高强结构钢连接研究进展：焊接和螺栓连接的国内外研究

来源：李国强. 高强度结构钢连接研究进展[J]. 钢结构（中英文），2020, 35(6): 1-40。

DOI:10.13206/j.gjgS20052505

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概括

钢结构中采用高强度钢可以节约钢材，降低钢结构生产、运输和安装成本。由于高强度钢的力学性能与普通钢材有明显不同，近年来国内外学者对高强度结构钢的应用进行了大量的研究。高强度钢结构在工程中的应用不仅需要合理的构件设计，而且高强度钢构件之间还需要高效的连接设计，以形成安全可靠的结构。

介绍了国内外对高强钢两种重要连接方式(焊接和螺栓连接)的研究进展，包括：高强钢对接焊缝连接承载性能研究、高强钢角焊缝连接承载性能研究、高强钢摩擦承载性能研究，并介绍了同济大学的研究进展，总结了现有的研究进展，并对未来的研究工作进行了展望。

1 高强钢对接焊缝连接承载力研究

1.1焊接材料强度匹配比的影响

国内外相关规范中对对接焊缝连接承载力设计条款针对高强度钢材进行了简单的扩展，各规范对对接焊缝连接强度计算公式如表1所示。

表1 对接焊缝标准计算公式

目前规范对于高强度钢对接焊缝的设计主要基于普通强度钢的研究成果，只有在欧洲规范中提出了焊接材料强度低于母材强度的要求，这种情况下接头的强度就是焊接材料强度与母材强度中较小的一个值。

在高强钢对接焊中，采用欠匹配可以降低焊接预热温度，减少焊接缺陷，提高接头的延展性，但欠匹配会对焊接接头的承载能力产生明显影响，众多研究者的研究结果表明，EC3中关于欠匹配焊接接头强度计算的规定基本是合理或保守的。

同济大学采用4种常见牌号的国产高强结构钢(Q460D、Q550D、Q690D和Q890D)作为母材，配以4种国产高强钢焊丝(ER50-6、ER59-G、ER76-G和ER96-G)，进行了134个对接焊缝试件试验，匹配比为0.7～1.33，发现随着匹配比的增加，接头强度呈线性增加，直至匹配比达到1.0，接头强度达到母材强度，继续增加匹配比，不影响接头强度(图1)。这也证明了现行欧洲标准关于由于高强钢缺乏强度匹配而导致焊接接头强度计算的合理性。

a—硬度分布类型 1 和 2 的试样；b—硬度分布类型 3 的试样。

图1 匹配率与对接焊缝强度的关系

1.2 高强钢对接焊缝热影响区的软化

研究发现，由于热输入的原因，高强钢焊接会造成接头热影响区（HAZ）发生软化，从而降低接头强度。典型高强钢对接焊接头的面积和硬度分布分别如图2和图3所示。

图2 对接焊缝接头面积分布示意图

图3 QT和TMCP高强钢对接接头硬度分布

高强钢焊接后是否软化及软化的程度与钢材的强化机理、轧制工艺及对热处理的敏感性等有关。由于高强钢在轧制过程中经过了一次或多次热处理，因此在焊接时会发生软化。同时焊缝附近的钢材又经过一次热输入和冷却的热循环，使其不能保持原有的力学性能，从而产生了热影响区。

同济大学采用4种常见国产高强结构钢牌号(Q460D、Q550D、Q690D和Q890D)为母材，配以4种国产高强钢焊丝(ER50-6、ER59-G、ER76-G和ER96-G)，焊接了27组不同匹配度的对接接头焊件，对27组焊件周边焊缝区域进行硬度试验并进行总结分析，得到了3种简化的高强钢对接接头硬度试验分布类型(图4)：1)类型1，热影响区只包含硬化区；2)类型2，热影响区同时包含硬化区和软化区；3)类型3，热影响区只包含软化区。 试验结果表明:硬度分布类型1和类型2的试件承载力与欧洲规范预测结果一致。随着匹配比的增加,接头强度呈线性增加,直至匹配比达到1.0,接头强度达到母材强度,进一步增加匹配比对接头强度没有影响(图1a)。由于软化区宽度较大,接头强度远低于欧洲规范预测值(图1b),说明现有欧洲规范对高强钢对接接头承载力预测存在不安全性。对于直径为0.55的试件,其承载力降低约10%。

