高强钢组合K形偏心支撑钢框架抗震性能研究_田小红.pdf

 振动与冲击 第 39 卷第 12 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．39 No．12 2020 基金项目国家自然科学基金 51178382 收稿日期2019 －01 －15修改稿收到日期2019 －04 －07 第一作者 田小红 女， 博士， 讲师， 1981 年生 通信作者 苏明周 男， 博士， 教授， 博士生导师， 1971 年生 高强钢组合 K 形偏心支撑钢框架抗震性能研究 田小红1，苏明周2，李慎3，宋丹4 1． 西安理工大学机械与精密仪器工程学院， 西安 710048; 2． 西安建筑科技大学土木工程学院， 西安710055; 3． 西安理工大学土木建筑工程学院， 西安 710048; 4． 中国电建集团西北勘测设计研究院有限公司， 西安 710065 摘要为了合理评估高强钢组合 K 形偏心支撑框架 K- HSS- EBFs 的抗震性能， 设计了一个20 层 K- HSS- EBF 结 构， 选取 10 条地震记录对其进行增量动力分析 IDA 。探讨了在强震作用下结构的薄弱部位、 耗能梁塑性区的形成和发 展、 耗能梁变形和最大层间位移的关系， 得到了结构概率分位值为 10、 50和 90的 IDA 曲线以及位移延性系数， 结合 定义的性能参数评估了结构的抗震性能。研究表明 随着峰值地震加速度的增加， 各层耗能梁先后进入塑性， 并逐渐发 展， 吸收地震能量; K- HSS- EBFs 的易损曲线能很好地反映其抗震性能; 按我国规范设计的高强钢组合 K 形偏心支撑框架 偏保守， 能承受远大于设防烈度的地震作用， 造成结构设计的浪费。 关键词高强钢; 偏心支撑; 增量动力分析; 抗震性能; 层间侧移角 中图分类号TU391文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 12． 013 Analysis of seismic perance of high strength steel composite K- eccentrically braced frames TIAN Xiaohong1，SU Mingzhou2，LI Shen3，SONG Dan4 1． School of Mechanical and Precision Instrument Engineering，Xi’ an University of Technology，Xi’ an 710048，China; 2． School of Civil Engineering，Xi’ an University of Architecture and Technology，Xi’ an 710055，China; 3． School of Civil Engineering and Architecture，Xi’ an University of Technology，Xi’ an 710048，China; 4． Northwest Engineering Corporation Limited，Xi’ an 710065，China Abstract To uate the seismic perance of high- strength steel composite eccentrically braced frames K- HSS- EBFs ，a 20- story K- HSS- EBF was designed，and Incremental dynamic analysis IDAwas carried out with 10 seismic ground motions． The weak parts of the structure，the ation and development of the plastic zones of the link and the relationship between deation of link and maximum story drift under the action of strong earthquakes were investigated． The IDA curves of 10， 50，and 90 fractiles and the displacement ductility coefficient were obtained． The seismic perance was assessed by combining the defined perance parameters． The results show that with the increase in the peak ground acceleration，the links successively