Seismic Behavior of Honeycomb Frame with Replaceable Plastic Hinge Joints
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摘要: 为避免在地震作用下梁柱翼缘相交处的焊缝发生脆性破坏，本文设计了一种蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点，并对基于此节点的4个不同蜂窝式耗能环尺寸的框架试件模型进行低周往复加载的ABAQUS有限元模拟和加载试验，分析各框架试件有限元模型和试验试件的滞回曲线、骨架曲线、刚度退化曲线、延性性能等，研究蜂窝式耗能环的法向厚度和径向厚度对节点框架滞回性能的影响。结果表明：蜂窝式可替换塑性铰节点框架的滞回曲线较为饱满，具有良好的耗能能力；等间距地增加蜂窝式耗能环阵列的径向厚度，可以提高蜂窝式梁柱节点框架的耗能能力和屈服后的变形能力；蜂窝式耗能环阵列法向厚度从H型钢梁腹板厚度增加到3倍H型钢梁腹板厚度时，蜂窝式梁柱框架试件的耗能能力显著提高。蜂窝式梁柱框架试件试验中蜂窝式耗能单元的破坏位置与蜂窝式梁柱框架试件有限元模型中应力分布较大的位置几乎完全吻合，符合实际情况。相较于传统钢结构梁柱抗震节点，蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点将梁柱焊缝处的脆性破坏转化为梁上特定位置的破坏，充分转移梁柱节点焊缝处的应力，蜂窝式可替换塑性铰节点保护了梁柱节点焊缝，能够有效实现塑性铰外移。蜂窝式可替换塑性铰节点有效减少梁柱节点焊缝开裂现象，降低钢结构在大震下发生焊缝开裂而倒塌的几率，易于模块化工厂加工，显著提高施工效率，便于消防管道、电缆等设施的转向和穿线。Abstract: To avoid the brittle failure of welds at the intersection of the beam and column flanges under the action of earthquakes, a honeycomb replaceable plastic hinged beam-column joint was designed. The ABAQUS finite element simulations of low-cycle reciprocating loading and low-cycle reciprocating loading test were carried out on four frame specimen models of different honeycomb energy dissipation ring sizes based on this node. The finite element model of each frame specimen and the hysteresis curve, skeleton curve, stiffness degradation curve, ductility performance of each frame specimen were fully analyzed, and the normal thickness and radial thickness of the honeycomb energy dissipation ring were discussed. The results showed that the hysteretic curve of the honeycomb replaceable plastic hinge node frame was relatively full and had a good energy consumption capacity. Increasing the radial thickness of the honeycomb energy-consuming ring array in equal intervals could improve the energy consumption capacity and deformation ability of the honeycomb beam-column node frame after yield; When the normal thickness of the honeycomb energy-consuming ring array was increased from the thickness of the H-type steel beam web to 3 times the thickness of the H-type steel beam web, the energy consumption capacity of the honeycomb beam and column frame specimen was significantly improved. The failure position of the honeycomb energy-consuming unit in the honeycomb beam and column frame specimen test was almost completely consistent with the position with large stress distribution in the finite element model of the honeycomb beam and column frame specimen, which was in line with the actual situation. Compared with the seismic node of the traditional steel structure beam and column, the honeycomb replaceable plastic hinge beam and column node converted the brittle damage at the beam and column weld into the damage at a specific location on the beam, fully transferring the stress at the beam and column node weld, and the honeycomb replaceable plastic hinge node protects the beam and column node weld, which could effectively realize the plastic hinge outward transfer. The honeycomb replaceable plastic hinge beam and column node can effectively reduce the weld cracking phenomenon of the beam and column nodes, reduce the probability of weld cracking and collapse of steel structures under large earthquakes, easy modular factory processing, significantly improve construction efficiency, and facilitate the steering and threading of fire pipes, cables and other facilities.
