聶詩(shī)東 葉曦雨 王輝 李靜堯 陳振業(yè)

摘要：鋼結(jié)構(gòu)的材料高強(qiáng)化是發(fā)展趨勢(shì)，目前高強(qiáng)鋼存在屈強(qiáng)比過(guò)高的問(wèn)題，限制了高強(qiáng)鋼在建筑結(jié)構(gòu)中的抗震設(shè)計(jì)應(yīng)用。對(duì)低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼進(jìn)行材性改良，研發(fā)出一種新型低屈強(qiáng)比Q620E高強(qiáng)鋼。對(duì)此新型高強(qiáng)鋼的抗震性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，根據(jù)壁板寬厚比等級(jí)設(shè)計(jì)截面尺寸不同的箱形截面柱，對(duì)軸壓比為0.2和0.35的高強(qiáng)鋼箱形柱進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)。通過(guò)觀察試件的破壞模式、提取滯回曲線和骨架曲線，從承載力、延性、耗能性能與損傷發(fā)展等方面對(duì)鋼柱的抗震性能進(jìn)行分析，并與Q690D普通高強(qiáng)鋼柱抗震性能進(jìn)行比較。試驗(yàn)結(jié)果表明，低屈強(qiáng)比高強(qiáng)鋼柱具有良好的滯回性能和塑性變形能力；壁板寬厚比對(duì)構(gòu)件承載力及延性影響顯著；壁板寬厚比越大則剛度下降越快、損傷發(fā)展不連續(xù)；相較于Q690D普通高強(qiáng)鋼，Q620E新型鋼在力學(xué)性能與構(gòu)件抗震方面均體現(xiàn)出較大的優(yōu)勢(shì)，可考慮在高強(qiáng)鋼建筑結(jié)構(gòu)中拓展應(yīng)用。

關(guān)鍵詞：高強(qiáng)鋼；低屈強(qiáng)比；箱形柱；抗震性能；低周往復(fù)加載試驗(yàn)

中圖分類號(hào)：TU391???? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A???? 文章編號(hào)：2096-6717（2023）06-0029-09

Experimental analysis on seismic behavior of low yield ratio high strength steel box-section column

NIE Shidong1a，1b， YE Xiyu1a， WANG Hui1a，2， LI Jingyao1a， CHEN Zhenye3

（1a. School of Civil Engineering； 1b. Key Laboratory of New Technology for Construction of Cites in Mountain Area， Ministry of Education， Chongqing University， Chongqing 400045， P. R. China； 2. Department of Military Installations， Army Logistics University of PLA， Chongqing 401331， P. R. China； 3.Iron and Steel Technology Research Institute， He Steel Group Co. Ltd.， Shijiazhuang 050023， P. R. China）

Abstract： The high strength of steel structure is the main trend. At present， the high yield ratio is the problem of the high strength steel， which limits the application of high strength steel in the seismic design of structures. A new type of high strength steel with a low yield ratio Q620E has been developed in HBIS Group by improving the material properties of low alloy high strength structural steel. In order to study the seismic performance of it， box-section columns with different cross-sectional dimensions were designed according to classes width-to-thickness ratio of steel columns. Low-cycle reversal tests were performed on box-shaped columns of high strength steel with nominal axial compression ratios of 0.2 and 0.35. The seismic performance of steel columns was investigated in terms of bearing capacity， ductility， energy dissipation performance and damage index by observing the damage modes， extracting hysteresis curves and skeleton curves of the specimens and comparing the seismic performance with that of Q690D ordinary high-strength steel columns. The test results show that the designed high-strength steel columns have good hysteresis performance and plastic deformation capacity; width-to-thickness ratio has a significant effect on the bearing capacity and ductility of the members; the larger width-to-thickness ratio is， the faster the stiffness dissipation capacity of the member decreases and discontinuous damage development occurs; compared with Q690D ordinary high-strength steel， Q620E steel shows greater advantages in mechanical properties and seismic design of the member， which can be considered for high-strength steel structures.

