L形钢管混凝土柱-H型钢梁Z字形拼接节点抗震性能研究
0 引言
钢结构梁柱节点在抗震设计中至关重要，其在地震作用下可能遭受局部破坏[1]。1994年美国北岭地震[2]和1995年日本阪神地震[3]中，钢结构出现了很多局部破坏现象，一些梁柱节点发生脆性破坏，如焊缝处断裂，影响了整个结构的抗震性能。为了减少传统螺栓焊接节点的脆性破坏，许多学者对这些梁柱节点进行了研究，提出了多种具有良好抗震性能的新型节点[4,5,6]。近年来，由于钢结构加工方便、施工迅速、屈服机制灵活、延性性能好的优点，钢结构的发展越来越快，同时螺栓连接在施工现场的应用也越来越广泛。李启才等[7]研究了带悬臂梁梁柱连接节点的性能，结果表明，螺栓连接节点的延性优于焊接节点的延性，滑移屈曲和法兰屈曲有利于提高节点的耗能能力。王湛等[8]研究了带悬臂梁段连接的梁柱节点的初始转动刚度，建立了节点的初始转动刚度模型。张爱林等[9]研究了带Z字形悬臂梁端梁柱节点的抗震性能，提出了弯矩-转角关系模型和节点简化计算公式。
采用外部加劲措施代替柱内隔板，可降低施工难度，提高安装效率。陈志华等[10] 对内隔板节点和外肋环板节点进行了研究，推导了节点的强度计算公式，所提出的公式能够准确地评价板区的抗剪强度。乔崎云等[11]对外环板式高低梁-方钢管柱节点的弹塑性剪切承载力进行了研究，提出了节点的弹塑性剪切承载力计算方法。刘学春等[12,13,14]提出了多种模块化钢结构体系，并对体系中的螺栓节点进行了大量研究。研究表明，各种节点均具有良好的延性性能和耗能能力，可通过翼缘与盖板之间的滑动耗能，抗震性能优良。异形钢柱具有避免室内暴露、提高柱弱轴向受力性能等优点，具有良好的发展前景。然而，对异形钢柱节点的相关研究还不多见。张爱林等[15]研究了T形截面异形钢柱与钢梁节点的抗震性能，研究结果表明，节点具有良好的塑性转动能力、延性性能和耗能能力。
在本文提出一个Z字形梁柱连接节点，由一个带Z字形悬臂梁的L形钢管混凝土柱和一个H型钢梁组成。对两组试件，即无加劲肋的CFSC-NS组节点试件和带梁翼缘加劲肋的CFSC-S组节点试件进行试验分析。
1 试验概况
1.1 试件设计
本文设计了3个无加劲肋的CFSC-NS组节点试件和3个带梁翼缘加劲肋的CFSC-S组节点试件，各试件参数设计如表1所示。梁柱连接节点构造见图1,L形钢管混凝土柱截面尺寸如图2所示，内部浇筑强度等级为C40的自密实混凝土；H型钢梁截面为H194×150×6×9;悬臂梁段采用焊接工字形钢，截面尺寸为197×150×6×12;垂直加劲肋、上下部翼缘加劲肋及腹板处拼接板等组件尺寸见图2,所有钢材的牌号均为Q345B。L形钢管混凝土柱取上下层反弯点之间的距离，长度3 300mm; H型钢梁取半跨，长度1 950mm; 采用10.9级M20高强螺栓，螺栓孔为标准孔，直径22mm。按与钢梁等强原则设计两个基准试件的螺栓数目，试件详图如图2所示。
试件参数 表1
| 试件组号 | 试件编号 | 有无腹 板处拼 接板 |
翼缘高强 螺栓数 /个 |
上下部翼缘 加劲肋厚度 /mm |
有无垂直 加劲肋 |
CFSC-NS |
CFSC-NS1 |
有 | 6 | 无 | 有 |
CFSC-NS2 |
无 | 6 | 无 | 有 | |
CFSC-NS3 |
无 | 8 | 无 | 有 | |
CFSC-S |
CFSC-S1 |
无 | 6 | 16 | 有 |
CFSC-S2 |
无 | 6 | 20 | 有 | |
CFSC-S3 |
无 | 6 | 16 | 无 |
图1 梁柱连接节点构造示意
1.2 材料性能测试
按照《金属材料 拉伸试验第一部分：室温试验方法》(GB/T 228.1—2010)[16]的规定，制作与试件同一批次的钢板材性试件和混凝土立方体抗压试件，钢材的材料参数如表2所示。试件螺栓采用M20 S10.9级高强螺栓。
