Analysis of Seismic Performance of Q460 Steel Frame Columns under Low Cyclic Loading
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摘要: 为了进一步完善Q460钢材在抗震设计规范中相关限值的要求，本文利用有限元软件ABAQUS，以轴压比、翼缘宽厚比、腹板高厚比和壁板宽厚比为变量，建立了共48根“工”字型框架柱和“箱”型框架柱，分析了其抗震性能。结果表明：翼缘宽厚比对框架柱的能量耗散系数影响较小；能量耗散系数随轴压比、腹板高厚比（“工”字型）和壁板宽厚比（“箱”型）增大而明显减小；框架柱的极限承载力随轴压比的减小及壁板宽厚比和翼缘宽厚比的增大而逐渐增大，当腹板高厚比接近规范限值时，承载力下降趋势明显增大。与采用Q235钢材的框架柱相比，Q460钢材框架柱的延性较小，仅为2左右；当采用Q460钢材时，“工”字型框架柱的极限位移角限值建议取为0.03，“箱”型框架柱的极限位移角限值建议取为0.032。规范中对翼缘宽厚比限值的规定偏于保守，其值最大可取至9。无论是“工”字型框架柱还是“箱”型框架柱，其腹板高厚比均不宜过大。Q460钢材框架柱的刚度退化率随轴压比的增大而增强，且翼缘宽厚比越大，腹板高厚比越小，柱的初始刚度越大，刚度退化程度越明显。Abstract: In order to confirm the requirement of Q460 steel in seismic design better, the finite element software ABAQUS is used to simulate the seismic resistance of I-type and box-type bending members, with different axial compression ratios, flange width-to-thickness ratios, web height-to-thickness ratios and wall width-to-thickness ratio, under low cyclic repeated loading. The results showed that the difference in energy dissipation coefficient is not obvious for the members with different flange width-to-thickness ratio. The energy dissipation coefficient significantly reduces as the increase of the axial compression ratio, the web height-to-thickness ratio (I-type) and the wall width-to-thickness ratio (box-type). The ultimate bearing capacity of the specimens increases with the decrease of the axial compression ratio and the increase of width-thickness ratio of wall and flange. With the ratio of the web height-to-thickness approaches the standard limit, the downward trend of the bearing capacity exacerbates significantly. The ductility coefficient of Q235 steel column can reach 4, and that of Q460 steel column is only about 2. For the ultimate displacement angle of Q460 steel column, it is recommended to adopt 0.03 for the I-type column and 0.032 for the box-type column. In Chinese standard, the limit of the flange width-to-thickness ratio is conservative, and the value may be up to 9. The web height-to-thickness ratio should not be too large. The degree of stiffness degradation of Q460 steel column exacerbates with the increase of the axial compression ratio. The initial stiffness of the column is larger and the stiffness degradation is more severe when the flange width-to-thickness ratio increases and the ratio of the web height to thickness reduces.