Keywords： high-strength steel； low yield ratio； box-section column； seismic performance； low-cycle reversal test

近年來(lái)，建筑結(jié)構(gòu)對(duì)鋼材性能的要求不斷提高，高強(qiáng)度鋼材（High Strength Steel，HSS，fy≥460 MPa）的應(yīng)用受到關(guān)注。采用高強(qiáng)度鋼材可有效減輕結(jié)構(gòu)自身重量、降低建筑材料消耗，促進(jìn)節(jié)能環(huán)保、防震抗災(zāi)的經(jīng)濟(jì)型建筑結(jié)構(gòu)體系建設(shè)[1]。

學(xué)者們對(duì)高強(qiáng)鋼焊接柱的抗震性能開(kāi)展了系列研究。施剛等[2-3]對(duì)Q460高強(qiáng)鋼焊接柱開(kāi)展抗震性能試驗(yàn)研究，分析了板件寬厚比、軸壓比對(duì)試件的承載力、破壞模式和延性的影響，結(jié)果表明，Q460高強(qiáng)鋼構(gòu)件具有很好的耗能能力和抗震性能。陳素文等[4-5]對(duì)Q690D高強(qiáng)鋼焊接H形和箱形截面柱進(jìn)行了低周往復(fù)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明，火焰矯正顯著影響試件的力學(xué)性能和破壞位置，采用火焰矯正措施時(shí)，應(yīng)嚴(yán)格控制在試件受力較大部位。Hai等[6-8]對(duì)Q690鋼H形截面柱的滯回模型進(jìn)行研究，考慮了循環(huán)退化對(duì)模型的影響，提出了局部屈曲和低周疲勞兩種損傷主導(dǎo)模式的劣化規(guī)律和損傷指標(biāo)，建立并校正了Q690鋼柱循環(huán)劣化滯回模型。寧克洋等[9-10]對(duì)比分析了奧氏體型不銹鋼S30408、雙相型不銹鋼S22053和低合金高強(qiáng)鋼Q460焊接柱抗震性能的差異，針對(duì)不銹鋼箱形截面柱提出不同抗震等級(jí)的延性定量判定標(biāo)準(zhǔn)。Wang等[11]對(duì)Q460C高強(qiáng)鋼焊接柱進(jìn)行抗震試驗(yàn)研究，基于試驗(yàn)提取的滯回曲線總結(jié)歸納出一種多折線模型，用于描述鋼柱彎矩-曲率的關(guān)系。結(jié)合研究現(xiàn)狀可以看出，高強(qiáng)鋼柱的試驗(yàn)研究起步不久，且高強(qiáng)鋼焊接柱抗震性能試驗(yàn)構(gòu)件所用鋼材的屈強(qiáng)比普遍大于0.9，不滿足規(guī)范的材性要求?！陡邚?qiáng)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T 483—2020）[12]（后簡(jiǎn)稱《高鋼標(biāo)》）不建議利用其進(jìn)行塑性設(shè)計(jì)，過(guò)高的屈強(qiáng)比也限制了其在建筑結(jié)構(gòu)中的抗震設(shè)計(jì)應(yīng)用。因此，高強(qiáng)度鋼材的材性改良有其必要性，可為中國(guó)現(xiàn)有鋼結(jié)構(gòu)相關(guān)規(guī)范中對(duì)高強(qiáng)鋼的設(shè)計(jì)要求提供補(bǔ)充參考。

針對(duì)高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼的屈強(qiáng)比普遍高于0.9的材性問(wèn)題，河鋼集團(tuán)研發(fā)出一種新型的低屈強(qiáng)比Q620E高強(qiáng)鋼，其具有較低的屈強(qiáng)比（處于0.85左右）、良好的塑性變形能力及可加工性，因此，也稱為高強(qiáng)度抗震鋼（下文稱新型鋼）。為研究此類新型鋼焊接構(gòu)件的抗震性能，筆者對(duì)3根箱形鋼柱進(jìn)行軸壓作用下的水平往復(fù)加載試驗(yàn)。通過(guò)觀察試件的破壞模式、提取滯回曲線和骨架曲線，從承載力、延性、耗能性能與損傷發(fā)展等方面進(jìn)行分析，并與Q690D普通高強(qiáng)鋼柱抗震性能進(jìn)行比較。

