卷邊槽形截面冷彎厚壁型鋼冷彎效應(yīng)

付小超， 李元齊， 沈祖炎

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

卷邊槽形截面冷彎厚壁型鋼冷彎效應(yīng)

付小超， 李元齊， 沈祖炎

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海 200092)

為研究開口冷彎厚壁型鋼中冷彎效應(yīng)對(duì)截面屈服強(qiáng)度的影響，進(jìn)行了材性拉伸和短柱軸壓試驗(yàn).首先，選取了5根壁厚分別為3，8，12和16 mm、屈服強(qiáng)度分別為Q235和Q345的冷彎卷邊槽鋼，對(duì)其截面中的腹板、翼緣、卷邊、彎角部位分別取樣進(jìn)行材性拉伸試驗(yàn)，在此基礎(chǔ)上提出了冷彎厚壁卷邊槽鋼截面屈服強(qiáng)度分布模型.然后，選取了與材性試驗(yàn)相同規(guī)格的5根短柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，以進(jìn)一步研究全截面屈服強(qiáng)度的提高情況.最后，將短柱試驗(yàn)結(jié)果與屈服強(qiáng)度分布模型、主要國(guó)外相關(guān)規(guī)范公式的計(jì)算結(jié)果分別進(jìn)行了對(duì)比.結(jié)果發(fā)現(xiàn)，冷彎強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)冷彎厚壁型鋼的屈服強(qiáng)度影響較大，其影響程度主要取決于板件寬厚比；屈服強(qiáng)度分布模型、各國(guó)規(guī)范公式計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值接近，但均略偏于不安全，其中我國(guó)規(guī)范GB 50018—2002計(jì)算的值最接近試驗(yàn)值，且離散系數(shù)小，適用性最好.

冷彎； 厚壁； 槽鋼； 冷彎效應(yīng)； 短柱； 屈服強(qiáng)度

冷彎型鋼是一種截面形式靈活、豐富的高效型材，廣泛用于建筑、交通運(yùn)輸、機(jī)械制造、電力等行業(yè)[1-2].其中，建筑業(yè)是最主要用戶，國(guó)外發(fā)達(dá)國(guó)家建筑業(yè)所用冷彎型鋼已占其建筑結(jié)構(gòu)用鋼的40%～70%[2].研究表明，冷彎薄壁型鋼(壁厚≤6 mm的冷彎型鋼[3])彎角的屈服強(qiáng)度可提高50%以上，合理考慮冷彎強(qiáng)化效應(yīng)的影響有利于提高冷彎型鋼的利用效率.

早在1968年，美國(guó)AISI冷彎型鋼規(guī)范[4]已有關(guān)于壁厚不超過25.4 mm的冷彎型鋼設(shè)計(jì)的相關(guān)條文.1973年，YU等[5]對(duì)Missouri-Rolla大學(xué)所進(jìn)行的12.7 mm和25.4 mm這2種壁厚的試驗(yàn)進(jìn)行了研究分析，以證實(shí)AISI規(guī)范對(duì)壁厚超過6.35 mm厚壁冷彎型鋼的適用性.其后國(guó)外對(duì)冷彎型鋼的大量研究均針對(duì)冷彎薄壁型鋼，而對(duì)壁厚超過6mm的冷彎型鋼(稱之為冷彎厚壁型鋼)研究則幾乎為空白[6].

近年來，我國(guó)有不少學(xué)者[6-14]對(duì)冷彎厚壁型鋼的冷彎效應(yīng)進(jìn)行了研究.研究的型鋼截面形式有方(矩)形鋼管[6-13](壁厚4～16 mm)、圓形鋼管[7](壁厚3～16 mm)、內(nèi)卷邊角鋼[14](壁厚10～12 mm)，其中以閉口截面研究為主，而開口截面只有文獻(xiàn)[14].大部分研究表明：彎角部位強(qiáng)化最明顯，強(qiáng)度提高最大，且與彎角處的徑厚比相關(guān)；平板板件強(qiáng)化程度與板件寬厚比及輥軋順序相關(guān)；通過試驗(yàn)值與規(guī)范公式計(jì)算結(jié)果對(duì)比可知，我國(guó)現(xiàn)行規(guī)范[15]公式需要一定的修改.

