Q690D 鋼材箱形截面框架柱抗震性能

楊志軍 ，王彥博 ，楊國(guó)濤 ?

（1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266520；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092）

高強(qiáng)鋼因其具有良好的力學(xué)性能、能夠減小結(jié)構(gòu)尺寸、增加結(jié)構(gòu)使用空間、減小資源的消耗等優(yōu)勢(shì)，在建筑結(jié)構(gòu)、輸電塔架以及橋梁結(jié)構(gòu)等實(shí)際工程中的應(yīng)用越來(lái)越廣泛［1-3］.然而，相比普通強(qiáng)度鋼材結(jié)構(gòu)，高強(qiáng)鋼屈強(qiáng)比較大、構(gòu)件延性性能較差，在抗震設(shè)計(jì)中的應(yīng)用受到限制.相對(duì)于 H 形截面鋼構(gòu)件，箱形截面鋼框架柱具有閉口截面抗扭能力強(qiáng)、雙向受彎性能好等優(yōu)點(diǎn)，從而得到了廣泛應(yīng)用.由于箱形截面的翼緣和腹板剛度接近，各國(guó)或地區(qū)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范［4-7］中對(duì)不同抗震等級(jí)下的翼緣和腹板的寬厚比限值做了相同的數(shù)值規(guī)定，我國(guó)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）［6］與日本抗震設(shè)計(jì)規(guī)范［7］對(duì)板件寬厚比限值為定值，沒(méi)有考慮軸壓比影響，而歐洲規(guī)范［5］與美國(guó)規(guī)范［4］考慮了軸壓力對(duì)應(yīng)力分布的影響.此外，各個(gè)國(guó)家或地區(qū)的抗震設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)于板件寬厚比的限值規(guī)定主要是基于普通強(qiáng)度鋼材的性能研究，而高強(qiáng)鋼在材料性質(zhì)、性能等方面與普通強(qiáng)度鋼材有很大不同，因此，現(xiàn)行的抗震設(shè)計(jì)規(guī)范中關(guān)于不同抗震等級(jí)下板件寬厚比的限值規(guī)定是否適用于高強(qiáng)鋼，有待研究.

目前，國(guó)內(nèi)外針對(duì)鋼結(jié)構(gòu)柱的抗震性能已經(jīng)開展了大量研究.Shi 等［8］、Wang 等［9］及施剛等［10］對(duì)由Q460C 強(qiáng)度的鋼材構(gòu)成的焊接箱形截面柱和焊接工字形截面柱進(jìn)行了壓彎試驗(yàn)，并進(jìn)行了有限元數(shù)值分析，對(duì)抗震設(shè)計(jì)下的板件寬厚比取值提出了合理的建議.Hai 等［11-14］對(duì)Q690 焊接工字形截面柱分別繞強(qiáng)軸和弱軸進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和數(shù)值分析工作，提出了基于結(jié)構(gòu)損傷的高強(qiáng)鋼滯回模型.Chen 等［15］主要針對(duì)高強(qiáng)鋼H 形薄壁截面進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值分析研究，并提出了截面最大承載能力計(jì)算公式.李元齊等［16］對(duì)Q500GJ 鋼材焊接H 形截面柱進(jìn)行了抗震性能試驗(yàn)研究，從耗能能力、延性性能等方面進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)試件繞弱軸作用下的延性性能要高于強(qiáng)軸.王羽琦［17］設(shè)計(jì)了一種翼緣和腹板分別由高強(qiáng)鋼和普通強(qiáng)度鋼材組成的混合焊接箱形截面柱，并從殘余應(yīng)力分布以及滯回性能等方面做了對(duì)比，為焊接混合強(qiáng)度箱形截面鋼柱抗震設(shè)計(jì)提供了數(shù)據(jù)支撐.此外，張曉輝等［18］對(duì)近海環(huán)境下發(fā)生銹蝕的鋼柱進(jìn)行了抗震性能的研究，初步確定了銹蝕鋼柱的不同抗震性能水平以及性能指標(biāo)量化的限值.Ning等［19-20］及寧克洋等［21-22］對(duì)不銹鋼箱形及H 形截面柱進(jìn)行了滯回性能和抗震性能的試驗(yàn)和數(shù)值分析研究，并提出了合理的抗震設(shè)計(jì)建議.Moghaddam 等［23］在Ning 等［20］及寧克洋等［22］研究的基礎(chǔ)上對(duì)不銹鋼箱形截面柱的軸向壓縮、面外變形、塑性鉸長(zhǎng)度以及旋轉(zhuǎn)能力等性能指標(biāo)進(jìn)行了分析，提出了關(guān)于塑性鉸長(zhǎng)度和軸向縮短量的預(yù)測(cè)公式.