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在1994年美国北岭（Northridge）地震和日本阪神（Hanshin Awaiji）地震之前，大部分多层和高层钢结构是采用较为传统的梁柱栓焊混合刚性连接。焊接易受现场焊接环境及焊接工艺的影响，使得焊缝的质量等级难以符合要求，从而导致梁柱节点焊缝在较强地震作用下发生脆性破坏。研究人员在美国北岭和日本阪神地震中发现有大量的脆性裂缝出现在梁柱节点处，造成了钢结构节点发生大量的脆性破坏，导致钢框架结构出现断裂和倒塌，造成巨大的经济损失[1-2]。
在大震作用下，钢框架结构通过自身的耗能来耗散部分能量，而梁柱连接节点在钢框架结构中起至关重要的作用。国内外研究人员对钢框架梁柱连接节点的破坏机理、相关性能及设计方法等方面进行了深度的研究。
王志宇等[3]介绍了钢框架梁柱节点低周疲劳损伤积累的分析方法，对试验的分析提供了理论依据。程晓燕等[4]对5个钢管混凝土梁柱进行了试验研究，得到节点的抗震性能指标，其结果显示节点的抗震耗能能力较好。李时等[5]对不同形式的大跨度钢结构，提出了抵抗其连续性倒塌的方法与措施。张爱林等[6]提出了一种可修复的装配式钢框架梁柱节点，利用翼缘连接盖板上的变形来消耗地震能量，其结果表明，翼缘连接盖板上耗能性能较好，在震后只需要更换连接盖板即可实现节点的快速修复。石永久等[7]进行了摩擦型高强度螺栓连接与侧端部角焊缝并用连接试件承载性能的试验研究。郁有升等[8-10] 进行了钢框架梁翼缘削弱型节点循环荷载作用的试验研究，该试验结果表明，梁翼缘削弱节点具有良好的塑性变形能力和耗能性能，将梁翼缘进行适当的削弱后形成的骨型节点，可以增加梁柱节点的耗能性能，是一种理想的延性节点。
李晓东等[11]提出了一种基于摩擦摆隔震支座和汽车制动装置的耗能原理，设计了新型摩擦塑性铰节点，进行有限元模型的低周反复荷载分析，探究新型摩擦塑性铰节点的抗震性能，其结果表明，新型摩擦塑性铰节点具有良好的抗震性能，新型摩擦塑性铰节点中的摩擦片可以有效地消耗部分能量。黄炳生等[12]提出工程中常用的几种孔形蜂窝梁等效抗弯刚度求解方法，表明蜂窝梁可进行理论层面的计算，并提供了计算方法。贾连光等[13-15]对不同参数下的正六边形孔蜂窝梁和蜂窝组合梁抗剪性能进行了试验与有限元分析研究。Galehdari等[16]通过解析、数值和实验相结合的方式对六边形铝蜂窝的坍塌荷载进行了分析，研究结果表明，数值坍塌载荷和实验坍塌载荷的最大差值为2.5%；此外，结构的变形形状与实验形状非常相似；数值模拟方法和所提出的解析关系可用于分析其他金属蜂窝结构的坍塌情况。Zhang等[17]建立了蜂窝在面外压缩下，塑性坍塌应力与塑性铰长度的修正模型，可为铝蜂窝的选型和结构设计提供新的思路。
以上研究根据“强柱弱梁”的设计原则，分别采取不同形式加强柱或梁柱节点连接，包括加强高强度螺栓性能等措施，这些措施有效地转移了梁柱节点焊缝处的应力，但存在震后难以修复和替换的缺陷。本文利用蜂窝结构抵抗挤压能力强这一特点，结合文献[8-9,11]，将塑性铰从梁柱焊缝处向梁端外或特定的位置外移，设计了基于蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点，并把此节点设计成钢结构框架，对该框架进行了低周往复加载的ABAQUS有限元模拟和低周往复加载试验，并对影响梁柱节点力学性能的关键因素进行分析。蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点可在工厂进行梁柱模块化加工和在震后整体更换蜂窝式耗能单元，从而转移梁柱节点焊缝处的应力，并通过蜂窝式耗能单元在大震作用下耗散部分能量，易于模块化工厂加工，能显著提高施工效率，便于消防管道、电缆等设施的转向和穿线，且兼具美观效果。
