引言

钢结构具有强度高、韧性好、塑性变形能力强等优点，其抗震性能优良，广泛用于建筑结构。然而，普通钢材普遍存在不耐高温、易锈蚀、耐腐蚀性差等缺点，导致钢材防腐和维护费用巨大，并且严重的腐蚀还带来了相关的安全问题[1]。不锈钢可弥补上述缺点，具有优良的耐腐蚀性能、抗火性能和较高的延性，同时，还具有维护费用少和全寿命周期成本低等优势[2]，适用于建筑结构中。

近年来，随着不锈钢在建筑结构上的应用增多，国内外学者对不锈钢进行了大量的研究，主要集中在材料性能[3,4,5]、构件[6,7,8,9,10]、节点[11,12]和截面残余应力[13]等方面。然而，对于不锈钢结构滞回性能的研究却很少，特别是对压弯构件滞回性能的研究。鉴于不锈钢在建筑行业应用越来越广泛，而我国是地震多发国家，所以需要对不锈钢压弯构件的滞回性能进行充分研究，以提供必要的抗震设计建议。且在抗震设计中，为了避免因腹板和翼缘局部屈曲造成的柱承载力和刚度的快速退化，我国现行的GB50011—2010《建筑抗震设计规范》[14]规定了不同抗震等级下的框架柱板件宽厚比限值。规范中的宽厚比限值是基于普通钢Q235钢材制定的，但不锈钢材料同普通钢相比具有明显的非线性，现行抗震设计规范中的宽厚比限值的规定是否同样适用于不锈钢构件，还缺乏相应的研究和验证。

为了研究不锈钢焊接H形截面柱的滞回性能，本文作者分别对5个奥氏体型和5个双相型不锈钢焊接H形压弯构件进行循环加载试验，得到各试件的荷载-位移滞回曲线，并从耗能能力、承载力、塑性发展能力和延性等方面对其滞回性能进行分析。

1、试验概况

1.1试件设计

按照GB50011—2010《建筑抗震设计规范》[14]并根据相应不锈钢的名义屈服强度可得到奥氏体型(S30408)和双相型(S22053)不锈钢H形截面柱在各抗震等级下板件宽厚比限值，如表1所示。

基于假设柱反弯点位于柱中央对试件进行设计，实际试件简化为一端刚接另一端为可水平移动的铰接悬臂柱。试件尺寸及构造如图1所示，所有试件加工高度均为1860mm，其中上下端板均采用30mm厚的Q345钢板。为了保证柱脚具有足够大的刚度，避免试验过程中柱脚端板与柱焊接处发生破坏，在柱脚设置12mm厚Q345钢材加劲板。

表1不锈钢H形截面柱板件宽厚比限值

图1试件构造及几何尺寸

试件相关参数见图2和表2，其中H、B、tf、tw分别表示H形截面高度、翼缘宽度、翼缘厚度和腹板厚度。翼缘自由外伸宽度用bf表示，腹板计算高度用h表示，h=H-2tf。表中[bf/tf]和[h/tw]分别为不锈钢H形截面翼缘和腹板一级抗震设防时的宽厚比限值，N0表示名义轴压比。

图2H形截面参数示意

1.2材料性能

试件所采用的不锈钢板材厚度分别为10mm和6mm，根据GB/T228.1—2010《金属材料拉伸试验:第1部分:室温试验方法》[15]进行拉伸试验。在同一批次的不锈钢板上切取试样，每一批次包括3个相同的试样。材性试验结果如表3所示，其中，E0为初始弹性模量，f0.2为不锈钢残余应变为0.2%时对应的应力值(即为不锈钢材料的名义屈服强度)，fu为抗拉强度，εf为断后伸长率，n为应变硬化指数。

