受拉T形连接件高强螺栓受力性能研究

1、文章编号：1000-6869（2016）S1-0380-08DOI：1014006/jjzjgxb2016S1054受拉T形连接件高强螺栓受力性能研究暴11伟，周向前，班21敏，邱建慧（1吉林大学建设工程学院，吉林长春130026；2长春建筑学院土木工程学院，吉林长春130026）螺栓位摘要：对钢结构梁柱高强螺栓连接节点的T形连接件的受拉螺栓性能进行研究。改变T形连接件端板翼缘厚度、置、螺栓直径和强度等级，同时考虑螺栓接触力偏心，对高强螺栓连接T形连接件进行受拉试验，研究弯矩对螺栓受力性能的影响。试验结果表明：随着T形连接件端板翼缘厚度降低、螺栓直径和强度等级减小以及螺栓内、外翼缘长比值远离数

2、值1，弯曲应力占螺栓截面最大拉应力的比值上升，截面弯矩不能被忽略。采用有限元软件进行分析，分析结果和试验结果吻合较好。弯矩作用形成的拉应力最大可达总拉应力的25%。采用最小二乘法进行拟合，简化受拉T形连接件模型，得到了螺栓的弯矩和撬力计算式，可为钢结构梁柱高强螺栓连接节点设计提供参考。关键词：T形连接件；高强螺栓；受拉试验；有限元分析；撬力中图分类号：TU392103文献标志码：Aesearchonmechanicalpropertyofhigh-strengthboltsintensionedT-stubconnectionsBAOWei1，ZHOUXiangqian1，BANMin2，QI

3、UJianhui1（1CollegeofConstructionEngineering，JilinUniversity，Changchun130026，China；2CollegeofCivilEngineering，ChangchunSchoolofArchitecture，Changchun130026，China）Abstract：Thetensionedboltsinhigh-strengthboltedbeam-to-columnconnectionwassimplifiedastheT-stubconnectioninordertostudythemechanicalperform

4、anceTensiletestsontheT-stubconnectionwithhighstrengthboltswereconductedconsideringthethicknessofendplate，threadedholeposition，boltdiameterandstrengthgrade，aswellastheeccentriccontactforcetoinvestigatetheinfluenceofmomentTheresultshowsthatwiththedecreaseofendplatethickness，boltdiameterandstrengthgrad

5、e，andtheinternal-externalflangelengthratiodeviatesfromtheconstantvalueof1，theratioofbendingstresstothetotaltensilestressoftheboltsectionincrease，andthebendingmomentcannotbeignoredThefiniteelementanalysisresultsareingoodagreementwithexperimentalresultsTheratiooftensilestresscausedbybendingmomenttothe

6、totaltensilestresscanbeupto25%TheleastsquaremethodwasusedforthefittinganalysistoobtaincalculationformulasforthemomentandpryingforceofboltsbasedonthesimplifiedT-stubmodelTheresearchresultcouldbethereferenceforthedesignofhigh-strengthboltsinbeamtocolumnconnectionofsteelstructureKeywords：T-stubconnecti

7、on；high-strengthbolt；tensiletest；finiteelementanalysis；pryingforce51508222）。基金项目：国家自然科学基金项目（51208314，mail：bw6230jlueducn作者简介：暴伟（1981），工学博士，讲师。E-男，吉林公主岭人，mail：411198940qqcom通信作者：周向前（1992），硕士研究生。E-男，浙江温州人，收稿日期：2015年9月3800引言13mm，翼缘厚t0=21mm）型钢加工制作，下部T形件采用Q235钢板焊接制成，试件构造及几何尺寸如tf为底板翼缘厚度图1所示。te为端板翼缘厚度，e1为螺

8、栓中心到T形连接件翼缘边缘（tf=40mm），e2为螺栓中心到腹板边缘的的距离（外翼缘长度），B为T形连接e1+e2为400mm，距离（内翼缘长度），B=100mm。试件参数设置见表1。件宽度，高强螺栓受拉连接为钢框架梁柱节点的连接方式T形连接件为其主要连接部件。该受拉T形连之一，接件在受力过程中，由于栓杆被拉长及端板弯曲变形，会分别产生附加力和撬力，撬力的存在会导致螺栓的疲劳强度和承载力显著下降1。Agerskov2研究发现，撬力的大小与端板的弯曲刚度有关，得到了相关撬力3撬力参数。Grundy等在Agerskov研究基础上发现，的作用可以使螺栓内力增加10%15%。在理论研究Zoeteme