entered the plastic state and absorbed the seismic energy． The collapse fragility curve can reflect the seismic perance of the K- HSS- EBFs． The K- HSS- EBFs designed according to the current code have negligible risk of collapse and high security reserve，which is more conserved and leads to cost waste． Key wordshigh- strength steel;eccentrically brace;IDA;seismic perance;storey drift angel 传统偏心支撑框架结构 EBF 兼有中心支撑结构 和纯框架结构的优点， 在多遇地震作用下， 具有较高的 强度和刚度， 在罕遇地震作用下， 耗能梁段首先屈服并 通过其非弹性变形耗散地震能量， 而其他结构构件基 本保持弹性状态， 震后只需将变形较大的耗能梁段进 行替换， 具有较好的经济效益［1 －2 ］。 高强度结构钢材具有良好的延性、 韧性和可焊性 能， 相对于普通钢材， 高强钢能够减小钢构件的尺寸， 减少钢材用量， 降低结构自重; 钢板厚度减小， 能减小 焊缝尺寸， 改善焊缝质量， 提高结构疲劳寿命等［3 －4 ］。 因此， 一些发达国家已将高强钢应用在建筑、 桥梁、 海 洋平台等多个领域， 经济效益显著 ［5 －6 ］。很多国外的 结构设计规范中已经将结构用钢的钢材强度扩展到了 ChaoXing 690 MPa， 而我国建筑抗震设计规范 GB 50011 2010 对抗震设防地区建筑用钢伸长率和屈强比的要 求却限制了高强钢在我国的应用和推广。 与传统偏心支撑框架相比， 高强钢组合偏心支撑 框架中仅耗能梁段使用普通钢材， 框架梁、 框架柱和支 撑的材料为高强钢， 在强震作用下， 使用普通钢的耗能 梁段进入弹塑性状态， 使用高强钢的框架梁、 框架柱和 支撑仍处于弹性状态或发展部分塑性， 无需对框架梁、 框架柱的钢材提出过高的塑性变形要求， 满足现行规 范要求 ［7 －8 ］。高强钢组合偏心支撑框架充分发挥了偏 心支撑框架和高强钢各自的优点。深入研究高强钢组 合偏心支撑框架结构的抗震性能及破坏模式， 能够丰 富和完善我国的抗震钢结构体系， 与现行规范不冲突 的情况下， 对推广高强钢在抗震设防地区的应用， 具有 重要的工程应用价值。 虽然钢结构设计标准 GB5 00172017 已将 Q460 级钢材纳入到推荐使用的钢材牌号， 而相关设计 方法却与前一版一致。已有的研究成果表明高强钢构 件与普通钢构件的地震响应不尽相同［9 ］。文献［ 10］ 指 出 依据 GB 500172017 和 ANSI/AI SC 3602016 计 算的 Q460 高强钢焊接工字形截面简支梁整体稳定性 能偏于不安全。因此， 高强钢组合偏心支撑框架能否 采用现行相关规范设计， 还需要进行系统研究。 目前， 国内外规范推荐用于结构抗震性能评估的 方法主要有两种 一是静力弹塑性分析法 Pushover ， 一是增量动力分析法 IDA 。IDA 法是一种用于评估 结构抗震性能的非线性动力分析方法。通过对两种方 法的分析比较， 本文采用 IDA 法对 20 层高强钢组合 K 形偏心支撑框架的抗震性能以及抗震规范对传统钢结 构层间位移角的限值要求是否适用于高强钢组合 K 形 偏心支撑框架进行研究。 1IDA 法 近年来， 在结构抗震性能研究领域， 基于 IDA 法的 结构易损性分析成为抗震研究的重要手段。主要分析 过程如下①建立数值模型; ②选择一组能够反映结构 所在场地特性、 数量足够的地震波， 并选择合适的地震 动强度指标 IM， 对该组地震波进行归一化处理; ③输入 所选地震波， 进行动力弹塑性时程分析; ④增大峰值加 速度， 重复动力弹塑性时程分析， 得到结构在不同水准 地震作用下的响应数据; ⑤对所得数据进行参数评估， 获得结构的损伤概率曲线， 即结构易损性曲线。需要 指出的是， 上述易损性分析中， 未考虑结构数值模型的 离散性。 1． 1结构性能参数 通过对不同结构响应参数和地震动强度参数的对 比研究， 并参照我国抗震规范的相关规定， 选用地震动 峰值加速度 PGA 作为地震动强度参数 IM; 选用能够 反映构件破坏程度和节点的转动情况的层间位移角作 为结构响应参数 DM。 1． 2地震易损曲线 地震易损曲线中包括三个参数 地震动强度 y 、 结构地震需求 d 和结构抗震能力 c 。不同水准地震 作用下， 结构超过给定破坏极限状态的概率为［11 ］ Pf d ≥ cy 2 其计算过程如下 Pf  － μz σ z  ln uθd－ ln uθc σ2 θc σ 2 θ 槡 d 3 式中uθc、 uθd 、 σ θc和 σθd分别为结构响应的能力均值、 地 震反应均值、 结构响应的能力对数标准差和地震反应 对数标准差。 