a—类型 1；b—类型 2；c—类型 3。

图4 三种简化的硬度分布类型

1.3影响高强钢对接焊接头强度的因素

影响焊接接头强度的具体因素有焊接材料强度、焊接区宽度、软化区强度、软化区宽度、焊件宽厚比、焊接坡口角度等。

同济大学对影响高强钢对接接头承载能力的各类因素进行了系统的分析，结果发现：1）对于所有欠强度匹配的情况，提高匹配率或者减小焊缝熔敷金属区宽度均能大幅度提高接头强度；对于等强度和超强度匹配，焊缝熔敷金属区强度和宽度对接头强度几乎没有影响；2）对于存在软化区的情况，提高软化率或者减小软化区宽度，可大幅度提高接头的承载能力；而硬化区的存在对接头强度几乎没有影响；3）仅当厚宽比小于0.2时，增加接头厚宽比会略微降低接头强度；4）当坡口角度由30°增大到45°时，接头强度会略微下降。 此外，同济大学还开展了高强钢交货状态、焊接热输入对接头承载力影响的试验研究。

基于以上影响因素参数分析，提出考虑软化和约束效应的对接接头强度计算公式：

强度折减系数λ按公式（2）计算：

式中：γ为接头中最薄弱材料（软化区或匹配不足的焊接材料）的强度与母材强度比；Xt为接头中最薄弱材料宽度与接头厚度比，当λ大于1时，取λ等于γ。

2 高强钢角焊缝连接承载力研究

现有关于高强度钢角焊缝性能的文献如表2所示。

表2 高强钢角焊缝连接研究主要文献

同济大学对国产Q690D钢采用四种高强度焊丝（ER50-6、ER59-G、ER76-G、ER96-G）的24个搭接接头正面角焊缝试件和20个十字接头正面角焊缝试件进行了研究，对试件和28个侧面角焊缝试件进行了静载试验，得到了不同角焊缝试件的破坏角度、破坏强度和变形能力的对比，加载方式和主要破坏模式如图5所示。对试件全应变场数据进行采集，提供了详细的变形数据，弥补了传统位移计或应变仪测量角焊缝试件时无法采集全过程变形特征的不足。

a—搭接接头正面角焊缝；b—十字接头正面角焊缝；c—侧面角焊缝。

图5 3种角焊缝的主要失效模式

此外，同济大学利用现有的普通钢角焊缝计算模型及失效准则，基于104种高强钢（Q690D、Q890D）的试验数据，给出了不同加载角度下角焊缝的失效面，其角度预计和承载力预计的简化公式分别如公式（3）所示。

式中：θ为加载角；ατ为破坏角；Pθ、P0分别为加载角为θ和0°时的节点承载力。预测破坏角及承载力与实测破坏角及承载力对比如图6、图7所示。

图6 加载角度与破坏角度关系

图7 加载角度与承载力关系

3 高强钢摩擦螺栓连接承载力研究

采用喷丸处理、喷丸后喷涂无机富锌漆、喷丸后涂红锈、钢丝刷涂锈表面等处理方式系统测试了3种高强钢（Q550、Q690、Q890）的抗滑移系数，共计105个试件，试验布置如图8所示。试验中采用图9所示的螺栓开槽方案，以便精确测量试验中施加的螺栓预紧力，研究中观察到的典型荷载相对滑移曲线如图10所示。图10a中平滑的滑移曲线主要出现在Q550钢和高强钢-普通钢混合连接试验中，图10b中剧烈的摇晃曲线主要出现在Q690钢和Q890钢试件中。