9、ijer4提出了用于分析螺栓内力的平面端方面，板塑性铰线法。Chasten等对梁柱节点进行分类研究，将破坏模式分为3种：端板在螺栓处剪切破坏、螺栓断裂、端板与梁翼缘间的焊缝破坏，并将外伸端板简6化为带定向支座的杆件。郭兵等将端板和螺栓进行简化，端板简化为带支座杠杆，螺栓简化为弹簧，提出了外伸式端板连接节点的刚度和变形的计算方法。李美红等研究发现增加T形连接件端板翼缘厚度和螺栓直径，可以提高T形件连接件承载力，减小连接板件CECS102：2002门式刚架的变形和撬力。在规范方面，轻型房屋钢结构技术规程中依据平面端板塑性铰线法对伸臂类端板、无加劲肋类端板、两边支承类端板和三边支承类端板的板厚设计，

10、并未考虑螺栓撬力。GB500172003钢结构设计规范中规定高强螺栓受拉承载力设计值比预紧力降低20%，此规定考虑了预紧力松弛和附加力，而未考虑撬力影响，而实际高强螺栓受拉8承载力设计值只有受拉极限承载力的486%。JGJ822011钢结构高强螺栓连接技术规程中采用T形75图1试件构造及几何尺寸Fig1Detailsanddimensionsofspecimen表1试件参数Table1Parametersofspecimens试件编号T21T22T221T221ET221Dte/mm2020181818e1/e2125075075075075螺栓型号109级M16109级M16109级M161

11、09级M2088级M20连接件模型设计理论，引入撬力影响进行端板和螺栓设计，但由于高强螺栓的承载力设计值取值偏小，导致计8算所得的撬力值和板厚都偏小，这对实际工程不利。T形连接件受拉时，连接件端板翼缘根部会产生在H型钢的翼缘板上截出4个拉伸试样，在其厚度方向上削弱后进行材料力学性能试验。拉伸试样尺寸参数和力学性能（均值）见表2。表2板样尺寸及力学性能Table2Sizeandmechanicalpropertiesofplatemembers试样编号1234板厚/mm14161820板宽/mm125125125125长度/mm56667686屈服强度fy/MPa3194530630300652

12、9020抗拉强度fu/MPa47605459204561544020弯矩，随着荷载增大，端板翼缘会逐步弯曲直至屈服。因此，螺栓头和端板的接触面由环形面变成近腹板侧的弓形面，偏心接触力会对栓杆产生弯矩。考虑弯矩的螺栓内力比不考虑时更为复杂，但符合真实受力情况，因此有必要对其进行深入研究。基于此，本文作者对高强螺栓连接T形连接件进行受拉试验，研究分别改变端板翼缘厚、螺孔位置、螺栓直径和强度等级时，螺栓所受到的弯矩和撬力，以期为钢结构梁柱高强度螺栓连接节点设计提供参考。111试验概况试件设计5高强螺栓的弹性模量E=206×10MPa。对于109级高强螺栓屈服强度取fyb=940MPa，抗拉

13、强度取fu=1000MPa；对于88级高强度螺栓取fyb=9660MPa，抗拉强度取fu=800MPa。共设计制作5个T形连接试件，上部T形件采用HW16000×13×21（翼缘宽为400mm，腹板厚tw=12试验加载及测量T采用DNS300电子万能试验机作为试验设备，3811J-32静态电阻应变形连接件由夹具夹紧。采用CM-仪采集应变，获取试验数据。加载设备见图2。应变片失效，停止加载，见图4d。各T形连接件端板和螺栓均有较大变形，见图5。试件在各阶段的荷载和腹板连接处间隙见表3。图2加载设备Fig2Testequipment对螺栓进行加工，首先在螺杆两端打磨宽度为4mm

14、，深度约为04mm的方形槽用以粘贴应变片，然后在螺帽上钻直径为1mm的小孔，引出导线在螺帽上连接数据线，见图3。拧螺栓时使应变片连线方向始终平行于端板螺孔连线方向。图4试件T22受力状态Fig4StateofspecimenT22图3螺栓应变片粘贴Fig3AttachingofstraingaugetoboltFig5图5试件T22端板和螺栓变形情况DeformationofendplateandboltofspecimenT22采取逐级加载方式，第1阶段以3kN/min的速率进行加载，以10kN为量级，逐级加载到100kN，每级荷载加载完毕后记录每个螺栓两侧应变片上的应变；第2阶段以024m

