李曉東，閆胤積，弓耀云，吳 長

(蘭州理工大學 土木工程學院，甘肅 蘭州 730050)

在1994年美國北嶺（Northridge）地震和日本阪神（Hanshin Awaiji）地震之前，大部分多層和高層鋼結(jié)構(gòu)是采用較為傳統(tǒng)的梁柱栓焊混合剛性連接。焊接易受現(xiàn)場焊接環(huán)境及焊接工藝的影響，使得焊縫的質(zhì)量等級難以符合要求，從而導致梁柱節(jié)點焊縫在較強地震作用下發(fā)生脆性破壞。研究人員在美國北嶺和日本阪神地震中發(fā)現(xiàn)有大量的脆性裂縫出現(xiàn)在梁柱節(jié)點處，造成了鋼結(jié)構(gòu)節(jié)點發(fā)生大量的脆性破壞，導致鋼框架結(jié)構(gòu)出現(xiàn)斷裂和倒塌，造成巨大的經(jīng)濟損失[1-2]。

在大震作用下，鋼框架結(jié)構(gòu)通過自身的耗能來耗散部分能量，而梁柱連接節(jié)點在鋼框架結(jié)構(gòu)中起至關重要的作用。國內(nèi)外研究人員對鋼框架梁柱連接節(jié)點的破壞機理、相關性能及設計方法等方面進行了深度的研究。

王志宇等[3]介紹了鋼框架梁柱節(jié)點低周疲勞損傷積累的分析方法，對試驗的分析提供了理論依據(jù)。程曉燕等[4]對5個鋼管混凝土梁柱進行了試驗研究，得到節(jié)點的抗震性能指標，其結(jié)果顯示節(jié)點的抗震耗能能力較好。李時等[5]對不同形式的大跨度鋼結(jié)構(gòu)，提出了抵抗其連續(xù)性倒塌的方法與措施。張愛林等[6]提出了一種可修復的裝配式鋼框架梁柱節(jié)點，利用翼緣連接蓋板上的變形來消耗地震能量，其結(jié)果表明，翼緣連接蓋板上耗能性能較好，在震后只需要更換連接蓋板即可實現(xiàn)節(jié)點的快速修復。石永久等[7]進行了摩擦型高強度螺栓連接與側(cè)端部角焊縫并用連接試件承載性能的試驗研究。郁有升等[8-10]進行了鋼框架梁翼緣削弱型節(jié)點循環(huán)荷載作用的試驗研究，該試驗結(jié)果表明，梁翼緣削弱節(jié)點具有良好的塑性變形能力和耗能性能，將梁翼緣進行適當?shù)南魅鹾笮纬傻墓切凸?jié)點，可以增加梁柱節(jié)點的耗能性能，是一種理想的延性節(jié)點。

李曉東等[11]提出了一種基于摩擦擺隔震支座和汽車制動裝置的耗能原理，設計了新型摩擦塑性鉸節(jié)點，進行有限元模型的低周反復荷載分析，探究新型摩擦塑性鉸節(jié)點的抗震性能，其結(jié)果表明，新型摩擦塑性鉸節(jié)點具有良好的抗震性能，新型摩擦塑性鉸節(jié)點中的摩擦片可以有效地消耗部分能量。黃炳生等[12]提出工程中常用的幾種孔形蜂窩梁等效抗彎剛度求解方法，表明蜂窩梁可進行理論層面的計算，并提供了計算方法。賈連光等[13-15]對不同參數(shù)下的正六邊形孔蜂窩梁和蜂窩組合梁抗剪性能進行了試驗與有限元分析研究。Galehdari等[16]通過解析、數(shù)值和實驗相結(jié)合的方式對六邊形鋁蜂窩的坍塌荷載進行了分析，研究結(jié)果表明，數(shù)值坍塌載荷和實驗坍塌載荷的最大差值為2.5%；此外，結(jié)構(gòu)的變形形狀與實驗形狀非常相似；數(shù)值模擬方法和所提出的解析關系可用于分析其他金屬蜂窩結(jié)構(gòu)的坍塌情況。Zhang等[17]建立了蜂窩在面外壓縮下，塑性坍塌應力與塑性鉸長度的修正模型，可為鋁蜂窩的選型和結(jié)構(gòu)設計提供新的思路。