目前，針對(duì)Q460 高強(qiáng)鋼的抗震性能研究較為充分，工程應(yīng)用也較為廣泛，但Q690 高強(qiáng)鋼在工程抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)用較少，對(duì)于其抗震性能的研究主要集中在H 形截面，針對(duì)箱形截面柱的抗震性能的研究很少，陳素文等［24-25］制作了兩根Q690D 板件寬厚比為13.6的焊接箱形截面柱進(jìn)行了水平往復(fù)加載試驗(yàn)及滯回性能的分析，得出了高強(qiáng)鋼二階效應(yīng)不可忽略的結(jié)論，并且提出了箱形截面鋼柱彎矩-曲率的滯回模型，但在進(jìn)行參數(shù)分析時(shí)，參數(shù)范圍不夠廣泛，也未從構(gòu)件延性、耗能能力、剛度退化等方面進(jìn)行抗震性能的定量分析.

基于上述，在3 個(gè)Q690D 焊接箱形截面鋼柱水平往復(fù)加載試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用有限元數(shù)值建模方法，進(jìn)行了5組覆蓋4個(gè)抗震等級(jí)的不同板件寬厚比下的箱形截面鋼柱在不同軸壓力下的滯回性能數(shù)值分析，分別從滯回反應(yīng)、骨架曲線、延性特征、截面塑性發(fā)展等方面進(jìn)行更為廣泛的分析，分析結(jié)果可為實(shí)際工程和現(xiàn)行規(guī)范對(duì)高強(qiáng)鋼的適用性提供參考.

1 試驗(yàn)概況

框架柱在地震作用下的軸向力變化是非常小的，可以假定為常數(shù)值，而彎矩會(huì)隨著水平荷載的改變而變化.假定反彎點(diǎn)位于柱子的中間位置，取反彎點(diǎn)以下部分作為試驗(yàn)研究對(duì)象，由此可將框架柱簡(jiǎn)化為底端完全固結(jié)、上端鉸接的懸壁柱，柱子垂直方向承受豎向恒載，水平方向承受往復(fù)荷載，以模擬地震作用，如圖1所示.

圖1 簡(jiǎn)化模型Fig.1 Simplified model

為了研究Q690D 鋼材箱形截面框架柱的抗震性能，文獻(xiàn)［26］中以截面板件寬厚比以及構(gòu)件軸壓比為變量，設(shè)計(jì)了3 個(gè)高強(qiáng)鋼焊接箱形截面鋼柱，并進(jìn)行了定軸力作用下的水平往復(fù)加載擬靜力測(cè)試，通過(guò)試驗(yàn)得到了高強(qiáng)鋼箱形截面柱的破壞形態(tài)以及滯回特征.試件詳細(xì)尺寸參數(shù)見(jiàn)表1，其中H、B表示焊接箱形截面的高度和寬度；tw、tf表示腹板和翼緣的厚度；h0為腹板計(jì)算高度，h0=H-2tf；b0為翼緣計(jì)算高度，b0=B-2tw；n表示軸壓比；N表示豎向軸壓力；L0表示構(gòu)件的計(jì)算長(zhǎng)度.試驗(yàn)加載裝置如圖2 所示，試驗(yàn)過(guò)程中，豎向軸力通過(guò)300 t 液壓千斤頂施加，水平力通過(guò)150 t伺服作動(dòng)器施加.