1 試驗(yàn)概況

1.1 構(gòu)件材性

試驗(yàn)構(gòu)件鋼材取自河鋼股份有限公司生產(chǎn)8 mm厚Q620E鋼板，用料為新型鋼。對(duì)該鋼材與對(duì)應(yīng)焊絲HS80GJ的力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，試驗(yàn)測(cè)得鋼材彈性模量E、屈服強(qiáng)度f(wàn)y、抗拉強(qiáng)度f(wàn)u、屈強(qiáng)比f(wàn)y/fu、極限應(yīng)變?chǔ)舥、斷后伸長(zhǎng)率δ及斷面伸縮率Z數(shù)據(jù)匯于表1；鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。根據(jù)圖表信息可以看出，新型鋼屈強(qiáng)比低于0.9，斷后伸長(zhǎng)率大于16%，滿足《高鋼標(biāo)》規(guī)范要求。HS80GJ焊絲的化學(xué)成分如表2所示，試件制作加工采用埋弧焊，焊絲選用直徑為4 mm的HS80GJ高強(qiáng)焊絲，焊縫質(zhì)量等級(jí)為Ⅰ級(jí)。采用37.7 V穩(wěn)定電壓與587 A電流進(jìn)行兩道焊接，焊接預(yù)熱溫度為100 ℃，層間溫度為150 °C，并且進(jìn)行焊后熱處理。

1.2 試件設(shè)計(jì)

《高鋼標(biāo)》規(guī)范中M-N構(gòu)件截面設(shè)計(jì)統(tǒng)一按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[13]（后簡(jiǎn)稱《鋼標(biāo)》）中截面等級(jí)S4級(jí)的板件寬厚比進(jìn)行設(shè)計(jì)。根據(jù)板件彈性屈曲時(shí)的平衡微分方程可知，板件寬厚比對(duì)板件屈曲對(duì)應(yīng)的臨界應(yīng)力起決定作用，試驗(yàn)構(gòu)件設(shè)計(jì)沿用板件彈性屈曲推導(dǎo)的寬厚比限值公式，對(duì)鋼材實(shí)際屈服強(qiáng)度修正后進(jìn)行截面等級(jí)劃分，得到箱形柱壁板寬厚比限值，如表3所示。

根據(jù)表3寬厚比限值設(shè)計(jì)箱形截面柱，信息如表4所示。表中D、t分別為箱形截面寬度、板件厚度，尺寸標(biāo)示如圖2所示。L0為懸壁柱計(jì)算長(zhǎng)度（水平荷載施加位置到鋼柱支座頂部的距離），b0/t為箱形柱壁板寬厚比，n為軸壓比，即柱的軸壓力與柱全截面面積和鋼材實(shí)際屈服強(qiáng)度乘積的比值。

試驗(yàn)鋼柱的理想邊界條件為一端剛接、另一端自由的懸臂柱狀態(tài)，因此，柱底支座需要盡量滿足固接要求。根據(jù)試件的受力情況對(duì)支座設(shè)計(jì)提出相應(yīng)的承載要求：支座與反力框架采用10.9級(jí)M24高強(qiáng)度螺栓進(jìn)行連接，螺栓數(shù)量滿足構(gòu)件抗拉及抗剪需求；支座底板厚度保證局部受拉最不利狀態(tài)下不發(fā)生變形；靴梁及加勁板滿足構(gòu)件整體抗彎需求，保證試驗(yàn)過(guò)程中底座部分不發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)變形。

1.3 加載裝置

試驗(yàn)加載裝置如圖3所示。將試件簡(jiǎn)化為一端剛接、另一端自由的懸臂柱。水平荷載和軸向壓力均由200 t拉壓千斤頂提供，柱底設(shè)置全焊接支座，用以模擬剛性底座。柱頂采用銷軸連接模擬自由端，通過(guò)幾何對(duì)中的方式減小豎向加載對(duì)鋼柱截面形心的偏心程度；水平荷載作用于擬定的反彎點(diǎn)位置。

柱端水平荷載與軸向荷載通過(guò)200 t拉壓千斤頂端部的力傳感器進(jìn)行記錄，在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，由于水平方向拉壓千斤頂?shù)耐鶑?fù)加載，提供柱頂軸壓荷載的千斤頂出現(xiàn)轉(zhuǎn)角θ，如圖4所示。

對(duì)豎向千斤頂提供的荷載進(jìn)行力的分解計(jì)算，受力分解如圖4所示。假設(shè)反力框上部至鋼柱支座上表面的距離為H，柱端水平往復(fù)位移為d，鋼柱支座上表面至水平加載點(diǎn)的高度為L(zhǎng)0，水平加載點(diǎn)至軸壓千斤頂鉸頭受力點(diǎn)的高度為h0，豎向千斤頂偏轉(zhuǎn)角θ按式（1）計(jì)算。