以上研究根據(jù)“強柱弱梁”的設計原則，分別采取不同形式加強柱或梁柱節(jié)點連接，包括加強高強度螺栓性能等措施，這些措施有效地轉(zhuǎn)移了梁柱節(jié)點焊縫處的應力，但存在震后難以修復和替換的缺陷。本文利用蜂窩結(jié)構(gòu)抵抗擠壓能力強這一特點，結(jié)合文獻[8-9,11]，將塑性鉸從梁柱焊縫處向梁端外或特定的位置外移，設計了基于蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點，并把此節(jié)點設計成鋼結(jié)構(gòu)框架，對該框架進行了低周往復加載的ABAQUS有限元模擬和低周往復加載試驗，并對影響梁柱節(jié)點力學性能的關鍵因素進行分析。蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點可在工廠進行梁柱模塊化加工和在震后整體更換蜂窩式耗能單元，從而轉(zhuǎn)移梁柱節(jié)點焊縫處的應力，并通過蜂窩式耗能單元在大震作用下耗散部分能量，易于模塊化工廠加工，能顯著提高施工效率，便于消防管道、電纜等設施的轉(zhuǎn)向和穿線，且兼具美觀效果。

1 試件設計及說明

1.1 節(jié)點設計

利用蜂窩網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)能有效地抵抗外部擠壓力這一特點，設計了一種蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點，把焊縫處的脆性破壞轉(zhuǎn)化為H型鋼梁特定位置的局部變形屈曲破壞。在地震時，通過蜂窩式耗能環(huán)陣列的擠壓變形和蜂窩式耗能單元梁腹板的屈曲來消散部分能量。蜂窩式耗能環(huán)陣列相當于3個加焊在腹板開孔洞處的套筒，可大幅度提高梁柱節(jié)點的整體抗剪能力。在震后，蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點可通過整體更換蜂窩式耗能單元，實現(xiàn)快速修復。蜂窩式可替換塑性鉸節(jié)點如圖1所示，蜂窩式耗能環(huán)陣列3維視圖如圖2所示，其中，法向厚度為JZHK，徑向厚度為JZHH。

圖1 蜂窩式可替換塑性鉸節(jié)點Fig. 1 Honeycombed replaceable plastic hinged joint

圖2 蜂窩式耗能環(huán)陣列3維視圖Fig. 2 3D view of honeycomb energy dissipating ring

1.2 框架設計

鋼結(jié)構(gòu)框架在H型鋼梁兩端添加了蜂窩式耗能單元，蜂窩式單元由形狀為六邊形的蜂窩式耗能環(huán)和腹板開六邊形孔的H型鋼梁組成；蜂窩式耗能單元與H型鋼梁通過高強螺栓群和耗能環(huán)栓接而成，滿足裝配式施工和模塊化加工的要求；H型鋼梁與H型鋼柱焊接；H型鋼柱底端采用鉸接與底板相連，因鉸接處彎矩為零，故通過鉸接來模擬H型鋼柱的反彎點；底板與地面固結(jié)；塑性鉸框架在H型鋼柱的側(cè)面施加低周往復加載，加載點在與H型鋼梁截面幾何中心平行的H型鋼柱的背面。蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點，選取JZHH5、JZHH10、JZHH15、JZHK21 4種類型的蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點，建立塑性鉸框架模型，進行低周往復荷載有限元的模擬和實驗，節(jié)點布置如圖3所示。

圖3 蜂窩式可替換塑性鉸節(jié)點框架Fig. 3 Honeycombed replaceable plastic hinged joint

蜂窩式耗能環(huán)與空洞梁段連接的設計原則如下：

1）隨著設防烈度的提升，加固加強蜂窩式耗能環(huán)與空洞梁段的連接處，從而避免因變形過大而使連接處斷開，從而影響蜂窩式耗能環(huán)與空洞梁段的傳力。在設防烈度較大的地區(qū)，在加強原有焊縫的基礎上，加焊或者補焊長方形短板，以確保兩者連接在變形加大的過程中焊縫不會斷裂，而影響空洞梁段對蜂窩式耗能環(huán)的傳力。

