资料来源：李国强。高强度结构钢连接的研究进展[J].钢结构， 2020， 35（6）： 1-40
DOI：10.13206/j.gjgS20052505
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总结
在钢结构中使用高强度钢可以节省钢材的使用量，降低钢结构生产、运输和安装的成本。由于高强度钢与普通钢的力学性能存在不可忽视的差异，近年来国内外学者对高强度结构钢的应用进行了大量研究工作。除了合理的构件设计外，高强钢结构在项目中的应用还需要设计高强钢构件之间的高效连接，以形成安全可靠的结构。
本文介绍了国内外两种重要的高强度钢连接方法（焊接和螺栓连接）的研究进展，包括：高强度钢对焊连接承载性能研究、高强度钢角焊连接承载性能研究、 高强钢压缩螺栓连接承载性能研究及12.9级高强螺栓氢致延迟断裂研究等，并重点介绍了同济大学的相关研究进展，总结了现有的研究进展，并对今后的研究工作进行了展望。
1、高强度钢对焊连接的承载能力研究
1.1 焊材强度匹配比例的影响
将国内外相关规范的对焊连接承载力的设计条款简单扩展到高强度钢材料，各规范的对焊连接强度的计算公式见表1。
表 1 对接焊缝规格公式
这
现行规范中关于高强度钢对接焊缝连接的设计规定主要以普通强度钢的研究成果为基础，仅在欧洲规范中提出焊接材料强度的欠强匹配低于母材的强度，将接头的强度作为焊接材料与母材强度的较小值。
在高强度钢的对焊中，采用欠强配合可以降低焊接预热温度，减少焊接缺陷，提高接头延展性。但是，欠强匹配将对焊接接头的承载能力产生重要影响。许多研究人员的研究结果表明，欧洲规范 EC3 关于欠强匹配的焊接接头强度计算的规定基本是合理的或保守的。
同济大学以四种常用牌号的国产高强度结构钢（Q460D、Q550D、Q690D、Q890D）为母材，匹配四种国产高强度钢焊丝（ER50-6、ER59-G、ER76-G、ER96-G），进行134个对焊试件，匹配率在0.7~1.33范围内。直到配比达到 1.0 且接头强度达到母材强度，在不影响接头强度的情况下继续增加配比（图 1）。这也证明了在当前欧洲规范中计算焊接接头强度的合理性，以便对高强度钢进行欠强匹配。
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 匹配比与对焊接头强度的关系
1.2 高强度钢对焊连接的热影响区的软化
研究发现，由于接头热影响区 （HAZ） 中热输入的软化，接头的强度降低。典型高强度钢对焊缝的面积和硬度分布分别如图 2 和图 3 所示。
图 2 对焊缝的区域分布示意图
图 3 QT 和 TMCP 高强度钢对焊缝的硬度分布
高强度钢焊接后的软化现象和软化程度的大小是否与钢的强化机构、轧制工艺和对热处理的敏感性有关，由于高强度钢在轧制过程中经过了一次或多次的热处理，焊缝附近的钢在焊接过程中受到了热输入和冷却的热循环处理， 使其不能保持原有的机械性能，从而产生热影响区。
同济大学以 4 种常用牌号的国产高强度结构钢（Q460D、Q550D、Q690D 和 Q890D）为母材，匹配 4 种国产高强度钢焊丝（ER50-6、ER59-G、ER76-G 和 ER96-G），焊接加工了 27 组不同匹配程度的对接焊件，对 27 组焊件的焊缝周围区域进行了硬度试验和总结分析。高强度钢对接接头通常有三种简化的硬度分布类型（图 4）：类型 1，其中热影响区仅包含硬化区;2） 类型 2，热影响区同时包含硬化区和软化区;3） 类型 3，热影响区仅包含软化区。试验结果表明，硬度分布为1型和2型的试件的承载力与欧洲标准的预测结果吻合较好。随着匹配率的增加，接头强度线性增加，直到匹配率达到 1.0，接头强度达到母材的强度，配合率继续增加，不影响接头强度（图 1a）。由于软化区宽度较大，硬度分布类型为 3 的试件的接头强度远低于欧洲标准的预测值（图 1b），表明现有的欧洲规范在预测高强度钢对接接头的承载力方面是不安全的。在软化区相对宽度为 0.55 的试件的承载力降低了约 10%。