表2试件参数

表3不锈钢材料力学性能

1.3加载装置和测点布置

试验所采用的加载装置如图3所示，竖向加载采用1500kN液压千斤顶，通过500kN液压作动器施加水平荷载。柱顶设有加载端板，千斤顶直接施加于柱顶端板上。千斤顶下方为球铰，上方与固定在反力梁上的水平滚动支座相连，以确保试验过程中试件顶部能够水平移动和自由转动。柱顶端板两侧设有水平加载板并通过夹具与水平作动器进行连接，从而进行水平荷载的施加。柱底采用高强度螺栓与实验室地面进行刚性连接。试件的计算长度L0为加劲板上表面至水平夹具中心处距离，即L0取为1515mm(1860mm(柱身净高度)-60mm(上下端板厚度)-300mm(加劲板高度)+15mm(柱顶距水平夹具中心处距离))。

试验中主要测量柱顶加载点水平位移以及翼缘板和腹板的应力变化，同时对柱底的滑移和转动进行监测以用于考察柱底刚接状态。试件位移计和应变片布置如图4所示。位移计D1、D2用于记录柱顶平面内绝对位移，位移计D3用于监测柱顶平面外位移，位移计D6用于监测柱底座平面外的位移，位移计D7、D8用于监测柱底座平面内的绝对位移，位移计D4、D5用于监测柱底座的转动情况。为监测柱底应变变化，在柱底布置2圈应变片共26个。

图3加载装置

图4测点布置示意

1.4加载制度

试验前先进行预加载以确保仪器正常工作，根据轴压比将竖向轴力均匀加在柱顶端板上，之后竖向轴力保持恒定，对柱顶施加水平往复荷载。试验中竖向加载采用力控制，水平方向的加载采用位移控制。在轴力和弯矩共同作用下，构件边缘纤维达到屈服时所受的轴力和施加的水平位移相关，由此可计算得到各试件边缘屈服时的理论水平位移δy。以δy为位移增量进行加载，加载的位移级别为±0.5δy、±δy、±2δy、±3δy、±4δy…，其中第一位移级循环1次，之后每一位移级循环3次。

根据JGJ/T101—2015《建筑抗震试验规程》[16]中的要求，当试件加载到某一位移级最大位移时，同时荷载下降到峰值荷载的85%以下，则认为试件破坏并停止加载。

2、试验结果及其分析

2.1试验现象和破坏形态

对于试件H304-1，在加载到4δy位移级第1循环时，翼缘首先开始出现局部屈曲，屈曲形状一侧为半波状并微微内凹，另一侧为半波状并微微外凸，屈曲变形位置出现在距离加劲板上表面165mm处。当继续加载到4δy位移级第3循环时，水平荷载达到峰值，翼缘两侧屈曲加剧，同时腹板开始屈曲，且当加载位移回到零时屈曲变形不恢复。在加载至5δy第1循环时，荷载开始下降，屈曲变形范围扩大至加劲板上表面385mm处，且变形程度加剧。在加载至5δy位移级第2循环时，荷载下降至峰值荷载的80%，试件破坏。继续加载2圈后荷载缓慢下降，最终下降至峰值荷载的77.5%，停止加载。

其他试件的破坏现象与试件H304-1基本相似，破坏过程均为翼缘首先发生局部屈曲变形，然后腹板出现局部屈曲变形，屈曲形状均为半波内凹或外凸，之后荷载下降至破坏荷载。试件破坏形态如图5所示，破坏过程和屈曲变形范围如表4所示，其中翼缘屈曲变形值取翼缘两侧的平均值，变形值均以翼缘宽度B为基准表示。从表4中可以看出，翼缘宽厚比越小，翼缘屈曲范围越大，达到破坏对应的位移级越大，如试件H304-1宽厚比较试件H304-3的小，试件H304-1的翼缘屈曲范围较后者增大了17%，且其破坏时所对应的位移级较后者增大了一个位移级。轴压比越小的试件屈曲范围越大，达到破坏时对应的位移级越大，如试件H304-1的轴压比较试件H304-2的小，试件H304-1的翼缘屈曲范围较后者增大了40%，达到破坏对应的位移级较后者增大了2个位移级。