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parameters of test components

圖2 試驗(yàn)裝置圖Fig.2 Test setup

構(gòu)件滯回性能試驗(yàn)的加載制度按照《建筑抗震試驗(yàn)規(guī)程》（JGJ/T 101—2015）［27］的規(guī)定執(zhí)行，垂直方向采用力控制的方式，豎向力的大小根據(jù)構(gòu)件軸壓比的大小以及材料名義屈服強(qiáng)度確定，水平方向采用位移控制的方式，水平位移控制幅值以構(gòu)件理論屈服位移δy的0.5 倍數(shù)為級(jí)差進(jìn)行加載控制，即取±0.5δy、±1δy、±1.5δy、±2δy……作為試驗(yàn)的回載控制點(diǎn)，為了考慮鋼材材料的循環(huán)硬化或循環(huán)軟化效應(yīng)，除第一級(jí)0.5δy外，其余每級(jí)水平位移控制幅值往返循環(huán)3次.水平往復(fù)加載制度如圖3所示.

圖3 水平往復(fù)加載制度Fig.3 Horizontal reciprocating loading protocol

2 有限元模擬與驗(yàn)證

2.1 數(shù)值模型的建立

選用大型有限元計(jì)算軟件ABAQUS 進(jìn)行數(shù)值模擬分析計(jì)算，殼單元（S4R單元）適合模擬一個(gè)方向的尺度（厚度）遠(yuǎn)小于其他方向的尺度的結(jié)構(gòu)，因此選用殼單元模擬箱形截面的鋼柱壁板.高強(qiáng)鋼采用Mises屈服準(zhǔn)則，材料的非線性性能采用文獻(xiàn)［28］提出的多折線隨動(dòng)強(qiáng)化模型以考慮包辛格效應(yīng)，材料屬性依據(jù)試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)值確定，見(jiàn)表2.其中，f0.2為塑性形變?yōu)?.2%時(shí)對(duì)應(yīng)的條件屈服強(qiáng)度，E0為初始彈性模量，fu為極限強(qiáng)度，A為材料伸長(zhǎng)率.

表2 材料屬性Tab.2 Material properties

建模過(guò)程中，將框架柱簡(jiǎn)化為一端剛接、一端鉸接的懸壁柱.試件下端采用完全固結(jié)的方式模擬，完全限制6 個(gè)方向的自由度，上端采用可以水平運(yùn)動(dòng)的鉸接方式模擬，限制側(cè)向兩個(gè)方向的位移.在前期對(duì)網(wǎng)格大小進(jìn)行敏感度分析的基礎(chǔ)上，在兼顧計(jì)算結(jié)果精度和計(jì)算效率的同時(shí)，采用沿著構(gòu)件的長(zhǎng)、寬、高三個(gè)方向分別等分的方式劃分網(wǎng)格，其中，長(zhǎng)度方向上等分為30 份，寬度方向上等分為20 份，高度方向上等分為150 份.在鋼結(jié)構(gòu)框架柱底部固定端，采用“Kinematic coupling”的約束方式將底部截面與設(shè)于截面中心位置的參考點(diǎn)進(jìn)行耦合，以便進(jìn)行底部完全固結(jié)的模擬.在鋼框架柱頂端，通過(guò)剛體將柱頂截面轉(zhuǎn)化為剛性面，約束彎矩平面外方向的水平位移.有限元模型及邊界條件如圖4所示.

圖4 有限元模型及邊界條件Fig.4 FEA model and the boundary condition

考慮板件幾何初始缺陷以及焊接殘余應(yīng)力對(duì)承載能力以及局部屈曲的影響，施加板件初始缺陷時(shí)，首先建立特征值屈曲分析模型，然后提取最低階屈曲模態(tài)作為板件幾何初始缺陷的模態(tài)，根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)工程施工質(zhì)量驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50205—2020）［29］規(guī)定，當(dāng)板厚度小于14 mm 時(shí)，箱形截面壁板幾何缺陷幅值取3 mm.焊接殘余應(yīng)力采用文獻(xiàn)［30］提出的應(yīng)力分布模式（圖5）.圖5 中α為殘余拉應(yīng)力與屈服強(qiáng)度之比，β為殘余壓應(yīng)力與屈服強(qiáng)度之比，w為拉伸區(qū)寬度，t為板厚度.