2）在地震中，隨著層數(shù)的增加，高層建筑會產(chǎn)生一種“鞭梢效應”，地震時建筑的固有頻率與地震波頻率接近時，建筑物頂端產(chǎn)生強烈振動，位移加大。因此，應加固加強蜂窩式耗能環(huán)與空洞梁段的連接處，必要時，還要加焊或者補焊長方形短板。

對于蜂窩式耗能單元的鋼框架的抗震性能，鋼柱的抗震受剪承載力根據(jù)《高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（JGJ 99—2015）第8.1.5條進行計算；當構(gòu)件拼接和柱腳時，計算構(gòu)件的受彎承載力時，應考慮軸力的影響。根據(jù)童根樹等[18]提出的工字梁抗剪極限承載力計算公式計算工字梁受剪承載力，得到翼緣對腹板轉(zhuǎn)動約束的合理參數(shù)以及考慮翼緣約束的精度良好的腹板剪切屈曲系數(shù)。其屈曲系數(shù),是充分考慮了翼緣抗彎承載力的貢獻.

2 試驗方案

2.1 節(jié)點構(gòu)造

通過螺栓裝配會引起H型鋼梁中部與蜂窩式耗能單元不必要的滑移誤差，為減小誤差，在試驗構(gòu)件設計時，采用整段H型鋼梁替換塑性鉸梁柱節(jié)點框架，這相當于在H型鋼梁梁端直接切割六邊形孔，形成蜂窩式單元區(qū)，其實際效果與H型鋼梁梁端裝配一樣。通過地腳螺栓固定底板。蜂窩式節(jié)點框架如圖4所示。

圖4 蜂窩式節(jié)點框架安裝圖Fig. 4 Installation drawing of honeycombed joint

2.2 試件參數(shù)說明

所有梁柱均焊接H型鋼，梁柱截面一致，均為H250 mm×175 mm×7 mm×11 mm，柱高取1 000 mm，梁長取1 960 mm。蜂窩式耗能單元（可替換梁段）的起始位置為從梁柱焊縫150 mm處，蜂窩式單元梁截面為H272 mm×175 mm×7 mm×11 mm，梁腹板長取480 mm，梁翼緣長取622 mm。

整個試件模型為一榀框架，左右對稱。蜂窩式單元梁翼緣與相鄰梁翼緣通過高強螺栓連接，高強螺栓預緊力取80 kN，最大限度模擬實際工程概況。梁腹板拼接板尺寸為208 mm×112 mm×7 mm。

試驗主要對比分析蜂窩式耗能環(huán)的寬度和厚度對塑性鉸框架耗能能力的影響，蜂窩式耗能環(huán)參數(shù)見表1。H型鋼柱與底板鉸接，模擬H型鋼柱反彎點（彎矩為0）。蜂窩式單元與H型鋼梁翼緣連接的螺栓是8.8級M14高強螺栓。蜂窩式單元與H型鋼柱連接的螺栓是8.8級M16高強螺栓。試驗過程中，H型鋼梁和H型鋼柱均未發(fā)生明顯變形，高強螺栓絲口擠壓變形，高強螺栓孔產(chǎn)生輕微的擠壓擴孔現(xiàn)象。每組試驗更換整段H型鋼梁，更換M16和M14螺栓，減少因螺栓彎曲變形和螺栓孔擠壓擴孔造成的滑移現(xiàn)象。

表1 蜂窩式耗能環(huán)參數(shù)Tab. 1 Cellular energy consumption ring parameters

試驗中，蜂窩式耗能環(huán)與空洞梁腹板平面方向上不僅有力矩，還有剪力；在變形后，橫截面不再為平面，因此平截面假定不再適用。在內(nèi)力分析時，若蜂窩式耗能環(huán)及耗能單元橫截面最薄弱處的抗剪承載力小于梁柱節(jié)點連接處橫截面的抗剪承載力，則說明在蜂窩式耗能環(huán)及耗能單元橫截面最薄弱處蜂窩式梁發(fā)生破壞，此時為延性破壞，從而減小梁柱焊縫開裂的幾率；若蜂窩式耗能環(huán)及耗能單元橫截面最薄弱處的抗剪承載力大于梁柱節(jié)點連接處橫截面的抗剪承載力，此時，應加強梁柱節(jié)點處焊縫的強度，必要時，加焊長方形短板，增強梁柱焊縫處的連接強度。