图8 高强钢螺栓连接抗滑移试件

a—螺栓开槽方案；b—实际效果。

图9 螺栓预紧力测量方案

a—平稳滑动；b—剧烈摇晃滑动。

图10 螺栓抗滑移试件典型荷载-相对滑移曲线

研究发现：1）不同的滑移荷载选取方法对抗滑移系数影响很大，中国标准抗滑移系数值比欧洲标准大7%~20%；2）对于抛丸处理表面，高强钢抗滑移系数实测平均值按欧洲标准在0.45~0.50之间，若考虑一定的安全保证率，则对应的设计值在0.4~0.45之间；3）抛丸处理后的高强钢红锈表面的抗滑移系数普遍比抛丸处理表面的抗滑移系数大；4）高强钢丝刷表面按欧洲标准计算的抗滑移系数与按中国标准计算的数值接近，抗滑移系数随钢材强度等级的提高而减小； 5）高强钢经无机富锌漆喷丸处理后的表面处理，可以增加摩擦表面抗滑移系数的稳定性，抗滑移系数的标准值一般比其他表面处理方法小，有利于提高抗滑移系数，厚涂层的抗滑移系数比薄涂层的抗滑移系数高10%左右。

4 高强钢承压节点承载性能研究

4.1 单螺栓连接受压性能

目前，单螺栓连接承压性能试验涉及钢材实测屈服强度范围为131~1340 MPa，基本覆盖了工程中可能使用的钢材。研究表明，承压单螺栓连接典型失效模式有三种：，如图11所示。

a—剪切破坏；b—劈裂破坏；c—净截面破坏。

图11 单螺栓连接的典型失效模式

我国《钢结构规范》对承压连接的设计与现行欧洲标准Eurocode3和美国标准AISC360-16有所不同，欧美标准中计算的承压承载力与连接几何尺寸、材料强度有关，而我国《钢结构规范》计算的抗压承载力与连接几何尺寸无关，只与材料强度有关。单个螺栓的抗压设计主要依据“抗压强度设计值”，抗压强度等于试件实测极限承载力与螺钉直径与板厚乘积之比。现有试验得到的单个螺栓抗压强度如图12所示，可以看出，单个螺栓抗压强度/抗拉强度fu与端部距离几乎呈线性比。

图12 螺栓连接抗压强度试验值与规定值

从图12可以看出，欧洲标准Eurocode3和美国标准AISC 360-16均考虑了螺栓端距对螺栓抗压强度的影响，但欧洲标准Eurocode3的取值偏保守，美国标准AISC 360-16的取值略显不安全。而《钢结构规范》并未考虑螺栓端距对螺栓承载强度的影响，规定螺栓端距值不应小于2倍螺栓直径。螺栓承载强度取连接钢板抗拉强度的1.26倍，明显比试验值小很多。同济大学对现有基于试验研究的螺栓承载强度的不确定性进行了统计分析。 在满足我国《钢材规范》最小端距e1=2.0d0要求的条件下，承载强度系数统计如下：如图13所示，根据图13得出97.5%保证率的螺栓的抗压强度是钢板抗拉强度的1.82倍。

图13 螺栓连接抗压强度试验值统计指标

4.2 竖向内力分布的双螺栓连接抗压性能

竖向内力布置的双螺栓连接承载力会受到相邻螺栓的影响，连接几何参数有：端距e1、边距e2、螺栓间距p2、孔径d0。

国内外学者对相邻螺栓对不同强度等级钢的双螺栓连接承压行为影响进行了试验研究，发现屈服强度为313MPa和847MPa的双螺栓连接破坏模式与单螺栓连接相似，在剪切破坏情况下，受压承载力仍与端部距离近似呈线性关系；对于S460钢材质的双螺栓连接，现行欧洲标准Eurocode3规定，对于端部距离小于1.2倍螺栓孔直径和螺栓间距小于2.4倍螺栓孔直径时，上述条件下承载力折减系数过于保守，建议可将现有的2/3折减系数提高到3/4。

对于Q550钢、Q690钢和Q890钢，双螺栓连接钢筋的强度等级对破坏模式影响不明显，在保证净截面不破坏的情况下，双螺栓连接破坏时也可出现剪切破坏和劈裂破坏。双螺栓连接中单个螺栓的承压行为与单螺栓连接类似，因此双螺栓连接的承压能力可通过两个单螺栓承压强度相加来计算。

