摘要：钢框架翼缘加强互形装配式节点在悬臂梁下翼缘与框架梁上翼缘交互布置拼接板，一侧用焊缝连接，另一侧用高强螺栓连接，另外梁柱连接根部用角钢加强。节点的焊接在工厂完成，现场用高强螺栓拼接。为研究翼缘拼接板宽度和厚度对节点滞回性能、骨架曲线、耗能性能、延性性能、应变分布规律等的影响，设计了3个试件进行低周往复循环荷载试验。此外，还用ABAQUS软件建立7个模型，进行了有限元分析。结果表明：各试件的滞回曲线饱满，节点具有较好的耗能能力；梁柱根部用角钢加强可使翼缘拼接板与框架梁之间得到充分滑移，试件的延性系数均达到5.0以上；随着翼缘拼接板厚度的增加，试件的极限承载力提高，极限位移增大，刚度退化速率减缓，耗能能力明显增强；翼缘拼接板宽度的增大，对承载力、刚度和滞回性能影响不明显。节点设计时，建议翼缘拼接板的厚度比翼缘厚度多2~4mm，宽度比翼缘宽30~50mm。

关键词：翼缘加强；装配式节点；滞回性能；摩擦耗能；刚度退化

Abstract: The HU-shaped assembly connection strengthened by steel frame flange is a new connection in which the lower flange of cantilever beam and the upper flange of frame beam are arranged alternately. One side of the splice plate is connected by using welding and the other side is connected by using high-strength bolts. The welding of this connection is completed in the factory and spliced with high-strength bolts on site. In order to study the influence of the width and thickness of flange splice plate on the hysteretic behavior, skeleton curve, energy dissipation performance, ductility performance and strain distribution of the connection, three specimens are designed for low cyclic loading test. In addition, the ABAQUS software is used to build seven models for finite element analysis. The results show that the hysteretic curves of the specimens are full and the connections have a good energy dissipation capacity. When the angle steel is used to strengthen the beam column root, the full slip between the flange splice plate and the frame beam can be achieved, and the ductility coefficient of the specimens can reach more than 5.0.With the increase of the thickness of flange splice plate, the ultimate bearing capacity, ultimate displacement and energy dissipation capacity of the specimens are significantly enhanced, and the stiffness degradation slows down. The width of flange splice has little effect on the bearing capacity, stiffness and hysteretic performance. In the connection design, it is recommended that the thickness of flange splice plate is 2-4 mm more than that of the flange, and the width is 30-50 mm wider than that of the flange.

Keywords: flange strengthen; assembly connection; hysteretic behavior; friction energy dissipation; stiffness degeneration

装配式钢结构建筑具有设计标准化、管理信息化、应用智能化、力学性能优良、安装方便、绿色环保等特点，已得到广泛的认可。国务院“十三五”节能减排综合工作方案明确指出，要强化建筑的节能建设，通过实施绿色建筑全产业链发展，推行绿色建造模式，积极推广装配式钢结构建筑。通过对美国北岭地震和日本阪神地震中的钢结构建筑的调查研究，发现传统梁柱节点易在地震中发生脆性破坏，且破坏部位大多集中在焊缝处^[1-3]。研究人员对梁柱节点进行改良，提出采用塑性铰外移来保护梁柱节点^[4-5]：一是削弱梁柱附近的梁翼缘，二是用侧板或盖板加强梁柱连接的根部区域^[6]，但这些方法没能简化制作过程。专家学者还尝试通过改进梁柱拼接节点，来减少或避免现场焊接从而提高现场施工效率^[7]。

郭志鹏等^[3]设计了4个试件来研究带Z字形悬臂梁段与削弱梁段连接节点的抗震性能，结果表明通过拼接区和削弱梁段共同耗能可提高节点的抗震性能。段祺成等^[8]通过对钢框架梁柱高强螺栓连接节点在循环荷载作用下的拟静力试验研究，分析拼接板的宽度和厚度对节点的刚度、承载能力、延性的影响及节点的耗能机理，结果表明节点的承载能力和耗能性能较好，拼接板的厚度是影响节点性能的主要因素。李启才等^[9]设计了4个试件，通过低周往复试验研究带悬臂梁段的拼接梁柱节点的抗震性能，提出了螺栓拼接节点的延性好于梁柱焊接连接的延性。TAGAWA等^[10]提出了用槽钢对梁柱节点进行加强的节点形式，节点通过槽钢加强后，试件的屈服承载力将大幅提升，而槽钢加强对柱腹板抗剪性能和柱翼缘抗拉性能是否产生影响，需做进一步的研究。MA等^[11]设计了5个不同几何形状的扩展梁翼缘的钢梁-柱连接，通过施加低周往复荷载，研究梁翼缘形状的改变对塑性铰的影响。结果表明，扩大梁翼缘对滞回性能、刚度退化和耗能能力的影响较小，但梁翼缘的长度、宽度和形状的变化对塑性铰的位置影响较大。