1. 试件设计及说明
1.1 节点设计
利用蜂窝网状结构能有效地抵抗外部挤压力这一特点，设计了一种蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点，把焊缝处的脆性破坏转化为H型钢梁特定位置的局部变形屈曲破坏。在地震时，通过蜂窝式耗能环阵列的挤压变形和蜂窝式耗能单元梁腹板的屈曲来消散部分能量。蜂窝式耗能环阵列相当于3个加焊在腹板开孔洞处的套筒，可大幅度提高梁柱节点的整体抗剪能力。在震后，蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点可通过整体更换蜂窝式耗能单元，实现快速修复。蜂窝式可替换塑性铰节点如图1所示，蜂窝式耗能环阵列3维视图如图2所示，其中，法向厚度为JZHK，径向厚度为JZHH。
图 1 蜂窝式可替换塑性铰节点Fig. 1 Honeycombed replaceable plastic hinged joint
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图 2 蜂窝式耗能环阵列3维视图Fig. 2 3D view of honeycomb energy dissipating ring下载:
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1.2 框架设计
钢结构框架在H型钢梁两端添加了蜂窝式耗能单元，蜂窝式单元由形状为六边形的蜂窝式耗能环和腹板开六边形孔的H型钢梁组成；蜂窝式耗能单元与H型钢梁通过高强螺栓群和耗能环栓接而成，满足装配式施工和模块化加工的要求；H型钢梁与H型钢柱焊接；H型钢柱底端采用铰接与底板相连，因铰接处弯矩为零，故通过铰接来模拟H型钢柱的反弯点；底板与地面固结；塑性铰框架在H型钢柱的侧面施加低周往复加载，加载点在与H型钢梁截面几何中心平行的H型钢柱的背面。蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点，选取JZHH5、JZHH10、JZHH15、JZHK21 4种类型的蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点，建立塑性铰框架模型，进行低周往复荷载有限元的模拟和实验，节点布置如图3所示。
图 3 蜂窝式可替换塑性铰节点框架Fig. 3 Honeycombed replaceable plastic hinged joint下载:
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蜂窝式耗能环与空洞梁段连接的设计原则如下： 1）随着设防烈度的提升，加固加强蜂窝式耗能环与空洞梁段的连接处，从而避免因变形过大而使连接处断开，从而影响蜂窝式耗能环与空洞梁段的传力。在设防烈度较大的地区，在加强原有焊缝的基础上，加焊或者补焊长方形短板，以确保两者连接在变形加大的过程中焊缝不会断裂，而影响空洞梁段对蜂窝式耗能环的传力。
2）在地震中，随着层数的增加，高层建筑会产生一种“鞭梢效应”，地震时建筑的固有频率与地震波频率接近时，建筑物顶端产生强烈振动，位移加大。因此，应加固加强蜂窝式耗能环与空洞梁段的连接处，必要时，还要加焊或者补焊长方形短板。
对于蜂窝式耗能单元的钢框架的抗震性能，钢柱的抗震受剪承载力根据《高层民用建筑钢结构技术规程》（JGJ 99—2015）第8.1.5条进行计算；当构件拼接和柱脚时，计算构件的受弯承载力时，应考虑轴力的影响。根据童根树等[18]提出的工字梁抗剪极限承载力计算公式计算工字梁受剪承载力，得到翼缘对腹板转动约束的合理参数以及考虑翼缘约束的精度良好的腹板剪切屈曲系数。其屈曲系数,是充分考虑了翼缘抗弯承载力的贡献.
