快速装配式工字钢钢梁连接的抗剪承载力研究

郭秀泉，霍静思，王卫华，朱勇斌

摘要： 提出一种快速装配式工字钢梁的悬臂梁段拼接节点，该节点由悬臂梁段、横隔板、加劲肋组成。通过改变加劲肋厚度和肢长、横隔板厚度和锚固长度、T形凸起区长度、剪跨比、截面尺寸、补强方式和试件加载方式。利用ABAQUS软件，分析了该设计节点的破坏模式和受力机理，得到了荷载-位移曲线。研究结果表明：改变上侧加劲肋厚度、T形凸起区长度和补强方式对节点的抗剪承载力影响较大，T形凸起区长度设计为170mm（T形凸起区长度/腹板高度的一半=0.85）时，或凸起位置设置加劲肋，可以防止集中力位置的腹板发生局部屈曲，且节点抗剪承载力与原截面基本相当；角钢形加劲肋可加强腹板，并有效防止连接部位发生局部屈曲。

关键词： 装配式钢梁连接；带悬臂梁段拼接节点；有限元分析；破坏模式；抗剪承载力

Abstract： The new connection is made out of a T-shaped cantilever beam， a diaphragm plate， and stiffeners， and it is a prefabricated H-shaped steel beam connection with the cantilever beam. Nine parameters such as the thickness and width of stiffeners， the thickness and anchoring length of the diaphragm plate， length of T-shaped area， shear-span ratio， section size， reinforcement method and loading method are considered. The failure mechanisms and bearing capacity of the steel beam connections are studied using the finite element software ABAQUS， and the load-displacement curves are discussed. The results demonstrate that altering the thickness of the top stiffeners， the length of the T-shaped section， and the reinforcement method had a greater impact on the connections' shear capacity. If the joint from local buckling could be prevented， the shear capacity of the connection is practically the same as the original section when the length of the T-shaped cantilever beam is specified to be 170mm long （length of the T-shaped section/half of the web height=0.85）. Angle steel stiffeners are a cost-effective reinforcing technique for strengthening steel beam webs and preventing local buckling.

Keywords： prefabricated steel beam connection；cantilever beam splicing；finite element analysis；failure mode；shear capacity

传统的梁柱节点采用栓焊的连接方式，但从1994年的北岭地震和1995年的阪神地震 ^[1] 案例中可以发现，梁柱焊接节点发生大量的脆性破坏，促使学者们开始研究更合理的节点设计方式。带悬臂梁段的拼接方式是我国《高层民用建筑钢结构技术规程》（JGJ 99—2015） ^[2] 和《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010） ^[3] 推荐的节点形式之一，具有施工速度快、施工机械化程度高、重量轻、污染小等优点，因而得到推广应用。

国内外诸多学者对钢梁的抗剪承载力进行了相关的研究，并取得重要的研究成果。CHERN等 ^[4] 对钢梁的抗剪承载力进行了大量的理论和试验研究，提出了拉力场理论和转向应力场理论。LEE等 ^[5-6] 通过试验和有限元模拟的方法对工字梁腹板的剪切屈曲系数进行验证，并对工字梁的抗剪承载力进行分析。通过研究指出当腹板厚度较大时，工字梁的极限承载力与厚度相同的单块矩形板的屈曲后承载力接近，所以认为翼缘对工字梁抗剪极限承载力的影响主要是由翼缘对腹板的约束作用造成的。GHADAMI等 ^[7] 采用有限元软件ABAQUS对112个模型进行分析，指出AISC规范 ^[8] 中的极限抗剪强度比有限元计算的结果保守，并提出计算钢腹板初始缺陷极限抗剪强度折减系数的公式。HANNA ^[9] 采用有限元模拟对不同腹板高宽比、翼缘宽厚比的工字钢梁的抗剪承载力进行研究，发现不同腹板高宽比的工字钢梁都具有稳定的屈曲后强度，但强度会随着高宽比增大而降低。李国强等 ^[10] 为研究波纹腹板H形钢梁开孔后的受剪性能，完成了4个试件的受剪承载力试验，并运用有限元方法对试验进行模拟，发现开孔后的波形腹板均发生了屈曲破坏。