钢材材料参数 表2
| 截面厚度 /mm |
钢屈服强度 σy/MPa |
屈服应变 εy/% |
极限强度 σu/MPa |
极限应变 εu/% |
弹性模量 E/MPa |
6 |
466.64 | 0.22 | 591.27 | 13.17 | 209 255.59 |
9 |
432.47 | 0.21 | 576.84 | 16.70 | 203 037.62 |
12 |
404.53 | 0.19 | 536.82 | 14.86 | 205 345.23 |
16 |
378.09 | 0.18 | 547.24 | 15.32 | 204 373.24 |
20 |
350.96 | 0.17 | 557.67 | 15.78 | 201 701.12 |
1.3 试验加载方案
试验加载示意及装置如图3所示。柱两端铰接，柱顶通过液压千斤顶施加1 000kN的恒定轴压力；梁端通过液压伺服系统施加水平低周往复荷载。在试件的柱端和梁端附近施加侧向约束，以限制试件的侧向屈曲变形。
本节试验采用美国规范 AISC/ANSI 341-10[17]中的层间位移角控制加载方式，加载制度如图4所示。当梁端荷载下降到峰值荷载的85%以下时停止加载，终止试验。
1.4 应变片及位移计布置
应变片布置见图5。位移计布置见图6。在钢梁和悬臂梁段的翼缘和腹板、拼接板、上下部翼缘加劲肋、垂直加劲肋等部件上布置应变片，以测量拼接区域的板件以及节点应力较大部位的应变，编号S代表测量上下部翼缘加劲肋、垂直加劲肋和腹板处拼接板处应变的应变片，编号C代表测量悬臂梁段应变的应变片，编号B代表测量钢梁应变的应变片。
图2 试件几何尺寸及构造
图3 试验加载示意及装置图
图4 加载制度
图5 应变片布置图
图6 位移计布置图
CFSC-NS组试件试验现象及破坏过程 表3
加载制度 |
CFSC-NS1 | CFSC-NS2 | CFSC-NS3 |
| 第三级 (±14.625mm) |
荷载-位移曲线保持线性，试件发生很小的整体弯曲变形，拼接区板件未发生相对滑移 | 荷载-位移曲线保持线性，试件发生很小的整体弯曲变形，拼接区板件未发生相对滑移 | 荷载-位移曲线保持线性，试件发生很小的整体弯曲变形，拼接区板件未发生相对滑移 |
第四级 (±19.5mm) |
钢梁翼缘与悬臂梁段翼缘、拼接板与梁腹板之间开始有滑移、伴随着响声 | 钢梁翼缘与悬臂梁段翼缘之间开始有滑移、伴随着响声 | 钢梁翼缘与悬臂梁段翼缘之间开始有滑移、伴随着响声 |
第五级 (±29.5mm) |
荷载-位移曲线斜率减小，悬臂梁与钢梁翼缘螺栓连接处之间滑移距离变大 | 荷载-位移曲线斜率减小，悬臂梁与钢梁翼缘螺栓连接处之间滑移距离变大 | 荷载-位移曲线斜率减小，悬臂梁与钢梁翼缘螺栓连接处之间滑移距离变大 |
第七级 (±58.5mm) |
荷载-位移曲线斜率重新增大，翼缘处螺栓杆与螺栓孔壁接触并挤压，试件进入承载力强化阶段 | 荷载-位移曲线斜率重新增大，翼缘处螺栓杆与螺栓孔壁接触并挤压，试件进入承载力强化阶段 | 荷载-位移曲线斜率重新增大，翼缘处螺栓杆与螺栓孔壁接触并挤压，试件进入承载力强化阶段 |
第八级 (±78mm) |
荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段 | 荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段 | |
第九级 (±97.5mm) |
荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段 | 钢梁上翼缘在拼接区出现局部屈曲变形、悬臂梁段腹板与下翼缘处的焊缝开始开裂 | 钢梁上翼缘在拼接区出现局部屈曲变形 |
第十级 (-117mm) |