2. 试验方案
2.1 节点构造
通过螺栓装配会引起H型钢梁中部与蜂窝式耗能单元不必要的滑移误差，为减小误差，在试验构件设计时，采用整段H型钢梁替换塑性铰梁柱节点框架，这相当于在H型钢梁梁端直接切割六边形孔，形成蜂窝式单元区，其实际效果与H型钢梁梁端装配一样。通过地脚螺栓固定底板。蜂窝式节点框架如图4所示。
图 4 蜂窝式节点框架安装图Fig. 4 Installation drawing of honeycombed joint下载:
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2.2 试件参数说明
所有梁柱均焊接H型钢，梁柱截面一致，均为H250 mm×175 mm×7 mm×11 mm，柱高取1 000 mm，梁长取1 960 mm。蜂窝式耗能单元（可替换梁段）的起始位置为从梁柱焊缝150 mm处，蜂窝式单元梁截面为H272 mm×175 mm×7 mm×11 mm，梁腹板长取480 mm，梁翼缘长取622 mm。
整个试件模型为一榀框架，左右对称。蜂窝式单元梁翼缘与相邻梁翼缘通过高强螺栓连接，高强螺栓预紧力取80 kN，最大限度模拟实际工程概况。梁腹板拼接板尺寸为208 mm×112 mm×7 mm。
试验主要对比分析蜂窝式耗能环的宽度和厚度对塑性铰框架耗能能力的影响，蜂窝式耗能环参数见表1。H型钢柱与底板铰接，模拟H型钢柱反弯点（弯矩为0）。蜂窝式单元与H型钢梁翼缘连接的螺栓是8.8级M14高强螺栓。蜂窝式单元与H型钢柱连接的螺栓是8.8级M16高强螺栓。试验过程中，H型钢梁和H型钢柱均未发生明显变形，高强螺栓丝口挤压变形，高强螺栓孔产生轻微的挤压扩孔现象。每组试验更换整段H型钢梁，更换M16和M14螺栓，减少因螺栓弯曲变形和螺栓孔挤压扩孔造成的滑移现象。
表 1 蜂窝式耗能环参数Table 1 Cellular energy consumption ring parameters节点编号 厚度/mm 腹板宽度/mm 数量 种类 JZHH5 5 7 3 蜂窝式 JZHH10 10 7 3 蜂窝式 JZHH15 15 7 3 蜂窝式 JZHK21 5 21（3倍腹板宽度） 3 蜂窝式 试验中，蜂窝式耗能环与空洞梁腹板平面方向上不仅有力矩，还有剪力；在变形后，横截面不再为平面，因此平截面假定不再适用。在内力分析时，若蜂窝式耗能环及耗能单元横截面最薄弱处的抗剪承载力小于梁柱节点连接处横截面的抗剪承载力，则说明在蜂窝式耗能环及耗能单元横截面最薄弱处蜂窝式梁发生破坏，此时为延性破坏，从而减小梁柱焊缝开裂的几率；若蜂窝式耗能环及耗能单元横截面最薄弱处的抗剪承载力大于梁柱节点连接处横截面的抗剪承载力，此时，应加强梁柱节点处焊缝的强度，必要时，加焊长方形短板，增强梁柱焊缝处的连接强度。
2.3 试验方法
采用拟静力加载方式进行试验，使用100 t作动器提供低周往复荷载加载动力。试验开始时，通过H型钢梁截面几何中心、平行的H型钢柱的背面的连接构件连接框架与100 t作动器，连接构件可减少梁端发生应力集中现象。连接构件用铰接的方式与作动器相连，可以在较大加载位移情况下，最大限度地减少框架加载位置的变化。
2.3.1 材性试验
根据《钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备》（GB/T 2975—1998），材性试验分别对11 mm厚H型钢梁翼缘、7 mm厚H型钢梁腹板同批次钢材取样，试样共6个。其中，耗能环试样选取H型钢梁和H型钢柱的同批次钢板，因梁、柱截面尺寸相同，故对H型钢梁翼缘和腹板进行取样即可，试样尺寸如图5所示，材性试验结果见表2。
图 5 试样尺寸Fig. 5 Sample size下载:
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表 2 材性试验结果Table 2 Material properties test results试件厚度 钢材种类 数量 E/GPa fy/MPa εy fu/MPa εu 7 Q235B 3 209 260.66 0.16 376.60 8.84 11 Q235B 3 202 285.78 0.18 436.07 16.65 注：E为拉伸弹性模量，fy为屈服强度，fu为抗拉强度，εy为极限 拉应变，εu为极限压应变。 2.3.2 试验装置
框架试验在中国西部土木工程防震减灾重点实验室进行，图6为试验加载装置及现场试验加载装置。试验加载装置中，共使用8根地脚螺栓固定构件，限制整个框架的水平位移和垂直位移，由MTS拟静力加载系统对塑性铰框架施加低周往复循环荷载。
图 6 加载装置示意图及现场装置Fig. 6 Schematic diagram of the loading device and site device下载:
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2.3.3 加载制度