圖5 殘余應(yīng)力分布模式Fig.5 Residual stress distribution model

2.2 有限元模型的驗(yàn)證

提取有限元模型中M-θ滯回曲線，與試驗(yàn)結(jié)果的滯回曲線對(duì)比，如圖6所示.可知，3個(gè)試件試驗(yàn)與模擬分析的滯回曲線形狀及變化趨勢(shì)基本一致，最大承載力誤差在5%以內(nèi)，其中試件B-1-0.2 試驗(yàn)承載彎矩值比模擬值大4.8%，可能是試驗(yàn)過(guò)程中雙向滑板內(nèi)部的滾輪在軸壓力作用下出現(xiàn)輕微變形，導(dǎo)致摩擦力過(guò)大所致.另外，軸力通過(guò)液壓千斤頂施加，力的穩(wěn)定性通過(guò)人工操作油壓表的方式控制，若在試驗(yàn)過(guò)程中豎向力控制不當(dāng)也會(huì)導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果出現(xiàn)偏差.

圖6 M-θ滯回曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of M-θ hysteresis curves

圖7 展示了其中2 個(gè)試件試驗(yàn)與有限元模擬破壞形態(tài)的對(duì)比，因?yàn)橛邢拊M是一種理想狀態(tài)下的數(shù)值計(jì)算，柱子底部的邊界條件是一種完全固結(jié)的形式，但在實(shí)際試驗(yàn)過(guò)程中，在往復(fù)荷載作用下柱子底部螺栓會(huì)有輕微松動(dòng)的現(xiàn)象，導(dǎo)致構(gòu)件存在微小的滑移或者轉(zhuǎn)動(dòng).有限元模擬中板件幾何初始缺陷是采用模型特征值屈曲分析的最低階屈曲模態(tài)代替，與真實(shí)的缺陷有一定差別，殘余應(yīng)力的模擬也與試件真實(shí)殘余應(yīng)力有偏差，因此試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果總會(huì)出現(xiàn)一定的偏差.總體來(lái)講，有限元模擬結(jié)果的板件局部屈曲的類型和發(fā)生位置與試驗(yàn)結(jié)果保持一致，按照2.1節(jié)建模的方式來(lái)分析高強(qiáng)鋼的滯回性能是合理可靠的.

圖7 破壞形態(tài)對(duì)比Fig.7 Comparison of failure modes

為了進(jìn)一步驗(yàn)證有限元建模方法的準(zhǔn)確性，利用文中的有限元建模方式對(duì)文獻(xiàn)［31］中普通強(qiáng)度鋼材的箱形截面鋼柱進(jìn)行水平往復(fù)加載模擬，利用OriginPro 提取試件HR1 滯回曲線試驗(yàn)數(shù)據(jù)，并與有限元模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，對(duì)比結(jié)果見(jiàn)圖8，對(duì)比結(jié)果良好，進(jìn)一步證明了建模方法的準(zhǔn)確性.

圖8 HR1滯回曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of HR1 hysteresis curves

3 算例設(shè)計(jì)

利用經(jīng)過(guò)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證的有限元數(shù)值模型進(jìn)行不同參數(shù)組配下的Q690D鋼材箱形推架截面柱的抗震性能分析，本研究重點(diǎn)討論板件寬厚比以及軸壓比對(duì)構(gòu)件滯回性能的影響.為了排除長(zhǎng)細(xì)比的影響，通過(guò)改變構(gòu)件長(zhǎng)度的方式確保所有構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比保持不變，以板件寬厚比和軸壓比為變化參數(shù)，板件寬厚比覆蓋全部4個(gè)抗震等級(jí)，軸壓比的范圍選定為0.1～0.6，探究對(duì)Q690D鋼材抗震性能的影響，《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）［6］中不同抗震等級(jí)對(duì)應(yīng)的板件寬厚比限值見(jiàn)表3，具體的試件參數(shù)組配見(jiàn)表4.