国内外学者对钢框架梁柱节点进行了大量研究^[12-18]，但针对梁柱装配式节点的研究还处于起步阶段。钢框架翼缘加强互形装配式节点是一种新型节点，节点在悬臂梁下翼缘与框架梁上翼缘交互布置拼接板，一侧用焊缝连接，另一侧通过高强螺栓连接，焊接在工厂完成，现场全部采用高强螺栓连接。这种新型节点可以有效提高施工质量和施工效率。本文通过试验及有限元对互形节点进行了研究，研究翼缘拼接板宽度和厚度对节点滞回性能、骨架曲线、耗能性能、延性性能、应变分布规律等的影响。为充分研究拼接板区域的受力性能，对梁柱连接根部采用角钢进行了加强。

1 试验概况

1.1 试件设计

钢框架翼缘加强互形装配式节点的设计按照等强度原则，节点拼接形式和节点大样分别如图1、图2所示。柱高1,400mm，悬臂梁长400mm，框架梁长1,130mm，悬臂梁与框架梁间隙为20mm；梁、柱钢材均选用Q355B，梁截面为HN300mm×160mm×8mm×10mm，柱截面为HW250mm×250mm×9mm×14mm；梁腹板的拼接板为220mm×170mm×8mm；梁上下翼缘拼接、腹板拼接各采用6个10.9级M20高强螺栓进行连接，孔径为22mm，接触面采用喷砂处理，抗滑移系数为0.4，对螺栓施加155kN预紧力；梁柱连接根部选用└75×10角钢加强；悬臂梁的上、下翼缘与柱采用坡口焊，腹板采用角焊缝；加强角钢与梁、柱连接处采用角焊缝。

图1 翼缘加强互形装配式节点

Fig.1 HU-shaped assembly rigid connection

图2 试件几何尺寸及节点大样（单位：mm）

Fig.2 Dimension of specimen and detail of connection （Unit：mm）

材性试验得到钢材屈服强度为365MPa，抗拉强度为554MPa，如表1所示。试件设计的变量为梁翼缘拼接板的宽度和厚度，如表2所示。

1.2 试验装置

试验加载装置如图3所示，试验现场如图4所示。柱子顶部在水平方向通过转换梁固定在反力墙上，竖直方向通过连接件与反力梁固定，并通过液压千斤顶对柱子施加300kN的轴向荷载；柱子底部通过高强螺栓固定在与地梁连接的铰支座上；MTS液压作动器固定在反力架上，在框架梁端部施加竖向荷载；框架梁端部设置侧向支撑，避免加载过程中发生平面外失稳，侧向支撑与梁翼缘外侧涂抹润滑油减小摩擦。试验加载过程中尽量做到3个试件具有相同的加载环境和约束条件。

图3 试验加载装置

Fig.3 Test setup

图4 试验加载装置现场

Fig.4 Test setup site

1.3 加载制度

试验采用梁端位移控制加载，向下加载为正，向上加载为负，加载制度如图5所示。试验前利用ABAQUS有限元软件进行试算，得到节点的屈服位移。加载初期每级加载位移的增量取屈服位移的1/5。试件屈服之前，每级位移施加一个循环，直至屈服，得到试件屈服位移Δ_y；试件屈服后，以试件的屈服位移Δ_y作为每级位移的增量，且每级位移施加两次，直至破坏，试验结束。