试验加载制度采用位移加载方式，通过有限元模拟软件ABAQUS模拟分析，确定屈服位移约为10 mm。拟静力加载制度如图7所示。屈服位移前分级为3、6和9 mm，每级位移循环2次；屈服位移后，分级为20、30、40、50、60和70 mm，每级位移循环3次。试验结束条件：1）框架构件出现破坏，即焊缝部位开裂、螺栓孔撕裂等破坏现象发生；2）框架承载力降低至框架极限荷载的85%以下；3）达到作动器的最大加载位移。
图 7 拟静力加载制度Fig. 7 Quasi-static loading system下载:
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2.3.4 数据采集
在框架低周往复荷载加载方向设置拉线式位移计，用于测量框架在低周往复荷载加载方向上的位移。在框架蜂窝式耗能单元的翼缘上下布置8个应变片测点；在腹板上耗能环排列方向的交叉方向配置2个应变花测点，一个应变花有3个方向的应变片测点，共6个应变片测点；在六边形耗能环连接处配置2个应变片测点。综上，单个蜂窝式耗能单元共有16个应变片测点，整个框架有两个蜂窝式耗能单元，所以整个框架共32个应变片测点。应变片测点位置如图8所示。图8中，黑色部分为应变片布置位置。
图 8 应变片测点布置图Fig. 8 Strain gauge measuring point layout下载:
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3. 试验结果
3.1 破坏现象
通过更换不同规格的蜂窝式耗能环的整段梁进行4次试验。试验中，由于蜂窝式耗能单元装配螺栓和螺栓孔之间存在微小缝隙，且框架与底板铰接处存在微小缝隙，导致试验从开始便发生滑移现象。标记测量可知，耗能板与钢梁的相对滑移为2.5 mm。
试验中，蜂窝式耗能单元翼缘出现翘曲现象，骨架曲线没有出现明显的屈服点。六边形孔角变形，蜂窝式耗能环与蜂窝式单元腹板焊缝开裂，蜂窝式耗能腹板出现轻微弯曲，耗能环变形。4个框架试件蜂窝式耗能环变形严重，部分边缘与蜂窝式单元脱离。各试件破坏现象如图9所示。
图 9 各试件破坏现象Fig. 9 Buckling of each specimens下载:
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3.2 滞回曲线
各框架试件的荷载–位移（Ρ–Δ）滞回曲线如图10所示。由图10可见，4个框架试件所呈现的滞回曲线变化趋势大致相同，均出现明显的滑移现象，滞回曲线整体呈S形。在负方向上，JZHH10框架试件耗能能力大于JZHH5框架试件和JZHH15框架试件；在正方向上，JZHH15框架试件耗能能力大于JZHH5框架试件和JZHH10框架试件；JZHK21框架试件耗能能力稍弱于JZHH10框架试件，但相差不大。
图 10 荷载–位移滞回曲线Fig. 10 Load–displacement hysteresis curves下载:
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综上，JZHH10框架试件的耗能能力最强。每个框架试件耗能环相邻位置均布置有应变片，以框架试件蜂窝式耗能环为例，对加载过程中的4个框架试件对称的耗能环连接处进行位移-应变曲线分析，如图11所示。图11中，YLJZDB和YLJZDT分别为远离加载端的耗能环下部和上部连接的测点，KJJZDB和KJJZDT分别为靠近加载端的耗能环下部和上部连接的测点。由图11可知，耗能环是在梁端加载位移达到±10 mm之后出现塑性屈服。
图 11 位移–应变滞回曲线Fig. 11 Displacement–strain hysteresis curves下载:
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蜂窝式可替换塑性铰节点框架的滞回曲线较为饱满，反映出整个结构或构件的塑性变形能力比较强，节点低周反复荷载试验研究性能较好，在地震中能较好地吸收地震能量，通过材料的内摩阻力或开裂和塑性铰转动等局部损伤将这些能量转化为热能散失到空间中去。相比于同等工况下的梁柱节点，蜂窝式可替换塑性铰节点抗震性能有一定的提升。
3.3 骨架曲线
骨架曲线如图12所示。由图12可见，各试件骨架曲线走势基本相同，分为弹性阶段、滑移阶段和弹塑性阶段。开始加载时，由于加工的精度不精确，仅部分螺栓承担剪力作用，其他螺栓只提供预紧力，耗能环受力变形为弹性变形；当耗能环所受的力超过一定值，开始出现蜂窝式单元与H型钢梁翼缘的相对滑移；当滑移达到极限时，所有螺栓共同承受剪力，框架试件的承载能力迅速增加，耗能环也迅速达到屈服。JZHH系列框架试件模型极限承载力逐渐增大；JZHK21框架试件模型在相同位移的极限承载力与JZHH10框架试件模型相差不多，介于JZHH5框架试件模型和JZHH15框架试件模型之间。
图 12 骨架曲线Fig. 12 Skeleton curves下载:
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3.4 刚度退化曲线
刚度退化曲线是框架试件抗震耗能的重要指标。刚度是反映框架试件在低周循环往复的荷载作用下，抵抗弹塑性变形的能力。刚度退化是框架试件在加载过程中达到同等峰值荷载需要更大的位移。各试件的刚度退化曲线如图13所示。