表3 不同抗震等級(jí)下Q690箱形截面壁板板件寬厚比限值Tab.3 Limit values of width-to-thickness ratio of Q690 boxsection columns wall panel under different seismic grades

表4 試件參數(shù)設(shè)計(jì)Tab.4 Parameter design of specimens

4 模擬結(jié)果分析

4.1 滯回反應(yīng)

滯回曲線是衡量構(gòu)件在水平往復(fù)荷載運(yùn)動(dòng)下滯回性能的重要參考，部分代表性構(gòu)件滯回曲線如圖9所示.

圖9 部分代表性構(gòu)件滯回曲線Fig.9 Partial representative hysteretic curve of components

由圖9 可知，構(gòu)件滯回曲線的形狀飽滿程度以及循環(huán)退化行為受到板件寬厚比以及軸壓比的顯著影響.加載初期，由于構(gòu)件材料處于彈性階段，變形可以恢復(fù)，因此，滯回環(huán)類似一條直線.隨著水平幅值的增大，當(dāng)截面材料發(fā)展到塑性階段時(shí)，滯回環(huán)趨于飽滿，開始展現(xiàn)出一定的耗能能力，卸載過(guò)程伴隨殘余變形.試件B-19-1的板件寬厚比以及軸壓比均較小，滯回環(huán)最為飽滿并且構(gòu)件達(dá)到極限承載力后的強(qiáng)度退化以及剛度退化也最緩慢.

軸壓比對(duì)滯回環(huán)的形狀產(chǎn)生明顯的影響，在軸壓比逐漸增大的過(guò)程中，滯回環(huán)的飽滿度越來(lái)越差，并且加載后期承載力退化嚴(yán)重，軸壓比越大，退化越明顯.寬厚比的增大也表現(xiàn)出同樣的規(guī)律.構(gòu)件循環(huán)退化的主要原因是軸壓比或者寬厚比越大，板件對(duì)屈曲越敏感，板件局部屈曲后，塑性損傷會(huì)隨著水平往復(fù)運(yùn)動(dòng)逐步積累，即使在相同的位移幅值下，局部屈曲變形也在持續(xù)增加，導(dǎo)致了構(gòu)件強(qiáng)度以及剛度的循環(huán)退化.這表明構(gòu)件在往復(fù)荷載作用下能夠產(chǎn)生的循環(huán)次數(shù)減小，耗能能力變差.此外，部分試件在加載過(guò)程中出現(xiàn)了負(fù)剛度，負(fù)剛度的出現(xiàn)與材料性質(zhì)、截面尺寸、軸壓比及加載制度等因素有關(guān)，在水平加載過(guò)程中，當(dāng)加載位移達(dá)到某一值時(shí)，板件發(fā)生局部屈曲，局部屈曲會(huì)造成承載能力的降低，導(dǎo)致負(fù)剛度的出現(xiàn).

4.2 骨架曲線

骨架曲線是每次循環(huán)加載達(dá)到的水平力最大峰值的軌跡，反映了構(gòu)件受力與變形的各個(gè)不同階段及特性，也是確定恢復(fù)力模型中特征點(diǎn)的重要依據(jù).通過(guò)構(gòu)件的滯回曲線可以提取M-θ骨架曲線，圖10和圖11 分別反映的是部分代表性的不同軸壓比和不同壁板板件寬厚比組配下的構(gòu)件骨架曲線對(duì)比.由圖10 可知，軸壓比對(duì)于構(gòu)件開始加載時(shí)的初始剛度影響不大，但是隨著軸壓比的增大，構(gòu)件的彎矩承載力會(huì)逐漸降低.比如構(gòu)件B-19，當(dāng)軸壓比由0.1 增加到0.6時(shí)，截面抗彎承載力降低了43.8%.軸壓力越大的構(gòu)件，局部屈曲發(fā)生得越早，達(dá)到最大承載力時(shí)對(duì)應(yīng)的加載步越小.由圖11 可知壁板板件寬厚比對(duì)骨架曲線也有重要影響，壁板板件寬厚比越大，局部屈曲發(fā)生得越早，達(dá)到最大承載力時(shí)對(duì)應(yīng)的加載步越小.由于算例參數(shù)分析采用的是固定板件厚度的方式，當(dāng)寬厚比變大時(shí)，構(gòu)件的截面尺寸會(huì)變大，從而導(dǎo)致截面的整體抗彎剛度變大，最大承載力也相應(yīng)提高，但寬厚比大的構(gòu)件達(dá)到最大承載力后強(qiáng)度退化會(huì)更嚴(yán)重.