图5 位移加载制度

Fig.5 Displacement loading system

2 试验过程及现象

2.1 试件CPS-1试验过程和现象

试件CPS-1在梁端位移达到18mm时屈服。当梁端位移加载到36mm的第2个循环时，柱子节点域出现微小变形；当加载到72mm的第1个循环时，悬臂梁上翼缘拼接板滑移并伴随“咔咔”的响声，角钢与梁、柱翼缘的焊缝处锈屑脱落；随着加载进行，柱子节点域的变形增大；当位移加载到90mm的第2个循环时，柱子的翼缘和腹板连接处出现裂纹，随着位移的增加，裂纹的长度逐渐增加；当位移加载达到108mm的第2个循环时，柱子的翼缘和腹板完全被撕裂，如图6a）、b）所示。

图6 试件破坏形态

Fig.6 Failure modes of specimens

2.2 试件CPS-2试验过程和现象

试件CPS-2的屈服位移为19mm。当位移加载到57mm的第2个循环时，加强角钢的角焊缝处出现小裂纹，且裂纹的长度与深度随加载持续发展；当位移加载到76mm的第2个循环时，焊缝处有锈屑脱落；当位移加载到95mm的第1个循环时，悬臂梁腹板从上部开始撕裂；当加载到114mm的第2个循环时，上翼缘的加强角钢与柱翼缘的焊缝突然脆断，角钢变形明显，如图6c）、d）所示。

2.3 试件CPS-3试验过程和现象

当位移加载到20mm时试件CPS-3屈服。当位移加载到60mm的第1个循环时，悬臂梁上翼缘的拼接板滑移并发出“咔咔”声，随着加载的进行，上、下翼缘拼接板的滑移量继续增加；当位移加载到80mm的第2个循环时，梁腹板拼接板出现轻微转动，柱子出现明显变形；当位移加载到100mm时，上翼缘加强角钢与柱连接的竖向焊缝裂纹的长度与宽度持续增大；当位移加载到120mm的第1个循环时，柱子出现较大S形变形，上翼缘的加强角钢与柱之间的竖向焊缝突然脆断，悬臂梁上翼缘母材被拉断，腹板被撕裂形成V形斜口。如图6e）、f）所示。

3 试验结果分析

3.1 试件承载力分析

随着拼接板厚度和宽度的增加，提升了试件的变形能力，从而使得承载力增加。从表3可以看出：与试件CPS-1的极限承载力相比，试件CPS-2的极限承载力增加了20.1%，试件CPS-3的极限承载力增加了10.6%。相比拼接板宽度，拼接板厚度的改变对试件承载力影响更加明显。

3.2 试件延性分析

悬臂梁与柱连接处用角钢进行加强，使得梁翼缘拼接板得到充分滑移，各试件的延性系数均达到5.0以上，节点具有较好的延性。从表4可以看出：试件CPS-1与试件CPS-2的延性系数都达到了6.0，虽然两者的延性系数相同，但由于试件CPS-2选用了更厚的拼接板，所以屈服位移及极限位移比试件CPS-1要大。

3.3 试件滞回曲线分析

从图7可以看出，试件CPS-1、CPS-2、CPS-3的曲线均较为饱满，表明节点具有良好的塑性变形能力。试件CPS-2及CPS-3在加载过程中翼缘拼接板滑移较明显，试件破坏前拼接区出现明显的塑性变形；从滞回曲线中发现在加载初期，试件承载力出现先突然下降继而又回升的现象，这是由于拼接处各螺栓的滑移不同步所导致。对比3个试件的滞回曲线发现，CPS-2较CPS-1的滞回曲线饱满程度略有增加，这表明随着拼接板厚度的增加，整个节点的耗能能力也随之增加；拼接板宽度增加也会对试件的承载力产生影响，但影响程度不大。

图7 试件滞回曲线

Fig.7 Hysteretic curves of specimens

3.4 试件骨架曲线分析

3个试件的骨架曲线均呈S形，屈服之前，初始刚度相差不大，3条曲线基本重合，屈服后骨架曲线开始分离，如图8所示。试件CPS-1的刚度最小；试件CPS-2、CPS-3的承载力均高于试件CPS-1的承载力，试件屈服之后，刚度趋于平稳；刚度随着拼接板宽度和厚度的增加而增大，且厚度的改变对刚度的影响较大。