1． 3结构的破坏等级和损伤指标 在地震易损性分析中， 结构的损伤程度可分为不 同的级别， 不同级别的界限状态称为极限状态。文献 ［ 12］ 指出 需在 IDA 曲线定义 3 个性态点 IO Immedi- ate Occupancy 、 CP Collapse Prevention 、 GI Global In- stability 。FEMA351 对 IO、 CP 和 GI 的规定如下 IO 指 结构仅有微小损伤， 刚度和强度接近震前水平， 即轻微 破坏; CP 指结构处于局部或整体倒塌边缘， 刚度和强 度有严重退化， 即中等破坏; GI 指结构出现整体动力失 稳， 即严重破坏 ［13 －14 ］。 参考上述文献， 本文将结构损伤分为轻微、 中等 和严重破坏 3 个等级。轻微破坏的极限状态为弹性 层间位移角达到抗震规范规定的限值 1 /250; 中等 破坏的极限状态取 IDA 曲线上切线斜率为弹性斜率 20 的点; 严重破坏状态分两种情况 一是结构弹塑 性层间位移角达到规范限值 1 /50， 曲线定义为 GI1; 一是框架梁、 框架柱或支撑进入塑性状态， 曲线定义 为 GI2。 2振动台试验及有限元验证 2． 1振动台试验 为研究高强钢组合 K 形偏心支撑框架的抗震性 能， 文献［ 15］ 对一个单跨两榀三层的高强钢组合 K 形 偏心支撑钢框架进行了振动台试验， 试件的缩尺比例 为 1/2， 通过试验得到试件在不同工况下的动力特性、 加速度反应、 位移反应及耗能梁段应变。研究表明 罕 69振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 遇地震作用下， 高强钢组合 K 形偏心支撑框架最大层 间位移角满足抗震规范的规定， 具有良好的抗震性能， 满足 “三水准” 抗震设防准则。图 1 为振动台试验试件 平面图、 立面图和试验试件。 图 1试验模型 mm Fig． 1The experimental specimen mm 2． 2有限元模型 文献［ 16］ 采用有限元分析软件 ANSYS 对上述振 动台试验试件进行有限元分析， 并将分析结果与试验 测量值进行对比。研究表明， 有限元分析方法能够有 效地模拟结构在不同水准地震作用下的反应， 与测量 值之间的误差在可接受的范围内， 因此， 有限元分析方 法是可行性。有限元模型如图 2 所示。模型未考虑焊 接残余应力和初始几何缺陷的影响。打开程序大变形 效应， 以计入 P- Δ 效应对结构受力性能的影响。具体 的对比情况见文献［ 16］ 。 图 2有限元模型 Fig． 2The finite element model 3算例设计及地震波选取 3． 1算例设计 在振动台试验和有限元验证的基础上， 设计一个 20 层高强钢组合 K 形偏心支撑框架算例， 算例的耗能 梁段采用 Q345 钢， 长度均为 600 mm， 为剪切屈服型， 框架梁、 框架柱以及支撑的材料均为 Q690 钢材。柱距 为 6． 0 m， X 向 5 跨， Y 向 3 跨， 1 ～ 4 层层高为 4． 5 m， 5 ～20 层层高为 3． 3 m， 算例的平面布置图、 立面布置 图及支撑分部， 如图 3 所示。 图 3结构布置图 Fig． 3The structural layout 算例设计时荷载选择如下 屋面和楼面恒载分别为 6 kN/m2、 5 kN/m2， 1 ～4 层和 5 ～20 层的楼面活载分别 为3．5 kN/m2、 为2．0 kN/m2， 上人屋面活载2 kN/m2 ， 雪 荷载 0． 35 kN/m2。设计条件如下 场地类别、 设防烈 度、 地震分组和基本加速度分别为 Ⅱ类、 8 度、 第一组 和 0． 2 g。 现浇混凝土楼板采用 C30 混凝土， 板厚为120 mm。 选取图 3 a 阴影部分作为研究对象， 按照文献［ 16］ 方 法建立有限元模型。钢材屈服强度 fy690 MPa， 弹性 模量 E 2． 06 105MPa， 切线模量 Et0． 01E， 泊松比 v 0． 3。 3． 2地震波的选取 地震波的选择包括两个方面 一是地震波的选择 方法， 一是地震波的数量选择。关于地震波的选择方 法， 文献［ 17 －18］ 建议从地震震级、 距离等方面考虑。 对于地震波数量， 许多学者提出了不同的建议。文献 ［ 17］ 认为 10 ～ 20 地震波能产生足够评估结构抗震性 能的精度， 文献［ 19］ 选用 20 条地震波对 IDA 法进行了 研究， 地震波选择时， 考虑了震级、 距离、 场地特性等因 素。参考以上文献和相关规范， 本文选取 10 条地震波 进行 IDA 分析。所选地震波见表 1。