钢梁上翼缘在最外排螺栓孔处开裂、承载力下降到85%以下，试件破坏 | ||
第十一级 (+136.5mm) |
钢梁上翼缘在拼接区的局部屈曲变形加剧 | ||
第十一级 (-136.5mm) |
钢梁上翼缘在最外排螺栓孔处开始开裂 | 钢梁上翼缘在拼接区开裂、悬臂梁段腹板与下翼缘处的焊缝开裂、承载力下降到85%以下，试件破坏 | |
第十二级 (+156mm) |
钢梁上翼缘在拼接区局部屈曲变形 | ||
第十二级 (-156mm) |
钢梁上翼缘在最外排螺栓孔处开裂、承载力降到85%以下，试件破坏 |
在加载位置布置位移计W1,以测量梁端位移；在拼接区相对滑移的板件上布置位移计W2和位移计W3,以测量拼接区梁上下翼缘的相对水平滑移量。因本文研究重点是拼接区抗震性能。因为试件钢管混凝土柱的刚度相比钢梁刚度大，故没有在钢柱上布置测点。
2 试验现象及破坏形态
2.1 CFSC-NS组试件
图7 CFSC-NS组试件破坏形式
表3为CFSC-NS组试件的试验现象及破坏过程的描述。从表3中可以看出，CFSC-NS组试件的主要破坏特征为钢梁上翼缘局部屈曲，钢梁上翼缘在最外排螺栓孔处或钢梁与拼接板连接处开裂(图7(b))。CFSC-NS2在悬臂梁段腹板与下翼缘处的焊缝发生开裂(图7(c)),是因为该试件未设腹板、拼接板传递剪力，导致悬臂梁段和钢梁翼缘同时受到拉压和剪力的复合作用，焊缝受力过大被拉断。
CFSC-NS2和CFSC-NS3的破坏早于CFSC-NS1,这说明还是腹板处拼接连接能够有效地传递拼接区的剪力和部分弯矩，延缓试件的破坏，而仅靠拼接区叠放翼缘方式传递弯矩和剪力，效果不理想。CFSC-NS3的破坏早于CFSC-NS2,是因为螺栓数量少的试件，在相同位移加载下，外荷载小，螺栓和板件间的承压力较小。
2.2 CFSC-S组试件
图8 CFSC-S 组试件破坏形式
CFSC-S组试件试验现象及破坏过程见表4,试件破坏形式见图8。
CFSC-S组试件试验现象及破坏过程 表4
加载制度 |
CFSC-S1 | CFSC-S2 | CFSC-S3 |
| 第三级 (±14.625mm) |
荷载-位移曲线保持线性，试件发生很小的整体弯曲变形，拼接区板件未发生相对滑移 | 荷载-位移曲线保持线性，试件发生很小的整体弯曲变形，拼接区板件未发生相对滑移 | 荷载-位移曲线保持线性，试件发生很小的整体弯曲变形，拼接区板件未发生相对滑移 |
第四级 (±19.5mm) |
钢梁上翼缘与悬臂梁段上翼缘之间开始有滑移，并伴随着响声 | 钢梁上翼缘与悬臂梁段上翼缘之间开始有滑移，并伴随着响声 | 钢梁上翼缘与悬臂梁段上翼缘之间开始有滑移，并伴随着响声 |
第五级 (±29.25mm) |
钢梁下翼缘与悬臂梁段下翼缘之间开始有滑移，并伴随着较大响声 | 钢梁下翼缘与悬臂梁段下翼缘之间开始有滑移，并伴随着较大响声 | 钢梁下翼缘与悬臂梁段下翼缘之间开始有滑移，并伴随着较大响声 |
第七级 (±58.5mm) |
荷载-位移曲线斜率重新增大，翼缘处的螺栓杆与螺栓孔壁接触并挤压，试件进入承载力强化阶段 | 荷载-位移曲线斜率重新增大，翼缘处的螺栓杆与螺栓孔壁接触并挤压，试件进入承载力强化阶段 | 荷载-位移曲线斜率重新增大，翼缘处的螺栓杆与螺栓孔壁接触并挤压，试件进入承载力强化阶段 |
第八级 (+78mm) |
钢梁上翼缘开始出现局部屈曲变形 | ||
第八级 (-78mm) |
钢梁下翼缘开始出现局部屈曲变形 | ||
第九级 (+97.5mm) |
荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段；钢梁上下翼缘开始出现局部屈曲变形 | 荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段；钢梁上翼缘开始出现局部屈曲变形 | 荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段 |