θ ≈ tan θ = d/ （ H - L0 - h0 ） （1）

豎向加載的力可通過(guò)水平與豎直方向的分向力進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)加載裝置偏轉(zhuǎn)角度θ，將軸壓千斤頂?shù)妮S壓荷載N分解為水平方向的Nsin θ與豎直方向的Ncos θ，作用于軸壓千斤頂鉸頭部位。假設(shè)柱端水平荷載為F，則構(gòu)件承受彎矩M按式（2）計(jì)算。

M = F·L0 + Nsin θ· （h0 + L0 ） + Ncos θ·d （2）

1.4 加載制度與測(cè)點(diǎn)布置

構(gòu)件受壓采用荷載控制加載，水平荷載采用位移控制加載。預(yù)加載階段對(duì)鋼柱施加軸向壓力，達(dá)到名義軸壓比后持荷，檢查儀器數(shù)值能否正常顯示并歸零平衡。待預(yù)加載測(cè)試數(shù)據(jù)穩(wěn)定后進(jìn)行正式加載，采用200 t拉壓千斤頂施加水平荷載，加載位移參考《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T 101—2015）[14]要求，取構(gòu)件邊緣纖維進(jìn)入屈服狀態(tài)時(shí)的水平位移dy作為位移增量，分別以±dy、±2dy、±3dy、±4dy逐級(jí)遞增作為加載級(jí)別，加載制度如圖5所示。構(gòu)件截面進(jìn)入邊緣屈服狀態(tài)后，每級(jí)位移循環(huán)至少2周，當(dāng)試件加載至水平力下降為最大承載力的85%以下時(shí)，認(rèn)為試件破壞。

試件位移計(jì)、應(yīng)變片與百分表的布置如圖6所示，包括1個(gè)拉線式位移計(jì)、12個(gè)應(yīng)變片和4個(gè)50 mm百分表。應(yīng)變片布置于柱底200 mm截面高度范圍內(nèi)，等距布置2層，用于監(jiān)測(cè)柱底截面應(yīng)變值。拉線式位移計(jì)用于記錄柱端在水平往復(fù)加載中的水平位移，百分表D1用于估算柱底曲率，D2與D3用于監(jiān)測(cè)支座是否發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，D4用于監(jiān)測(cè)剛性底座是否發(fā)生水平滑移。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞形態(tài)

加載至柱端水平位移d=24 mm前，試件B-1無(wú)明顯板件屈曲現(xiàn)象；d首次達(dá)到36 mm峰值點(diǎn)時(shí)，在靠近鋼柱底部的位置，承壓壁板出現(xiàn)微小的局部?jī)?nèi)凹，開(kāi)始出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象，如圖7（a）所示；加載至d=48 mm時(shí)，柱四面的壁板均已出現(xiàn)鼓曲，局部屈曲變形促使焊縫發(fā)生斷裂，裂口形態(tài)如圖7（d）所示，呈現(xiàn)微小的多折線式裂紋。加載過(guò)程中監(jiān)測(cè)到的支座底板與反力框之間的微小位移可以忽略不計(jì)。試件加載現(xiàn)象匯于表5，最終破壞形態(tài)匯總?cè)鐖D7所示。

試件的主要破壞形態(tài)為柱底部位出現(xiàn)鼓曲、壁板局部屈曲，局部屈曲變形過(guò)大導(dǎo)致焊縫開(kāi)裂，符合預(yù)期試驗(yàn)破壞模式。通過(guò)對(duì)比試件B-1與B-2可以看出，在保持相同的名義軸壓比條件下，寬厚比越大的構(gòu)件在達(dá)到峰值承載力后越早進(jìn)入板件局部屈曲狀態(tài)；對(duì)比相同截面尺寸的試件B-2與B-3，軸壓大的B-3較早進(jìn)入板件屈曲狀態(tài)。

3 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

3.1 滯回曲線與骨架曲線

根據(jù)式（2）計(jì)算柱底彎矩M，結(jié)合柱端水平位移d繪制滯回曲線，通過(guò)M-d滯回曲線提取骨架曲線特征點(diǎn)并進(jìn)行曲線擬合，如圖8所示。