图 13 刚度退化曲线Fig. 13 Stiffness degenerate curves下载:
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图13可见，4个试件的刚度退化曲线整体呈现先下降、后上升、再下降的趋势。第1阶段，刚度退化曲线下降，其主要原因是随着加载次数增加，蜂窝式耗能单元与H型钢梁连接螺栓预紧力减小，导致摩擦力减小，刚度下降；第2阶段，刚度退化曲线上升，其主要原因是在滑移过后，随着蜂窝式耗能单元发生快速的弹性变形，刚度不断增加；第3阶段，刚度退化曲线下降，其主要原因是，在加载位移达到最大值以后，随着蜂窝式耗能单元腹板塑性变形的增大和耗能环出现屈曲变形，框架试件刚度开始再次出现退化现象。
3.5 延性性能
框架的延性性能越好表明框架在地震中抗震性能越强。位移延性系数通常作为衡量框架延性大小的指标，用以研究框架的延性变化规律。位移延性系数μ由式（1）确定：
$$ \mu = {\mathit{\Delta}}_{{\rm{u}}}/ {\mathit{\Delta}}_{{\rm{y}}} $$ (1) 式中：Δy为屈服位移；Δu为结构极限位移，通常取骨架曲线中极限承载力下降到85%时的位移[19]。
图14 为屈服位移计算简图。根据图14所示方法计算Δy和Δu：用直线连接原点和骨架曲线上0.6 Pu对应的点并延长，与Pu对应的直线相交于点B，B点对应的位移即为屈服位移Δy；Δu取0.85Pu对应的位移或破坏时位移[20] 。
图 14 屈服位移计算简图Fig. 14 Calculation diagram of yield displacement下载:
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通过以上方法确定屈服位移。一般情况下，极限位移取荷载达到峰值荷载的85%时所对应的位移。但是，一些结构被破坏时，由于一些不确定因素，致使结构的荷载并未下降到峰值荷载的85%以下，此时，可直接选取峰值荷载对应的位移作为极限位移[21]。
通过分析各试件的拟静力得到性能指标，见表3。在拟静力试验中，作动器伸出定为正方向（PD）,作动器收缩定为负方向（ND）。由表3可知：JZHH5框架试件模型节点延性系数最大，此节点容易变形；在JZHH10和JZHH15框架试件模型中，增加蜂窝式耗能环厚度，节点屈服后的变形能力和承载能力有所提高。从正向分析，JZHK21框架试件模型的延性系数介于JZHH10和JZHH15框架试件模型之间；从负向分析，JZHK21框架试件模型的延性系数与JZHH10框架试件模型的延性系数相差不多，两者屈服后的变形能力和承载能力接近。
表 3 拟静力试验性能指标Table 3 Performance indicators of quasi-static test框架编号 峰值荷载Pmax/kN Δu/mm Δy/mm 延性系数μ PD ND PD ND PD ND PD ND JZHH5 104.28 –80.98 49.96 –39.97 20.09 –28.33 2.49 1.41 JZHH10 209.38 –244.99 89.90 –89.92 58.52 –42.79 1.54 2.10 JZHH15 180.47 –187.02 69.86 –69.98 39.29 –52.09 1.78 1.34 JZHK21 224.85 –242.08 99.16 –99.94 63.85 –48.62 1.55 2.06 综上所述，增加蜂窝式耗能环厚度，可以提高节点屈服后的变形能力和承载能力，而增加蜂窝式耗能环宽度则意义不大。为了使节点在屈服后具备较大的塑性变形能力，且不至于快速丧失承载能力，需要使蜂窝式耗能环厚度增大。由骨架曲线可以看出，该框架试件受到滑移阶段的影响，使得极限承载力和变形能力均受到不同程度的影响，难以较好地发展塑性变形，从而导致延性系数较小。
4. 结 论
1）等间距地增加蜂窝式耗能环阵列的径向厚度，可以提高蜂窝式梁柱框架试件的耗能能力，并且其屈服后的变形能力也有显著提高。
2）蜂窝式耗能环阵列法向厚度从H型钢梁腹板厚度增加到3倍H型钢梁腹板厚度时，蜂窝式梁柱框架试件的耗能能力显著提高。
3）蜂窝式梁柱框架试件试验中蜂窝式耗能单元的破坏位置与蜂窝式梁柱框架试件有限元模型中应力分布较大的位置几乎完全吻合，符合实际情况。
4）蜂窝式可替换塑性铰梁柱节点将梁柱焊缝处的脆性破坏转化为梁上特定位置的破坏，充分转移梁柱节点焊缝处的应力，在大震作用下，通过材料的内摩阻力、开裂和塑性铰转动等局部损伤，而将能量转化为热能散发出去，有效减少梁柱节点焊缝开裂现象，降低钢结构在大震下发生焊缝开裂而倒塌的几率。
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图 1 蜂窝式可替换塑性铰节点
Fig. 1 Honeycombed replaceable plastic hinged joint
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图 2 蜂窝式耗能环阵列3维视图