2.3 試驗方法

采用擬靜力加載方式進行試驗，使用100 t作動器提供低周往復荷載加載動力。試驗開始時，通過H型鋼梁截面幾何中心、平行的H型鋼柱的背面的連接構(gòu)件連接框架與100 t作動器，連接構(gòu)件可減少梁端發(fā)生應力集中現(xiàn)象。連接構(gòu)件用鉸接的方式與作動器相連，可以在較大加載位移情況下，最大限度地減少框架加載位置的變化。

2.3.1 材性試驗

根據(jù)《鋼及鋼產(chǎn)品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》（GB/T 2 975—1998），材性試驗分別對11 mm厚H型鋼梁翼緣、7 mm厚H型鋼梁腹板同批次鋼材取樣，試樣共6個。其中，耗能環(huán)試樣選取H型鋼梁和H型鋼柱的同批次鋼板，因梁、柱截面尺寸相同，故對H型鋼梁翼緣和腹板進行取樣即可，試樣尺寸如圖5所示，材性試驗結(jié)果見表2。

圖5 試樣尺寸Fig. 5 Sample size

表2 材性試驗結(jié)果Tab. 2 Material properties test results

2.3.2 試驗裝置

框架試驗在中國西部土木工程防震減災重點實驗室進行，圖6為試驗加載裝置及現(xiàn)場試驗加載裝置。試驗加載裝置中，共使用8根地腳螺栓固定構(gòu)件，限制整個框架的水平位移和垂直位移，由MTS擬靜力加載系統(tǒng)對塑性鉸框架施加低周往復循環(huán)荷載。

圖6 加載裝置示意圖及現(xiàn)場裝置Fig. 6 Schematic diagram of the loading device and site device

2.3.3 加載制度

試驗加載制度采用位移加載方式，通過有限元模擬軟件ABAQUS模擬分析，確定屈服位移約為10 mm。擬靜力加載制度如圖7所示。屈服位移前分級為3、6和9 mm，每級位移循環(huán)2次；屈服位移后，分級為20、30、40、50、60和70 mm，每級位移循環(huán)3次。試驗結(jié)束條件：1）框架構(gòu)件出現(xiàn)破壞，即焊縫部位開裂、螺栓孔撕裂等破壞現(xiàn)象發(fā)生；2）框架承載力降低至框架極限荷載的85%以下；3）達到作動器的最大加載位移。

圖7 擬靜力加載制度Fig. 7 Quasi-static loading system

2.3.4 數(shù)據(jù)采集

在框架低周往復荷載加載方向設置拉線式位移計，用于測量框架在低周往復荷載加載方向上的位移。在框架蜂窩式耗能單元的翼緣上下布置8個應變片測點；在腹板上耗能環(huán)排列方向的交叉方向配置2個應變花測點，一個應變花有3個方向的應變片測點，共6個應變片測點；在六邊形耗能環(huán)連接處配置2個應變片測點。綜上，單個蜂窩式耗能單元共有16個應變片測點，整個框架有兩個蜂窩式耗能單元，所以整個框架共32個應變片測點。應變片測點位置如圖8所示。圖8中，黑色部分為應變片布置位置。

圖8 應變片測點布置圖Fig. 8 Strain gauge measuring point layout

3 試驗結(jié)果

3.1 破壞現(xiàn)象

通過更換不同規(guī)格的蜂窩式耗能環(huán)的整段梁進行4次試驗。試驗中，由于蜂窩式耗能單元裝配螺栓和螺栓孔之間存在微小縫隙，且框架與底板鉸接處存在微小縫隙，導致試驗從開始便發(fā)生滑移現(xiàn)象。標記測量可知，耗能板與鋼梁的相對滑移為2.5 mm。

