在供给侧结构性改革和新型城镇化的背景下，发展装配式建筑以及推动建筑方式创新的需求越来越迫切[1-2]。抗震性能优越的钢结构具有强度高、自重轻、机械加工性能好等优点，适合标准化设计、模块化生产、装配化施工，工厂化程度可以达到90%以上[3-5]。其中，预制钢框架结构体系是装配式钢结构中常用的结构形式，可广泛应用于多、高层建筑、改造加固工程以及抗震安居工程之中[6-8]。
在装配式钢框架结构体系中，全螺栓连接节点是实现装配式功能的重要手段。同时，全螺栓连接节点也有利于带可更换构件结构体系的形成。这种结构体系利用局部削弱的方法，将塑性变形及耗能集中在可更换的延性耗能构件上，起到“保险丝”作用，使主体结构保持弹性，实现震后更换集中损伤的延性耗能构件来迅速恢复结构功能的目标[9-11]。
文献[12]对这种结构体系中带低屈服点钢“延性保险丝”的盖板连接节点的作用机理进行了研究，如图1(a)所示，结果表明：采用屈服点低、高延性、高耗能能力的低屈服点钢材(LYP100和LYP160)[13-14]制作盖板连接组件进行局部削弱，能够有效集中损伤，耗散大部分能量，提高节点延性，如图1(b)所示，使主体结构基本保持在弹性范围，起到“保险丝”作用。但为了避免盖板连接部位过度削弱，影响节点的正常承载功能，与LYP100钢材相比，建议采用LYP160钢材来制作连接组件。但如果不对盖板连接进一步削弱，带LYP160钢盖板连接组件的节点在梁柱连接处仍然会出现一定的塑性应变累积，如图1(c)左图所示，盖板耗能比例降低(如图1(b))，“保险丝”作用部分失效。
因此，为了避免过度削弱盖板连接部位，保证节点正常使用承载能力，同时令带LYP160钢盖板连接组件的节点“保险丝”作用充分发挥，损伤和耗能集中在延性更好的盖板连接组件上，本文提出对此类节点梁柱连接处的梁翼缘截面进行局部加强，扩翼改进后梁柱连接处的塑性应变累积明显降低(如图1(c)右图所示)，实现对节点进行较小削弱就能充分发挥“保险丝”作用效果的目标。为研究此类扩翼型盖板连接节点的受力机理，首先，采用通用有限元软件ABAQUS建立全螺栓连接节点数值模型，结合国内外典型试验结果，验证数值模型的准确性和适用性。然后，通过建立不同扩翼程度、不同削弱程度的LYP160钢盖板连接节点模型，对比其承载性能、滞回性能、累积塑性应变以及耗能能力等，深入探讨不同扩翼程度对不同削弱程度的扩翼型盖板连接节点抗震性能的影响，并给出相应设计流程，为工程应用提供参考依据。
图1 带低屈服点钢“延性保险丝”的盖板连接节点受力机理
Fig.1 Mechanism of cover-plate connection with low yield point steel ‘ductile fuse’
1 有限元模型验证
所有组件均采用空间三维六面体非协调单元(C3D8I)进行模拟。对节点模型中存在的所有接触关系均按照实际情况建立，能够准确模拟螺栓滑移、挤压等现象，包括螺栓杆与孔壁之间的接触、螺栓帽与板件之间的接触、板件与板件之间的接触，切线方向为库仑摩擦，法向方向为硬接触。其他条件均与试验保持一致。选取文献[15―16]中的节点试验进行验证，分别是带Z字形悬臂梁段拼接节点和盖板拼接节点，对比结果如图2和图3所示。数值计算结果与试验结果基本一致，能够较准确地模拟板件局部屈曲、螺栓滑移、局部承压等现象。
图2 文献[15]试验结果与数值模拟对比
Fig.2 Comparison of test results and numerical simulation of reference [15]
图3 文献[16]试验结果与数值模拟对比
Fig.3 Comparison of test results and numerical simulation of reference [16]
2 扩翼型盖板连接节点参数设计