国内外学者也对带悬臂梁段拼接的梁柱节点进行了理论分析、试验研究及有限元模拟。MCMULLIN等 ^[11] 对半刚性带悬臂梁段拼接抗弯钢框架的抗震性能进行了理论和试验研究，结果显示在强震作用下半刚性的拼接区组件耗能性能稳定。CHEN等 ^[12-13] 对钢结构梁柱节点连接的悬臂梁段的翼缘根部进行局部加宽，并开展了试验研究和有限元模拟，提出采用在梁段根部加强方式可有效增加梁柱节点延性并使塑性铰外移。OH等 ^[14-15] 开展了3个带悬臂梁段的拼接节点试验，将拼接处梁的承载力削弱，研究表明拼接处削弱对节点的承载力没有明显影响。李志林等 ^[16] 研究LY315钢材带悬臂梁拼接梁柱节点的抗震性能，发现随着悬臂梁长度的增加，试件的累积耗能能力有所降低；相反，随着悬臂梁段长度的增加，节点的承载力则略有提高。张爱林等 ^[17] 提出一种适用于装配式钢结构的带Z字形悬臂梁段拼接的梁柱节点，以滑移耗能的理念设计了基础试件，通过关键参数的变化得到6组试件。研究发现：带Z字形悬臂梁段拼接的梁柱节点属于半刚性连接节点，节点变形性能良好。节点能有效利用拼接区摩擦面滑移、螺栓和孔壁挤压以及板件屈服实现耗能。

由于钢结构的现场施工高空焊接较为困难，无法有效保证其焊接质量，传统的带悬臂梁段拼接节点大多是将悬臂梁段与拼接梁段在翼缘和腹板处使用摩擦型高强螺栓进行拼接。一旦翼缘位置的摩擦连接发生滑移，腹板处的摩擦螺栓群也将随之发生滑移，使得连接的抗剪承载力急剧下降，无法在翼缘摩擦耗能过程中维持腹板连接的抗剪性能。同时连接位置焊接马板的预焊接、切割、打磨等工序耗工较多，大量抗剪螺栓的预拧、终拧等环节也严重拖延钢梁的安装进程。构件和工人在高空中的安装时间过久，也会对施工安全产生不利影响。针对上述问题，为简化钢梁抗剪连接的施工工序，提高吊装设备的工作效率，本文提出一种新型带悬臂梁段的工字钢梁连接方式。考察不同加劲肋厚度和肢长、横隔板厚度和锚固长度、T形凸起区长度、剪跨比、截面尺寸、补强方式和试件加载方式设置等参数对工字钢梁拼接结构的抗剪力学性能、破坏形态的影响规律，为进一步研究及工程应用提供参考。

1　节点形式

快速装配式节点连接形式如图1所示。本文提出的装配式钢结构带悬臂梁拼接节点其制作和施工步骤主要由三部分组成。第一部分，将腹板设有T形凸起区的悬臂梁段、横隔板及角钢按照1/2腹板高度进行工厂预制焊接加工，其中横隔板和翼缘预留螺栓孔洞；第二部分为现场施工，吊装时，将悬臂梁段及中间梁段通过横隔板及其预留螺栓孔洞进行快速定位；第三部分，将悬臂梁段和拼接梁段的翼缘和盖板，通过摩擦型高强螺栓进行连接。

张爱林等 ^[17,19-20] 、郭志鹏等 ^[18] ，郁有升等 ^[21] 对钢梁摩擦型高强螺栓的滑移性能进行了大量研究，在悬臂梁的拼接节点处利用高强螺栓在摩擦面滑移和螺杆与螺栓孔壁之间的挤压来消耗地震能量。通过设计螺栓群的破坏承载力使其大于钢梁塑性屈服承载力，使塑性铰外移，避免地震时梁柱节点处提前破坏，进而导致结构整体破坏。上、下翼缘使用摩擦型高强螺栓连接，可以在节点区钢梁上、下翼缘的螺栓连接处形成3个受力阶段：a） 弹性段（螺栓不滑移，依靠静摩擦承载）；b） 滑移耗能段（螺栓群滑移，依靠滑动摩擦承载）；c） 钢梁屈服耗能段（螺栓杆与孔壁挤压，形成机械咬合抗剪，悬臂段钢梁进入屈服阶段）。