試驗中，蜂窩式耗能單元翼緣出現(xiàn)翹曲現(xiàn)象，骨架曲線沒有出現(xiàn)明顯的屈服點。六邊形孔角變形，蜂窩式耗能環(huán)與蜂窩式單元腹板焊縫開裂，蜂窩式耗能腹板出現(xiàn)輕微彎曲，耗能環(huán)變形。4個框架試件蜂窩式耗能環(huán)變形嚴重，部分邊緣與蜂窩式單元脫離。各試件破壞現(xiàn)象如圖9所示。

圖9 各試件破壞現(xiàn)象Fig. 9 Buckling of each specimens

3.2 滯回曲線

各框架試件的荷載-位移（P-Δ）滯回曲線如圖10所示。由圖10可見，4個框架試件所呈現(xiàn)的滯回曲線變化趨勢大致相同，均出現(xiàn)明顯的滑移現(xiàn)象，滯回曲線整體呈S形。在負方向上，JZHH10框架試件耗能能力大于JZHH5框架試件和JZHH15框架試件；在正方向上，JZHH15框架試件耗能能力大于JZHH5框架試件和JZHH10框架試件；JZHK21框架試件耗能能力稍弱于JZHH10框架試件，但相差不大。

圖10 荷載-位移滯回曲線Fig. 10 Load-displacement hysteresis curves

綜上，JZHH10框架試件的耗能能力最強。每個框架試件耗能環(huán)相鄰位置均布置有應變片，以框架試件蜂窩式耗能環(huán)為例，對加載過程中的4個框架試件對稱的耗能環(huán)連接處進行位移-應變曲線分析，如圖11所示。圖11中，YLJZDB和YLJZDT分別為遠離加載端的耗能環(huán)下部和上部連接的測點，KJJZDB和KJJZDT分別為靠近加載端的耗能環(huán)下部和上部連接的測點。由圖11可知，耗能環(huán)是在梁端加載位移達到±10 mm之后出現(xiàn)塑性屈服。

圖11 位移-應變滯回曲線Fig. 11 Displacement-strain hysteresis curves

蜂窩式可替換塑性鉸節(jié)點框架的滯回曲線較為飽滿，反映出整個結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的塑性變形能力比較強，節(jié)點低周反復荷載試驗研究性能較好，在地震中能較好地吸收地震能量，通過材料的內(nèi)摩阻力或開裂和塑性鉸轉(zhuǎn)動等局部損傷將這些能量轉(zhuǎn)化為熱能散失到空間中去。相比于同等工況下的梁柱節(jié)點，蜂窩式可替換塑性鉸節(jié)點抗震性能有一定的提升。

3.3 骨架曲線

骨架曲線如圖12所示。由圖12可見，各試件骨架曲線走勢基本相同，分為彈性階段、滑移階段和彈塑性階段。開始加載時，由于加工的精度不精確，僅部分螺栓承擔剪力作用，其他螺栓只提供預緊力，耗能環(huán)受力變形為彈性變形；當耗能環(huán)所受的力超過一定值，開始出現(xiàn)蜂窩式單元與H型鋼梁翼緣的相對滑移；當滑移達到極限時，所有螺栓共同承受剪力，框架試件的承載能力迅速增加，耗能環(huán)也迅速達到屈服。JZHH系列框架試件模型極限承載力逐漸增大；JZHK21框架試件模型在相同位移的極限承載力與JZHH10框架試件模型相差不多，介于JZHH5框架試件模型和JZHH15框架試件模型之間。

圖12 骨架曲線Fig. 12 Skeleton curves

3.4 剛度退化曲線

剛度退化曲線是框架試件抗震耗能的重要指標。剛度是反映框架試件在低周循環(huán)往復的荷載作用下，抵抗彈塑性變形的能力。剛度退化是框架試件在加載過程中達到同等峰值荷載需要更大的位移。各試件的剛度退化曲線如圖13所示。