第九级 (-97.5mm) |
荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段；钢梁上下翼缘开始出现局部屈曲变形 | 荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段 | 荷载-位移曲线斜率开始减小，试件进入弹塑性阶段；钢梁下翼缘开始出现局部屈曲变形 |
第十级 (-117mm) |
钢梁下翼缘局部屈曲变形严重 | ||
第十一级 (±136.5mm) |
钢梁下翼缘最外排螺栓孔处和相应位置腹板处开裂、承载力下降到85%以下，试件破坏 | ||
第十二级 (+156mm) |
钢梁上翼缘局部屈曲变形严重 | 钢梁上下翼缘的局部屈曲变形均严重 | |
第十二级 (-156mm) |
钢梁下翼缘局部屈曲变形严重，钢梁下翼缘最外排螺栓孔处和相应位置腹板处开裂、承载力下降到85%,试件破坏 | 钢梁上下翼缘的局部屈曲变形均严重，承载力下降到85%以下，试件破坏 |
分析CFSC-S组试件的试验现象和破坏形式可知，CFSC-S组试件主要破坏特征为靠近节点区钢梁上下翼缘发生较大局部屈曲变形；CFSC-S1和CFSC-S2在钢梁下翼缘最外排螺栓孔处和相应位置腹板处开裂(图8(a),(b)),CFSC-S3没有开裂，只有上下部翼缘加劲肋与柱焊接处柱表面出现起皮、稍微鼓起现象(图8(c))。CFSC-S2的破坏早于CFSC-S1,说明增大翼缘加劲肋的厚度导致拼接区过强，加速钢梁破坏。焊接垂直加劲肋能够有效地保护柱子，避免“强梁弱柱”的发生。
3 试验结果及分析
3.1 滞回曲线
图9为试件荷载-位移滞回曲线，由图9可知，由于滑移的影响，荷载-位移滞回曲线中间有平滑段，试件可以通过滑移耗能，从而提高节点的抗震性能。CFSC-NS组试件中，CFSC-NS1的峰值荷载明显高于没有腹板处拼接板的CFSC-NS2,这是因为没有腹板处拼接板的节点翼缘承担拼接区剪力引起的附加弯矩，导致节点过早地破坏，极限承载力也低；随着翼缘高强螺栓数量的增加，正向峰值荷载稍微提高，负向峰值荷载稍微降低，翼缘高强螺栓的增加并没有改变这一情况。CFSC-S组试件中，随着上下部翼缘加劲肋厚度的增加，峰值荷载变化不大，这是因为上下部翼缘加劲肋较厚，导致节点极限承载力的变化幅度较小，所以翼缘加劲肋厚度到一定值后，改变厚度对节点极限承载力的影响较小；有垂直加劲肋的CFSC-S1的峰值荷载稍微高于没有垂直加劲肋的CFSC-S3,这是因为垂直加劲肋可以加强节点域，从而提高节点极限承载力。对比两组试件，有翼缘加劲肋、无腹板处拼接板的CFSC-S1的峰值荷载明显高于没有上下部翼缘加劲肋、有腹板处拼接板的CFSC-NS1。这说明上下翼缘加劲肋能够替代腹板处拼接板的连接。
图9 试件荷载-位移滞回曲线
3.2 性能指标
滑移荷载Ps、滑移位移Δs为试件开始出现明显滑移时的荷载和位移，利用骨架曲线，通过通用屈服弯矩法确定屈服荷载Py、屈服位移Δy,峰值荷载Pu为加载过程中极限荷载，极限位移Δu为荷载下降到85%峰值荷载时的位移。延性系数μ=Δu/min{Δs,Δy},层间位移角θu=Δu/L,L为梁端加载点到柱中心线间的距离，取1 950mm。各试件的性能指标见表5。由表5可知，CFSC-NS组试件中，正向荷载加载时，CFSC-NS1的极限荷载与屈服荷载相比于CFSC-NS2分别提升了33.86%,68.83%,腹板处拼接板能够提高节点的承载能力。CFSC-NS3的滑移荷载比CFSC-NS2提升了19%,增加翼缘高强螺栓数量能够提高节点的滑移荷载，延性系数稍微降低。CFSC-S组试件中，上下部翼缘加劲肋厚度对承载能力和延性性能的影响较小，垂直加劲肋可以提高节点的承载能力。对比两组试件，上下部翼缘加劲肋能够提高节点的承载能力，有效地传递拼接区的剪力，可以替代腹板的连接。各试件延性系数均大于4,说明节点具有良好的延性性能。各试件层间位移角θu均大于0.04,满足最低抗震性能限值要求[18],说明节点具有良好的延性。