T形凸起区的横隔板设计4个高强连接螺栓，安装时，中间段钢梁的倒T形接头直接放置在T形凸起上，用4个高强螺栓可以实现快速安装。传统节点进行抗剪高强螺栓连接拧紧（约150套）需要2个工人连续工作1~2h，而新型连接1个工人只需约20 min就能安装完毕，极大提高了施工效率。与传统连接相比，T形凸起区的设计减少了腹板两侧的连接盖板和大量抗剪螺栓，可以实现高空快速拼装，充分发挥装配式钢结构施工工时短、效率高的优势。

图1　快速装配式节点连接形式

Fig.1　Connection types of fast-prefabricated beam-column joints

2　有限元模拟

2.1　试件设计

为研究不同上侧加劲肋厚度t _u 、下侧加劲肋厚度t _b 和加劲肋肢长w、横隔板厚度t _h 和横隔板锚固长度l _MG 、T形凸起区长度 l _t 、剪跨比、截面尺寸、补强方式和试件加载方式对该装配式钢结构节点破坏模式和抗剪承载力的影响，本文的模型试验共设置了25个试件。对比试件H400-BASE如图2所示，采用H432mm×280mm×8mm×16mm工字形截面钢梁，悬臂长度为680mm，翼缘一侧均匀分布16个Φ22螺栓孔。T形凸起区设置在腹板中轴线处，参考长度为170mm，上面布置2排螺栓孔，每排有2个螺栓孔，分布在腹板左、右两侧，如图1所示。横隔板设置了两列螺栓孔，可用M20高强摩擦性螺栓连接，横隔板与腹板焊接锚固长度为130mm，横隔板上侧角钢形加劲肋采用L90mm×90mm×4mm，下侧加劲肋采用L170mm×90mm×4mm，分别与腹板用角焊缝进行焊接。该试件采用悬臂梁加载方式，即将横隔板上4个螺栓孔圆心沿对角线连线的中点作为加载点，剪跨比为1.5。为考察梁高变化的影响，还设计了H324mm×200mm×6mm×12mm和H540mm×340mm×10mm×20mm两种截面高度。考虑三种加载方式（悬臂加载方式、反弯点加载方式和简支梁加载方式）的结果对比，所有试件的参数分别如表1和表2所示。

图2　试件H400-BASE装配式节点详细尺寸（单位：mm）

Fig.2　Details of prefabricated beam-column joints of specimen H400-BASE （Unit：mm）.

2.2　材料本构

试件本构关系采用理想弹塑性模型，钢材采用Q355钢材，钢材屈服强度f _y =345MPa，弹性模量E=2.06×10 ⁵ MPa，泊松比ν=0.3。

2.3　有限元网格及接触关系

采用有限元分析软件ABAQUS建立非线性有限元模型。模型单元采用三维减缩积分壳单元S4R。为了提高有限元模拟的计算精度，将T形凸起区及螺栓孔四周进行网格划分加密。模型焊接位置用Tie关系连接。采用反弯点和简支梁加载方式的试件，需将连接两侧进行拼接。本文主要研究对T形凸起处腹板补强后的抗剪承载力，在摩擦连接螺栓群发生滑移前，盖板和翼缘之间的摩擦处于静摩擦状态，不发生相对滑移，故在研究抗剪性能时，暂对高强螺栓连接的摩擦关系进行简化，假设通过螺栓连接的横隔板及翼缘与盖板按照摩擦型高强螺栓不产生滑移，翼缘与盖板之间的连接简化为Tie关系。

2.4　边界条件及加载制度

本文主要研究钢梁连接位置的抗剪承载力，从而获得合理的补强方式。在边界条件设定上，本文暂未考虑梁柱节点连接的影响，假设梁柱节点为刚性节点，在模型设计中，梁柱节点连接简化为固端约束，研究从柱边缘到钢梁连接位置之间的钢梁接头的抗剪性能。

悬臂梁段与柱连接端设为固定支座，在横隔板4个螺栓孔的圆心对角线连线的中点设置参考点，并将参考点与横隔板搭接位置的轴线处取腹板厚度为宽度的区域进行耦合，最后在参考点上施加位移荷载。