目前，國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《冷彎型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》修訂工作正在進(jìn)行，并明確了其適用于0.6～25 mm厚的冷彎型鋼.為更全面了解各類冷彎型鋼的冷彎效應(yīng)性能，給規(guī)范修訂提供一定試驗(yàn)依據(jù)，有必要拓展截面研究范圍.因此，首先對(duì)5種冷彎卷邊槽鋼截取其各典型部位材性試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，研究各部位強(qiáng)化效應(yīng)及變化規(guī)律，以提出槽形截面厚壁冷彎型鋼的屈服強(qiáng)度分布模型；再選取與材性試驗(yàn)相同規(guī)格的5根短柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，以進(jìn)一步研究全截面屈服強(qiáng)度的提高情況；最后，通過對(duì)比分析驗(yàn)證各國(guó)規(guī)范冷彎強(qiáng)化公式對(duì)厚壁冷彎卷邊槽鋼計(jì)算的適用性，為厚壁型鋼進(jìn)一步研究及工程應(yīng)用提供參考.

1 材性試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

對(duì)于材性試驗(yàn)綜合板件寬厚比及鋼材強(qiáng)度的影響，選取以下5種卷邊槽形截面冷彎型鋼進(jìn)行研究，見表1，共有4種截面尺寸規(guī)格、5類型鋼截面，其中C-2與C-3截面規(guī)格相同，只是材料強(qiáng)度不同.各截面尺寸符號(hào)示意見圖1.其中h為腹板高度，b為翼緣寬度，a為卷邊寬度，t為管壁厚度，R為彎角外徑.

材性試驗(yàn)取樣在卷邊槽鋼的腹板、卷邊、翼緣、彎角處，具體位置及編號(hào)如圖1所示，每種截面材性樣本數(shù)有：1個(gè)腹板(W1)、2個(gè)翼緣(F1，F(xiàn)2)、2個(gè)卷邊(J1，J2)、4個(gè)彎角(C1，C2，C3，C4)，共9個(gè).為減小試驗(yàn)誤差，對(duì)表1中5種截面均重復(fù)取樣3次，共計(jì)135個(gè)樣本；另外，在型鋼冷彎成型之前，先對(duì)母材進(jìn)行材性測(cè)試，每種母材也重復(fù)取樣3次，共計(jì)15個(gè)樣本.因此，材性試件總計(jì)150個(gè).

表1 試驗(yàn)選用的型鋼參數(shù)Tab.1 Parameters of steel sections in test

圖1 截面尺寸符號(hào)及試件取樣位置Fig.1 Symbol for section sizes and coupon in typical location

腹板、卷邊、翼緣平板部分的試件沿型鋼長(zhǎng)度方向選取，形狀如圖2a所示.

對(duì)彎角部位，根據(jù)規(guī)定[16]，可以采用圓弧試件，如文獻(xiàn)[7]；也可以采用圓棒試件，如文獻(xiàn)[6].圓弧試件較圓棒試件容易加工，本試驗(yàn)采用圓弧試件，形狀如圖2b所示.為保證萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)夾持牢固，試驗(yàn)前將兩端弧角夾持部位略微磨平.試驗(yàn)表明，弧形試件無論哪種厚度，夾持端均未見滑動(dòng).

試件在無錫某金屬加工廠采用電火花線切割機(jī)進(jìn)行切割加工，每個(gè)試件一經(jīng)切割好即做好編號(hào)標(biāo)記工作.加工好的成品如圖3所示.

1.2 試驗(yàn)過程及現(xiàn)象

在拉伸試驗(yàn)之前，先對(duì)每個(gè)試樣測(cè)量其寬度、厚度、標(biāo)距長(zhǎng)度等初始幾何尺寸.平板試件標(biāo)距段面積的確定方法：分別測(cè)量標(biāo)距段的兩端及中間3個(gè)不同位置處的寬度和厚度，選取面積最小處的值作為標(biāo)距段截面面積；彎角部位橫截面積采用切割稱重反算截面積的方法[7].

a 平板材性試件

b 角部材性試件

圖2 試件加工尺寸(單位：mm)

Fig.2 Geometry of coupons processing size (Unit: mm)

圖3 試件成品Fig.3 Produced coupons

材性試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)建筑結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的萬(wàn)能材性試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行.試驗(yàn)采用引伸計(jì)全程記錄標(biāo)距段伸長(zhǎng)量，以得到各試件從拉伸直至破壞全過程的荷載-位移曲線.同時(shí)，在試件中間正、反兩面各貼1個(gè)應(yīng)變片以測(cè)量試件的應(yīng)變值，一是為了消除拉伸時(shí)小偏心的影響，二是為了與引伸計(jì)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析.試驗(yàn)加載速率按現(xiàn)行國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)[16]的相關(guān)規(guī)定.試件斷裂位置及斷口形式見圖4.

