李元齊，潘斯勇，李麗，朱晶

（1.同濟(jì)大學(xué) 建筑工程系，上海 200092；2.南京鋼鐵集團(tuán)有限公司，南京 210035）

相對(duì)于普通鋼材，鋼結(jié)構(gòu)采用高強(qiáng)度鋼材具有以下優(yōu)點(diǎn)：能夠減小構(gòu)件尺寸和結(jié)構(gòu)重量，減少各種涂層的用量和施工工作量；增加建筑物的使用凈空間；能夠減小板厚，從而減小焊縫厚度，改善焊縫質(zhì)量，提高結(jié)構(gòu)疲勞使用壽命；能夠降低鋼材用量，從而大大減少資源消耗.以上均能夠創(chuàng)造良好的經(jīng)濟(jì)效益[1-2].

高強(qiáng)度鋼材力學(xué)性能的變化，必然導(dǎo)致其結(jié)構(gòu)構(gòu)件承載性能的改變，但國(guó)內(nèi)外鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范均沒有專門針對(duì)高強(qiáng)度鋼材鋼結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)方法和計(jì)算理論.我國(guó)2017 版鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)涵蓋的最高強(qiáng)度鋼材僅為Q460 鋼材，尚不涉及超高強(qiáng)度鋼材鋼結(jié)構(gòu).高強(qiáng)鋼相較于普通鋼屈服平臺(tái)長(zhǎng)度較短、屈強(qiáng)比較高，難以滿足抗震規(guī)范要求[3]，阻礙了高強(qiáng)鋼在抗震結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用[4].近年來(lái)國(guó)內(nèi)外對(duì)高強(qiáng)鋼的軸壓性能試驗(yàn)做了較多的研究[5-6]，但對(duì)高強(qiáng)鋼的抗震性能的試驗(yàn)研究還很少.清華大學(xué)[7-8]做了Q460C 高強(qiáng)鋼焊接箱形和工字形截面壓彎構(gòu)件水平往復(fù)加載試驗(yàn)研究，同濟(jì)大學(xué)[9-18]進(jìn)行了Q460、Q460C、Q690D 高強(qiáng)鋼焊接截面低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究及節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)研究.目前國(guó)內(nèi)外對(duì)Q500GJ 高強(qiáng)鋼柱的抗震性能研究還較少.本文進(jìn)行了5 個(gè)Q500GJ 高強(qiáng)鋼焊接H形柱在常軸力、水平反復(fù)荷載下的試驗(yàn)，研究Q500GJ高強(qiáng)鋼H 形柱在反復(fù)荷載作用下的性能，從承載力、變形和耗能等方面評(píng)估Q500GJ 高強(qiáng)鋼柱的抗震性能.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

根據(jù)南京鋼鐵集團(tuán)公司提供的2 種鋼板厚度（20 mm，32 mm)，設(shè)計(jì)了2 種H 形鋼截面，分別為H250×250×20×20，H300×300×20×32.H250×250×20×20 繞強(qiáng)軸反復(fù)推拉設(shè)計(jì)1 種長(zhǎng)細(xì)比的試件，H300×300×20×32 繞強(qiáng)軸反復(fù)推拉設(shè)計(jì)2 種長(zhǎng)細(xì)比的試件，繞弱軸反復(fù)推拉設(shè)計(jì)2 種長(zhǎng)細(xì)比的試件.考慮到加工的方便以及試驗(yàn)裝置的尺寸，試件的長(zhǎng)度稍作調(diào)整，全部取整，見表1.

表1 截面參數(shù)Tab.1 Section parameters

試件設(shè)計(jì)時(shí)考慮鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)實(shí)腹受壓構(gòu)件不出現(xiàn)局部失穩(wěn)的板件寬厚比要求，試件截面的寬厚比均滿足要求.其中h、b、tw、tf、H、B 含義見圖1.

圖1 試件尺寸Fig.1 Specimen dimension

試件加工中加勁板均采用Q345B 材質(zhì).焊接H形鋼本體焊縫、H 形鋼與端板焊縫均采用坡口全熔透焊縫，并匹配南京鋼鐵集團(tuán)公司推薦的Q500GJ 等強(qiáng)度的高強(qiáng)焊絲焊接而成.加勁板與H 形鋼及端板的焊接均采用角焊縫焊接.

1.2 試驗(yàn)裝置及支座設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)采用同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室10 000 kN 大型多功能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行加載，如圖2所示.