除悬臂梁的加载方式外，还设置了反弯点的加载方式（试件H400-FWD），该加载方式参考纪晓东等 ^[22] 和简支梁的加载方式（试件H400-JZL）。试件受力、剪力和弯矩分别如图3和图4所示，图中虚线为钢梁的拼接位置。

图3　试件受力图

Fig.3　Force diagrams of specimens

图4　试件剪力、弯矩示意图

Fig.4　Schematic diagrams of shear and moment of specimens

试件H400-FWD将节点两侧拼接起来，试件一端采用固端约束，另一端约束侧向自由度和所有转动自由度，施加竖向位移。试件H400-JZL将节点两侧进行拼接后，采用简支梁的加载方式，即试件一端约束3个平移自由度，另一端约束竖向自由度，并释放其轴向位移，设置参考点与试件中部加载区域耦合，对参考点设置侧向约束并施加竖向单调位移。

由图4可知，采用悬臂梁加载和反弯点加载时，拼接处只受剪力，不受弯矩作用；采用简支梁加载方式时，拼接处则同时承受弯矩和剪力作用。

3　模型验证

KWON等 ^[23] 对16个H形钢梁进行了抗剪试验，试验梁一端采用铰支座，另一端采用滚动支座，跨中处位置对双加劲肋施加集中荷载。采用简支试验梁的试验结果来验证有限元模型中所使用的单元类型、边界条件、加载方式、网格尺寸以及分析方法的准确性。材料本构采用理想弹塑性模型，材料力学性能参数采用试验实测值。

试验结果与有限元模拟结果对比如图5所示。可以看出：试验曲线和模拟曲线弹性阶段接近；后期试验曲线开始下降，由于有限元模拟没有考虑初始缺陷和加工误差等，模拟曲线未出现下降段。总体来说，模拟结果与试验结果接近，证明该有限元模型是可靠的。

图5　荷载-位移曲线试验结果与有限元模拟结果对比

Fig.5　Comparison of load-displacement curves between test results and FEM simulation results

4　模型计算结果分析

以试件H400-BASE为例分析其受力机理，如图6所示。在加载开始阶段，随着位移荷载的增加，竖向剪力加载到T形凸起上，使得横膈板同时承担弯矩和剪力，横隔板和上侧加劲肋大致沿水平方向拉动腹板，所以横隔板以上加劲肋补强区域以外的腹板的区域应力增加。横隔板端的局部腹板区域先出现明显的应力屈服现象（红色区域），如图6a）所示。继续增加竖向位移，红色区域由腹板上侧向下侧区域扩展，横隔板水平线以上，加劲肋补强区域以外的腹板区域应力增加。同时与腹板连接的加劲肋角部也出现较小区域的应力集中，如图6b）所示。继续增加竖向位移，下侧加劲肋垂直于腹板的分肢与腹板接触的区域逐渐达到屈服并沿腹板与下翼缘的交界面扩散，T形凸起区末端应力增大。结束加载时，T形补强区以外的腹板基本进入屈服状态，只有横隔板与腹板锚固区域下方出现水滴形的较小区域的应力尚未屈服，如图6c）所示。原因是该区域被上侧加劲肋、横隔板和下侧加劲肋对缺口附近的腹板进行了局部补强。

图6　试件H400-BASE应力云图

Fig.6　Stress contours of specimen H400-BASE

5　荷载-位移曲线

改变拼接处钢梁的加劲肋厚度和肢长、横隔板厚度和锚固长度、T形凸起区长度、剪跨比、截面尺寸、补强方式和试件加载方式，并对带T形凸起钢梁连接的抗剪承载能力、破坏形态进行分析。荷载-位移曲线变化趋势基本一致，分为弹性阶段和弹塑性阶段。随着设置参数的改变，试件的破坏形态及屈服荷载发生变化。

采用极限位移转角0.05rad，即加载点位移为30mm时的试件承载力作为试件的极限荷载，屈服点的确定采用冯鹏等 ^[24] 、FENG等 ^[25] 提出的“最远点法”，即取距离远点和峰值点连线最远的点作为屈服点。各组试件屈服荷载、极限荷载如表1和表2所示，屈服荷载与极限荷载比值（屈强比）的均值为0.88。

