浙江大学学报(工学版)

浙江大学学报(工学版), 2026, 60(1): 199-207 doi: 10.3785/j.issn.1008-973X.2026.01.019

土木工程

钢桁梁拼接节点中环槽铆钉预紧力试验研究

王琨,, 刘永健,, 张太科, 崔高炎, 郭峰超, 刘震北, 马文杰

1. 长安大学 公路学院，陕西 西安 710064

2. 重庆大学 土木工程学院，重庆 400045

3. 广东湾区交通建设投资有限公司，广东 广州 511462

Experimental study on pre-tightening force of ring groove rivets in steel truss beam’s splicing joints

WANG Kun,, LIU Yongjian,, ZHANG Taike, CUI Gaoyan, GUO Fengchao, LIU Zhenbei, MA Wenjie

1. School of Highway, Chang’an University, Xi’an 710064, China

2. School of Civil Engineering, Chongqing University, Chongqing 400045, China

3. Guangdong Bay Area Transportation Construction Investment Co. Ltd, Guangzhou 511462, China

通讯作者: 刘永健，男，教授. orcid.org/0000-0002-3055-3795. E-mail：liuyongjian@chd.edu.cn

收稿日期: 2024-11-4  

基金资助: 广东省交通集团重点研发项目（JT2023ZD01-01）.

Received: 2024-11-4  

Fund supported: 广东省交通集团重点研发项目（JT2023ZD01-01）.

作者简介 About authors

王琨（1997—），男，硕士生，从事钢结构研究.orcid.org/0009-0005-6875-7493.E-mail：785905250@qq.com , E-mail：785905250@qq.com

摘要

为了研究施铆过程中环槽铆钉预紧力的影响因素，评估钢桁梁拼接节点中环槽铆钉预紧力的稳定性，以钢桁梁悬索桥为依托工程，开展足尺节点施铆过程的铆钉预紧力监测试验. 结果表明，环槽铆钉在从刚度大的接头区域向刚度小的接头区域铆接时，适用性较好；测试的10.9级T27铆钉的铆后预紧力满足环槽铆钉预紧力要求，且优于同规格高强度螺栓；铆接过程中厚度更大的底板上的铆钉预紧力变化量比顶板有所增加，且预紧力松弛程度稍大；约束程度更高的腹板上的铆钉预紧力变化量比节点板更大. 对弦杆腹板进行铆接后48 h监测试验，结果显示铆接完成后30 h内铆钉预紧力衰减量占总衰减量的89.6%，此后预紧力的波动小于1.3%的初始值，表明环槽铆钉铆后预紧力损失较小，且逐渐趋于稳定、统一.

关键词： 钢桁梁桥 ; 环槽铆钉 ; 足尺模型试验 ; 拼接节点 ; 预紧力

Abstract

Monitoring tests on the pre-tightening force of ring groove rivets during the full-scale node riveting process were conducted by taking a steel truss suspension bridge as the supporting project to study the influencing factors of the pre-tightening force in the riveting process and evaluate the stability of the pre-tightening force of the ring groove rivets in the steel truss beam’s splicing joints. The results showed that the ring groove rivets were suitable for riveting from a joint area with high stiffness to a joint area with low stiffness. The pre-tightening force of the tested T27 rivets of grade 10.9 after riveting met the requirements for ring groove rivets and was better than that of high-strength bolts of the same specification. The pre-tightening force of the rivets on the thicker bottom plate changed more than that on the top plate during riveting, and the degree of relaxation was slightly higher. The pre-tightening force change of the rivets on the web plate with higher constraint was also larger than that on the joint plate. A 48-hour post-riveting monitoring test was carried out on the chord web. The results showed that the pre-tightening force attenuation of rivets within 30 h after riveting accounted for 89.6% of the total attenuation, and the fluctuation range of the pre-tightening force thereafter was within 1.3% of the initial pre-tightening force value, indicating that the loss of pre-tightening force after riveting was small, and the force gradually tended to be stable and uniform.