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引言
1996年2月3日，云南省丽江市发生7.0级地震，中国地震台网测定微观震中位于丽江市玉龙县大具乡大具盆地西侧的金沙江畔（27°18′N，100°13′E），震源深度10 km，宏观震中位于玉龙雪山东麓黑水附近（27°05′N，100°16′E），极震区和等震线长轴呈近南北走向，极震区烈度为Ⅸ度（韩新民等，1997a；周光全等，1997）。通过对丽江7.0级地震震源破裂特征（王绍晋等，1997）和震源过程体波反演（徐扬等，1998）进行分析，认为该地震主震存在2次破裂过程，第1次破裂以微观震中为起始破裂点，沿中甸−大具断裂从东南向西北方向破裂，终止于1966年中甸告湾6.4级地震震源区，形成该段断裂的贯通；第2次破裂由起始破裂点沿玉龙雪山东麓断裂由北向南破裂，终止于该断裂与丽江−小金河断裂的交接部位，这是丽江地震的主破裂面。震源机制解显示破裂以正倾滑为主，兼具左旋剪切错动性质（王绍晋等，1997）。张建国等（1997）和周光全等（1997）在震后考察时发现了十分丰富的地表破坏现象，主要包括地表构造破碎带、地震裂缝、地震滑坡与崩塌、局部地面陷落、地表跳石等，集中分布在极震区北部和中部，但有关丽江地震地裂缝的发现较少，主要有3处地裂缝，分别位于玉湖东、黑水村西和峨嵋子村西北，且这3处地裂缝规模均较小（图1）。近期，笔者在进行大具盆地野外地质调查时发现1处新的地裂缝，且此地裂缝在已有文献资料和图件中均未提及。本文将简要介绍新发现的地裂缝基本特征，供同行参考。
Figure 1. Distribution of surface damage and location of the new ground fissure in Lijiang earthquake (according to Han等，1997；Zhou等，1997)1. 地裂缝位置
新发现的地裂缝位于大具盆地南侧峨嵋子村西北、将台河二级阶地上（图1）。将台河在此处发育两级阶地，其中一级阶地拔河5～7 m，二级阶地拔河约30 m，阶地面较平整，现主要为农田。二级阶地地表为种植土，下部为砾石层，砾石排列较紧密，磨圆不一。
2. 地裂缝基本特征
经野外实地测量，获得新发现的地裂缝基本特征如下：该地裂缝表现为1条单一的裂缝，长约35 m（图2（a）、（b）），总体走向NW350°左右，裂面近直立，未见滑动痕迹，裂缝内充填砂土、砾石及杂草，深约2 m，实际深度应≥2 m。裂缝展布较平直，南部表现为大小不等的凹陷坑，最小直径约0.4 m，最大直径约2.2 m（图2（c）、（d）），裂缝宽度由南向北逐渐变窄，通常为0.5～1 m，最窄处宽约0.3 m（图2（e）、（f））。裂缝内未见明显水平错动。
图 2 新发现的地裂缝基本特征Figure 2. Basic characteristics of the newly discovered ground fissure(a)地裂缝展布特征；(b)地裂缝整体特征；(c)地裂缝最大凹陷坑；(d)地裂缝凹陷坑；(e)地裂缝最窄宽度；(f)地裂缝宽度3. 讨论与结论
3.1 讨论
针对新发现的地裂缝是否为丽江地震形成的问题，进行了以下调查与分析：（1）地裂缝所在之处为大具乡峨嵋子村农田，经咨询该村村民（肖仕贵、肖仕国）得知，该地裂缝是1996年丽江地震形成的，其中肖仕国的农田在该裂缝南端；（2）丽江地震在极震区范围断续发育3段地裂缝，主要分布在玉湖—文华至大具盆地，总体近平行地位于玉龙雪山东麓断裂以东数百米范围内，各段均呈NNE向，水平错距0.3～0.5 m，垂直错距0.2～0.4 m，裂面东倾，倾角70°（张建国等，1997；周光全等，1997；皇甫岗，1997）。新发现的地裂缝位于大具盆地峨嵋子村西北约500 m，总体特征与丽江地震地裂缝特征基本一致，也处在丽江地震地表破坏向北的延伸线上，且更接近微观震中；（3）新发现的地裂缝处于丽江地震极震区北部，也在微观震中南侧约2 km处，是地震破坏较严重的地区，在该处附近的山坡上至今仍遗留多处丽江地震造成的崩塌痕迹。新发现的地裂缝的宽度较丽江地震考察的地裂缝宽度大，可能是因为将台河走向为NE30°，新发现的地裂缝总体走向为NW350°左右，地裂缝发育、发展可能与阶地堆积下部的砾石层有一定关联。综上所述，可判定新发现的地裂缝是丽江地震的产物。
3.2 结论
新发现的地裂缝是1996年丽江7.0级地震形成的，位于大具盆地峨嵋子村西北约500 m、将台河二级阶地上，长约35m，宽0.3～2.2 m，深≥2 m，总体走向NW350°左右。该地裂缝的发现补充了丽江地震考察的地表破坏资料。
致谢 本文在野外调查工作中得到了峨嵋子村村民肖仕贵和肖仕国的帮助，在此表示衷心感谢。
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图 3 “工”字型柱、“箱”型柱网格划分
Figure 3. Division diagram of I-type column and box-type column grid
图 16 “工”字型柱位移角的统计结果
Figure 16. Statistical results of displacement angle of I-type column
图 17 “箱”型柱位移角的统计结果
Figure 17. Statistical results of displacement angle of box-type column
图 18 “工”字型柱不同轴压比对应的刚度退化
Figure 18. Stiffness degradation of I-type column under different axial compression ratios
图 19 “工”字型柱不同翼缘宽厚比对应的刚度退化