5.1　加劲肋厚度的影响

加劲肋厚度的选择基于腹板两侧加劲肋厚度之和小于腹板厚度、等于腹板厚度、大于腹板厚度三种情况，荷载-位移曲线如图7所示，随着上侧加劲肋厚度的增加，试件屈服荷载增大，H400-JJL3-4、H400-BASE、H400-JJL6-4屈服荷载分别为564.17kN、592.29kN、609.00kN，与对照组试件H400-origin屈服荷载比F _y0 值依次为0.85、0.90、0.92，如表3所示，说明在其他条件不变的情况下，增加上侧加劲肋厚度可以对削弱的腹板进行加强，有效提高试件的抗剪承载力，但当加劲肋厚度超过4mm后，试件承载力增幅减缓。

图7　不同加劲肋厚度试件的荷载-位移曲线

Fig.7　Load-displacement curves of specimens with different stiffener thickness

将下侧加劲肋厚度从3mm增加到6mm，试件H400-JJL4-3、H400-BASE、H400-JJL4-6的破坏形态类似，如图8所示。可以看出，改变下侧加劲肋厚度，试件的荷载-位移曲线与试件H400-BASE的荷载-位移曲线几乎重合，H400-JJL4-3、H400-BASE、H400-JJL4-6的屈服荷载与试件H400-origin屈服荷载F _y0 （661.53kN）比值分别为0.88、0.90、0.89，如表3所示，说明在其他条件不变情况下，下侧加劲肋厚度只需保证腹板不发生局压破坏，增加下侧加劲肋厚度对该设计节点的承载力提高作用不大。

图 8 各试件破坏形态

Fig. 8 Failure modes of all specimens

5.2　加劲肋肢长的影响

加劲肋垂直于腹板-侧肢长的设计为半个翼缘宽度的1/3、2/3以及与腹板单侧翼缘宽度等长，即分别取45mm、90mm以及135mm。由图8可知，改变加劲肋肢长，试件破坏形态相似，但试件H400-w45的翼缘和腹板的应力集中现象较严重，其T形凸起区和横隔板的应力集中现象则明显比试件H400-BASE、H400-w135都要弱。这是因为加劲肋肢长较小，上侧加劲肋提早进入屈服阶段，变形增大，加劲肋处应力较大。荷载-位移曲线如图9所示。试件H400-w45、H400-w135屈服荷载分别为549.41kN、593.72kN，试件H400-w135的曲线则与H400-BASE的曲线接近。试件H400-w45、H400-BASE、H400-w135的屈服荷载与试件H400-origin屈服荷载比值分别为0.83、0.90、0.90，如表4所示，减小加劲肋肢长将导致试件屈服荷载显著降低，这是因为垂直于腹板-侧的分肢具有连接横隔板和上侧腹板的作用，增加肢长，能更充分发挥腹板的性能。综上，加劲肋肢长取腹板单侧翼缘宽度的2/3以上即可，减小肢长则设计节点承载力明显降低，过多增加肢长对节点抗剪承载力影响不大。

图9　不同加劲肋肢长试件的荷载-位移曲线

Fig.9　Load-displacement curves of specimens with different stiffener widths

5.3　横隔板厚度的影响

横隔板厚度分别取6mm、8mm和10mm，如图8所示试件破坏形态基本一致。随着横隔板厚度增加，横隔板应力减小。试件荷载-位移曲线如图10所示，可以看出试件的荷载-位移曲线几乎重合。说明改变横隔板厚度对设计节点抗剪承载力影响不大，横隔板的作用主要是在节点搭接时起到耳板和扩散腹板局压应力的作用，实现钢梁的快速连接。在考虑设计节点横隔板厚度时，可从经济方面考虑，选择合理的横隔板厚度，保证下侧受压腹板不发生局压和局部弯曲破坏即可，过度增加横隔板厚度对连接抗剪承载力的提高作用不大。

图10　不同横隔板厚度试件的荷载-位移曲线

Fig.10　Load-displacement curves of specimens with different connection board thickness