15、m/min的位移速率进行加载，每级荷载增量为5kN，每级荷载加载完毕后记录螺栓两侧应变片上的应变。当发生以下情况之一时，终止加载：1）试件破坏，包括螺栓断裂、腹板拉断；2）应变片失效；3）试件持荷能力下降。表3试件各阶段荷载及间隙Table3Loadandgapofspecimenindifferentstages试件编号T21T22T221T221ET221D阶段2荷载N/kN95125100110105阶段3荷载N/kN150135125170135阶段3间隙/mm4020553045阶段4荷载N/kN240260260310275阶段4间隙/mm130801501151452试验现象5个

16、试件试验现象相似，均有4个明显的加载阶试件T21外翼缘长度大于试件T22，其余参数相同，因此T21螺杆线刚度与外翼缘线刚度之比大于试件T22，试件T21在螺栓节点处螺杆所分配的弯矩大于试件T22，所以试件T21先进入第2阶段；同理，试件T21的内翼缘长度小于试件T22，即螺栓中心线到T形件根部的力臂小，则需要更大的力才能使螺栓节点区整体屈服，所以试件T21更晚进入第3阶段。试件T22翼缘板厚大于试件T221，其余参数相同。试件T22第2与第3阶段荷载均大于试件T221，说明端板翼缘厚的构件更不容易变形和屈服。试件T221螺栓直径小于试件T221E，其余参数相同，所以试件T221E的屈服承载力更

17、大，第2和第3阶段荷载均大于试件T221。段。以试件T22为例说明试验现象。第1阶段荷载（荷载为试验机施加给T形连接件的总荷载）较小（小于125kN），端板无肉眼可见变形，连接面接触紧密，见图4a；第2阶段，当荷载达到125kN时，腹板处连接面接触不再紧密，出现肉眼可见的微小间隙，随着荷载增加，试件腹板处接触面的间隙缓慢增大，见图4b；第3阶段，当荷载达到135kN时，缝隙达到2mm，随着荷载增大，端板和底板的间隙宽度增长迅速，见图4c；第4阶段，当荷载达到260kN时，大部分382试件T221E螺栓强度等级大于试件T221D，其余参数相同，所以试件T221E的屈服承载力更大，第2和第3阶段荷

18、载均大于试件T221D。T221的应力曲线对比可以看出：随着由试件T22、荷载增大，端板厚度小的试件，端板更早弯曲，撬力出现越早。试件T221比试件T22弯曲应力增长更早。T221E的应力曲线对比可以看出：随由试件T221、着荷载增大，螺栓直径小的试件，螺杆更早弯曲，撬力出现却较晚。试件T221比试件T221E螺杆更早弯曲，达到屈服应力后轴向应力、弯曲应力增长更快。T221E的应力曲线对比可以看由试件T221D、出，螺栓等级低的试件，其预紧力更低。随着荷载增大，试件T221D比试件T221E螺栓更早弯曲，其轴向应力、弯曲应力增长也较快。T22的应力曲线对比可以看出，由试件T21、随着荷载增大，

19、内翼缘长度和外翼缘长度比值（即e1/e2）小的试件，由于内翼缘线刚度比外翼缘线刚度大，端板翼缘更不易弯曲，撬力出现时间更晚，试件T22比试件T21更晚弯曲，其轴向应力、弯曲应力的增速均较慢。3试验结果分析2、3、4（图1a）。理想应变测点从左到右依次为1、状态下，对称构件对称点的应变是相同的，即测点1和4、2和3的应变相同。在处理数据时，4的应将测点1、3的应变平均值定义为2。测点2、变平均值定义为1，利用所测得的应变计算应力，弹性阶段内，1=E1，2=E2。当材料屈服后，强化模量E'=005E，1=fyb+E'（1fyb/E），2=fyb+E'（2fyb/E）。1为螺

20、杆外侧应力，2为螺杆内侧应力。可得：轴向=弯曲=2+12212（1）（2）式中：轴向表示轴力引起的拉应力；弯曲表示弯矩引起的拉应力。轴向在拉伸荷载作用下，根据所测数据绘制Nt-关系曲线和Nt-弯曲关系曲线（Nt为单个螺栓承受的见图6。拉力），41有限元分析模型参数设置以端板翼缘厚度、螺孔位置、螺栓直径和螺栓强度等级这4个变量整合为3个参数，即端板翼缘厚度、螺孔位置和预紧力，共设计22个T形连接件模型，各模型参数见表4。表4中未列出的参数相同，底板厚度tf=板宽B=100mm，腹板厚度tw=13mm，40mm。表4Table4模型编号T00T11T12T13T21T22T23T221T222T2

21、23T211T212T213T221AT221BT221CT221DT221ET22AT22BT22CT22Dte/mm20181614202020181614181614181818181820202020T形连接件参数设置e1/e2100100100100125075050075075075125125125075075075075075075075075075ParametersofT-stubconnections螺栓型号109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M16109级M1