Keywords： steel truss bridge ; ring groove rivet ; full-scale model test ; splicing joint ; pre-tightening force

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本文引用格式

王琨, 刘永健, 张太科, 崔高炎, 郭峰超, 刘震北, 马文杰. 钢桁梁拼接节点中环槽铆钉预紧力试验研究. 浙江大学学报(工学版)[J], 2026, 60(1): 199-207 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.01.019

WANG Kun, LIU Yongjian, ZHANG Taike, CUI Gaoyan, GUO Fengchao, LIU Zhenbei, MA Wenjie. Experimental study on pre-tightening force of ring groove rivets in steel truss beam’s splicing joints. Journal of Zhejiang University(Engineering Science)[J], 2026, 60(1): 199-207 doi:10.3785/j.issn.1008-973X.2026.01.019

钢桁梁在减轻自重的同时提高了结构整体刚度，充分利用了材料强度，因此除了广泛应用于梁桥承重结构外，已经大量应用于缆索结构桥梁的加劲梁中[1]. 在施工过程中，桁梁的杆件与杆件、节段与节段间不可避免地存在各种形式的节点. 经过长期发展，节点连接方式主要为焊接和高强螺栓连接[2-3]. 然而，两者在已建桥梁上的长期应用逐步暴露出焊缝疲劳开裂、螺栓松动、腐蚀、延性断裂等诸多安全问题[4-7]. 为了解决以上连接方式的弊端，环槽铆钉开始应用于中小跨径钢结构桥梁上. 不同于高强螺栓的螺纹配合连接，环槽铆钉在轴向张拉铆杆的同时径向挤压套环，使套环金属塑性嵌入到铆钉凹槽中，形成永久的金属啮合连接[8].

对于公路钢结构桥梁，由于拼接板更厚，节点连接形式复杂多样，且连接类型为摩擦型连接，节点受到的弯剪作用更明显[9-10]. 基于实际工程的各类节点的力学性能试验研究较为丰富[11-13]. 此外，针对节点连接常用的高强螺栓，国内外的各类规范均较为完善. 相关学者开展大量试验，对其连接机理、损伤失效模式等进行深入探究[14-16]. Liu等[17]对反复拧紧时高强螺栓摩擦系数变化造成的预紧力松弛现象进行试验研究；Kong等[18]基于数值和物理模型，通过试验分析高强螺栓预紧力损失对结构力学性能的影响；Ahn等[19]通过模拟螺栓腐蚀，建立预紧力损失与腐蚀程度的参数方程. 目前，国内外关于环槽铆钉的研究较少. 戴润达等[20]在实桥上对环槽铆钉夹紧力进行监测并进行抗腐蚀性能试验，在工程应用方面验证了环槽铆钉性能比高强螺栓更优异. Wang等[21-23]在铝合金T形杆件上使用不锈钢环槽铆钉连接，探讨连接件的承载能力与设计方法. Chen等[24]通过单钉拉伸试验，提出铝合金板件上环槽铆钉搭接连接的数值模拟方法. 张天雄等[25]进行单钉抗拉、抗剪试验及4排4列钉群的铆接顺序试验. 邓华等[26]改变孔径、端距、边距等参数，对单钉搭接连接试件进行受剪性能试验，分析单钉连接的破坏模式. 在环槽铆钉力学性能的基础研究方面，王金锁等[27]对同规格的环槽铆钉和普通螺栓进行受剪静力试验与节点抗剪试验，结果表明环槽铆钉的单钉性能更优. 徐菲等[28]对ML40Cr环槽铆钉开展单调拉伸和等幅低周疲劳试验，分析铆钉材料在单调和循环荷载作用下的塑性性能及其力学性能退化规律. Wang等[22,29]开展高温下拉断型环槽铆钉预紧力测量试验和抗拉与抗剪承载力试验，认为高温下拉断型环槽铆钉预紧力随温度升高而线性降低，并提出高温下拉断型环槽铆钉的承载力计算方法.