a - 类型 1;b- 类型 2;c- 类型 3。
图 4. 硬度分布的三种简化类型
1.3 高强度钢对接焊缝接头强度的影响因素
影响焊接接头强度的具体因素包括焊接材料的强度、焊缝区的宽度、软化区的强度、软化区的宽度、焊件的宽厚比、焊缝的坡口角度等。
同济大学对影响高强度钢对接接头承载力的各种因素进行了系统分析和研究，发现：1）对于所有欠强匹配，增加匹配率或减小焊缝沉积金属区的宽度可以大大提高接头的强度;在强度相等和超强匹配的情况下，焊缝沉积金属区的强度和宽度对接头的强度几乎没有影响。2）对于软化带的存在，增加软化率或减小软化带宽度，可以大大提高接头的承载能力;硬化区的存在对接头的强度影响不大;3）只有当厚宽比小于0.2时，当接头的厚宽比增加时，接头的强度才会略有降低;4） 当斜角从 30° 增加到 45° 时，接头强度会略有降低。此外，同济大学对高强度钢的交货状态和焊接热输入对接头承载能力的影响进行了实验研究。在
分析上述影响因素的基础上，提出了考虑对焊缝接头软化影响和约束效应的强度计算公式
强度折减系数 λ 根据方程 （2） 计算：
其中：γ 是接头最弱的材料（软化区或强度不足的匹配焊接材料）与母材强度的强度比;Xt 是接头最薄弱材料的宽度与接头厚度的比率。当 λ 大于 1 时，λ 等于 γ。
2. 高强度钢角焊缝的承载能力研究
表 2 显示了有关高强度钢角焊缝性能的现有文献。
表 2 关于高强度钢角焊缝连接的主要文献
同济大学用4种高强度焊丝（ER50-6、ER59-G、ER76-G和ER96-G）对国产Q690D钢的24个前角焊缝试件、20个十字接头前角焊缝试件和28个侧面角焊缝试件进行了静载荷试验，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比较， 加载和主要失效模式如图 5 所示。借助DIC测量系统，采集试件的全过程应变场数据，并给出详细的变形数据，弥补了传统位移计或应变计在角焊缝试件测量中无法采集全过程变形特性的缺点。
a—搭接接头前角焊缝;B—交叉接头前角焊缝;C - 侧角焊缝。
图 5 3 种角焊缝的主要破坏模式
此外，同济大学在现有普通钢角焊缝计算模型和破坏准则的基础上，根据104种高强度钢（Q690D和Q890D）的试验数据，给出了不同加载角度下角焊缝破坏面角度和承载力的简化公式，如式（3）所示。
其中：θ 是加载角度;ατ 是破坏角度;Pθ 和 P0 分别是加载角度 θ 和 0° 下接头的承载力。预测的破坏角度和承载力与测得的破坏角度和承载力之间的比较如图 6 和图 7 所示。
图 6 加载角度与破坏角度的关系
图 7 加载角度与承载力的关系
3. 高强度钢摩擦螺栓接头的承载性能研究
采用抛丸表面、抛丸后喷涂的无机富锌漆面、抛丸后红锈表面和钢丝刷除锈表面，共105组试件，系统研究了三种高强度钢（Q550、Q690、Q890）的防滑系数，测试装置如图8所示。测试中使用了图 9 所示的螺栓开槽方案来准确测量测试中施加的螺栓预紧力。研究中观察到的典型载荷相对滑移曲线如图 10 所示，图 10a 中的平滑滑移曲线主要出现在 Q550 钢和高强度钢-普通钢混合连接的测试中，图 10b 中的严重抖动曲线主要出现在 Q690 钢和 Q890 钢试件中。
图 8 高强度钢螺栓连接的防滑试样
a—螺栓开槽方案;b—实际效果。
图 9 螺栓预紧力的测量方案