各地震波反应谱 曲线及其均值与目标谱的对比情况如图 4 所示， 由图 4 79第 12 期田小红等高强钢组合 K 形偏心支撑钢框架抗震性能研究 ChaoXing 可知， 在结构第一阶周期 1 s 左右时， 所选地震波谱均 值与目标谱吻合较好。 表 1地震记录 Tab． 1The ground motions 序号地震事件震级PGA/g 1Imperial Valley7． 00． 31 2Kern County7． 40． 16 3Chi- Chi，Taiwan7． 60． 38 4Northridge6． 70． 57 5Friuli，Italy6． 50． 32 6Loma Prieta6． 90． 36 7Cape Mendocino7． 00． 55 8Landers7． 30． 27 9Kobe，Japan6． 90． 60 10Superstitn Hills6． 50． 89 图 4加速度反应谱 Fig 4Acceleration response spectra 利用以上 10 条地震波对算例进行动力时程分析， 分析时加速度峰值依次取 0． 11 g， 0． 18 g， 0． 22 g， 0． 30 g， 0． 36 g， 0． 40 g， 0． 51 g， 0． 62 g， ， 当加速度 峰值超过 0． 62 g 后， 每次增加 0． 1 g， 当加速度峰值超 过 1． 02 g 后， 每次增加 0． 2 g， 直至到算例达定义的严 重破坏。严重破坏定义如下 当框架梁柱或支撑进入 塑性变形阶段或者耗能梁段变形过大导致不收敛。 4结果分析 4． 1耗能梁段转角 高强钢组合 K 形偏心支撑框架的塑性发展程度和 抗震性能都与耗能梁段转角的大小有关， 美国钢结构 抗震设计规程 AISC341- 16 规定剪切屈服型耗能梁段塑 性转角限值为 0． 08 rad， 这一规定与我国抗震规范规定 的层间侧移限值类似， 可防止结构因刚度偏小而导致 变形过大。图 5、 图 6 为算例耗能梁段开始屈服、 8 度 罕遇地震作用下、 层间位移角达到规范限值以及算例 达到定义的严重破坏时， 各层耗能梁段转角和层间位 移角包络曲线。由图 5、 6 可知， 不同水准地震作用下， 结构层间位移角与耗能梁段转角变形分布规律基本相 同。严重破坏时， 算例 17 层的层间位移角最大值达到 0． 033 rad， 远大于抗震规范规定的 0． 02 rad。 图 5耗能梁转角包络曲线 Fig． 5The envelope curves of link rotation angle 图 6层间位移角包络曲线 Fig． 6The envelope curves of story drift 为进一步研究高强钢组合 K 形偏心支撑框架中耗 能梁段在不同水准地震作用下的变形及塑性发展情 况， 分析了算例在各地震波作用下， 耗能梁段剪力与耗 能梁段转角关系曲线。其中， 有代表性的 3 层、 10 层和 19 层结果如图 7 所示。由图 7 可知， 当峰值加速度达 到 0． 22 g 时， 10 层耗能梁段仍处于弹性变形阶段， 而 3 层和 19 层耗能梁段出现了塑性变形 图 7 a 、 图 7 c ， 说明当峰值加速度达到 0． 22 g 时， 算例部分楼 层耗能梁段进入塑性变形阶段; 当峰值加速度达到 0． 51 g时 8 度罕遇地震作用 ， 10 层耗能梁段仍处于 弹性变形状态， 图 7 e ， 3 层和 19 层耗能梁段塑性发 展更充分 图 7 d 、 图 7 f ， 而此时支撑、 框架梁和框 架柱尚未出现塑性变形， 说明强震作用下， 耗能梁段为 结构的薄弱部位， 并依靠其塑性变形吸收地震能量; 当 峰值加速度达到 1． 02 g 时， 算例 15 ～19 层层间位移角 超过了规范限值 0． 02 rad， 最大值达到 0． 023 rad， 出现 在17 层 图5 ， 此时耗能梁段塑性变形更加充分， 之前 变形较小的 10 层耗能梁段也已进入塑性变形阶段 图 7 g 、 图 7 h 和图 7 i ， 但算例的支撑、 框架梁和框 架柱仍然未出现塑性变形。当峰值加速度达到 1． 42 g 时， 算例框架梁出现塑性变形， 达到“ 3． 2” 节定义的严 重破坏状态。此时， 各层耗能梁段变形更大， 3 层、 10 层和 19 层耗能梁段转角最大值分别达到 0． 172 rad、 0． 067 rad和 0． 158 rad 图 7 j～ 图 7 l 。 89振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 7耗能梁转角与梁段剪力关系曲线 Imperial Valley 波 Fig． 7The curves of link angle- link shear force Imperial Valley wave 图 a～ 图 c 中， PGA 0． 22 g; 图 d～ 图 f 中， PGA 0． 51 g; 图 g～ 图 i 中， PGA 1． 