圖13 剛度退化曲線Fig. 13 Stiffness degenerate curves

圖13可見，4個試件的剛度退化曲線整體呈現(xiàn)先下降、后上升、再下降的趨勢。第1階段，剛度退化曲線下降，其主要原因是隨著加載次數(shù)增加，蜂窩式耗能單元與H型鋼梁連接螺栓預緊力減小，導致摩擦力減小，剛度下降；第2階段，剛度退化曲線上升，其主要原因是在滑移過后，隨著蜂窩式耗能單元發(fā)生快速的彈性變形，剛度不斷增加；第3階段，剛度退化曲線下降，其主要原因是，在加載位移達到最大值以后，隨著蜂窩式耗能單元腹板塑性變形的增大和耗能環(huán)出現(xiàn)屈曲變形，框架試件剛度開始再次出現(xiàn)退化現(xiàn)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強。位移延性系數(shù)通常作為衡量框架延性大小的指標，用以研究框架的延性變化規(guī)律。位移延性系數(shù)μ由式（1）確定：

式中：Δy為屈服位移；Δu為結(jié)構(gòu)極限位移，通常取骨架曲線中極限承載力下降到85%時的位移[19]。

圖14 為屈服位移計算簡圖。根據(jù)圖14所示方法計算Δy和Δu：用直線連接原點和骨架曲線上0.6Pu對應的點并延長，與Pu對應的直線相交于點B，B點對應的位移即為屈服位移Δy；Δu取0.85Pu對應的位移或破壞時位移[20]。

圖14 屈服位移計算簡圖Fig. 14 Calculation diagram of yield displacement

通過以上方法確定屈服位移。一般情況下，極限位移取荷載達到峰值荷載的85%時所對應的位移。但是，一些結(jié)構(gòu)被破壞時，由于一些不確定因素，致使結(jié)構(gòu)的荷載并未下降到峰值荷載的85%以下，此時，可直接選取峰值荷載對應的位移作為極限位移[21]。

通過分析各試件的擬靜力得到性能指標，見表3。在擬靜力試驗中，作動器伸出定為正方向（PD）,作動器收縮定為負方向（ND）。由表3可知：JZHH5框架試件模型節(jié)點延性系數(shù)最大，此節(jié)點容易變形；在JZHH10和JZHH15框架試件模型中，增加蜂窩式耗能環(huán)厚度，節(jié)點屈服后的變形能力和承載能力有所提高。從正向分析，JZHK21框架試件模型的延性系數(shù)介于JZHH10和JZHH15框架試件模型之間；從負向分析，JZHK21框架試件模型的延性系數(shù)與JZHH10框架試件模型的延性系數(shù)相差不多，兩者屈服后的變形能力和承載能力接近。

表3 擬靜力試驗性能指標Tab. 3 Performance indicators of quasi-static test

綜上所述，增加蜂窩式耗能環(huán)厚度，可以提高節(jié)點屈服后的變形能力和承載能力，而增加蜂窩式耗能環(huán)寬度則意義不大。為了使節(jié)點在屈服后具備較大的塑性變形能力，且不至于快速喪失承載能力，需要使蜂窩式耗能環(huán)厚度增大。由骨架曲線可以看出，該框架試件受到滑移階段的影響，使得極限承載力和變形能力均受到不同程度的影響，難以較好地發(fā)展塑性變形，從而導致延性系數(shù)較小。

4 結(jié) 論

1）等間距地增加蜂窩式耗能環(huán)陣列的徑向厚度，可以提高蜂窩式梁柱框架試件的耗能能力，并且其屈服后的變形能力也有顯著提高。

2）蜂窩式耗能環(huán)陣列法向厚度從H型鋼梁腹板厚度增加到3倍H型鋼梁腹板厚度時，蜂窩式梁柱框架試件的耗能能力顯著提高。

3）蜂窩式梁柱框架試件試驗中蜂窩式耗能單元的破壞位置與蜂窩式梁柱框架試件有限元模型中應力分布較大的位置幾乎完全吻合，符合實際情況。

4）蜂窩式可替換塑性鉸梁柱節(jié)點將梁柱焊縫處的脆性破壞轉(zhuǎn)化為梁上特定位置的破壞，充分轉(zhuǎn)移梁柱節(jié)點焊縫處的應力，在大震作用下，通過材料的內(nèi)摩阻力、開裂和塑性鉸轉(zhuǎn)動等局部損傷，而將能量轉(zhuǎn)化為熱能散發(fā)出去，有效減少梁柱節(jié)點焊縫開裂現(xiàn)象，降低鋼結(jié)構(gòu)在大震下發(fā)生焊縫開裂而倒塌的幾率。