圖10 不同軸壓比骨架曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of skeleton curves with different axial compression ratios

圖11 不同壁板板件寬厚比骨架曲線對(duì)比Fig.11 Comparison of skeleton curves with different width-thickness ratios of wall panel

4.3 延性性能

延性性能體現(xiàn)的是構(gòu)件破壞之前截面塑性變形的能力，是衡量構(gòu)件抗震性能的重要指標(biāo)，一般用延性系數(shù)（μ=Δu/Δy）來(lái)衡量，其中Δy為構(gòu)件的屈服位移，Δu為構(gòu)件的破壞位移，可以通過(guò)提取骨架曲線自極限荷載下降至85%對(duì)應(yīng)的位移為構(gòu)件破壞位移.不同參數(shù)組配下的構(gòu)件延性變化如圖12 所示.總體來(lái)看，Q690D鋼材箱形截面框架柱在板件寬厚比在19～23 范圍內(nèi)時(shí)，延性系數(shù)在1.68～2.55 范圍內(nèi)，相對(duì)于普通強(qiáng)度鋼材能夠達(dá)到的延性系數(shù)，Q690 箱形截面柱的延性較低.由高強(qiáng)鋼材料試驗(yàn)可知，Q690D鋼材的應(yīng)力應(yīng)變曲線缺少屈服平臺(tái)階段，屈強(qiáng)比較大，極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的應(yīng)變減小，且構(gòu)件達(dá)到極限承載力后剛度退化嚴(yán)重，導(dǎo)致延性性能變差，高強(qiáng)鋼箱形截面柱僅能夠承受有限的塑性變形.

圖12 延性變化Fig.12 Ductility changes

由圖12 延性系數(shù)對(duì)比分析可知，板件寬厚比以及軸壓比對(duì)構(gòu)件延性有重要影響，在選定的參數(shù)范圍內(nèi)，延性系數(shù)是隨著板件寬厚比的增大而減小的.總體來(lái)講，延性系數(shù)也符合隨著軸壓比的增大而減小的規(guī)律，但從計(jì)算結(jié)果看，有個(gè)別構(gòu)件出現(xiàn)當(dāng)軸壓比增大到一定程度后延性短暫提高的現(xiàn)象，這主要是因?yàn)棣不能根據(jù)預(yù)先設(shè)定的加載方案直接加載得到，而是由線性插值法確定，導(dǎo)致在確定其值時(shí)存在一定的誤差.另外，由于高強(qiáng)鋼的塑性變形能力較差，在確定的加載制度下，當(dāng)軸壓比大到一定程度時(shí)，在循環(huán)荷載作用下，構(gòu)件滯回曲線會(huì)出現(xiàn)在某一方向達(dá)到最大承載力后剛度迅速退化并在與最大承載力相同的位移級(jí)上失去承載能力的情況，這樣會(huì)導(dǎo)致無(wú)法直接利用公式μ=Δu/Δy來(lái)計(jì)算延性系數(shù)，只能利用滯回曲線另一方向的數(shù)據(jù)來(lái)計(jì)算構(gòu)件延性，導(dǎo)致結(jié)果的不準(zhǔn)確.