Figure 19. Stiffness degradation of I-type column under different flange width-thickness ratio
图 20 “工”字型柱不同腹板高厚比对应的刚度退化
Figure 20. Stiffness degradation of I-type column under different web thickness ratio
图 21 “箱”型柱不同轴压比对应刚度退化
Figure 21. Stiffness degradation of box-type column under different axial compression ratios
图 22 “箱”型柱不同壁板宽厚比对应刚度退化
Figure 22. Stiffness degradation of box-type column under different panel wide heavy ratios
表 1 钢材本构模型参数
Table 1. Steel constitutive model parameters
钢材材性 $\sigma \left| {_0} \right.$/ N·mm-2 ${C_{{\rm{k}},1}}$/ N·mm-2 ${\gamma _1}$ ${C_{{\rm{k}},2}}$/ N·mm-2 ${\gamma _2}$ ${C_{{\rm{k}},3}}$/ N·mm-2 ${\gamma _3}$ ${C_{{\rm{k}},4}}$/ N·mm-2 ${\gamma _4}$ Q460 474 4797 156 3794 145 1498 107 Q345 429 7993 175 6773 116 2854 34 1450 29 Q235 407 6013 173 5024 120 3026 32 990 35 
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表 2 试件参数
Table 2. Test piece parameters
试件编号 H/mm B/mm tf/mm tw/mm b/tf h0/tw [b/tf] [h0/tw] n N/kN H-0-1 200 150 12 10 5.8 17.6 7.1 30.7 0.2 493.1 H-0-2 300 180 12 10 7.1 27.6 7.1 30.7 0.2 651.4 H-0-3 300 220 12 10 8.8 27.6 7.1 30.7 0.2 739.7
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表 3 试件的位移荷载
Table 3. Displacement load of specimen
试件编号 ${\delta _1}$/mm ${\delta _2}$/mm ${\delta _3}$/mm ${\delta _4}$/mm ${\delta _5}$/mm ${\delta _6}$/mm ${\delta _7}$/mm H-0-1 9 18 36 54 72 90 108 H-0-2 6 12 24 36 48 60 72 H-0-3 6 12 24 36 48 60 72
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表 4 ABAQUS计算与试验结果的最大承载力对比
Table 4. Comparison of maximum bearing capacity between calculation and test
构件编号 ABAQUS结果/kN 试验结果/kN 相差/% H-0-1 132 139 -5 H-0-2 232 222 5.1 H-0-3 305 294 3.7
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表 5 “工”字型截面试件设计参数
Table 5. Design parameters of I-type specimen
试件编号 b/mm h0/mm tw/mm tf/mm b/tf h0/tw λ L/mm n N/N H-1-1 178 250 10 12 7 25 30 1213 0.1 311.5 H-1-2 178 250 10 12 7 25 30 1213 0.2 623.0 H-1-3 178 250 10 12 7 25 30 1213 0.3 934.5 H-1-4 178 250 10 12 7 25 30 1213 0.4 1246.0 H-1-5 178 250 10 12 7 25 30 1213 0.5 1557.6 H-1-6 178 250 10 12 7 25 30 1213 0.6 1869.1 H-2-1 130 250 10 12 5 25 30 1183 0.4 1034.1 H-2-2 154 250 10 12 6 25 30 1199 0.4 1140.1 H-2-3 202 250 10 12 8 25 30 1224 0.4 1352.0 H-2-4 226 250 10 12 9 25 30 1234 0.4 1458.0 H-3-1 178 230 10 12 7 23 30 1088 0.4 1209.2 H-3-2 178 280 10 12 7 28 30 1700 0.4 1301.2 H-3-3 178 300 10 12 7 30 30 1524 0.4 1338.0 H-3-4 178 320 10 12 7 32 30 1648 0.4 1374.8 H-4-1 130 250 10 12 5 25 30 1183 0.2 517.0 