a - 平滑滑移;b - 剧烈抖动滑移。
图 10 螺栓防滑试件的典型载荷-相对滑移曲线
结果表明：1）滑差载荷的不同取值方法对防滑系数影响较大，中文规范的防滑系数值比欧洲规范大7%~20%;2）对于抛丸表面，根据欧洲规范，高强度钢的防滑系数实测平均值在0.45~0.50之间，如果考虑一定的安全保证率，相应的设计值在0.4~0.45之间;3）高强钢抛丸后红锈表面的防滑系数一般大于抛丸表面的防滑系数;4）高强度钢丝刷表面的防滑系数接近欧洲规范的值和中国标准的值，并且防滑系数随着钢材强度等级的增加而降低;5）高强度钢抛丸处理后无机富锌漆的表面处理可以增加摩擦面防滑系数的稳定性，防滑系数的标准一般小于其他表面处理方法的标准。无机富锌漆涂层的厚度有利于滑移系数的提高，厚涂层的防滑系数比薄涂层高10%左右。
4. 高强度钢承压连接件的承载性能研究
4.1 单螺栓连接的压力性能
目前，单螺栓连接压力性能试验涉及的钢材实测屈服强度在131~1340MPa范围内，基本涵盖了工程中可能使用的钢材。研究表明，压缩单螺栓接头有三种典型的失效模式，如图 11 所示。
a - 切断破坏;b - 分裂和破坏;c- 净横截面破坏。
图 11 单螺栓节点的典型失效模式
我国《钢材规范》中承压连接的设计与现行欧洲规范3和美国规范AISC360-16存在差异，欧洲规范和美国规范计算的承压能力同时与连接的几何尺寸和材料强度有关，而我国《钢材规范》中计算的承压能力与连接的几何尺寸无关， 只与材料强度有关，单个螺栓的承压设计主要以“抗压强度的设计值”为主。抗压强度等于测得的试样极限承载力与螺钉直径和板厚的乘积之比。根据现有的测试，单个螺栓的抗压强度如图 12 所示，可以看出单个螺栓的抗压强度/抗拉强度 fu 与端距的关系几乎成线性比例。
图 12 螺栓抗压强度的试验值和标准值
从图 12 中可以看出，Eurocode3 和 AISC 360-16 都考虑了螺栓端距对螺栓抗压强度的影响，但 Eurocode3 的值是保守的，AISC 360-16 的值略有不安全。《钢材规范》没有考虑螺栓端距对螺栓抗压强度的影响，规定螺栓端距值不小于螺栓直径的 2 倍，螺栓抗压强度为连接钢板抗拉强度的 1.26 倍，明显远小于试验值，过于保守。根据实验研究，同济大学对现有螺栓的承载强度不确定性进行了统计，在满足中国《钢材法规》最小端距e1=2.0d0要求的条件下，承载强度系数的统计如图13所示，保证率为97.5%的螺栓的抗压强度为钢板抗拉强度的1.82倍图 13.
图 13 螺栓连接抗压强度测试值的统计指标
4.2 竖向内力布置：双螺栓连接的抗压性能
采用竖向内力布置的双螺栓连接的承压性能受相邻螺栓的影响，连接的几何参数为：端距 E1、边距 E2、螺栓间距 P2 和孔径 D0。
国内外学者对相邻螺栓对不同强度等级钢材双螺栓节点承压行为的影响进行了实验研究，发现屈服强度为 313MPa 和 847MPa 钢的双螺栓节点的破坏模式与单螺栓连接接近，在剪切破坏条件下，抗压承载力仍与端距近似线性。对于由 S460 钢制成的双螺栓连接，目前的欧洲规范 3 在端部间距小于螺栓孔直径的 1.2 倍和螺栓间距小于螺栓孔直径的 2.4 倍的情况下，对于承载力的降低来说过于保守，建议现有的 2/3 折减系数可以提高到 3/4。
对于 Q550 钢、Q690 钢和 Q890 钢，双螺栓钢的强度等级对破坏模式的影响不明显。双螺栓中单个螺栓的压缩行为类似于单螺栓连接，因此可以通过将两个单螺栓的抗压强度相加来计算双螺栓连接的抗压承载力。
4.3 沿内力布置多螺栓连接的压力性能
沿内力布置的多螺栓连接的承压性能也受相邻螺栓的影响，连接的几何参数包括：端部间距 e1、边距 e2 和螺栓间距 p1。