上述研究多聚焦于板件层面，探究单钉或少量铆钉的节点连接力学性能. 考虑到具体工程中复杂多变的各种因素，单钉等局部构件的试验仍然与实际施工有一定的距离. 因此本研究依托某钢桁梁悬索桥，建立拼接节点足尺模型，对环槽铆钉连接副的施铆过程及其铆后预紧力的稳定性展开试验研究，分析环槽铆钉在复杂结构大尺寸板件的大量密集应用中的适用性及其影响因素.

1. 试验概况

1.1. 依托工程

以主跨为2180 m的单跨钢桁梁悬索桥为依托工程，主桥采用双层桥面板与桁架梁结合的结构，断面如图1所示.钢桁梁桥的上层采用板式横梁，下层为封闭箱式结构. 上、下层桥面均使用正交异性钢桥面板和鱼腹式横梁. 在上层设置1道中纵梁以协同横梁共同受力，在下层不设中纵梁，而是通过设置桥面底板形成箱式结构. 加劲梁的上、下层横梁位于同一横断面. 在下层节点所处的竖直横断面上，对加劲梁标准节段进行拼接，如图2所示. 由于桁片的斜腹杆是完整的，减少了拼接工程的工作量. 不同于普通桁架梁，该桥的双层桁架梁之间没有设置斜撑和横向平联，因此其横向框架的刚度弱于传统钢桁梁.

图 1

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图 1   钢桁梁悬索桥加劲梁的标准横断面

Fig.1   Standard cross-section of stiffening beam of steel truss cable-stayed bridge


图 2

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图 2   钢桁梁悬索桥加劲梁的标准节段

Fig.2   Standard section of stiffening beam of steel truss cable-stayed bridge


1.2. 试件设计

依托工程钢桁梁桥中主桥的上部结构所属的桁片采用Q420D钢材，桥面系采用Q355D钢材，钢材厚度为10~28 mm. 加劲梁节段之间的铆钉连接主要集中在上、下弦杆，以及上、下层桥面系的加劲肋处. 加劲梁下层拼接节点处板件层数多、厚度大、铆钉尺寸大且数量多，是全桥传力结构中至关重要的构造. 因此，针对该桥下层的关键拼接节点进行足尺模型试验.

足尺试验模型中弦杆尺寸为1 748×1 000 mm（高×宽），拼接构造如图3所示. 模型按照实桥设计，由相互对称的两部分构件拼接而成. 桥面顶、底板在中轴面处进行焊接连接，两侧弦杆之间的拼接缝宽为20 mm. 试验中，测试铆钉位于弦杆的顶板、底板、腹板及弦杆上方的节点板上，如图4所示. 各连接面均由母板和两侧拼接板组成板束结构. 构造参数如表1所示，其中d1、d2分别为试件的母板与拼接板厚度. 测试铆钉均为10.9级短尾环槽铆钉，型号为LMDSM-T27，钉杆材质为ML40CrMo，预紧力设计值为315 kN，铆孔直径为30 mm.

图 3

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图 3   足尺模型试验中弦杆的拼接构造

Fig.3   Splicing construction of chord in full-scale model test


图 4

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图 4   各连接面的测试铆钉布置

Fig.4   Layout of test rivets on each connection surface


表 1   铆钉拼接区域的构造参数

Tab.1  Structural parameters of riveted connection areas

位置铆钉型号d1/mmd2/mm
节点板LMDSM-T27-652820
弦杆腹板LMDSM-T27-652820
弦杆顶板LMDSM-T27-602418
弦杆底板LMDSM-T27-602420

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1.3. 试件测点布置

为了保证应变片粘贴牢固，对T27环槽铆钉的铆杆进行加工. 在铆杆两侧钉帽附近切削出2个矩形区域以便于粘贴应变片，如图5所示. 每根铆钉沿长度方向对称布置2个单向应变片，取两者的应变平均值作为铆杆的平均应变. 测量铆杆轴向应变$ \varepsilon $，根据$ P = {E_0}\varepsilon {A_0} $计算施铆过程中环槽铆钉的轴力，即铆钉预紧力. 其中P为环槽铆钉预紧力；E0为环槽铆钉的弹性模量，取E0=2.1×106 MPa[28]；A0为环槽铆钉铆杆上应变片粘贴位置的横截面积.