02 g; 图 j～ 图 l 中， PGA 1． 42 g。 可见， 随着峰值加速度的不断增大， 耗能梁段首先 进入塑性变形阶段， 耗能梁段转角逐渐增大， 并依靠其 塑性变形吸收地震能量， 是结构的薄弱部位; 弹塑性层 间位移角达到规范限值 0． 02 rad 时， 算例框架梁、 框架 柱和支撑均处于弹性变形阶段; 达到定义的严重破坏 时， 算例承受了远大于 8 度罕遇的地震作用， 有足够的 安全储备。 4． 2延性系数 结构的延性和抗震性能与延性系数密切相关。本 文采用位移延性系数 μ 来衡量算例的延性， 见表 2， 表 达式为 μ Xu Xy 4 式中Xu和 Xy分别为极限位移和屈服位移。由表 2 可知， 位移延性系数平均值为 4． 54， 标准差为 1． 5。说 明虽然地震过程中框架梁、 框架柱和支撑不进入塑性 或部分发展塑性， 但高强钢组合 K 形偏心支撑框架通 过耗能梁段塑性变形吸收强震能量， 整体结构仍具有 良好的延性和抗震性能， 满足抗震设防地区对结构延 性的要求。 为方便说明， 将底部剪力和层间位移角绘制成骨 99第 12 期田小红等高强钢组合 K 形偏心支撑钢框架抗震性能研究 ChaoXing 架曲线， 结果如图 8 所示。 表 2位移延性系数 Tab． 2Displacement ductility coefficient 地震记录123456 μ3． 904． 345． 024． 096． 004． 30 地震记录78910均值标准差 μ3． 704． 274． 425． 344． 541． 50 图 8最大层间位移角 － 底部剪力曲线 Fig． 8The curves of story drift- base shear 由图 8 可知， 当层间位移角较小时， 底部剪力 － 层 间位移角曲线斜率基本呈线性关系， 当层间位移角超 过一定数值时， 曲线变得平缓， 说明此时算例基底剪力 变化不大， 但层间位移角迅速增大， 将结果与“4． 1” 节 耗能梁段转角对比发现， 此时， 耗能梁段开始出现塑性 变形， 并逐渐发展。峰值加速度继续增大后， 曲线斜率 有所增大， 说明由框架柱承担的地震作用迅速增大。 综上， 在强震作用下， 首先由耗能梁段塑性变形吸收地 震能量， 地震作用足够大后， 耗能梁段承担的地震作用 比例减小， 框架柱承担的水平地震作用比例增大， 直至 结构达到定义的严重破坏。 4． 3IDA 曲线 图 9 给出了 10 条 IDA 曲线及概率分位曲线。以 50概率分位曲线代表算例在不同地震作用下的平均 反应水平， 用 10 和 90 概率分位曲线即标准差曲线 体现数据的离散性。由图 9 可知， 当峰值加速度为 0． 51 g时， 10、 50 和 90 概率分位曲线中， 层间位 移角分别为 0． 009 rad、 0． 012 rad 和 0． 017 rad; 层间位 移角达到规范限值 0． 02 rad 时， 10、 50 和 90 概率 分位曲线中所能抵抗的最大地震强度分别是 1． 82 g、 1． 02 g 和 0． 72 g， 可见在平均地震作用下， 高强钢组合 K 形偏心支撑框架能够抵抗远大于设防烈度的强震作 用， 有足够的安全储备。 4． 4结构易损曲线 根据式 2 对数据进行统计整理 ［20 ］， 得到算例的 地震易损性曲线， 结果如图 10 所示。由图 10 可知， 当 图 9 IDA 分位曲线 Fig． 9The IDA curves PGA 达到 0． 11 g 时， 结构轻微损伤的概率为 10， 结 构倒塌概率为 0; 当 PGA 在 0． 11 ～0． 40 g 之间时， 结构 尚未进入塑性变形阶段， 当 PGA 达到 0． 51 g 时， 结构 轻微破坏的概率为 100， 严重破坏的概率为 3; 当 PGA 达到 1． 42 g 时， 严重破坏概率为 90， 说明结构 不仅能够抵抗 8 度罕遇地震作用， 还有足够的安全 储备。 对于 GI- 2 曲线， 当 PGA 达到 0． 51 g 时， 框架梁、 框 架柱和支撑屈服的概率仅为 2， 当 PGA 达到 1． 02 g 时， 框架梁、 框架柱和支撑屈服的概率为 43． 9。以上 分析表明， 按我国抗震规范设计的高强钢组合 K 形偏 心支撑框架偏保守， 在罕遇地震下， 整个结构基本处于 弹性状态， 能承受远大于设防烈度的罕遇地震作用， 有 足够的安全储备。 图 10地震易损性曲线 Fig． 10Seismic fragile curves 由以上分析可知， 当层间位移角达到规范限值 1/50时， 结构的框架梁、 框架柱和支撑尚未出现塑性变 形， 还能抵抗更大的地震作用。为研究高强钢组合 K 形偏心支撑框架的极限状态， 以除耗能梁段以外的任 何构件进入塑性作为算例的极限状态， 将每条地震波 作用下， 算例达到极限状态时的层间位移角进行统计， 结果如表 3 所示。 