图5试件破坏形态

表4试件破坏过程

注:括号中数字代表循环次数。

从图5和表4中可以看出双相型不锈钢构件的整体破坏现象和规律同奥氏体型不锈钢构件类似。由表4中可知，所有试件的塑性变形主要集中在柱下端根部区域，破坏形式均为局部屈曲，翼缘变形范围在1.25B～1.75B，腹板变形范围在0.9B～1.5B。

2.2滞回曲线

由循环加载试验可得试件的水平荷载-位移(P-δ)滞回曲线，如图6所示。在荷载的往复推拉作用下，尤其在水平荷载较大时，基座的连接螺栓易发生松动，所以实际水平位移取柱顶位移计D1、D2测量平均值及消除基座刚体转动和平移的影响后的最终值，实际水平位移计算式为

图6荷载-位移滞回曲线

公式1

式中，RD1和RD2代表位移计D1、D2的读数，RD7、RD8代表位移计D7、D8的读数，RD4、RD5代表位移计D4、D5的读数，700mm是位移计D4、D5的距离，1815mm是下端板表面到上端板中心的距离。

根据滞回曲线可以得到各试件承载力退化曲线如图7所示，图中，所有试件荷载均从2δy第1循环(即第5次循环加载)开始计及，Pmax为试件循环加载中的峰值荷载。

图7承载力退化曲线

分析图6、7可得:

1)所有试件的滞回曲线均呈梭形，没有明显的捏拢现象，表明试件整体耗能良好。

2)翼缘宽厚比对试件滞回性能的影响较大，翼缘宽厚比越大，滞回曲线越不饱满，加载后期试件的承载力退化越快;轴压比和腹板宽厚比对试件滞回性能的影响亦较大，其影响规律与翼缘宽厚比的相似。

2.3耗能能力

根据JGJ/T101—2015《建筑抗震试验规程》[16]的规定计算试件的等效黏滞阻尼系数ζeq。各试件等效黏滞阻尼系数ζeq随循环加载次数的变化如图8所示。由图8可以看出，试件的ζeq随着加载位移级的增大而增大。

由图8a可知，对于奥氏体型不锈钢试件，随着宽厚比的增大，试件达到破坏(荷载下降至峰值荷载的85%)时的ζeq减小;轴压比越大，试件达到破坏时的ζeq越小。试件H304-1宽厚比最小，其达到破坏时的ζeq最大。试件H304-3翼缘宽厚比大于试件H304-1的，两者的加载位移级相同，可以看到在试件达到峰值荷载前，试件H304-1的ζeq与试件H304-3的较为接近。在达到峰值荷载后，试件H304-3水平荷载急剧下降，ζeq迅速增大并高于相应位移级下试件H304-1的ζeq。试件H304-4翼缘宽厚比最大，试件达到破坏时的ζeq低于其他试件的。试件H304-2较试件H304-1轴压比增大一倍，达到破坏时的ζeq减小，在循环第7圈后其ζeq迅速增大，主要原因是相对于试件H304-1，试件H304-2提前进入塑性阶段，并且达到峰值荷载后随着位移的增大，水平荷载出现急剧下降。试件H304-5较试件H304-4增大了腹板的宽厚比，试件达到破坏时的ζeq减小。

图8试件的等效黏滞阻尼系数

由图8b可以看出，双相型不锈钢试件的整体变化规律与奥氏体型不锈钢试件基本相似。试件H2205-1宽厚比最小，其达到破坏时的ζeq最大;试件H2205-2较试件H2205-1轴压比增大一倍，相应达到破坏时的ζeq较小。