图 5

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图 5   环槽铆钉铆杆上的测点布置

Fig.5   Layout of testing areas on shank of ring groove rivet


1.4. 试验测试

在弦杆的腹板、顶板、底板和节点板拼接区域，按照对称原则布置测试铆钉. 以拼接区域群铆中心为原点，建立坐标系，将拼接区域划分为4个象限，在各拼接区域的第一象限和第三象限布置环槽铆钉预紧力测点，如图6所示.

图 6

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图 6   各连接面的测试铆钉布置及铆接顺序

Fig.6   Layout and riveting sequence of test rivets on each connecting surface


试验前按照《钢结构高强度螺栓连接技术规程》（JGJ 82-2011）[30]所要求的安装工艺布置梅花形冲钉和临时螺栓，两者总数不少于铆钉总数的1/3，且冲钉数量不多于临时螺栓的30%，以消除间隙，保证板层密贴、铆孔对正. 按照图6中各连接面的铆钉编号从板件中间部分向边缘区域依次进行铆接. 试验采用DH3816N静态应变测试系统对铆接过程中以及铆后48 h内铆钉的轴向应变进行测量. 通常单个铆钉施工时间大约为8~10 s，取开始铆接后的第10 s为铆接结束时间. 试验采用的静态应变采集仪的数据收集周期取总施铆周期的1/20（即采集频率为2 Hz）.

2. 试验结果

2.1. 概述

对各连接面的铆钉按照前文设定的顺序依次施铆，试验过程中各处板件均未发生明显变形，环槽铆钉的铆接质量合格，工作状况良好. 4个连接面上共计161颗环槽铆钉在铆接完成后的预紧力分布如表2所示. 其中，nFN、nTC、nBC、nJN分别为腹板、顶板、底板以及节点板上处于指定预紧力区间的铆钉数量，R为处于指定预紧力区间的铆钉数量占全部环槽铆钉数量的百分比. 以拼接节点缩尺模型中的腹板铆钉、顶板与底板铆钉和节点板铆钉的预紧力变化值作为3组样本进行显著性检验，通过方差分析检验3个组件是否存在差异. 结果表明，3组样本间存在显著差异，即不同板件的预紧力衰减情况不同，影响因素可能包括板束厚度、板束构造等.

表 2   各连接面上测试铆钉的预紧力分布

Tab.2  Pre-tightening force distribution of test rivets on each connecting surface

P/kNnFNnTCnBCnJNR/%
[330, 340）612131226.7
[340, 350）121320933.5
[350, 360）14811825.5
[360, 370）32379.3
[370, 380）11335.0

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2.2. 铆接顺序的影响

为了明确拼接区域中测试铆钉的预紧力变化情况，将单个象限内铆钉的群铆中心、象限中心、群铆边缘作为3组重点监测对象，以区分不同因素对不同区域内铆钉预紧力的影响程度.