根據(jù)M-d滯回曲線提取出構(gòu)件在試驗(yàn)過(guò)程中承受的最大彎矩值Mu，并根據(jù)構(gòu)件板材的實(shí)際屈服強(qiáng)度計(jì)算屈服彎矩My，計(jì)算結(jié)果如表6所示。試驗(yàn)構(gòu)件的最大層間位移角為骨架曲線中彎矩下降至最大彎矩的85%對(duì)應(yīng)的位移角θu。試件B-1、B-2與B-3的最大層間位移角θu保持在1/25以上，符合《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）[15]的彈塑性層間位移角限值大于1/50的要求。

3.2 應(yīng)變-位移曲線

以試件B-1截面應(yīng)變?chǔ)排c柱端水平位移d滯回曲線為例進(jìn)行說(shuō)明，如圖9所示。通過(guò)對(duì)比應(yīng)變片S1-1與S1-2的應(yīng)變滯回曲線可以看出，二者的應(yīng)變走向趨勢(shì)相同，S1-1應(yīng)變幅值大于S2-1，符合二者的位置布置（S1在下，S2在上），當(dāng)壁板進(jìn)入屈曲變形階段后，應(yīng)變不再呈線性變化。對(duì)比應(yīng)變片S1-3與S1-4的應(yīng)變滯回曲線可以看出，兩側(cè)鏡像位置處應(yīng)變滯回曲線基本符合左右對(duì)稱的圖像特點(diǎn)，各位移加載級(jí)圈內(nèi)的應(yīng)變幅值基本相同，體現(xiàn)了鋼柱的滯回加載特點(diǎn)。在水平往復(fù)加載過(guò)程中，鋼柱壁板在受壓與受拉條件下反復(fù)改變，使得材料的塑性變形累積，在加載后期，由于板件屈曲，受壓側(cè)應(yīng)變逐漸向反向增加。

通過(guò)B-1應(yīng)變滯回曲線的示例可以看出，應(yīng)變數(shù)據(jù)能有效反饋試件失效過(guò)程，其變化規(guī)律也反映出該類新型鋼無(wú)明顯屈服平臺(tái)，從線性變化轉(zhuǎn)為非線性變化的過(guò)程未出現(xiàn)平穩(wěn)過(guò)渡段，鏡像布置應(yīng)變片的數(shù)據(jù)體現(xiàn)出鋼柱滯回加載特點(diǎn)。

3.3 承載力與延性

根據(jù)各試件截面尺寸參數(shù)對(duì)鋼柱的承載性能進(jìn)行歸一化分析，計(jì)算受彎情況下試件全截面達(dá)到屈服強(qiáng)度f(wàn)y的塑性彎矩Mp，定義構(gòu)件承載力儲(chǔ)備系數(shù)Su，Su為極限承載力Mu與截面塑性彎矩Mp的比值，表征在承載力歸一化分析下的試件承載能力高低，計(jì)算結(jié)果如表7所示。提取構(gòu)件M-d滯回曲線的試驗(yàn)數(shù)值并進(jìn)行歸一化計(jì)算，獲得M/My-θ骨架曲線，如圖10所示。延性系數(shù)μ=θu/θy，θu為試驗(yàn)中試件承載力下降至峰值承載力的85%以下時(shí)對(duì)應(yīng)的層間位移角，θy為截面邊緣達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)對(duì)應(yīng)的層間位移角。

箱形柱試件的極限承載力均大于截面的塑性彎矩Mp，有效利用了鋼材的強(qiáng)度。壁板寬厚比等級(jí)為S2的試件B-2與B-3承載能力及延性系數(shù)高于壁板寬厚比等級(jí)為S4的試件B-1，承載能力提升了30%以上，延性提升了25%。說(shuō)明寬厚比對(duì)試件承載能力與塑性變形能力的影響較明顯，寬厚比越小，構(gòu)件承載性能與延性越高；試件B-2與B-3的截面尺寸相同但軸壓比不同，軸壓比的小幅度提升對(duì)構(gòu)件峰值承載力的影響不明顯，但隨著軸壓比的增大，重力二階效應(yīng)的影響增加，最大層間位移角θu減小。

3.4 耗能性能

鋼柱通過(guò)塑性變形將外界能量轉(zhuǎn)化為塑性變形能，以此提升自身的耗能能力，在鋼柱構(gòu)件低周往復(fù)加載試驗(yàn)中，耗能能量體現(xiàn)為彎矩-曲率滯回曲線所圍面積。采用正則化耗能指標(biāo)Ini描述構(gòu)件在整體滯回過(guò)程中整體能量耗散效率，計(jì)算式見(jiàn)式（3），其中，Mni、θni為第n加載級(jí)第i圈滯回曲線的彎矩及對(duì)應(yīng)曲率，My為構(gòu)件截面屈服彎矩，θy為屈服彎矩對(duì)應(yīng)曲率。