主要性能指标 表5
试件 |
方向 | Ps /kN |
Δs /mm |
Py /kN |
Pu /kN |
Δu /mm |
μ | θu /% |
CFSC-NS1 |
正向 |
33.19 | 19.50 | 66.98 | 86.82 | 156.20 | 8.01 | 8.01 |
负向 |
32.69 | 19.50 | 70.78 | 87.29 | 135.52 | 6.95 | 6.94 | |
CFSC-NS2 |
正向 |
32.22 | 19.11 | 39.79 | 64.86 | 128.90 | 6.74 | 6.61 |
负向 |
32.56 | 19.50 | 59.98 | 73.97 | 136.50 | 7.00 | 7.00 | |
CFSC-NS3 |
正向 |
38.34 | 19.21 | 54.86 | 68.06 | 114.66 | 5.97 | 5.88 |
负向 |
38.92 | 19.50 | 53.10 | 66.98 | 102.96 | 5.28 | 5.28 | |
CFSC-S1 |
正向 |
45.08 | 19.50 | 82.26 | 100.10 | 117.25 | 7.10 | 6.01 |
负向 |
56.92 | 29.25 | 92.12 | 104.25 | 97.59 | 5.15 | 5.00 | |
CFSC-S2 |
正向 |
48.63 | 19.50 | 71.18 | 100.37 | 97.61 | 6.22 | 5.01 |
负向 |
59.23 | 29.25 | 92.33 | 101.14 | 78.67 | 4.24 | 4.04 | |
CFSC-S3 |
正向 |
47.19 | 19.50 | 79.42 | 98.80 | 97.50 | 7.76 | 5.01 |
负向 |
53.74 | 29.25 | 87.08 | 98.08 | 97.62 | 5.03 | 5.01 |
图11 荷载-位移曲线示意图
3.3 耗能能力
根据荷载-位移曲线，本文通过每一级加载的耗能能量Ei与能量耗散系数E反映试件的耗能情况，获得了6组试件前8级加载中每一级的耗能能量，如图10所示。根据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[19],通过图11的荷载-位移曲线示意图，按照公式E=S⌢ABCD/⌒ABCD/(SΔAEO+SΔCFO)计算能量耗散系数。由图10可知，试件弹性阶段耗能能量较小；梁端位移达到39mm时，试件的滑移量继续增大，梁翼缘及腹板屈服，试件的耗能持续增加。CFSC-S组试件的总耗能及能量耗散系数均高于CFSC-NS组试件，说明增加翼缘处加劲肋对试件的耗能能力有大幅度的提升；CFSC-S1与CFSC-S2相比，增加翼缘处加劲肋厚度的CFSC-S2过早破坏，总耗能比CFSC-S1降低了26.2%;CFSC-S1与CFSC-S3相比，去掉垂直加劲肋，对试件的耗能能力影响不大。由表6可知，每个试件的能量耗散系数均随着荷载的增加而增大，说明各试件在加载过程中耗能能力逐渐提高；带翼缘加劲肋试件加载到梁端位移39mm后，能量耗散系数均超过1,带翼缘加劲肋试件具有良好的耗能能力。
图10 前8级加载的耗能能量
图12 试件应变变化曲线
试件能量耗散指标 表6
试件 |
位移/mm |
Etotal /kJ |
|||||||
19.5 |