此外，高層民用建筑層數(shù)多，高度大，為保證高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)具有必要的剛度，避免結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯損傷，《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）［6］規(guī)定鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值為0.02.圖13 是所選參數(shù)范圍內(nèi)所有試件的極限層間位移角計(jì)算值統(tǒng)計(jì)，由圖13 可知，極限層間位移角隨著軸壓比的增大而減小，這主要是由于軸壓力的增大約束了截面轉(zhuǎn)動(dòng).板件寬厚比越大，板件對(duì)于發(fā)生局部屈曲越敏感，越早發(fā)生屈曲破壞，也會(huì)導(dǎo)致極限層間位移角的減小.試件B-22-6、B-23-6的板件寬厚比及軸壓比均較大，其極限層間位移角小于0.02，不滿足規(guī)范中對(duì)結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角的限值要求.初步建議對(duì)于Q690 鋼材箱形截面壓彎構(gòu)件，在翼緣、腹板寬厚比相同時(shí)，其寬厚比限值不超過(guò)22 且限制構(gòu)件軸壓比不超過(guò)0.5，軸壓比或?qū)捄癖冗^(guò)大會(huì)導(dǎo)致構(gòu)件的延性系數(shù)及極限層間位移角進(jìn)一步減小.同時(shí)，通過(guò)分析可知，《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）［6］僅采用單一因素壁板寬厚比來(lái)區(qū)分抗震等級(jí)是不合理的，應(yīng)與軸壓比相關(guān)聯(lián)，軸壓比越大的構(gòu)件，對(duì)板件寬厚比的限制要越嚴(yán)格，即寬厚比限值越小.

圖13 極限層間位移角Fig.13 Ultimate inter-story drift angle

4.4 截面塑性發(fā)展

鋼構(gòu)件橫截面的塑性發(fā)展程度是進(jìn)行截面分類的基礎(chǔ)，塑性發(fā)展能力通過(guò)塑性發(fā)展系數(shù)（Mu/Mp）來(lái)表征，其中，Mu是考慮二階效應(yīng)的極限彎矩，Mp是考慮軸壓力影響的截面理論塑性彎矩，所有試件的截面塑性發(fā)展系數(shù)隨板件寬厚比以及軸壓比的變化規(guī)律如圖14 所示.由圖14 可知，隨著板件寬厚比或軸壓比的增大，截面塑性發(fā)展系數(shù)逐漸減小，這是由于板件寬厚比或軸壓比越大，板件越易屈曲，導(dǎo)致構(gòu)件剛度的降低，使得承載力退化，截面塑性發(fā)展程度隨之減小.

圖14 塑性發(fā)展系數(shù)Fig.14 Plastic development coefficient

5 結(jié)論

主要利用經(jīng)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證的有限元建模方法，采用參數(shù)分析的方式對(duì)Q690D鋼材箱形截面框架柱的各項(xiàng)抗震指標(biāo)進(jìn)行分析，得到以下結(jié)論：

1）Q690D鋼材箱形截面框架柱的滯回性能受板件寬厚比及軸壓比的顯著影響.板件寬厚比及軸壓比越小，滯回曲線越飽滿，構(gòu)件在水平往復(fù)荷載作用下的強(qiáng)度及剛度的循環(huán)退化越緩慢.相反，隨著板件寬厚比或軸壓比的增大，構(gòu)件循環(huán)退化較為明顯.

2）板件寬厚比或軸壓比越大，構(gòu)件對(duì)局部屈曲越敏感，局部屈曲發(fā)生得越早，使得承載力退化，截面塑性發(fā)展程度隨之降低.

3）Q690D 高強(qiáng)鋼能夠發(fā)展的延性較差，延性系數(shù)在1.68～2.55 之間，表明高強(qiáng)鋼箱形截面塑性變形能力有限.板件寬厚比以及軸壓比是影響延性的重要參數(shù)，總體來(lái)看，構(gòu)件延性會(huì)隨著壁板寬厚比以及軸壓比的增大而呈現(xiàn)減小的規(guī)律.《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50011—2010）僅采用單一因素壁板寬厚比來(lái)區(qū)分抗震等級(jí)是不合理的，應(yīng)與軸壓比相關(guān)聯(lián)，軸壓比越大的構(gòu)件，板件寬厚比的限值要越小.

4）構(gòu)件極限層間位移角在板件寬厚比或軸壓力較大時(shí)會(huì)出現(xiàn)達(dá)不到0.02 的情況，因此在高強(qiáng)鋼應(yīng)用于抗震設(shè)計(jì)時(shí)，建議限制寬厚比不超過(guò)22 且軸壓比最大不超過(guò)0.5，寬厚比或軸壓比過(guò)大會(huì)導(dǎo)致構(gòu)件的延性系數(shù)以及極限層間位移角進(jìn)一步減小，對(duì)構(gòu)件在地震作用下的延性性能產(chǎn)生不利影響.