試驗(yàn)采用懸臂柱模型，柱底部端板采用高強(qiáng)螺栓與底座剛接，柱頂施加水平力和豎向軸力，柱頂采用銷軸連接（如圖3 所示)，銷軸可自由轉(zhuǎn)動(dòng)，釋放彎矩，滿足荷載施加條件.

圖2 大型結(jié)構(gòu)試驗(yàn)機(jī)系統(tǒng)Fig.2 Large-scale structural experiment system

圖3 試件加工圖Fig.3 Factory drawing for specimens

1.3 加載方案

試件安裝時(shí)將上下支座調(diào)平對(duì)中，并使試件的上下端板投影重合.試件安裝完畢后先實(shí)施預(yù)加載，檢查應(yīng)變儀、位移計(jì)等監(jiān)測(cè)設(shè)備的運(yùn)行狀況，判定位移計(jì)方向.初始偏心在加載前已測(cè)量完畢，預(yù)加載階段不再進(jìn)行物理對(duì)中，只判斷截面應(yīng)力應(yīng)變情況是否與初始缺陷情況相符合.各項(xiàng)準(zhǔn)備工作檢查無(wú)誤后進(jìn)行正式加載.

本試驗(yàn)正式加載時(shí)先以荷載控制在柱頂部一次施加軸力到預(yù)定值，軸壓比統(tǒng)一取0.4，后保持不變，將所有螺栓全部擰緊；以位移控制施加反復(fù)水平荷載.加載制度按照規(guī)范ATC-24 中選用，如圖4 所示.此處Δy是試件最外邊緣開始屈服時(shí)的柱頂側(cè)向位移.在屈服位移范圍內(nèi)，每級(jí)循環(huán)2 圈；超過屈服位移加載，每級(jí)循環(huán)3 圈.

圖4 壓彎試件水平位移加載制度Fig.4 Horizontal displacement loading mechanism of compression bending specimens

1.4 材料性能試驗(yàn)

朱晶[19]根據(jù)《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）[20]對(duì)該Q500GJ高強(qiáng)鋼材20 mm 及32 mm 板進(jìn)行了材料性能試驗(yàn)，結(jié)合南京鋼鐵集團(tuán)公司提供的相應(yīng)板材的材料性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)，得到材料屈服強(qiáng)度f(wàn)y、抗拉強(qiáng)度f(wàn)u、屈強(qiáng)比f(wàn)y/fu、斷后伸長(zhǎng)率δ5等結(jié)果，見表2.

表2 Q500GJ 鋼板靜力拉伸力學(xué)性能參數(shù)（綜合）Tab.2 Mechanical properties of Q500GJ steel plate

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)中試件破壞前后形態(tài)如圖5 所示.試件YWZHH-45-1 加載到3Δy時(shí)，翼緣出現(xiàn)輕微外鼓.翼緣局部屈服，構(gòu)件耗能開始明顯，滯回環(huán)面積加大.加載到5Δy時(shí)，北側(cè)底部翼緣外鼓嚴(yán)重，南側(cè)加勁肋往上0～500 mm 范圍內(nèi)，翼緣呈蛇形鼓曲，平面外呈S 形.試件端部形成塑性鉸，水平承載力及剛度降低明顯，試件耗能能力達(dá)到最大，滯回曲線飽滿，停止加載.

試件YWZHH-45-2 加載到6Δy時(shí)，北側(cè)底部翼緣外鼓嚴(yán)重，加勁肋往上0～500 mm 范圍內(nèi)，翼緣呈蛇形鼓曲，平面外呈S 形.試件端部形成塑性鉸，水平承載力及剛度降低明顯，試件耗能能力達(dá)到最大，滯回曲線飽滿，停止加載.

試件YWZHH-60-2 加載到4Δy時(shí)，南側(cè)底部0～250 mm 范圍翼緣外鼓嚴(yán)重，試件向南傾，平面外呈反S 形.局部屈曲嚴(yán)重，水平承載力及剛度降低，滯回曲線飽滿，停止加載.

圖5 試件破壞前后比較Fig.5 Comparison before and after failure of specimens

試件YWZHH-90-3 加載到6Δy時(shí)，除強(qiáng)度及剛度降低明顯外，未出現(xiàn)明顯屈曲，試件全截面屈服形成塑性鉸.滯回曲線飽滿，停止加載.