为更好地保护梁柱连接部位，使损伤和耗能集中在延性更好的低屈服点盖板连接组件上，实现对节点进行较小削弱就能充分发挥“保险丝”作用效果的目标，本文对梁端翼缘截面进行扩翼改进，考察4种不同程度的扩翼，并和未扩翼型盖板连接节点进行对比，研究不同扩翼程度对5种削弱程度的扩翼型盖板连接节点抗震性能的影响，具体参数及试件编号如表1所示，其中C表示扩翼程度，D表示削弱程度。削弱程度通过盖板连接位置翼缘盖板厚度t(如图4(a)所示)控制，扩翼程度通过扩翼宽度c(如图4(b)所示)控制。
采用扩翼系数来衡量短梁的扩翼程度，扩翼系数越大，表示扩翼程度越高，扩翼系数αc的计算方法如式(1)。采用承载力系数设计值αd(式(2))来衡量节点的削弱程度，承载力系数设计值越小，表示节点削弱程度越高。承载力系数实际值αr决定了节点低屈服点盖板“保险丝”是否发挥保护主体结构的作用，计算方法如式(3)。由文献[12]分析结果可得，当承载力系数实际值αr＞1.0时，短梁耗能比例增加，主体结构逐步进入塑性状态，低屈服点钢盖板连接组件耗能比例明显降低，逐步失去保险丝作用。
表1 节点参数说明
Table 1 Parameters of connections
扩翼系数αc 承载力系数设计值αd 节点系列 试件编号0.66C0-D1 1.00(未扩翼)0.77 C0-D2 0.88 C0-D3 0.98 C0-D4 1.14 C0-D5 C0 0.66C1-D1 1.10 0.77 C1-D2 0.88 C1-D3 0.98 C1-D4 1.14 C1-D5 C1 0.66C2-D1 1.20 0.77 C2-D2 0.88 C2-D3 0.98 C2-D4 1.14 C2-D5 C2 0.66C3-D1 1.30 0.77 C3-D2 0.88 C3-D3 0.98 C3-D4 1.14 C3-D5 C3 0.66C4-D1 1.43 0.77 C4-D2 0.88 C4-D3 0.98 C4-D4 1.14 C4-D5 C4
式中：Mc为扩翼处梁全截面塑性抵抗弯矩；Mb为未扩翼处正常梁段全截面塑性抵抗弯矩；Mmax,d 为盖板连接削弱处全截面塑性抵抗弯矩；Mr为节点实际承载力。
本文通过将宽翼缘的工字型短梁进行切削形成直线型过渡的扩翼短梁，斜直线过渡段的水平长度取图集[17]中梁端翼缘加宽型节点给出的最大值(0.45倍梁高)，截面过渡较为平缓，有效减缓应力集中现象[18]。扩翼宽度的设计参考图集[17]中梁端翼缘局部加宽型节点给出的1/4倍～1/3倍梁宽即37.5 mm～50 mm，本文扩翼宽度c取11 mm、21 mm、32 mm、45 mm，对应的扩翼系数αc分别为1.1、1.2、1.3、1.43。
承载力系数设计值(节点削弱程度)取0.66～1.14之间五个值，下限值参考美国FEMA-350[19]中削弱型节点的最大削弱程度，按本文设计的梁尺寸计算对应的削弱型节点的承载力系数最小设计值为0.64，进而保证节点正常使用具备足够的承载力；上限值超过1.0是为了考察承载力系数设计值超过1.0之后“保险丝”的作用效果。
梁柱截面尺寸的设计符合规范[20]要求，梁柱采用Q345钢材，混合强化准则。螺栓间距和螺栓孔位置等符合设计规范[20―22]，10.9级M22高强度螺栓的材料本构参考文献[23]，采用多线性应力-应变曲线，混合强化准则，螺栓预拉力取规范[21]中设计值190 kN，摩擦系数取0.45。盖板连接组件为LYP160钢材，采用Chaboche循环本构模型[24]，本构关键参数根据文献[13―14,25]试验结果标定，混合强化准则。节点详细尺寸以及数值模型如图4所示。
在长梁端部施加位移控制荷载，单调加载时，加载最大幅值101.5 mm，对应的转角为0.05 rad，满足美国FEMA-350[19]对延性节点的要求(0.03 rad)，具有一定的安全储备。循环加载时，采用逐级加载，其加载制度如图5所示。