001振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 表 3层间位移角极值 Tab． 3The limit story- drift 地震记录123456 θ0． 0330． 0420． 0250． 0220． 0270． 024 地震记录78910均值90 θ0． 0220． 0200． 0330． 0300． 0270． 021 5结论 通过对 20 层高强钢组合 K 形偏心支撑框架算例 进行增量动力分析， 得到以下结论 1耗能梁段是高强钢组合 K 形偏心支撑框架的 薄弱部位; 在地震过程中， 依靠耗能梁段的塑性变形吸 收强震能量， 抗震性能良好。 28 度罕遇地震作用下， 算例轻微破坏概率为 100， 严重破坏概率为 3， 说明按现行规范设计的高 强钢组合 K 形偏心支撑框架有足够的安全储备。 3弹塑性层间位移角达到规范限值时， 框架梁、 框架柱和支撑均处于弹性状态， 可考虑适当放宽对高 强钢组合 K 形偏心支撑框架弹塑性层间位移角的限值 要求。 以上结论仅针对 20 层高强钢组合 K 形偏心支撑 框架算例， 是否具有普遍性， 还需要进行后续的相关 研究。 参 考 文 献 ［1］ ENGELHARDT M D，POPOV E P． Experimental perance of long links in eccentrically braced frames［J］ ． Journal of Structural Engineering， 1992， 118 11 3067 －3088． ［2］ RICLES J M，POPOV E P． Composite action in eccentrically braced frames［ J］ ． Journal of Structural Engineering，1989， 115 8 2046 －2066． ［3］ 贾良玖，董洋． 高性能钢在结构工程中的研究和应用进 展［ J］ ． 工业建筑， 2016， 46 7 1 －9． JIALiangjiu， DONGYang．Reviewonresearchand application of high- perance steel in structural engineering ［ J］ ． Industrial Construction， 2016， 46 7 1 －9． ［4］ 施刚，班慧勇，石永久，等． 高强度钢材钢结构的工程应 用及研究进展［ J］ ． 工业建筑， 2012， 42 1 1 －7． SHI Gang，BAN Huiyong，SHI Yongjiu，et al． Engineering application and recent research progress on high strength steel structures［ J］ ． Industrial Construction， 2012， 42 1 1 －7． ［5］ 邱林波，刘毅，侯兆新，等． 高强结构钢在建筑中的应用 研究现［ J］ ． 工业建筑， 2014， 44 3 1 －5． QIU Linbo，LIU Yi，HOU Zhaoxin，et al． State application research of high strength steel in steel structures ［J］ ． Industrial Construction， 2014， 44 3 1 －5． ［6］ ABBAS H H，DRIVER R G，SAUSE R． shear behavior of corrugated web bridge girders ［J］ ．Journal of Structural Engineering， 2006， 132 2 195 －203． ［7］ 李慎， 苏明周， 连鸣， 等． 多层高强钢组合 K 形偏心支撑钢 框架抗震性能研究［J］ ． 土木工程学报，2015， 48 10 38 －47． LI Shen，SU Mingzhou，LIAN Ming，et al． Seismic behavior of multi- storey high strength steel composite K- eccentrically braced steel frame［J］ ．China Civil Engineering Journal， 2015， 48 10 38 －47． ［8］ 田小红， 苏明周，连鸣，等． 高强钢组合 K 形偏心支撑钢 框架抗 震 性 能 分 析［J］ ．工 程 力 学，2019， 36 3 182 －191． TIAN Xiaohong，SU Mingzhou，LIAN Ming，et al． Analysis of aseismic perance of high strength steel composite K- eccentrically braced frames ［J］ ．