图7展示了弦杆内侧腹板、顶板与底板以及内侧节点板连接面各区域中的铆钉随施铆进程的预紧力变化趋势，横坐标为已经施铆完成的铆钉数量. 其中，FN、TC、BC和JN分别表示内侧腹板、顶板、底板和内侧整体节点板测试区域中的环槽铆钉，不同曲线对应不同环槽铆钉编号，即施铆次序编号（见图6）. 由测试结果可知，在双整体拼接节点的各个拼接区域中，环槽铆钉预紧力在施铆过程中会发生变化，其中大部分铆钉的预紧力降低. 以内侧腹板、弦杆顶板和内侧节点板拼接区域中心的铆钉为例，铆钉预紧力在试验前期变化较大，在整体铆接完成量超过60%后趋于稳定. 施铆过程中对单个铆钉预紧力影响较大的是其相邻1排或1列铆钉的铆接操作，而当铆接其相邻2排及以上的铆钉时，对该铆钉的预紧力基本没有影响. 采用的LMDSM-T27环槽铆钉在施铆后的预紧力保持在330~380 kN，基本满足钢结构环槽铆钉连接副的预紧力设计值要求（315 kN）.

图 7

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图 7   不同区域中环槽铆钉预紧力随施铆进程的变化趋势

Fig.7   Variation trend of rivets’ pre-tightening force in different regions during riveting process


群铆中的铆钉工作状态不同于单个孤立的铆钉. 群铆效应指在多个铆钉聚集的铆接区域内，对某个铆钉施铆时会使铆接区域内其余铆钉处的板件间隙等因素发生变化，从而造成预紧力在整个施铆过程中发生波动的现象. 群铆效应通常导致环槽铆钉预紧力的降低. 在群铆效应的影响下，对于弦杆内侧腹板的铆钉，群铆中心区域铆钉的预紧力变化量最大为32.57 kN（铆钉编号为FN1），增大9.44%，区域平均预紧力增加4.81%；象限中心区域的铆钉预紧力变化量最大为21.83 kN，降低6.20%，区域平均预紧力降低3.18%；群铆边缘区域的铆钉预紧力变化量最大为9.22 kN，降低2.66%，区域平均预紧力降低1.29%. 对于弦杆顶板上的铆钉，群铆中心区域的铆钉预紧力变化量最大为20.55 kN（铆钉编号为TC-1)，降低5.51%，预紧力平均降低3.99%；象限中心区域的铆钉预紧力变化量最大为12.58 kN，降低3.45%，预紧力平均降低2.41%；群铆边缘区域的铆钉预紧力变化量最大为4.61 kN，降低1.28%，预紧力平均降低0.46%.

2.3. 板束厚度的影响

弦杆顶板和底板厚度均为24 mm. 顶板的拼接板厚度为18 mm，板束厚度为60 mm；底板的拼接板厚度为20 mm，板束厚度为64 mm. 均使用LMDSM-T27-60环槽铆钉，拼接构造如图8、9所示. 顶、底板的拼接板束构造相同，由母板外侧一整块大拼接板及母板内侧加劲肋之间的3块小拼接板组成. 铆钉布置与安装顺序相同，仅拼接板厚度不同. 对2块试板上位于第一、三象限的测试铆钉在施铆过程中的预紧力变化分区域进行对比分析.

图 8

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图 8   弦杆顶板拼接构造

Fig.8   Splicing structure of chord top plate


图 9

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图 9   弦杆底板拼接构造

Fig.9   Splicing structure of chord bottom plate


如图10所示，铆接过程中各铆钉预紧力均会受到后铆铆钉的影响，呈现上下波动的状态，但是基本处于相对稳定的水平. 对比群铆中心区域、象限中心区域、边缘区域的铆钉预紧力变化可知，板件厚度会影响同直径铆钉的预紧力稳定性. 顶板的板束组合为（18+24+18） mm，底板的板束组合为（20+24+20） mm. 在施铆过程中，预紧力变化量最大的铆钉均位于先铆接的中心区域，原因是先铆铆钉的预紧力在后续铆钉施铆时会发生波动，这种干扰的持续时间较长；而边缘部分的铆钉在铆接时由于板件连接刚度已经基本形成，受干扰程度较小，因此预紧力更稳定. 表3、4统计了3个区域中铆钉预紧力的变化情况. 其中，ΔPmax为单钉最大预紧力变化值，RP,max为单钉最大预紧力变化百分比，ΔParea为区域平均预紧力变化量. 板束厚度的增大会使铆钉预紧力的变化量增大；在本试验条件下，较厚的底板上铆钉预紧力的平均变化量比顶板增加了1.71%. 板件不同区域的预紧力变化量增大的程度不同，但是该变化量相较于铆钉预紧力可以忽略. 因此，在确定环槽铆钉的规格和长度后，在其铆接适用厚度范围内，适当增大板束厚度对预紧力的影响不大.