根据文献[12]中对带低屈服点钢“保险丝”的盖板连接节点的作用机理研究结果，控制转角θ=0.03 rad(美国FEMA-350[19]对延性节点的最小转动要求)时的承载力系数实际值m不超过1.0，此时保证延性节点充分发挥“保险丝”作用，耗能主要集中在可更换的盖板连接组件；超过1.0后，“保险丝”作用逐渐失效，其控制机理如图6所示。
图4 连接节点详细尺寸以及数值模型
Fig.4 Dimension and numerical model of connections
3 扩翼型盖板连接节点抗震行为分析
3.1 承载性能分析
图7(a)～图7(e)对比了各节点承载力系数实际值-转角曲线。根据图6可得，当承载力系数实际值等于1.0时与承载力曲线交点定义为“保险丝”作用起始失效点。从图7(a)～图7(e)中各节点“保险丝”作用起始失效点可以看出，随着节点削弱程度增大，失效点所对应的转角逐步提高，说明“保险丝”作用时间延长；当削弱系数相同时，随着扩翼程度的增加，失效点所对应的转角逐渐增大，显著延长“保险丝”作用时间(例如对比各图中D3系列)。
提取图7(a)～图7(e)中各节点转角0 rad～0.03 rad时的承载力系数实际值最大值αr,max (0～0.03)，得到图7(f)承载力系数实际值-承载力系数设计值关系曲线。表2中的承载力系数最大设计值αmax,di为图7(f)中实际值αr,max(0～0.03)等于1.0时所对应的承载力系数设计值，表征节点充分发挥“保险丝”作用所需要的最小削弱程度。即当承载力系数设计值小于表中αmax,di数值时，在转角达到0.03 rad之前，“保险丝”作用充分发挥。由图7(f)和表2可得，当承载力系数实际值相同时，C1～C4节点系列相对应的承载力系数设计值与C0节点系列相比有明显提高，且随着扩翼程度的增大，节点所需的承载力系数设计值提高，即所需要的削弱程度变小，使节点避免过度削弱，充分说明扩翼型盖板连接节点在连接位置削弱较少的情况下就能达到未扩翼型盖板连接节点的“保险丝”作用效果，兼顾节点的正常使用承载能力及可更换“保险丝”作用。
图5 加载制度
Fig.5 Loading pattern
图6 带“保险丝”节点的控制机理
Fig.6 Control mechanism of connection with fuses
表2 节点实际承载性能对比分析
Table 2 Comparison of actual bearing capacity of connections
承载力系数 各节点系列C0 C1 C2 C3 C4实际值αr 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0最大设计值max,di α(单调)0.639 0.711 0.797 0.9091.123
图7 节点单调曲线对比分析
Fig.7 Comparison of monotonic curves of connections
3.2 滞回性能分析
3.2.1 整体滞回曲线对比分析
图8为未扩翼型盖板连接节点(C0)和扩翼型盖板连接节点(C3)的滞回曲线，其他节点(C1、C2、C4)表现出类似行为，限于篇幅，不全部列出。由图8可得：削弱程度较大的节点(如C0-D1、C0-D2、C3-D1、C3-D2)，随着加载圈数的增加，节点的滞回曲线和单调曲线有逐步远离的趋势，出现一定的承载力退化或趋于平缓的现象。这主要是由于循环加载导致盖板连接组件发生明显的往复鼓屈和较大的塑性变形，减缓节点承载力的强化现象，延长节点“保险丝”作用时间，更好地保护主体结构。对比图8中各列示意图(削弱程度相同，扩翼程度不同的情况)，扩大梁端翼缘截面可以减缓承载力强化趋势，提高“保险丝”作用时间。
图8 节点滞回曲线对比分析
Fig.8 Comparison of hysteresis curves of connections
3.2.2 组件滞回曲线对比分析