图8 试件骨架曲线

Fig.8 Skeleton curves of specimens

3.5 试件耗能分析

滞回环的包络面积能很好地反映结构的耗能能力，常用等效黏滞阻尼系数h_e来衡量结构的耗能能力。因各试件的最终破坏荷载均不相同，选取位移为90mm时所对应的等效黏滞阻尼系数来比较各个试件的耗能能力。各试件的等效黏滞阻尼系数及极限位移如表5所示。

试件CPS-2的等效黏滞阻尼系数最大，h_e =0.326；其次是CPS-1，h_e =0.288；CPS-3的等效黏滞阻尼系数最小，h_e=0.269。对于极限位移，3个试件中CPS-2最大，为-114mm，CPS-1次之，CPS-3最小。节点耗能主要来自拼接板的拉伸变形与相对滑移。试件CPS-2的拼接板最厚，在板件屈服前，发生了充分滑移，通过板件间的相对滑移消耗了更多的能量。

4 有限元分析

为了更充分地研究互形节点的受力性能，在3个试件的试验基础上，通过变化拼接板参数，采用有限元软件ABAQUS，另外建立了4个节点试件有限元模型，共7个节点模型，节点的拼接板参数如表6所示，模型GD-1、GD-2、GD-6与试件CPS-1~CPS-3尺寸相同。有限元模型中各组件均采用C3D8R单元（8节点六面体），焊缝部位采用绑定，螺栓与孔壁之间定义为无摩擦的面与面接触，其余部位定义为有摩擦的面与面接触，摩擦系数为 0.4，材料力学属性与试验一致，本构关系如图9所示。

图9 材料本构关系

Fig.9 Constitutive relationship of materials

采用不同网格尺寸对模型进行划分，柱子与加劲肋采用边长为65mm的网格，梁采用30mm的网格，螺栓采用8mm的网格。柱底固接，柱顶铰接，在柱顶施加300kN的轴向力，螺栓施加155kN的预紧力，加载制度与试验相同。框架梁端截面耦合到梁截面几何中心点，并在耦合点上施加低周往复荷载。模型的网格划分如图10所示。

图10 网格划分

Fig.10 Mesh division

模型变形的应力分布如图11所示，悬臂梁翼缘、腹板及拼接板均出现不同程度的屈曲；由于采用角钢对梁柱加强，腹板屈曲和悬臂梁翼缘屈曲都避开了梁柱连接根部。通过分析有限元滞回曲线（图12a)、b)、f)）发现，模型GD-1的滞回曲线出现捏缩，GD-2、GD-6的滞回曲线饱满，滞回环的面积较大，存在明显的弹性与塑性的分界线，且正、负向的对称性较好，与试验结果基本吻合。

图11 模型变形的应力云图（单位：N·m^-2）

Fig.11 Stress contours of model deformation（Unit：N·m^-2）

图12 有限元模拟滞回曲线

Fig.12 Hysteretic curves simulated by FE

拼接板厚度变化的模型滞回曲线如图12a）~d）所示。可以看出，随着拼接板厚度的增加，滞回曲线越来越饱满，说明拼接板厚度越大滞回性能越好。拼接板宽度变化的模型滞回曲线如图12a），e-g）所示。可以看出，随着梁翼缘拼接板宽度的增加，各模型的滞回曲线差别不大，均呈梭形，说明翼缘拼接板宽度变化对钢框架翼缘加强互形装配式节点的滞回性能影响不明显。因此在设计中拼接板厚度要比梁翼缘厚2~4mm，考虑到拼接板与构件的焊接条件要求，拼接板宽度要比梁翼缘宽30~50mm。

5 结  论

（1）钢框架翼缘加强互形装配式节点滞回曲线饱满，具有较好的耗能能力；梁柱根部角钢加强可使翼缘拼接板与框架梁之间得到充分滑移，试件的延性系数均达到5.0以上。

（2）通过试验以及有限元分析发现，随着拼接板厚度的增加，节点的极限承载力提高，梁端的极限位移随之增大，刚度退化速度减慢；增加拼接板厚度可使节点耗能能力得到明显提高，另外，翼缘拼接板宽度的增加对模型承载力提高及对刚度和滞回性能影响均不明显。节点设计时，建议翼缘拼接板的厚度比梁翼缘厚2~4mm；宽度比梁翼缘宽30~50mm。

（3）节点的耗能主要来自两方面：一是拼接板钢材的塑性变形；二是拼接板与构件之间的滑移。

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