Ini = ∫（ Mni ·θni ） dθ （ My ·θy ） （3）

構(gòu)件耗能指標(biāo)計(jì)算結(jié)果如圖11所示，Dni表示第n級(jí)第i圈的加載級(jí)圈。試件B-2的最大耗能能力比試件B-1高35%，說(shuō)明板件寬厚比對(duì)構(gòu)件耗能性能影響較大。板件寬厚比越大，則越早進(jìn)入局部屈曲狀態(tài)，使得構(gòu)件承載力下降、耗能性能降低。相較于試件B-2，軸壓比較大的試件B-3的最大耗能能力下降了7%，說(shuō)明軸壓比對(duì)構(gòu)件進(jìn)入彈塑性工作狀態(tài)后的耗能性能影響較小。在重力二階作用的影響下，軸壓產(chǎn)生的大變形使構(gòu)件延性下降，從而導(dǎo)致耗能性能下降。

3.5 剛度退化與損傷模型

滯回試驗(yàn)中各加載級(jí)的剛度退化情況是評(píng)判鋼柱抗震性能的重要指標(biāo)。對(duì)于試驗(yàn)輸出的滯回曲線，采用割線剛度Ki表征節(jié)點(diǎn)剛度，定義為原點(diǎn)到滯回環(huán)各加載級(jí)峰值點(diǎn)的割線斜率，計(jì)算如式（4）所示。

Ki+ = Mi+ /θi+; Ki- = Mi-/θi- （4）

式中：θi為第i個(gè)位移加載級(jí)圈峰值層間位移角；Mi為峰值層間位移角對(duì)應(yīng)的彎矩值。

剛度退化折線圖如圖12所示，實(shí)際加載過(guò)程中，鋼柱存在包辛格效應(yīng)，體現(xiàn)為正負(fù)加載下割線剛度退化規(guī)律的不對(duì)稱。割線剛度選取各級(jí)加載圈的正負(fù)方向第一圈數(shù)據(jù)作為計(jì)算依據(jù)，正向加載點(diǎn)均為位移加載圈上一級(jí)至本級(jí)加載的過(guò)渡段，因此，相對(duì)于負(fù)向加載點(diǎn)的割線剛度，計(jì)算結(jié)果會(huì)略低。對(duì)比試件B-1與B-2可以看出，試件B-1剛度退化速率較試件B-2快10%左右，說(shuō)明壁板寬厚比影響剛度退化速率，箱形柱壁板寬厚比越大，剛度退化越快。對(duì)比試件B-2與B-3可以看出，軸壓大的構(gòu)件進(jìn)入彈塑性變形階段后，在重力二階效應(yīng)影響下，剛度退化速率加快。

構(gòu)件在往復(fù)荷載作用下的損傷評(píng)估主要通過(guò)損傷指數(shù)D來(lái)表征，損傷指數(shù)D在0～1之間遞增，表示試件從無(wú)損到損傷不斷累積直至破壞的全過(guò)程，表現(xiàn)了損傷的不可逆性及無(wú)方向性特征，其基本概念表達(dá)式為

Si = S0 ?（ 1 - D ） （5）

式中：Si為考慮損傷后任一時(shí)刻的試件狀態(tài)（該狀態(tài)可以由構(gòu)件的承載力、延性、耗能能力等多種指標(biāo)進(jìn)行表達(dá)）；S0為試件的初始狀態(tài)；損傷指數(shù)D的計(jì)算參考Hwang等[16]提出的兩種公式。Hwang等綜合了試件在滯回過(guò)程中變形、能量和承載力的變化，通過(guò)不同的權(quán)重系數(shù)進(jìn)行乘積組合，在各參數(shù)取1的情況下，對(duì)損傷影響最為顯著的因素為結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的變形，其次為耗能變化，最后是承載力衰減，計(jì)算公式及相關(guān)參數(shù)表達(dá)如式（6）所示，各部分權(quán)重指數(shù)取值為1。