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回性能

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得出H 形截面柱的水平荷載和位移滯回曲線（H-Δ），如圖6 所示.

隨著位移幅值增大，試件YWZHH-45-1、YWZHH-45-2、YWZHH-60-2 底部翼緣均先出現(xiàn)局部屈曲.該試件均為繞截面強(qiáng)軸滯回加載，隨著塑性變形的充分發(fā)展，柱底形成塑性鉸，試件失去承載能力，試件破壞表現(xiàn)為板件的局部彈塑性失穩(wěn)破壞，而試件YWZHH-60-3、YWZHH-90-3 均未出現(xiàn)明顯局部屈曲，該試件均為繞截面弱軸滯回加載，試件材料進(jìn)入塑性后，塑性充分發(fā)展至全截面塑性破壞，滯回曲線相對(duì)更為飽滿.材料的高強(qiáng)度得到充分的發(fā)揮.5 個(gè)試件滯回曲線基本對(duì)稱，各試件曲線較飽滿，滯回性能較好.

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteretic curves of specimens

3.2 骨架曲線

圖7 給出了所有試件的水平荷載-側(cè)移骨架曲線.所有骨架曲線正、反向基本對(duì)稱，走勢(shì)相似，從彈性變形到屈服點(diǎn)，達(dá)最大荷載后，開始下降直至塑性破壞.對(duì)同一長(zhǎng)細(xì)比，如圖8（a）所示，截面越大，試件的剛度越大，峰值荷載越大.

對(duì)同一種截面，同時(shí)繞強(qiáng)軸（見圖8（b））或同時(shí)繞弱軸（見圖8（c））加載時(shí)，長(zhǎng)細(xì)比越小，試件的峰值荷載越大，側(cè)移越小，峰值過后剛度退化越快.

對(duì)同一種截面，同一長(zhǎng)細(xì)比，見圖8（d），繞弱軸剛度大于繞強(qiáng)軸剛度.

3.3 位移延性系數(shù)及位移角

圖7 試件荷載-位移骨架曲線Fig.7 Lateral load vs.displacement curves

圖8 骨架曲線對(duì)比Fig.8 Lateral load vs.displacement curves comparison

延性是衡量材料、構(gòu)件或結(jié)構(gòu)變形能力的重要參數(shù)，是指構(gòu)件（材料或結(jié)構(gòu)）破壞之前，在承載力無(wú)明顯降低的條件下，經(jīng)受塑性變形的能力.本文采用位移延性系數(shù)m 表達(dá)構(gòu)件的延性，計(jì)算公式為：m=Δu/Δy.式中，Δu為構(gòu)件的極限位移，取骨架曲線峰值荷載下降15%時(shí)對(duì)應(yīng)的位移，對(duì)應(yīng)的極限荷載為Hu；Δy為構(gòu)件的屈服位移，采用等能量法[21]由骨架曲線計(jì)算得到，對(duì)應(yīng)的屈服荷載為Hy；Δm為骨架曲線峰值荷載時(shí)對(duì)應(yīng)的位移，峰值荷載為Hmax；等能量法的原理如圖9 所示，計(jì)算原則如下：通過坐標(biāo)原點(diǎn)O點(diǎn)作H-Δ 曲線的切線，過最高水平荷載點(diǎn)作一斜線相交于A 點(diǎn)，使得OAB 陰影面積與BCB 陰影面積相等，則A 點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的橫、縱坐標(biāo)即為屈服位移Δy和屈服荷載Vy.

圖9 等能量法Fig.9 The equal energy method

根據(jù)以上計(jì)算方法，表3 給出了各試件的延性系數(shù).從表中延性數(shù)據(jù)可看出，試件繞弱軸反復(fù)荷載下延性系數(shù)要高于繞強(qiáng)軸反復(fù)荷載下的延性系數(shù).這也與前面試件反復(fù)荷載下的破壞模式對(duì)應(yīng)起來(lái).試件YWZHH-45-1、YWZHH-45-2、YWZHH-60-2繞截面強(qiáng)軸滯回加載，表現(xiàn)為板件的局部彈塑性失穩(wěn)破壞，截面的塑性發(fā)展不充分；而試件YWZHH-60-3、YWZHH-90-3 繞截面弱軸滯回加載，均未出現(xiàn)局部屈曲，試件全截面進(jìn)入塑性后，塑性充分發(fā)展至破壞.