图 10

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图 10   弦杆顶、底板不同区域的铆钉预紧力对比

Fig.10   Comparison of rivets’ pre-tightening force in different areas of chord top and bottom plates


表 3   顶板上不同区域的铆钉预紧力变化

Tab.3  Changes in pre-tightening force of rivets in different areas of top plate

测试区域ΔPmax/kNRP,max/%ΔParea/kN
群铆中心20.555.514.00
象限中心11.643.202.33
群铆边缘4.611.280.46

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表 4   底板上不同区域的铆钉预紧力变化

Tab.4  Changes in pre-tightening force of rivets in different areas of bottom plate

测试区域ΔPmax /kNRmax /%ΔParea /kN
群铆中心24.306.936.11
象限中心18.905.012.76
群铆边缘14.323.813.09

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2.4. 板束构造的影响

在依托工程中，加劲梁节段之间的拼接在下层节点所处的竖直横断面上进行. 由于下层桥面板与下弦杆顶面齐平相接，弦杆内、外侧腹板的拼接板尺寸不同. 下弦杆外侧为一整块拼接板，覆盖了弦杆腹板与其上部节点板的铆孔. 弦杆内侧拼接板则分为上、下2块，分别为节点板拼接板和弦杆腹板拼接板. 两者的拼接区域母板在构造上有显著不同. 弦杆腹板拼接区域的母板受到四边的固结约束，而节点板拼接区域的母板受到三边的固结约束，其上部曲边处于自由状态. 针对边界条件的不同，分别选取2块试板的群铆中心区域的铆钉，探究在既定铆接顺序下边界条件对铆钉预紧力稳定性的影响.

由图11可知，节点板（JN）中心区域铆钉的预紧力随着铆接工序的进行呈现逐步减小的趋势，衰减量小于2.5%，变化较小. 腹板（FN）中心区域的铆钉在铆接完成后预紧力变化情况为：FN1的预紧力增大，FN2的预紧力减小. 该区域内铆钉预紧力变化量最大的是铆钉FN1，增加了35.97 kN，为该钉预紧力初始值的9.44%. 腹板群铆中心区域的铆钉预紧力变化量平均值为3.33%，节点板为1.52%. 节点板中心区域的铆钉预紧力更加稳定，原因在于弦杆腹板四边固结，其与顶、底板之间的连接形成了一定的角隅刚度，减小了板件的自由度，使得拼接区域母板的刚度增加. 在铆接过程中后续施铆的铆钉使拼接板向母板贴紧，板束之间的缝隙逐渐闭合，同时使中心区域的铆钉预紧力发生变化，该变化量与母板的边界条件及角隅刚度有关.

图 11

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图 11   弦杆腹板和节点板的铆钉预紧力对比

Fig.11   Comparison of rivets’ pre-tightening force on chord web and joint plates


2.5. 铆后预紧力

完成拼接节点足尺模型中各连接面的铆接后，采集弦杆内侧腹板的测试铆钉沿铆杆方向的轴向应变，计算环槽铆钉随时间的轴力（预紧力）变化量，绘制自然环境下环槽铆钉预紧力在48 h内的变化曲线，如图12所示. 其中，$ \theta $为环境温度. 在测量期间记录环境温度变化，最高气温为22 ℃，最低气温为12 ℃.