式中：μsi=Si/Sy，Si為結(jié)構(gòu)第i加載級(jí)的位移，Sy為結(jié)構(gòu)屈服位移；αi=Ei/（Fy·Sy），為第i加載級(jí)滯回耗能量占比；Ei為第i加載級(jí)的滯回耗能；λ=Pui/Py，Pui為第i加載級(jí)承載力峰值；Py為構(gòu)件屈服承載值。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果的滯回耗能、屈服位移、極限位移、承載力等力學(xué)參數(shù)，計(jì)算損傷指數(shù)D并以構(gòu)件失效時(shí)D=1進(jìn)行校核修正。以D值為縱坐標(biāo)，橫坐標(biāo)取當(dāng)前位移加載級(jí)數(shù)n與總加載級(jí)N的比值，繪制各構(gòu)件的損傷變化曲線，如圖13所示。

損傷模型曲線表現(xiàn)為下凹型，體現(xiàn)了其前期發(fā)展慢，后期增長(zhǎng)快的特點(diǎn)。在考慮承載力的影響下，Hwang等[16]模型壁板寬厚比等級(jí)為S2的試件B-2與B-3損傷發(fā)展表現(xiàn)更為平滑連續(xù)，壁板寬厚比等級(jí)為S4的試件B-3在最后一個(gè)加載級(jí)內(nèi)損傷發(fā)展接近50%，展現(xiàn)了其非連續(xù)性的特性。由此可見(jiàn)，構(gòu)件的截面等級(jí)會(huì)對(duì)其損傷發(fā)展的連續(xù)性產(chǎn)生影響，截面寬厚比越小的試件損傷發(fā)展越連續(xù)。

3.6 與其他高強(qiáng)鋼箱形柱比較

選取陳素文等[4]的Q690D箱形柱的抗震性能試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，節(jié)選試件B-L的尺寸同試件B-3，按塑性截面（S1、S2）設(shè)計(jì)且柱軸壓比相同，兩者的失效模式均為局部失穩(wěn)，未出現(xiàn)整體失穩(wěn)情況，因此，長(zhǎng)細(xì)比的差異不納入比對(duì)范圍。二者的力學(xué)性能如表8所示，通過(guò)對(duì)比看出，相較于Q690D高強(qiáng)鋼，Q620E新型鋼屈強(qiáng)比低7%左右，極限應(yīng)變提高了27%，其材性整體優(yōu)于Q690D高強(qiáng)鋼。構(gòu)件尺寸信息如表9所示，根據(jù)二者材性與截面尺寸計(jì)算其塑性彎矩Mp，比較二者的承載力與延性，結(jié)果如表10所示。試件的耗能能力對(duì)比如圖14所示。

對(duì)比表8、表10和圖14可以看出，與試件B-L相比，試件B-3的耗能性能提升了20%左右，延性提升了近一倍，承載能力則提高了50%?？梢钥闯?，相較于Q690D普通高強(qiáng)鋼，Q620E新型鋼在力學(xué)性能與構(gòu)件抗震方面均體現(xiàn)出較大的優(yōu)勢(shì)。

4 結(jié)論

基于鋼柱滯回試驗(yàn)結(jié)果，提取荷載-位移滯回曲線與骨架曲線，從承載力、延性、耗能、剛度退化與損傷模型方面對(duì)比分析試件的抗震性能，結(jié)論如下：

1）Q620E新型鋼滿足《高鋼標(biāo)》設(shè)計(jì)使用的材性要求，其屈強(qiáng)比為0.85左右，比普通高強(qiáng)鋼的屈強(qiáng)比低7%左右，極限應(yīng)變提升了27%。

2）新型鋼焊接箱形柱滯回加載的失效模式主要為壁板屈曲導(dǎo)致的構(gòu)件局部失穩(wěn)；壁板寬厚比越小，構(gòu)件滯回性能越好，承載能力、耗能性能與延性越高，損傷發(fā)展具有連續(xù)性。

3）在加載過(guò)程中，低屈強(qiáng)比高強(qiáng)鋼箱形柱的最大層間位移角保持在1/25以上，符合《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）[15]的彈塑性層間位移角θp限值大于1/50的要求。

4）同為截面塑性設(shè)計(jì)的鋼柱，與Q690D普通高強(qiáng)鋼相比，Q620E新型鋼承載力提升50%、延性提升1倍、耗能水平提升20%左右，表明鋼材材性的改良可有效提升框架柱的抗震性能，可考慮在高強(qiáng)鋼建筑結(jié)構(gòu)中應(yīng)用該類新型鋼。

參考文獻(xiàn)

[1]? 施剛， 石永久， 王元清. 超高強(qiáng)度鋼材鋼結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用[J]. 建筑鋼結(jié)構(gòu)進(jìn)展， 2008， 10（4）： 32-38.