为进一步说明扩大梁翼缘截面和改变节点削弱程度对节点“保险丝”作用效果的影响，提取各组件的滞回曲线，包括盖板连接组件、短梁和长梁。
图9为各组件滞回曲线横纵坐标定义，u1和u2分别为上盖板左右两端在y方向上的位移，u2-u1为上盖板两端的相对位移；P为加载点荷载；M为组件一端所受弯矩；F为作用在上盖板y方向上的轴力；θ1为短梁相对转角；θ2为长梁相对转角；l为梁总长；l1为短梁长度；l2为长梁长度；h为梁高；x1和x2为短梁与长梁两端在x方向上的位移；v1和v2为长梁左端上下翼缘板在y方向上的位移。
图9 各组件滞回曲线横纵坐标定义
Fig.9 Definition of x-axis and y-axis of hysteresis curve of components
图10(a)～图10(c)分别是扩翼型盖板连接节点(C3系列)盖板、短梁和长梁的滞回曲线，其他节点(C0、C1、C2和C4)呈现的规律和C3节点类似。由于螺栓孔承压扩大及板件往复屈曲，导致上盖板滞回曲线呈现明显不对称状态。从图中可知，随着削弱程度减小，上盖板的滞回曲线越不饱满，上盖板的变形和耗能越小，进入塑性程度越浅；而长梁基本处于弹性范围，参与耗能较少；短梁滞回曲线随着削弱程度的减小越饱满，耗能越多，节点“保险丝”作用效果减弱。因此，为保证节点“保险丝”的作用效果及作用时间，对节点削弱程度有较高要求。
对比同一削弱程度、不同扩翼程度C0-D、C1-D2、C2-D2、C3-D2、C4-D2节点上盖板和短梁的滞回曲线，如图11所示，可得：扩大梁端翼缘截面可以增大盖板滞回曲线饱满程度，增加盖板组件耗能，减少短梁进入塑性的程度及耗能，有效提高节点“保险丝”作用效果。
图10 扩翼型盖板连接节点(C3系列)各组件滞回曲线对比分析
Fig.10 Comparison of hysteretic curves of components of widened flange cover-plate connections(C3 series)
图11 同一削弱程度、不同扩翼程度节点的盖板和短梁滞回曲线对比分析
Fig.11 Comparison of hysteretic curves of upper cover-plate and short beam in case of the same weakened degree and different widened flange degrees
3.3 断裂性能和破坏形态分析
等效塑性应变(PEEQ)是一种塑性应变累积表征量，该指标反映了钢材局部的延性及断裂倾向[26]。图12为部分节点的PEEQ分布，图中颜色越深表明塑性应变累积越大，越容易发生断裂行为。
图12(a)是扩翼型盖板连接节点(C3系列)的PEEQ分布，随着削弱程度的减少，盖板连接组件的PEEQ降低，梁端的PEEQ增加。在削弱程度较大(如C3-D1节点)时，破坏主要发生在盖板连接组件，盖板连接组件出现明显的屈曲及塑性变形。随着削弱程度的减少，破坏和塑性变形逐渐从盖板连接组件转移到短梁。
对比同一削弱程度、不同扩翼程度的节点破坏行为(C0-D2 ～ C4-D2节点)，如图12(b)所示，可得：随着扩翼程度的增大，短梁的PEEQ明显降低，但梁端翼缘截面扩大到一定程度后(对比C3-D2 和C3-D4节点)，对降低短梁PEEQ的作用效果减弱。
从上述分析可知，合理的控制节点削弱程度可使塑性应变累积位置主要发生在盖板连接组件，起到保护主体结构的作用。扩大梁端翼缘截面可以减少梁柱连接处梁端的塑性应变累积，增大盖板连接组件的塑性应变累积，有效转移塑性铰位置，更好地发挥“保险丝”作用。
图12 节点PEEQ分布和破坏形态对比分析
Fig.12 Comparison of PEEQ distribution and failure mode
3.4 耗能能力分析