H-4-2 154 250 10 12 6 25 30 1199 0.2 570.0 H-4-3 202 250 10 12 8 25 30 1524 0.2 676.0 H-4-4 226 250 10 12 9 25 30 1534 0.2 729.0 H-5-1 178 230 10 12 7 23 30 1088 0.2 604.6 H-5-2 178 280 10 12 7 28 30 1400 0.2 650.6 H-5-3 178 300 10 12 7 30 30 1524 0.2 669.0 H-5-4 178 320 10 12 7 32 30 1648 0.2 687.4 H-6-1 130 250 10 12 5 25 30 1183 0.6 1551.1 H-6-2 154 250 10 12 6 25 30 1199 0.6 1710.1 H-6-3 202 250 10 12 8 25 30 1224 0.6 2028.0 H-6-4 226 250 10 12 9 25 30 1234 0.6 2187.0 H-7-1 178 230 10 12 7 23 30 1088 0.6 1813.9 H-7-2 178 280 10 12 7 28 30 1400 0.6 1951.9 H-7-3 178 300 10 12 7 30 30 1524 0.6 2007.1 H-7-4 178 320 10 12 7 32 30 1648 0.6 2062.3
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表 6 “箱”型截面试件设计参数
Table 6. Designing parameters of box-type specimen
试件编号 B/mm D/mm t/mm B/t [B/t] λ L/mm n N/N X-1-1 300 300 20 15 23.6 30 1573 0.1 533.6 X-1-2 300 300 20 15 23.6 30 1573 0.2 1067.2 X-1-3 300 300 20 15 23.6 30 1573 0.3 1600.8 X-1-4 300 300 20 15 23.6 30 1573 0.4 2134.4 X-1-5 300 300 20 15 23.6 30 1573 0.5 2668 X-1-6 300 300 20 15 23.6 30 1573 0.6 3201.6 X-2-1 260 260 20 13 23.6 30 1288 0.4 1840 X-2-2 280 280 20 14 23.6 30 1430 0.4 1987.2 X-2-3 320 320 20 16 23.6 30 1716 0.4 2281.6 X-2-4 340 340 20 17 23.6 30 1859 0.4 2428.8 X-3-1 260 260 20 13 23.6 30 1288 0.2 920 X-3-2 280 280 20 14 23.6 30 1430 0.2 993.6 X-3-3 320 320 20 16 23.6 30 1716 0.2 1140.8 X-3-4 340 340 20 17 23.6 30 1859 0.2 1214.4 X-4-1 260 260 20 13 23.6 30 1288 0.6 2760 X-4-2 280 280 20 14 23.6 30 1430 0.6 2980.8 X-4-3 320 320 20 16 23.6 30 1716 0.6 3422.4 X-4-4 340 340 20 17 23.6 30 1859 0.6 3643.2
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表 7 试件延性比计算结果
Table 7. Ductility ratio result of specimen from calculation
截面形状 试件编号 延性比 试件编号 延性比 试件编号 延性比 “工”字型 H-1-1 2.5256 H-3-1 2.5495 H-5-3 1.8175 H-1-2 2.5596 H-3-2 1.9412 H-5-4 1.8245 H-1-3 2.6382 H-3-3 2.4116 H-6-1 1.9092 H-1-4 2.5034 H-3-4 2.2301 H-6-2 2.0477 H-1-5 2.4784 H-4-1 1.9758 H-6-3 2.6084 H-1-6 1.3040 H-4-2 1.9735 H-6-4 1.9906 H-2-1 2.8007 H-4-3 1.5396 H-7-1 2.4463 H-2-2 2.8804 H-4-4 1.5725 H-7-2 1.8307 H-2-3 2.6508 H-5-1 2.0780 H-7-3 1.6720 H-2-4 2.3611 H-5-2 1.8176 H-7-4 1.7206 “箱”型 X-1-1 2.8794 X-2-1 2.4012 X-3-3 1.9370 X-1-2 2.7504 X-2-2 1.6506 X-3-4 1.8464 X-1-3 2.4262 X-2-3 1.8997 X-4-1 2.0211 X-1-4 2.1488 X-2-4 1.6812 X-4-2 1.8577 X-1-5 2.0218 X-3-1 2.0817 X-4-3 1.6825 X-1-6 1.6233 X-3-2 2.1513 X-4-4 1.9984
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表 8 “工”字型柱位移角取值
Table 8. The recommended value of displacement angle of I-type column