5.4　横隔板锚固长度的影响

横隔板锚固长度指横隔板与腹板焊接长度，试件H400-MG70、H400-BASE、H400-MG200的锚固长度分别为腹板高度的1/6、1/3、和1/2，即70mm、130mm和200mm。试件整体破坏形态如图8所示，图11为试件的横隔板应力分布。试件H400-MG70和H400-BASE的横隔板上应力分布类似，主要集中在横隔板与上、下侧加劲肋接触的位置，分布范围的宽度沿轴向固端方向逐渐减小，呈倒三角形分布。试件H400-MG200的横隔板应力除了分布在横隔板与上、下侧加劲肋接触位置外，沿横隔板与腹板连接焊缝两侧区域应力较小。图12为该组试件的荷载-位移曲线。随着横隔板锚固长度增加，试件屈服荷载略微上升，H400-MG70、H400-BASE、H400-MG200屈服荷载分别为564.43kN、592.29kN、610.02kN，随着锚固长度增加，拼接节点的抗剪极限承载力略有增加，有利于减小横隔板应力集中现象。由于横隔板的锚固长度增加，横隔板更好地将水平拉力传递到锚固段的腹板，减少T形凸起区的变形，充分发挥腹板的抗剪性能。过度增加锚固长度对提高设计节点抗剪承载力作用不大。建议在其他条件不变的情况下，锚固长度取大于等于腹板高度的1/2较为合理。

图11　横隔板应力分布

Fig.11　Stress distribution of the connection boards

图12　不同横隔板锚固长度试件的荷载-位移曲线

Fig.12　Load-displacement curves of specimens with different anchoring lengths of connection boards

5.5　T形凸起区长度的影响

T形凸起区长度的设计分别参考在横隔板上设置一排、两排、三排螺栓所需的长度，试件H400-LS1、H400-BASE、H400-LS3的T形凸起区长度分别为100mm、170mm、240mm。由图8可知，试件H400-LS1的T形凸起区、横隔板、加劲肋均出现明显的局部屈曲现象，其他位置包括腹板、翼缘、加劲肋均未发生显著变形且应力较低，说明上侧加劲肋的补强作用、横隔板对腹板的拉动作用均没有发挥。试件H400-BASE、H400-LS3的破坏形态接近，两者均未出现局部屈曲现象，但H400-LS3的T形凸起区横隔板下方的腹板存在约1/2扇形区域的应力较小（图8），说明T形凸起区悬挑长度过大，不仅加大了对腹板的削弱，也无法充分发挥T形凸起区的抗剪性能。荷载-位移曲线对比如图13所示，试件H400-LS1由于腹板发生局部屈曲，荷载-位移曲线突然下降，屈服荷载为439.90kN。试件H400-BASE、H400-LS3的屈服荷载分别为592.29kN和555.77kN。可见，T形凸起长度太小，易出现局部破坏；长度过大则会因为腹板削弱过多导致该设计节点抗剪承载力下降。在其他条件不变的情况下，在横隔板上设置两排螺栓较为合理。

图13　不同凸起长度试件的荷载-位移曲线

Fig.13　Load-displacement curves of specimens with different lengths of T-shaped areas

5.6　剪跨比的影响

试件H400-JKB1、H400-BASE、H400-JKB2剪跨比分别为1.0、1.5、2.0。由图8可知，试件的破坏形态相近，随着剪跨比增大，下翼缘的应力集中现象减弱。该组试件荷载-位移曲线如图14所示。随着剪跨比增大，钢梁连接的屈服荷载与同剪跨比条件下的原截面钢梁屈服荷载比值减小，剪跨比为1.0、1.5、2.0的三组试件的屈服荷载比值依次为92.18%、89.53%、85.61%。在其他条件不变的情况下，减小剪跨比（即钢牛腿的悬臂长度），可以提高连接的抗剪承载力。

图14　不同剪跨比试件的荷载-位移曲线

Fig.14　Load-displacement curves of specimens with different shear-span ratios

5.7　不同截面尺寸的影响

试件H300、H400-BASE、H500的截面尺寸分别为H324mm×200mm×6mm×12mm，H432mm×280mm×8mm×16mm和H520mm×340mm×10mm×20mm。从图8可知各试件破坏形态类似。图15给出了各试件的荷载-位移曲线。腹板高度分别为300mm、400mm、500mm三组试件的屈服荷载比值依次为83.17%、89.53%、90.43%，即不同设计截面的节点与其原钢梁荷载比值约在80%~90%范围之间。