国内外学者主要对沿内力布置的双、三、四螺栓接头的承压性能进行了实验研究。对Q550钢、Q690钢和Q890钢按内力布置的两螺栓和三螺栓节点的抗压性能的研究表明，当多螺栓连接达到极限承载力时，相邻螺栓孔周围受力较大的区域会重叠并相互影响，因此多螺栓连接中单个螺栓的承压行为与单螺栓连接不同。
在实际工程应用中，通常会存在螺栓安装偏差钢结构防火处理的几种常用方法，螺栓的错位会导致某个螺栓在实际载荷加载时首先受到应力。在 2mm 螺栓不对中的情况下，在实验研究中，高强度钢的三螺栓连接沿内力布置，典型的载荷-位移曲线如图 14 所示。研究发现，在存在螺栓不对中的情况下，高强度钢的延展性仍足以满足孔周围塑性变形能力的要求，破坏模式与无螺栓不对中试样相同。对于载荷-位移曲线，有螺栓未对中试样在应力初始阶段的刚度小于无螺栓未对中试样的刚度，但当所有螺栓一起受力时，两个节点的曲线趋于重合，在极限状态下两个试样的极限承载力差异较小。因此，对于存在螺栓错位的试件，在极限状态下螺栓错位对连接极限承载力的影响可以忽略不计。
图 14： 螺栓不对中时的典型载荷-位移曲线
5 氢致高强螺栓延时断裂研究
随着锚杆材料强度的提高，锚杆本身的氢致延迟断裂变得突出。在潮湿的环境中，自然界中的氢离子会与电子结合形成氢原子，氢原子渗透到螺栓中并腐蚀螺栓材料。在氢原子的长期腐蚀下，螺栓在远低于材料抗拉强度的条件下可能发生脆性断裂钢结构防火处理的几种常用方法，并出现氢致延迟断裂 （HIDF） 现象。
对工程中常用的缺口高强度螺栓光面圆棒和12.9级42CrMo高强度螺栓进行了拉伸试验和氢热分析试验。钢的化学成分如表 3 所示。本研究采用光学显微镜和扫描电子显微镜观察两种钢独特的微观组织形貌，采用恒载荷拉伸试验模拟高强度螺栓钢内部氢致延迟断裂，典型结果如图 15 所示。
表 3 钢的化学成分（质量分数）
A—裂缝的宏观形态;B—膨胀区的微观形态。
图 15 典型的微观断裂形态
主要发现如下：1） 12.9 品位 42CrMo 高强度螺栓钢和 10.9 品位 20MnTiB 高强度螺栓钢的显微组织分别为回火山梨石和回火榴石。前者的塑性变形能力比后者差，并且具有更高的缺口敏感性。2）试件氢致延迟断裂所需的时间与施加的应力比有关，随着施加应力比的增加，试件的断裂时间变短。12.9 级 42CrMo 高强度螺栓钢和 10.9 级 20MnTiB 高强度螺栓钢均具有临界应力比，分别为 0.675 和 0.84。3） 12.9 42CrMo 级高强度螺栓钢的氢致延迟断裂阻力比 10.9 级 20MnTiB 高强度螺栓钢差。在实际应用中，应适当降低 12.9 级 42CrMo 高强度螺栓钢的应力比。4）如果 12.9 级 42CrMo 高强度螺栓需要达到 10.9 级 20MnTiB 高强度螺栓的氢致延迟断裂阻力，建议采用承压连接，降低螺栓预紧力，对《钢材法规》规定的预紧力采用 0.75 的折减系数。
6 研究结论和设计建议
本文介绍了高强度钢焊接接头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）高强度钢焊接连接面临焊接材料强度与母材相匹配的选择，强度不足匹配的高强度钢焊接连接具有降低焊接缺陷概率、降低焊接预热温度和经济性好的优点，但高强度钢焊接连接的承载能力减弱。
2）焊接后，高强度钢在热影响区容易软化，软化带的存在相当于焊接接头处存在薄弱层，导致焊接接头的承载能力降低。高强度钢焊接接头的承载能力与软化区的宽度和软化程度有很大关系。目前国内外钢结构的标准设计公式都没有考虑钢结构焊接软化的影响，如果采用基于普通钢材研究成果的标准设计规定进行高强度钢焊接，将对连接设计的安全性产生不利影响。