图13和图14分别是扩翼型盖板连接节点(C3系列)的各组件能量耗散图和各组件耗能比例图，其他节点(C0、C1、C2和C4)呈现的规律和C3节点类似。
由图13对比分析可知：主要的耗能组件是上下盖板和短梁，随着削弱程度的减小，上下盖板的耗能不断减少，短梁的耗能不断增大，这与各组件滞回曲线(图10和图11)和节点PEEQ分布(图12)表现出的规律一致。随着削弱程度的减小，总体耗能有所增加，但削弱程度较小的节点由于主体结构耗散地震能量，发生不可恢复的塑性变形，无法实现震后快速恢复功能的目标。
图14中的纵坐标是各组件耗散能量与节点耗散总能量的比值。当削弱程度较大时，盖板连接组件的耗能比例达到80%～95%，随着削弱程度减小，盖板连接组件的耗能比例减少到20%以下，主要由短梁耗散能量，盖板失去“保险丝”功能。
图13 各组件能量耗散对比分析
Fig.13 Comparison of energy dissipation of components
图14 各组件耗能比例对比分析
Fig.14 Comparison of energy dissipation proportion of components
将所有模型转角达到0.03 rad(美国FEMA-350[19]对延性节点的最小转角要求)时主要耗能组件(上下盖板和短梁)的耗能比例值提取出来，得到不同扩翼系数节点主要耗能组件(上下盖板和短梁)耗能比例随承载力系数设计值变化曲线，如图15所示。
由图15可知：随着削弱程度的减小(承载力系数设计值增加)，“保险丝”上下盖板的耗能比例先迅速减小后缓慢减小，而短梁的耗能比例先迅速增大后缓慢增大。扩大梁端翼缘截面对提高上下盖板耗能的作用先增大后减小，且扩翼达到一定程度后，对提高上下盖板耗能的作用不明显。当上下盖板的耗能比例小于80%时，短梁的耗能比例超过15%，节点“保险丝”作用开始失效。所以，应控制上下盖板的耗能比例不小于80%，同时短梁的耗能比例不超过15%，得到对应的承载力系数最大设计值αmax,di(循环)，如表3所示，即当承载力系数设计值小于表中数值αmax,di(循环)时，在转角达到0.03 rad之前，低屈服点“保险丝”充分耗能。
图15 主要耗能组件耗能比例变化
Fig.15 Variation of energy dissipation proportion of the main components
表3 承载力系数限值
Table 3 Limit value of bearing capacity coefficient
各节点系列承载力系数C0 C1 C2 C3 C4最大设计值max,di α(单调)0.639 0.711 0.797 0.9091.123最大设计值max,di α(循环)0.665 0.708 0.753 0.7760.781限值αu,di 0.639 0.708 0.753 0.7760.781 αα 1 1.11 1.18 1.211.22 u,du,d0 i /
3.5 承载力系数限值
承载力系数实际值αr决定了“保险丝”是否发挥作用，然而，由于节点复杂的承载力强化行为，特别是低屈服点钢材具有显著的应变强化现象，实际值αr不能通过设计计算得到，而承载力系数设计值αd在设计节点时可通过计算获得(式(2))。因此，需要获得承载力系数设计值αd与承载力系数实际值αr之间的关系，控制“保险丝”作用效果。
表2和表3中的承载力系数最大设计值αmax,di(单调)和αmax,di(循环)分别根据承载力系数实际值αr等于1.0(图7(f))以及盖板组件耗能达到一定比例获得(图15)。为了保证“保险丝”具有较好的承载性能和优越的耗能能力，取αmax,di(单调)和αmax,di(循环)的较小值作为承载力系数限值αu,di，如表3所示，表征节点充分发挥“保险丝”作用所需要的最大承载力系数设计值。即在转角达到0.03 rad之前，当αd≤αu,di时，“保险丝”正常发挥作用；当αd＞αu,di 时，“保险丝”作用逐步失效。扩翼型节点的最大限值为0.781，相对未扩翼型节点，提高22%，进而有效增加所需的承载力系数设计值，降低节点削弱程度，提高节点承载性能。