SHI G， SHI Y J， WANG Y Q. Engineering application of ultra-high strength steel structures [J]. Progress in Steel Building Structures， 2008， 10（4）： 32-38. （in Chinese）

[2]? 施剛， 鄧椿森， 班慧勇， 等. Q460高強(qiáng)度鋼材工形壓彎構(gòu)件抗震性能的試驗(yàn)研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào)， 2012， 45（10）： 53-61.

SHI G， DENG C S， BAN H Y， et al. Experimental study on the seismic behavior of Q460 high strength steel Ⅰ -columns [J]. China Civil Engineering Journal， 2012， 45（10）： 53-61. （in Chinese）

[3]? 施剛， 鄧椿森， 班慧勇， 等. 高強(qiáng)度鋼材箱形柱滯回性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2012， 33（3）： 1-7.

SHI G， DENG C S， BAN H Y， et al. Experimental study on hysteretic behavior of high strength steel box-section columns [J]. Journal of Building Structures， 2012， 33（3）： 1-7. （in Chinese）

[4]? 陳素文， 陸志立， 李國(guó)強(qiáng)， 等. Q690D高強(qiáng)鋼焊接截面柱低周反復(fù)加載試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2014， 35（12）： 97-103.

CHEN S W， LU Z L， LI G Q， et al. Cyclic loading tests of Q690D high strength steel welded columns [J]. Journal of Building Structures， 2014， 35（12）： 97-103. （in Chinese）

[5]? 陳素文， 陸志立， 陳星， 等. Q690D高強(qiáng)鋼箱形截面柱的滯回性能[J]. 同濟(jì)大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版）， 2015， 43（8）： 1135-1143.

CHEN S W， LU Z L， CHEN X， et al. Hysteretic behavior of Q690D high strength steel box-section beam columns [J]. Journal of Tongji University （Natural Science）， 2015， 43（8）： 1135-1143. （in Chinese）

[6]? HAI L T， LI G Q， WANG Y B， et al. Experimental investigation on cyclic behavior of Q690D high strength steel H-section beam-columns about strong axis [J]. Engineering Structures， 2019， 189： 157-173.

[7]? HAI L T， LI G Q， WANG Y B， et al. Hysteretic model of Q690 high-strength steel beam-columns considering cyclic deterioration [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2020， 172： 106158.

[8]? HAI L T， WANG Y B， LI G Q， et al. Numerical investigation on cyclic behavior of Q690 high strength steel beam-columns [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2020， 167： 105814.

[9]? 寧克洋， 楊璐， 班慧勇， 等. 不銹鋼焊接H形截面柱滯回性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2020， 41（6）： 215-222.

NING K Y， YANG L， BAN H Y. Research on seismic behavior of stainless steel box-section column [J]. Journal of Building Structures， 2020， 53（4）： 23-30， 49. （in Chinese）

[10]? 寧克洋， 楊璐， 班慧勇. 不銹鋼箱形截面柱抗震性能研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào)， 2020， 53（4）： 23-30， 49.

NING K Y， YANG L， BAN H Y. Research on seismic behavior of stainless steel box-section column [J]. China Civil Engineering Journal， 2020， 53（4）： 23-30， 49. （in Chinese）

[11]? WANG Y B， LI G Q， CUI W， et al. Seismic behavior of high strength steel welded beam-column members [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2014， 102： 245-255.

[12]? 高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)： JGJ/T 483—2020 [S]. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2020.

Standard for design of high strength stell structure： JGJ/T 483—2020 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2020. （in Chinese）

[13]? 鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)： GB 50017—2017 [S]. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2017.

Code for design of steel structure： GB 50017—2017 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2017. （in Chinese）

[14]? 建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程： JGJ/T 101—2015 [S]. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2015.

Specification for seismic test of buildings： JGJ/T 101—2015 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2015.（in Chinese）

[15]? 建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范： GB 50011—2010 [S]. 北京： 中國(guó)建筑工業(yè)出版社， 2010.

Code for seismic design of buildings：GB 50011—2010 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2010. （in Chinese）

[16]? HWANG T H， SCRIBNER C F. R/C member cyclic response during various loadings [J]. Journal of Structural Engineering， 1984， 110（3）： 477-489.