3）高强度钢和普通钢的表面防滑系数存在差异，Q550钢各种处理方法的表面防滑系数与普通钢相差不大，但对于Q690钢和Q890钢，在设计时应适当降低现行规范规定的螺栓连接的防滑系数。
4）高强度钢的延展性仍能满足压缩螺栓连接中孔周围塑性变形的要求，我国现行钢结构规范的抗压强度设计值对于高强度钢来说是保守的，可以适当提高。
5）高强度螺栓钢的氢致延迟断裂阻力与高强度螺栓的材料强度和预拉力有关，螺栓强度越高，预拉力越大，氢致延迟断裂阻力越差。
6）现有 12.9 级 42CrMo 高强度螺栓钢的氢致延迟断裂性能比常用的 10.9 级 20MnTiB 高强度螺栓差，应用12.9级高强度螺栓时可以降低螺栓的预拉力，并考虑《钢法规》规定的高强度螺栓预拉极限的 75%。
研究前景
目前，虽然高强度钢的焊接接头和螺栓接头的研究取得了很大进展，但仍有许多问题需要进一步研究，未来的研究前景如下
：
1）高强度钢（如TMCP或QT钢）的轧制过程、轧制过程中的温度（加热速率/冷却速率/最高温度）控制以及钢板的合金元素组成对钢板焊接后的机械性能影响很大。
2）焊接热输入对焊接接头软化区强度和范围的影响在现有研究中初步得到，但焊接热输入的条件（如焊前预热）和热输入速率（如电流/电压/冷却速率、 等）关于焊接接头的强度和范围尚不清楚，需要系统研究易于确定的参数之间的定量关系，以确定钢材强度等级、轧制工艺、钢板厚度、焊缝形式、焊接传热与焊接接头强度的设计。为了进行高强度钢焊接连接的设计。
3）高强度钢脆而硬，焊接时更容易出现缺陷，这对焊缝的机械性能非常不利。未来需要利用随机理论将初始焊接缺陷引入焊缝中，研究不同类型缺陷对焊接接头的影响，提出高强度钢焊接连接的可靠性设计方法。
4）现有的高强度钢表面防滑系数测试数据数量仍然相对有限，相应参数的统计结果也不完善，因此需要进行更多的测试，以获得更多不同表面处理方法下高强度钢表面防滑系数的样本，从而统计得到不同表面下保证率更准确的高强度钢的防滑系数治疗方法。
5）现有的研究主要局限于几种简单的螺栓连接，需要对布置形式较复杂的大型螺栓组进行试验研究和精细数值模拟研究，了解大型螺栓组的压力承载机构和破坏模式，提出高强度钢大型螺栓组承载力的设计方法。
6）为了保持相同的氢致延迟断裂抵抗力，现有的高强度螺栓钢需要限制 12.9 级高强度螺栓的预紧施加水平，这对直接承受动载荷的螺栓连接效率具有不可忽视的影响。未来，针对摩擦螺栓高效连接的需求，需要从高强度螺栓材料的研发水平出发，提高12.9级及以上高强度螺栓的氢致延时断裂性能。
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关于作者
李国强
同济大学建筑工程系教授Steel
Structure 编委（中英文）。
现任国家装配式土木结构工程技术研究中心主任，建筑钢结构教育部工程研究中心主任，中国钢结构协会副理事长，中国工程建设标准化协会副理事长。
长期从事钢结构、多高层建筑抗震耐火研究。出版中英文著作16部;发表学术期刊论文700余篇，其中SCI收录英文论文233篇，EI收录中文论文221篇。曾受邀在国际学术会议上做主题报告或特邀报告60余次;主持编制了国家标准《建筑钢结构防火技术规范》等12项国家、行业或地方工程建设标准;研究成果获得美国专利2项，日本专利1项，中国发明专利45项，并应用于国家会展中心、国家会展中心、上海虹桥交通枢纽、广州新电视塔、天津117大厦、中国大型飞机装配厂等一大批国家重大工程。 获国家技术发明二等奖1项（排名第一）、国家科学技术进步二等奖2项（排名第一、第九名）、上海市和教育部科学技术奖一等奖9项（第一、二等奖5项，排名第二的5项，排名第六的2项）， 和 6 个二等奖（均排名 1）。