图15　不同截面尺寸试件的荷载-位移曲线

Fig.15　Load-displacement curves of specimens with different section sizes

5.8　不同补强方式的影响

采用角钢形的加劲肋对腹板进行补强，即运用角钢作为加劲肋对腹板进行补强，可同时将腹板、T形凸起区、横隔板连接起来。试件H400-GBBQ的补强方式是直接在加载点下侧设置与角钢形加劲肋相同厚度的垂直于腹板的钢板对试件进行补强，破坏过程如图16所示。可以看出：较大变形首先出现在区域Ⅰ，即腹板变截面处；然后再通过横隔板拉动腹板，应力再分布到横隔板水平面以上区域的腹板，即图中所示区域Ⅱ；结束加载时，T形凸起区发生了明显的变形，应力主要分布在凸起区、横隔板以及区域Ⅱ。单加劲肋无法对T形凸起区进行加厚补强，不能将剪力有效传递到没有削弱的腹板区，故试件的破坏主要出现在凸起区的局部，拼接处在试件破坏前发生了明显的大变形，不符合“强节点，弱构件”要求。试件的荷载-位移曲线如图17所示。试件H400-GBBQ的屈服荷载为441.94kN，仅为H400-BASE屈服荷载的74.62%。通过比较发现，角钢形加劲肋可避免设计连接位置出现局部破坏的现象，充分发挥设计节点的抗剪强度，是一种较合理的补强设计方式。

图16　试件H400-GBBQ破坏形态

Fig.16　Failure modes of specimen H400-GBBQ

图17　不同补强方式试件的荷载-位移曲线

Fig.17　Load-displacement curves of specimens with different reinforcement methods

5.9　不同加载方式的影响

采用悬臂式加载方式、反弯点加载方式和简支梁加载方式的试件分别为H400-BASE、H400-FWD、H400-JZL。图18和图19分别给出了试件的破坏形态和荷载-位移曲线。为了准确对比各加载方式结果的差异，各试件均取横隔板的4个螺栓孔中点和与其在同一水平线上的支座的中点的位移差作为横坐标。试件H400-BASE、H400-FWD、H400-JZL的屈服荷载分别为592.29kN、654.67kN、610.81kN，可见H400-BASE与H400-JZL屈服荷载相近，均低于试件H400-FWD的屈服荷载。同时从图18可以看出试件H400-JZL的破坏形态为梁中部受弯破坏，节点拼接处应力集中不严重，说明在同时承受弯剪复合作用条件下，节点连接区并未提前发生破坏。

图18　不同加载方式试件的破坏形态

Fig.18　Failure modes of specimens with different loading methods

图19　不同加载方式试件的荷载-位移曲线

Fig.19　Load-displacement curves of specimens with different loading methods

6　结  论

本文提出了一种快速装配式钢梁连接方式，建立非线性三维有限元模型，通过改变加劲肋厚度和肢长、横隔板厚度、锚固长度、T形凸起区长度、剪跨比、截面尺寸、补强方式和试件加载方式等，考察新型连接的破坏形态和抗剪承载力的变化规律，可以得出以下主要结论：

（1）在合理的参数设置条件下，钢梁连接静力加载的受力机理为横隔板通过锚固焊缝传递拉力，利用加劲肋对削弱的腹板进行补强，并防止连接位置提前出现局部破坏。

（2）T形凸起区长度对节点的抗剪承载力影响较大，凸起区长度取2排螺栓布置（170mm）较为合理，在保证连接位置不发生局部屈曲的前提下，抗剪承载力与原钢梁截面基本相当。

（3）采用角钢形加劲肋对节点腹板进行补强，腹板两侧加劲肋厚度之和与腹板厚度相同，加劲肋宽度可取同侧翼缘宽度的2/3，横隔板厚度取值与腹板厚度相同，锚固长度应大于等于腹板高度的1/2。

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