Fig. 2 3D view of honeycomb energy dissipating ring
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图 3 蜂窝式可替换塑性铰节点框架
Fig. 3 Honeycombed replaceable plastic hinged joint
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图 4 蜂窝式节点框架安装图
Fig. 4 Installation drawing of honeycombed joint
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图 5 试样尺寸
Fig. 5 Sample size
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图 6 加载装置示意图及现场装置
Fig. 6 Schematic diagram of the loading device and site device
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图 7 拟静力加载制度
Fig. 7 Quasi-static loading system
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图 8 应变片测点布置图
Fig. 8 Strain gauge measuring point layout
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图 9 各试件破坏现象
Fig. 9 Buckling of each specimens
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图 10 荷载–位移滞回曲线
Fig. 10 Load–displacement hysteresis curves
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图 11 位移–应变滞回曲线
Fig. 11 Displacement–strain hysteresis curves
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图 12 骨架曲线
Fig. 12 Skeleton curves
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图 13 刚度退化曲线
Fig. 13 Stiffness degenerate curves
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图 14 屈服位移计算简图
Fig. 14 Calculation diagram of yield displacement
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表 1 蜂窝式耗能环参数
Table 1 Cellular energy consumption ring parameters
节点编号 厚度/mm 腹板宽度/mm 数量 种类 JZHH5 5 7 3 蜂窝式 JZHH10 10 7 3 蜂窝式 JZHH15 15 7 3 蜂窝式 JZHK21 5 21（3倍腹板宽度） 3 蜂窝式 表 2 材性试验结果
Table 2 Material properties test results
试件厚度 钢材种类 数量 E/GPa fy/MPa εy fu/MPa εu 7 Q235B 3 209 260.66 0.16 376.60 8.84 11 Q235B 3 202 285.78 0.18 436.07 16.65 注：E为拉伸弹性模量，fy为屈服强度，fu为抗拉强度，εy为极限 拉应变，εu为极限压应变。 表 3 拟静力试验性能指标
Table 3 Performance indicators of quasi-static test
框架编号 峰值荷载Pmax/kN Δu/mm Δy/mm 延性系数μ PD ND PD ND PD ND PD ND JZHH5 104.28 –80.98 49.96 –39.97 20.09 –28.33 2.49 1.41 JZHH10 209.38 –244.99 89.90 –89.92 58.52 –42.79 1.54 2.10 JZHH15 180.47 –187.02 69.86 –69.98 39.29 –52.09 1.78 1.34 JZHK21 224.85 –242.08 99.16 –99.94 63.85 –48.62 1.55 2.06 -
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