Engineering Mechanics， 2019， 36 3 182 －191． ［9］ 施刚， 石永久， 王元清． 运用 ANSYS 分析超高强度钢材钢 柱整体稳定特性［J］ ． 吉林大学学报 工学版 ，2009， 39 1 115 －120． SHI Gang，SHI Yongjiu，WANG Yuanqing．Analysis on overall buckling behaviour of ultra- high strength steel columns by ANSYS［ J］ ． Journal of Jilin University Engineering and Technology Edition ， 2009， 39 1 115 －120． ［ 10］ 赵金友， 李晶， 王钧， 等． Q460 高强钢焊接工字形截面简 支梁整体稳定性能与设计方法研究［ J］ ． 建筑结构学报， https / /doi． org/10． 14006/j． jzjgxb． 2019． 0812． ZHAO Jinyou，LI Jing，WANG Jun，et al． Design and overall buckling behavior of Q460 high strength steel welded I- section simple beams［J］ ．Journal of Building Structures，https / /doi． org/10． 14006/j． jzjgxb． 2019． 0812． ［ 11］ 汪梦甫， 汪志辉， 刘飞飞． 增量动力弹塑性分析方法的改 进及其应用［J］ ． 地震工程与工程振动，2012， 32 1 30 －35． WANG Mengfu， WANG Zhihui， LIUFeifei．Improved for incremental dynamic analysis and its application ［ J］ ．Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration， 2012， 32 1 30 －35． ［ 12］ 韩淼， 那国坤． 基于增量动力法的剪力墙结构地震易损性 分析［ J］ ． 世界地震工程， 2011， 27 3 108 －113． HAN Miao，NA Guokun． Seismic fragility analysis of shear wall structure by using incremental dynamic ［J］ ． World Earthquake Engineering， 2011， 27 3 108 －113． ［ 13］ 冯俊迎． 深水隔震桥梁的地震反应分析及抗震性能研究 ［ D］ ． 广州广州大学， 2014． ［ 14］ 张敏，王文达，杨全全． 钢管混凝土组合框架结构体系抗 震性能的增量动力分析法［J］ ． 工程抗震与加固改造， 2015， 37 1 8 －15． ZHANGMin， WANGWenda， YANGQuanquan． Incremental dynamic analysis on seismic perance of composite frame structural system with concrete filled steel 101第 12 期田小红等高强钢组合 K 形偏心支撑钢框架抗震性能研究 ChaoXing tubular columns［J］ ． Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting， 2015， 37 1 8 －15． ［ 15］ 田小红，苏明周，连鸣，等． 高强钢组合 K 型偏心支撑框 架结构振动台试验研究［J］ ． 土木工程学报，2016， 49 3 56 －63 TIAN Xiaohong，SU Mingzhou，LIAN Ming， et al． Shake table test of high strength steel composite K- eccentrically braced frames［ J］ ． China Civil Engineering Journal， 2016， 49 3 56 －63． ［ 16］ TIAN Xiaohong，SU Mingzhou，LIAN Ming，et al． Seismic behavior of K- shaped eccentrically braced frames with high- strength steelShaking table testing and FEM analysis ［J］ ． JournalofConstructionalSteelResearch， 2018，143 250 －263． ［ 17］ SHO