n ${b_1}/{t_{\rm{f}}} \le 7\;且\;{h_0}/{t_{\rm{w}}} \le 28$ ${b_1}/{t_{\rm{f}}} > 7\;且\;{h_0}/{t_{\rm{w}}} > 28$ n≤0.2 θ＞0.035 0.035≥θ≥0.03 0.2＜n≤0.4 0.0375≥θ≥0.0325 0.035≥θ≥0.03 0.4＜n≤0.6 0.0325≥θ≥0.0275 0.03≥θ≥0.025 n＞0.6 0.03≥θ≥0.0275 0.0275≥θ≥0.025
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表 9 “箱”型柱层间位移角的取值
Table 9. The recommended value of displacement angle of box-type column
n $B/t \le 15$ $B/t > 15$ n ≤0.2 θ＞0.035 0.035≥θ≥0.04 0.2＜n ≤0.4 0.04≥θ≥0.035 0.035≥θ≥0.03 0.4＜n ≤0.6 0.035≥θ≥0.03 0.03≥θ≥0.025 n＞0.6 0.03≥θ≥0.025 0.025≥θ≥0.02
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班慧勇, 施刚, 刘钊等, 2011.Q420等边角钢轴压杆整体稳定性能试验研究.建筑结构学报, 32(2):60-67, 112. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/jzjgxb201102009 郭子雄, 吕西林, 2004.高轴压比框架柱恢复力模型试验研究.土木工程学报, 37(5):32-38. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/tmgcxb200405005 李国强, 王彦博, 陈素文等, 2013.Q460C高强度钢柱滞回性能有限元分析.建筑结构学报, 34(3):87-92. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/jzjgxb201303011 施刚, 邓春森, 班慧勇等, 2012.Q460高强度钢材工字性压弯构件抗震性能的试验研究.土木工程学报, 45(9):53-61. 施刚, 邓春森等, 2012.Q460高强度钢材工形压弯构件抗震性能的试验研究.土木工程学报, 10(4):28-38. 王萌, 2013.强烈地震作用下钢框架的损伤退化行为.北京: 清华大学. 王萌, 石永久, 王元清, 2013.考虑累积损伤退化的钢材等效本构模型研究.建筑结构学报, 34(10):73-83. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/jzjgxb201310009 中华人民共和国住房和城乡建设部, 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 2010.GB 50011-2010建筑抗震设计规范(附条文说明)(2016年版).北京: 中国建筑工业出版社. Chaboche J. L., 1986. Time-independent constitutive theories for cyclic plasticity. International Journal of Plasticity, 2(2):149-188. doi: 10.1016/0749-6419(86)90010-0 Fukumoto Y., Kusama H., 1985. Local instability tests of plate elements under cyclic uniaxial loading. Journal of Structural Engineering, 111(5):1051-1067. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1985)111:5(1051) 国际桥梁与结构工程协会.高性能钢材在钢结构中的应用.中国建筑工业出版社, 2010. Rasmussen K. J. R., Hancock G. J., 1992. Plate slenderness limits for high strength steel sections. Journal of Constructional Steel Research, 23(1-3):73-96. doi: 10.1016/0143-974X(92)90037-F Rasmussen K. J. R., Hancock G. J., 1995. Tests of high strength steel columns. Journal of Constructional Steel Research, 34(1):27-52. doi: 10.1016/0143-974X(95)97296-A Usami T., Fukumoto Y., 1984. Welded box compression members. Journal of Structural Engineering, 110(10):2457-2470. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1984)110:10(2457) 期刊类型引用(0)
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