表3 試件延性系數(shù)及位移角計(jì)算Tab.3 Calculation of ductility coefficient and inter-story drift ratio of specimens

按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）對(duì)多、高層鋼結(jié)構(gòu)層間位移角的限值要求，試件最大層間位移角θu=Δu/L，計(jì)算結(jié)果見表3.其中計(jì)算長(zhǎng)度L 按照銷軸中心至柱腳底部加勁肋上部位置計(jì)算.總體來(lái)看，5 根構(gòu)件塑性發(fā)展和延性發(fā)展充分，具有很好的抗震性能，層間位移角均滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》中對(duì)多、高層鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角大于1/50 的限值要求.其中構(gòu)件最大層間位移角為5.1%.

3.4 耗能能力

根據(jù)《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》（JGJ 101—1996）[22]計(jì)算試件的能量耗散系數(shù)E，其隨加載過程的變化如圖10 所示.可以看出，對(duì)于同一個(gè)試件，隨著水平位移加載幅值的增大，其塑性變形量增大，因此能量耗散系數(shù)不斷增大.

圖10 各試件能量耗散系數(shù)E 與循環(huán)次數(shù)曲線Fig.10 Energy dissipation coefficient vs.load cycle number curve

圖11 給出了以水平位移Δ 為橫坐標(biāo)的各試件能量耗散系數(shù).相同位移下，試件YWZHH-90-3、YWZHH-60-3 明顯比試件YWZHH-45-2、YWZHH-60-2 耗能能力強(qiáng)，這也印證了前面繞弱軸滯回比繞強(qiáng)軸滯回延性好的結(jié)論.試件YWZHH-90-3 與試件YWZHH-60-3 的耗能能力以及試件YWZHH-45-2 與試件YWZHH-60-2 的耗能能力規(guī)律不明顯，限于本文樣本數(shù)量較少，不能說明長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件耗能能力影響的規(guī)律.

圖11 能量耗散系數(shù)與水平位移曲線Fig.11 Energy dissipation coefficient vs.horizontal displacement curve

3.5 不同等級(jí)高強(qiáng)鋼構(gòu)件位移延性對(duì)比

本文列舉了其他學(xué)者關(guān)于高強(qiáng)鋼抗震性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)，見表4.本文H 形截面延性系數(shù)平均值為3.38，周峰等[14]的H 形截面延性系數(shù)平均值為3.8，陳素文等[12]的H 形截面、箱形截面延性系數(shù)平均值分別為3.32、2.84，施剛等[8]的箱形截面延性系數(shù)平均值為2.35.可以看出，相較于箱形截面，H 形截面的延性更好.各試驗(yàn)是在不同軸壓比、不同長(zhǎng)細(xì)比下的結(jié)果，總體來(lái)看，并沒有出現(xiàn)強(qiáng)度等級(jí)越高，構(gòu)件的延性系數(shù)越低的結(jié)論.Q500GJ 試驗(yàn)軸壓比為0.4，軸壓比越高，二階效應(yīng)的影響越大，Q500GJ 試件的延性系數(shù)及位移角結(jié)果處于中上水平，表明Q500GJ 有較好的抗震性能.

表4 不同等級(jí)高強(qiáng)鋼延性對(duì)比Tab.4 Ductility comparison among different grade high strength steels

4 結(jié)論

對(duì)5 個(gè)Q500GJ 焊接H 形鋼試件進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)研究，主要結(jié)論如下：

1）3 個(gè)繞強(qiáng)軸滯回的試件均出現(xiàn)了底部板件局部屈曲，隨著位移幅值增大，形成塑形鉸直至破壞.2個(gè)繞弱軸滯回的試件均未出現(xiàn)明顯的局部屈曲，隨著位移幅值增大，全截面進(jìn)入塑性形成塑形鉸直至破壞.材料的高強(qiáng)度得到充分的發(fā)揮.繞弱軸荷載的試件截面的塑性發(fā)展比繞強(qiáng)軸荷載更充分.

2）所有試件荷載-位移滯回曲線飽滿，滯回性能良好.骨架曲線正、反向基本對(duì)稱，走勢(shì)相似.試件具有良好的變形能力、耗能能力及抗震性能.

3）試件繞弱軸反復(fù)荷載下延性系數(shù)要高于繞強(qiáng)軸反復(fù)荷載下的延性系數(shù).試件最大層間位移角為1/20，最小層間位移角為1/26，均滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）中多、高層鋼結(jié)構(gòu)彈塑性位移角1/50 的限值要求.