4.3 沿内力方向排列的多螺栓连接受压性能

沿内力方向布置的多螺栓连接的承压性能还会受到相邻螺栓的影响，连接的几何参数包括：端距e1、边距e2和螺栓间距p1。

国内外学者主要对沿内力分布的双、三、四螺栓连接受压性能进行了试验研究。研究表明，当多螺栓连接达到极限承载力时，相邻螺栓孔中环向应力较大的区域会相互重叠、相互影响，使得多螺栓连接中单个螺栓沿内力分布的受压行为与单螺栓连接不同。

实际工程应用中，螺栓安装通常会存在偏差，螺栓错位会造成实际受力时某一螺栓先受力。对内力布置的高强钢三螺栓连接在2mm螺栓错位条件下进行了试验研究，典型荷载-位移曲线如图14所示。研究发现，在螺栓错位存在的情况下，高强钢的延性仍然足以满足孔周塑性变形能力的要求，破坏模式与无螺栓错位的试件相同。对于荷载-位移曲线而言，螺栓错位的试件在应力初始阶段的刚度小于无螺栓错位的试件。但当所有螺栓一起受力时，两种连接的曲线趋于重合。因此，对于螺栓错位的试件，在极限状态下可以忽略螺栓错位对连接极限承载力的影响。

图 14 螺栓错位时的典型载荷-位移曲线

5 高强度螺栓氢致延迟断裂研究

随着螺栓材料强度的提高，螺栓氢致延迟断裂问题开始凸显，在潮湿的环境下，自然界中的氢离子会与电子结合生成氢原子，氢原子会渗透到螺栓内部，对螺栓材料造成腐蚀。高强度螺栓需要预紧，螺栓一般处于高应力状态，在氢原子的长期腐蚀下，螺栓可能在远低于材料抗拉强度的水平下发生脆性断裂，产生氢致延迟断裂现象（Hydrogen Induced Delayed Fracture，HIDF）。

对工程中常用的10.9级20MnTiB高强螺栓和12.9级42CrMo高强螺栓进行了光面圆棒缺口拉伸试验和氢热分析试验，钢的化学成分见表3。研究采用光学显微镜和扫描电子显微镜进行，观察了两种钢独特的微观组织，并采用恒载荷拉伸试验模拟高强螺栓钢内部的氢致延迟断裂，典型结果如图15所示。

表3 钢的化学成分(质量分数)

a—断口宏观形貌；b—延伸区微观形貌。

图15 典型微观断口形貌

主要研究结论为：1）12.9级42CrMo高强螺栓钢和10.9级20MnTiB高强螺栓钢的组织分别为回火屈氏体和回火屈氏体，前者的塑性变形能力较后者差，且具有较高的缺口敏感性。2）试件发生氢致延迟断裂所需时间与施加应力比有关，随着施加应力比的增大，试件断裂时间变短，12.9级42CrMo高强螺栓钢12.9级42CrMo高强螺栓钢的临界应力比分别为0.675和0.84。3）12.9级42CrMo高强螺栓钢的抗氢致延迟断裂性能比10.9级20MnTiB高强螺栓钢差。 实际应用中，应适当降低12.9级42CrMo高强螺栓钢的应力比。4）若要求12.9级42CrMo高强螺栓达到10.9级20MnTiB高强螺栓的抗氢致延迟断裂性能，建议采用承压连接，并降低螺栓预紧力，对钢规范规定的预紧力采用0.75的减缩系数。

6 研究结论与设计建议

本文介绍了高强钢焊接连接和螺栓连接的研究现状，重点介绍了同济大学近年来的相关研究进展，主要结论如下：

1）高强钢焊接连接面临焊接材料与母材强度匹配的选择，匹配性较差的高强钢焊接连接具有减少焊接缺陷发生概率、降低焊接预热温度、经济性较好等优点，但对于高强钢焊接连接而言，其承载能力有所减弱。

2）高强钢焊接后，在热影响区易发生软化，软化区的存在相当于焊缝处存在薄弱层，降低了焊缝接头的承载能力。高强钢焊接接头的承载能力与焊缝宽度和焊缝厚度有关，目前国内外钢结构设计公式均未考虑钢结构焊接软化的影响，如果将基于普通钢材研究成果的设计规范用于高强钢焊接，将对连接设计的安全产生负面影响。