29.25 | 39 | 58.5 | 78 | 97.5 | 117 | 136.5 | ||
CFSC-NS1 |
1.03 | 1.13 | 1.40 | 1.45 | 1.46 | 1.36 | 1.42 | 1.57 | 117.30 |
CFSC-NS2 |
0.77 | 1.43 | 1.60 | 1.62 | 1.65 | 1.69 | 1.78 | 82.97 | |
CFSC-NS3 |
0.73 | 1.13 | 1.55 | 1.64 | 1.84 | 1.9 | 66.93 | ||
CFSC-S1 |
0.73 | 1.12 | 1.11 | 1.07 | 1.3 | 1.52 | 1.75 | 1.94 | 160.45 |
CFSC-S2 |
0.59 | 1.18 | 1.08 | 1.3 | 1.55 | 1.83 | 2.01 | 127.11 | |
CFSC-S3 |
0.64 | 0.81 | 1.02 | 1.15 | 1.26 | 1.5 | 1.74 | 1.89 | 153.68 |
注：Etotal为总耗能。
3.4 应变分析
如图12所示，图中水平虚线表示Q345B钢材的屈服应变εy(±1.92×10-3)。由图12可知，在梁端位移达到58.5mm之前，大部分测点均未超过屈服应变；梁端位移58.5mm后CFSC-NS组试件滑移阶段悬臂梁段根部焊缝处四角开始屈服；弹塑性阶段悬臂梁段根部焊缝处与翼缘、腹板处屈服区域进一步变大。最后，钢梁上翼缘在最外排螺栓孔处全截面达到极限应变。CFSC-NS2和CFSC-NS3同CFSC-NS1类似，CFSC-NS1,CFSC-NS3钢梁上翼缘最外排螺栓孔处开裂。CFSC-S1滑移阶段钢梁上翼缘在上部翼缘加劲肋最外侧开始屈服，钢梁翼缘和腹板在拼接区外侧屈服区域变大，上部翼缘加劲肋与钢梁上翼缘焊接处最外侧与柱子焊接处屈服区域变大，下部翼缘加劲肋与柱子焊接处、悬臂梁段下翼缘在垂直加劲肋最外侧位置开始屈服。最后，钢梁下翼缘在最外排螺栓孔处全截面达到极限应变，相应截面腹板处大部分位置达到极限应变。CFSC-S2破坏模式与CFSC-S1类似，CFSC-S3在上下部翼缘加劲肋外侧位置应变较高，试验中CFSC-S1和CFSC-S2钢梁在下翼缘最外排螺栓孔处和相应位置腹板处开裂。
3.5 刚度退化
采用割线刚度表征节点试件在低周往复加载过程中的刚度退化，按照《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[19]的计算方法得到的各试件的割线刚度Km与位移关系曲线如图13所示。刚度退化的主要原因是由板件滑移与试件部分截面的塑性发展以及破坏位置的损伤累积。由图可见，各加载初期试件处于弹性阶段，试件进入滑移阶段后，刚度退化明显加快；试件进入强化阶段后刚度退化速度减缓。CFSC-NS组试件的刚度退化明显低于CFSC-S组试件，说明有翼缘处加劲肋的CFSC-S组试件节点具有更高的连接刚度。
图13 刚度退化曲线
4 结论
(1)试验中各节点发展了弹性阶段、滑移阶段、承载力强化阶段和承载力退化阶段，各试件延性系数均大于4,各节点具有良好的延性能力。
(2)没有设置加劲肋的节点中，腹板处拼接板能够提高节点的屈服荷载和峰值荷载；增加翼缘高强螺栓数量，能够提高节点的滑移荷载，但是延性性能有所降低。
(3)设置翼缘加劲肋的节点中，垂直加劲肋可以提高节点的屈服荷载和峰值荷载；增加翼缘高强螺栓数量，能够提高节点的承载能力，但是延性性能有所降低；上下部翼缘加劲肋厚度、腹板处有无拼接板和隔板对节点抗震性能的影响较小。
(4)没有加劲肋的节点梁翼缘螺栓孔处破坏较严重；加加劲肋后，梁翼缘螺栓预紧力破坏减小；增加加劲肋高度，对于梁翼缘螺栓预紧力的变化趋势影响较小。
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