for horizontal bolted connection

图18 横排螺栓节点主梁极限状态应力分布Fig.18 Stress of girder for horizontal bolted connection

图19 横排螺栓节点螺栓极限状态应力分布Fig.19 Stress of bolts for horizontal bolted connection

表10 推荐横排螺栓节点承载力Tab.10 Recommended capacity of horizontal bolted connection

5 结束语

现行规范中高强螺栓设计剪切强度和钢板承压设计值取值宜适当提高，以利于充分发挥高强螺栓承压的优势，减少连接的螺栓数量。

对主次梁连接节点直接取主梁中心到螺栓中心作为附加偏心距是基于弹性状态的假定，与承压型高强螺栓节点实际状况差异非常明显。数值模拟表明，节点承载力随着主梁跨度的增加而降低，随着主梁截面刚度的增加而提高。表 6推荐的偏心距计算方法适合竖排双螺栓承压型高强螺栓单剪连接节点；表 10推荐的连接承载能力计算原则适用横排螺栓单剪连接节点。推荐方法较传统方法提高承载力约一倍以上，且避免了节点承载力随着主梁翼缘宽度增加而递减的不合理状态，节点承载力与有限元结果对比具有良好的精度和满足工程实用的安全度。

表11 横排螺栓节点承载力对比Tab.11 Shear capacity for horizontal bolted connection

[1]严峰. 海外工程结构设计中的若干问题[J]. 山西建筑，2015，41（32）：30-31.

[2]中国建筑标准设计研究院. 03SG519-1 多、高层建筑钢结构节点连接（次梁与主梁的简支螺栓连接；主梁的栓焊拼接）[S].北京：中国建筑标准设计研究院， 2004.

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[4]虞薇芳. 主次梁承压型高强度螺栓连接节点受力性能研究[D].武汉理工大学学位论文， 2009.

[5]牟晓亮，童乐为，周锋，等. 主次梁螺栓连接节点抗弯性能研究[J]. 建筑结构. 2016，46（S1）：553-557.

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[7]侯兆欣. 承压型高强螺栓连接的性能研究[J]. 工业建筑，1992（9）：24-27.

Study of Load Bearing Capacity of Joints in Bolted Pressure Beam with High Strength

Yan Feng
（SINOPEC Shanghai Engineering Co., Ltd, Shanghai 200120）

The common centrifugal space in the connection of main girder and secondary beam was improper. Especially when the height of bean section is small, the capacity of the joint for resisting shear force is low. In this paper, by using fi nite element method, the nonlinear analysis for the joint, which was loaded with shear force, in bolted connected pressure beams was carried out. Based on the result, the improved method for determining the centrifugal space value was proposed. With the comparison of the results from this method and the fi nite element analysis, it was shown that the improved method has good procession and enough safety in engineering practice.

connection nodes; pressure bearing bolt with high strength; eccentricity space; shear-only connection

TU 391

：A

：2095-817X（2017）04-006-007

2017-04-17

严峰（1972—）， 高级工程师，一级注册结构工程师，主要从事化工结构工程研究和设计。