由于不同的削弱程度，节点所需的扩翼尺寸不同，因而对承载力系数限值αu,di与扩翼系数αc的关系进行曲线拟合。在进行节点设计时，通过扩翼系数可获得相应的承载力系数限值αu,di，如图16所示，拟合公式如式(4)，适用于文中所述典型梁柱截面尺寸和常用拼接位置(1.5倍梁高)。由曲线分析结果可得，当扩翼系数αc＞1.4时，对承载力系数限值的提高作用有限。
图16 承载力系数限值与扩翼系数的关系曲线
Fig.16 Fitting curve of limit value of bearing capacity coefficient and widened flange coefficient
4 带LYP160钢连接组件的扩翼型盖板连接节点设计流程
本文针对典型的梁柱截面尺寸和常用的拼接位置(1.5倍梁高)，给出此类节点的设计流程示例。
1)已知梁柱截面尺寸，梁全截面塑性抵抗弯矩可计算得到。并根据规范[20―22]，选取螺栓等级、直径，确定螺栓孔大小、位置、间距、预拉力以及摩擦系数等，按摩擦型高强度螺栓连接计算单个螺栓连接的抗剪承载力设计值。
2)先假定腹板螺栓数n1，初步确定腹板盖板长度和宽度，根据设计内力计算出腹板盖板厚度。根据等强度设计原则计算腹板螺栓数n2，且n2≥2。当螺栓数n1≥n2时，假定的n1满足要求；当螺栓数n1＜n2时，则重新假定螺栓数n1，直至n1≥n2。最终得到腹板螺栓数n1，确定腹板盖板尺寸。
3)为保证“保险丝”正常发挥作用，需确保承载力系数设计值满足0.64≤αd≤αu,di ，其中，0.64是削弱型节点的承载力系数最小设计值，保证节点正常使用承载能力；αd由上下盖板板厚t控制，由式(2)计算得到；αu,di由扩翼系数αc控制，由式(4)计算得到，其中扩翼系数αc参考图集[17]中梁端翼缘局部加宽的加强型连接节点的设计及受柱翼缘宽度限制，需满足1≤αc ≤1.4。先假定扩翼系数αc，计算出承载力系数限值αu,di，得到承载力系数设计值αd需满足的范围0.64≤αd≤αu,di ，选定盖板厚度t使计算得到的αd满足0.64≤αd≤αu,di 。
4)假设作用在梁拼接处的弯矩完全由翼缘承担，计算得到翼缘盖板连接所需螺栓数，从而确定盖板长度，盖板宽度可取与梁宽相同。
5 结论
(1)随着扩翼型盖板连接节点削弱程度的减小，盖板连接组件的塑性变形和耗能变小，短梁的耗能增加，因此，为保证节点“保险丝”作用效果，应控制节点的削弱程度不宜过小。扩大梁端翼缘截面可有效减缓短梁进入塑性的程度，降低短梁耗能，使塑性应变累积集中在高延性低屈服点翼缘盖板，提高节点“保险丝”作用效果，显著延长“保险丝”作用时间。
(2)随着扩翼程度的增大，节点所需的承载力系数设计值提高，即所需要的削弱程度变小，使节点避免过度削弱，兼顾正常使用承载能力及可更换“保险丝”作用效果。但当扩翼达到一定程度后，对盖板连接组件耗能的提高作用有限。
(3)利用计算结果拟合得到节点承载力系数限值与扩翼系数的关系式。当αd≤αu,di ，“保险丝”正常发挥作用。当αd＞αu,di 时，“保险丝”作用逐步失效。扩翼型节点的承载力系数限值比未扩翼型节点提高22%，进一步说明扩翼措施能够有效增加节点充分发挥“保险丝”作用效果所需的承载力系数设计值，提高节点承载性能。
(4)提出带LYP160钢连接组件的扩翼型盖板连接节点设计流程示例，适用于文中所述典型梁柱截面尺寸和常用拼接位置(1.5倍梁高)，扩翼系数αc满足1≤αc ≤1.4，承载力系数设计值αd满足0.64≤αd≤αu,di ，为工程应用提供参考依据。
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