2.4骨架曲线、延性和塑性发展能力

根据图6滞回曲线可得到试件的荷载-位移(P-δ)骨架曲线，如图9所示，取水平荷载下降至峰值荷载的85%时所对应的点为破坏点。

由图9可知，所有试件的骨架曲线发展形态基本相似，在加载初期，试件处于弹性状态，随后试件进入塑性状态并达到承载能力极限，之后荷载下降至破坏。试件的宽厚比越大，越早破坏，峰值荷载后荷载下降也越快;轴压比越大，试件的水平承载力则越小，试件越早达到破坏，且达到峰值荷载后荷载下降越快。

图9试件的荷载-位移骨架曲线

采用位移延性系数μ研究不锈钢压弯构件的延性特征，即

公式3

式中，δy和δu分别表示柱屈服时和破坏时的水平位移。由于目前还没有统一的方法来确定δy，本文中采用冯鹏等[17]提出的“最远点法”来确定，该方法具有明确的物理含义，其适用性广，且适合电算，计算方法如图10所示。

图10典型的P-Δ骨架曲线

通过塑性发展系数(Mmax/Mp)对各个试件塑性发展能力进行定量评估，其中Mmax是最大弯矩(Mmax=PmaxL0+Nδmax,N为试件轴力，δmax为Pmax对应的水平位移:，Mp为全截面塑性弯矩。

将各试件水平承载力、计算所得的位移延性系数和塑性发展系数列于表5中。

表5承载力、位移延性系数和塑性发展系数

由表5可知，随着试件板件宽厚比的增大，试件位移延性系数和塑性发展系数减小;随着试件轴压比增大，试件位移延性系数和塑性发展系数减小。试件H304-1翼缘宽厚比值(10.7)为“一级抗震”限值，其位移延性系数和塑性发展系数最大，塑性变形发展充分，能达到截面塑性弯矩。试件H304-1、H304-2设计尺寸相同，但后者的轴压比是前者的2倍，相应的试件H304-2的水平荷载下降了15%，位移延性系数减少了15%，塑性发展系数下降8%，未能达到截面塑性弯矩。试件H304-4的翼缘宽厚比(15.7)最大，大于“四级抗震”限值，其位移延性系数和塑性发展系数在相同腹板宽厚比和轴压比下的试件中是最低的，且未能达到截面塑性弯矩。试件H304-5较试件H304-4增大了腹板的宽厚比，试件H304-5相应位移延性系数和塑性发展系数较之降低。

对于双相型不锈钢试件，宽厚比和轴压比对其延性和塑性的影响规律与奥氏体型不锈钢试件相同。试件H2205-1的翼缘宽厚比(6.7)最小，明显小于“一级抗震”宽厚比限值，其位移延性系数和塑性发展系数最大，塑性变形发展充分，能达到截面塑性弯矩。

3、结论

1)不锈钢焊接H形截面柱试件在循环荷载作用下滞回曲线均呈梭形，没有明显的捏拢现象，表明各试件整体耗能良好。

2)试件的破坏过程均为翼缘首先发生局部屈曲变形，然后腹板局部屈曲，屈曲变形形状均呈半波状;试件的塑性变形主要集中在柱下端根部区域，翼缘变形范围在1.25B～1.75B，腹板变形范围在0.9B～1.5B。

3)翼缘宽厚比对试件滞回性能的影响较大，在轴压比一定的情况下，翼缘宽厚比越大，试件达到破坏时的位移级越小，滞回曲线越不饱满，达到破坏时的等效黏滞阻尼系数越小，位移延性系数和塑性发展系数越小。腹板宽厚比对滞回性能的影响也存在与上述同样的规律。

4)随着试件轴压比的增大，试件达到破坏时的等效黏滞阻尼系数、水平承载力、位移延性系数和塑性发展系数减小;试件轴压比增大将导致试件更早出现局部屈曲和破坏，同时达到峰值荷载后承载力退化更快。

5)轴压比对试件的滞回性能影响显著。对于不锈钢结构的抗震设计，建议在规定H形截面柱宽厚比限值时宜考虑轴压的影响。

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