22、6109级M1688级M1488级M1688级M1888级M20109级M2088级M1488级M1688级M1888级M20图6螺栓应力曲线Fig6Curvesofboltstress38342有限元分析模型建立建立高强螺栓连接受拉T形连接件实体模型，利用ANSYS有限元软件进行分析。T形连接件和螺栓均采用8节点六面体单元SOLID45模拟，为获取TAGE撬力和接触压力，利用接触单元CONTA174、170来模拟T形件与底板、螺帽和T形件接触面之间tension功能，的相互作用。利用ANSYS的Pre-通过预拉力单元PETS179施加高强螺栓的预拉力，螺栓的螺杆采用具有螺栓螺纹部分等效直径的

23、圆柱体代替。对T形连接件进行网格划分，端板处单元尺寸为525mm，应力集中处尺寸为35mm，螺栓处尺寸为15mm。T形件和高强螺栓的材料力学性屈能采用双折线模型，弹性模量为206×10MPa，服后强化模量均为弹性模量的1/20。并对T形连接件腹板施加面约束作为固端约束，再对其刚性底板连接件腹板施加面荷载，如图7所示。计算采用vonMises屈服准则及塑性流动法则10。Fig7图7网格划分和应力示意Schematicdiagramofmeshgenerationandstress43有限元分析结果验证有限元与试验荷载-应力关系曲线见图8。有限T形连元模拟曲线更为平缓，这是由于模拟情况下

24、，接件腹板和端板翼缘是材料性质均匀的整体，同时没有测量误差的存在，比实际情况更为理想。两者相比，绝大多数数据差值小于5%，因此，该有限元分析方法可以用于受拉螺栓T形连接件的模拟分析。44有限元结果分析当外荷载为08P0（P0为高强螺栓预拉力设计Fig8图8试件应力曲线Stresscurvesfromtestandsimulation值，下文所述的荷载皆为分配到每个螺栓上的荷载）时，各模型的有限元分析结果见表5。从表中可以看出，此时弯矩所产生的拉应力所占截面最大弯曲应力比（即弯曲应力除以轴向与弯曲应力之和的比值）可达25%以上。弯矩产生的应力在螺栓总应力中比值较大，应在设计上加以重视。T221、

25、T222、T223为例，以模型T22、当仅变化端螺栓所受到的撬力和弯矩都随着板翼缘厚度te时，te的减小而增大。这是由于随着te变小，端板翼缘变形更大，导致螺栓承受更多的弯矩和撬力。以模T0、T22、T23为例，型T21、仅变化螺孔位置时，模型T0所受到的弯矩和撬力最小，整体呈现内外翼缘比值越远离数值1，则弯矩和撬力越大的趋势，这表明当内、外翼缘长度比值（e1/e2）存在一个最佳值，翼缘的变形能力和螺栓的变形能力相协调，撬力和弯矩T22A、T22B、T22C、T22D为例，都较小。以模型T22、当螺栓预紧力增大时，随着预紧力增大，螺栓所承受384表508P0荷载下模型ANSYS计算结果Tabl

26、e5esultofANSYSmodelwithload08P0模型编号T0T11T12T21T22T23T221T222T223T211T212T213T221AT221BT221CT221DT221ET22AT22BT22CT22D螺栓拉力Nt/kN10841107116311501113119411351167122511131167122767298911661360162165489211281425螺栓弯矩M/（kN·mm）2035524577254363096524346419193364249663835452434649663841201391741769478753

27、8356230279114196703141550769轴向应力轴向/MPa550656255909584156536064576659296223565359306234436950214584433151634250453144364539弯曲应力弯曲/MPa507612633771606104383712362079606123620935171039837489293339489549647840010740163201499011290193801351016730225201129516735227247213188561657710991710553909194128251753

28、5撬力Q/kN弯曲应力比/%8429819681165968146812681725250496817252514105817151543101453873897511011247的弯矩和撬力都增大。这是由于螺栓越强则端板翼缘越弱，端板翼缘变形能力越大，则螺栓所承受的弯矩和撬力越大。图9参数与内力的关系曲线Fig9Curvesofstressandparametersy=k3x+b3（5）5螺栓内力拟合计算根据ANSYS模拟结果，在外荷载N=08P0时对b3M=k3M=7777，经拟合计算解得：对于M，31109；对于Q，b3Q=5993。k3Q=2305，综合上述3个参数，以表4中计算结果建