3）高强钢表面抗滑移系数与普通钢材存在差异，Q550钢经各种处理后表面抗滑移系数与普通钢材相差不大，但Q690钢、Q890钢的抗滑移系数低于普通钢材。对于碳钢，设计时应适当降低现行规范规定的螺栓连接抗滑移系数。

4）高强钢的延性仍能满足受压螺栓连接中孔周围塑性变形的要求。我国现行钢结构规范中受压强度的设计值对高强钢偏于保守，可适当提高。

5）高强螺栓钢的抗氢致延迟断裂性能与高强螺栓的材料强度、预拉力有关，螺栓强度越高、预拉力越大，抗氢致延迟断裂性能越差。

6）现有的12.9级42CrMo高强螺栓钢，其抗氢致延迟断裂性能比常用的10.9级20MnTiB高强螺栓差，采用12.9级高强螺栓时，可按钢规范的要求降低螺栓的预紧力，一般可考虑采用高强螺栓预紧力限值的75%。

研究展望

虽然高强钢焊接连接和螺栓连接的研究已经取得了很大的进展，但仍有许多问题需要进一步深入研究。未来的研究展望如下：

1）高强钢（如TMCP或QT钢）的轧制工艺、轧制时的温度控制（加热速度/冷却速度/最高温度）、钢板的合金元素成分对焊接钢板的力学性能有影响。目前这方面的研究还不完善，需要在材料微观层面进行深入研究。

2）现有研究已初步得出焊接热输入量影响焊接接头强度及软化区范围的结论，但焊接热输入条件（如焊前预热）、热输入速率（如电流/电压/冷却速度等参数）对焊接接头强度及软化区范围的定量影响尚不明确，还需要系统地研究钢材强度等级、轧制工艺、钢板厚度、焊缝形式、焊接热传递等设计上易于确定的参数，建立与焊接接头强度的定量关系，用于高强钢焊接连接设计。

3）高强钢脆硬性好，焊接过程中容易产生缺陷，对焊缝力学性能十分不利。未来需要利用随机理论在焊缝内部引入初始焊接缺陷，研究不同类型的缺陷对焊接接头的影响，提出一种高强钢焊接连接的可靠性设计方法。

4）现有的关于高强钢表面抗滑移系数的试验数据数量还比较有限，相应参数的统计结果还不够完善，还需进行更多的试验，获取更多各种处理方式的高强钢表面抗滑移系数的样本，才能统计出不同表面处理方式下高强钢抗滑移系数更为准确的保证率。

5）现有研究主要局限于几种简单的螺栓排列方式，需要对排列方式更为复杂的大型螺栓组进行试验研究和详细的数值模拟研究，以了解大型螺栓组的承载机理及破坏规律。提出了一种大型高强钢螺栓组连接受压承载力设计方法。

6）现有高强螺栓钢为保持相同的抗氢致延迟断裂性能，需限制12.9级高强螺栓的预紧力水平，这对直接承受动载荷的螺栓连接效率有显著影响。应对摩擦型螺栓高效连接的需求，需从高强螺栓钢材料的研发入手，提高12.9级及以上高强螺栓的氢致延迟断裂性能。

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关于作者

李国强

同济大学土木工程系教授

“钢结构（中文和英语）”编辑委员会成员

国家工程技术研究中心主任，预制和组装的民用结构，教育部工程研究中心，中国钢铁结构协会副主席以及中国工程建设标准化协会副主席。

长期以来，他从事钢结构的钢结构，地震抗性和钢制结构的阻力，他以中文和英语的形式出版了16本书，并发表了700份学术期刊论文，其中包括SCI中的233份英语论文，其中包括221个中国论文。 ARDS，包括国家标准“建筑钢结构的火力保护”，他的研究结果已获得2项美国专利。 45个中国发明专利，已在许多主要的国家项目中应用，例如国家展览和会议中心，国家会议中心，上海hongqiao运输中心，广州新电视塔，Tianjin 117建筑物和中国大型飞机大会，并获得了国家技术奖的第二个奖项（National Internal Internation 1 Award and National Inscect and Crance 1和2）上海技术奖，教育部以及其他省份和政府部门（排名第1和第二）1项排名第二，排名第六的项目排名第6）和6个第二次奖品（全部排名第1）。