图 12

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图 12   自然环境下腹板环槽铆钉预紧力变化曲线

Fig.12   Variation curve of rivets’ pre-tightening force on web plate in natural environment


由图12可知，在内侧腹板环槽铆钉铆接成型后的48 h内，腹板第一和第三象限的铆钉预紧力最大变化量分别为14.10、14.55 kN，相较于铆接完成时的变化量均小于T27环槽铆钉预紧力的建议值5%（16.7 kN）[31]. 在铆接成型后30~48 h内，环槽铆钉预紧力平均变化量为4.32 kN，为环槽铆钉预紧力初始值的1.3%.

环槽铆钉的长期预紧力稳定性监测试验开始时间为所有连接面铆接完成的当日12∶00，结束时间为2 d后的中午12∶00，测试时间共计48 h. 在铆后30 h小时内，腹板上不同铆钉的预紧力变化趋势相似，均呈现出“增大-减小-增大”的趋势，与测试期间的环境温度变化具有一定同步性. 图13对铆钉预紧力变化量$\Delta P $与温度变化量$\Delta \theta $进行了线性拟合，斜率为0.71 kN/℃，其统计学意义为：在正常使用条件下，环境温度每升高1 ℃，10.9级T27铆钉预紧力将增大0.71 kN. 据此可以预测在测试期间单个升降温周期内（温度变化10 ℃），预紧力平均变化量为7.1 kN.

图 13

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图 13   环槽铆钉预紧力变化量与温度变化量的关系

Fig.13   Relationship between pre-tightening force variation of rivets and temperature variation


上述测试结果表明，下层拼接节点中环槽铆钉预紧力在自然环境中可能受到温度等因素的影响而发生变化. 环槽铆钉在夜晚时间段的预紧力变化量小于白天时间段，并于铆接成型后的30 h内趋于稳定. 下层拼接节点的环槽铆钉预紧力变化量较小，表明其在测试期间具有一定稳定性.

3. 结　论

通过模拟施工现场，对下层弦杆及节点板拼接区域进行环槽铆钉安装，开展铆钉顺序试验和预紧力长期监测试验. 对不同连接面上的铆钉分区域探究其预紧力稳定性，主要得到以下结论：

（1）按照自钉群中央向四周的顺序对10.9级T27环槽铆钉连接副进行铆接，铆钉的平均预紧力变化量小于6%，铆后预紧力保持在330~380 kN，大于同等级高强螺栓的预紧力.

（2）当环槽铆钉连接的母板厚度相同时，在其铆接厚度范围内，拼接板厚度增大会使铆钉预紧力的变化量增大. 试验中弦杆顶、底板使用同一规格的铆钉铆接，由厚度变化造成的铆钉预紧力衰变在小于1.71%，该变化量相较于铆钉预紧力可以忽略.

（3）板件构造影响群铆中心区域中铆钉预紧力的变化趋势. 在本试验条件下，相较于三边固结、一边自由的节点板，弦杆腹板受到四边固结的约束，在铆接过程中群铆中心区域的铆钉预紧力变化量较前者平均增加了1.81%.

（4）环槽铆钉预紧力在自然环境中可能受到温度等因素的影响而发生变化，白天的升温对铆钉预紧力影响比夜晚的降温更大；但是在铆后30 h内预紧力趋于稳定，变化量在1.3%以内. 48 h监测下的预紧力变化量较小，表明其对于自然环境具有较为优异的稳定性能.

以上结果表明环槽铆钉预紧力满足施工质量要求，为该新型节点连接方式在大跨径钢结构桥梁上的应用提供了试验与理论支撑. 然而，对于其在工作状态下因腐蚀、应力松弛等因素造成的预紧力衰减，仍须进行更长期的监测.

参考文献

刘永健, 刘剑, 刘君平, 等

刚性悬索加劲钢桁梁桥施工阶段全桥模型试验研究

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于丰菘, 周洪福, 姜磊, 等

钢桁桥节点构造演变及其疲劳评估热点应力法

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YU Fengsong, ZHOU Hongfu, JIANG Lei, et al

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