29、立整体拟合计算式，有：M=kM各试件进行分析，按最小二乘法进行拟合，见图9。9b可知，M（螺栓所受弯矩）、Q（螺栓所由图9a、受撬力）与te的关系和函数y=kx建立拟合计算式：y=k1x33+b拟合度较高。（3）8kQ=ktQk1Me1b2M3+k2Mtee21Q3e+k2Q(ee12b2Q)2+bM（6）+k3MNt，b+k3QNt，bQ2+b（7）+b1k1M=2487×10，经拟合计算解得：对于M，b1Q=5434。b1M=8463；对于Q，k1Q=4675×107，9d可知，M、Q与e1/e2的关系和函数由图9c、y=kx2+bx+c拟合度较高。建立拟合计算式：y=

30、k2（xb2）2Nt，式中：Nt，b为单个螺栓的受拉承载力设计值，b=0.8P0。拟合计算解得：kM=0784，bM=50126；kQ=0750，bQ=8262。由此得到拟合式（8）、（9），拟合11。曲线见图10、2487×108M=0784+112732×t3e+c（4）b2M=k2M=112732，经拟合计算解得：对于M，0940，cM=20107；对于Q，b2Q=k2Q=58720，0930，cQ=8752。由式（4）可得，当e1/e2=094时，弯矩模拟值取最小值；当e1/e2=093时，撬力模拟值取最小值。9f可知，M、Q与08P0的关系和函数由图9e、y=kx

31、+b拟合度较高。建立拟合计算式：(e10940e2)2+7777Nt，b50126（8）4675×107Q=0750+58720×t3ee10930e2)2+2305Nt，b8262（9）（9）中各参数的适用范围：14mm在式（8）、385图10M拟合关系曲线Fig10Fittingcurveofmoment图11Q拟合关系曲线Fig11Fittingcurveofpryingforcete20mm，05e1/e2125，60kNNt，b155kN。在设计中，要考虑轴向和弯曲应力设计值大于模拟值，弯矩应力与轴向应力之和不超过抗拉强度，即式中：弯曲（10）弯曲+轴向ft，b=

32、M/W；轴向=（Nt+Q）/Ae；W为螺栓的螺杆直径；Ae为螺栓的有效截面面积；ft，b为螺栓的抗拉强度设计值。根据JGJ822011钢结构高强度螺，栓连接技术规程查取每个螺杆的有效截面面积，对式（10）进行验证。经验算，当外荷载为Nt，b=0.8P0时，按式（10）计算的螺杆应力值绝大多数大于满足实际模拟值并且小于其抗拉强度（表6、图12），要求。3d为有效截面抵抗弯矩，对于圆形截面W=d/32，表6应力对比Table6Comparisonofstress轴向编号计算/MPa70471473073171175472273876574175878559757659557871858356658

33、6571模拟/MPa551563591584565606577593622565593623437502458433516425453444454计算078307880809079907950804079908030814076207830795073208710771074907190729080107570794计算/MPa58117168114951451281792641471982839492958811542607171弯曲模拟/MPa516163776110484124208611242095210484492934495565计算087405220376067706390718

34、065606910788041306240740055211250878055602550810082107700909/MPa76283189984580689984991710298889561067691669690666833625625658643fu/MPa1000100010001000100010001000100010001000100010008008008008001000800800800800fu076208310899084508060899084909171029088809561067086408360863083308330781078208220803T0T

35、11T12T21T22T23T221T222T223T211T212T213T221AT221BT221CT221DT221ET22AT22BT22CT22D注：应力总值为弯曲与轴向的和。3862AgerskovHHigh-strengthboltedconnectionssubjecttopryingJJournaloftheStructuralDivision，ASCE，1976，102（10）：161-1753GrundyP，ThomasX，BonnetsNBeam-to-columnmomentconnectionsJJournaloftheStructuralDivision，ASC

36、E，1980，106（1）：313-3304ZoetemeijerPAdesignmethodforthetensionsideofstaticallyloadedboltedbeam-to-columnconnectionsJHeron，1974，20（1）：1-595ChastenCP，LuLW，DriscollGCPryingandshearinend-plateconnectiondesignJJournalofStructural弯曲应力与抗拉强度设计值对比图12螺栓轴向、Fig12Comparisonofdesigntensilestrength，axialandbendingstressEngineering，ASCE，2014，118（5）：1295-13116郭兵，郭秉山，张洪伟梁柱外伸式端板螺栓连接的M-J山东建筑工程学院学报，2001，16（3）：关系1-5（GUOBing，GUOBingshan，ZHANGHongweiTherelationshipofextendedbeam-to-columnbolted6结论end-plateconnectionJJournalofShandongInstituteofArchitectureandEn