由圖4可看出，平板部位試件的破壞位置均在平行段范圍內(nèi)，只有少量試件斷口位于引伸計(jì)外，而彎角部位則有部分試件斷裂在靠近過渡段的位置，這說明薄弱面的位置不一定位于理想狀態(tài)下所處的試件中部.出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因可能是試件截面材料性能不均勻、線切割機(jī)加工誤差以及可能的小偏心受拉.

a 斷口位置分布

b 斷口圖4 試件斷裂圖Fig.4 Fracture of coupons

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1.3.1 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

上述5種槽型截面各部位材性試件的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖5所示，每根曲線為3組重復(fù)試件的平均值.由圖5可發(fā)現(xiàn)：①?gòu)澖窃嚰﨏1～C4的強(qiáng)度明顯高于其余平板部位，而伸長(zhǎng)率卻明顯降低，且無明顯屈服平臺(tái)；②平板部位試件曲線基本重合，說明腹板、翼緣、卷邊的力學(xué)性能接近；③平板部位曲線較之母材略有提高，證明存在一定冷彎強(qiáng)化效應(yīng).

1.3.2 各部位材性分析

對(duì)于有屈服平臺(tái)的試件，取下屈服點(diǎn)為其屈服強(qiáng)度；沒有屈服點(diǎn)的試件，取0.2%塑性應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力作為材料屈服強(qiáng)度[17]，最后分析得到的所有試件的屈服強(qiáng)度f(wàn)y、極限強(qiáng)度f(wàn)u、伸長(zhǎng)率δc和彈性模量E見表2，表中數(shù)據(jù)為3組重復(fù)試件的平均值.表2中，fym，fum，δm，Em分別為母材對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率、彈性模量.

表2中試驗(yàn)結(jié)果較理想，各組數(shù)據(jù)分布較均勻.只有截面C-2中彎角C1伸長(zhǎng)率在同組試件中偏小，主要原因是在3組重復(fù)試樣中，有2組的斷口位置靠近端部，導(dǎo)致測(cè)量的伸長(zhǎng)量偏小.由表2可以得到以下結(jié)論：

(1)母材的屈強(qiáng)比均小于0.85，伸長(zhǎng)率均大于20%，符合我國(guó)抗震規(guī)范[18]對(duì)鋼結(jié)構(gòu)鋼材的要求，說明本試驗(yàn)選用鋼材質(zhì)量符合要求.

(2)平板部位(腹板、翼緣、卷邊)的屈服強(qiáng)度與母材的比值fy/fym在1.01～1.15間變化，證明平板部位存在一定冷彎強(qiáng)化效應(yīng)，但該比值不大，說明平板強(qiáng)化程度不高；角部屈服強(qiáng)度與母材的比值在1.42～1.65間變化，強(qiáng)化程度明顯高于平板部位，其平均比值約為1.50.

a 截面C-1

b 截面C-2

c 截面C-3

d 截面C-4

e 截面C-5圖5 試件應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.5 Stress-strain curves of coupons

(3)平板部位(腹板、翼緣、卷邊)的極限強(qiáng)度與母材的比值fu/fum在0.96～1.06間變化，集中于1.0附近，說明冷彎強(qiáng)化效應(yīng)不會(huì)提高平板試件的極限強(qiáng)度；角部平均極限強(qiáng)度與母材的比值在1.15～1.38間變化，強(qiáng)化程度大于平板部位，主要原因可能是由于角部受冷彎影響程度大，內(nèi)部晶格結(jié)構(gòu)改變，使得其極限抗拉強(qiáng)度進(jìn)一步提高.

(4)平板的伸長(zhǎng)率較之母材均較小，彎角部位小得最多，達(dá)到50%以上.

(5)各部位試件的彈性模量E差異很小，且與規(guī)范中采用的彈性模量2.06×105MPa非常接近，這種差異在計(jì)算時(shí)可以忽略不計(jì).因此，可以認(rèn)為冷加工過程對(duì)冷彎厚壁型鋼鋼材的彈性模量影響不大，與文獻(xiàn)[7,9,12]結(jié)論一致.

1.4 屈服強(qiáng)度分布模型建議

屈服強(qiáng)度是結(jié)構(gòu)計(jì)算中最重要的參數(shù)之一，因此考慮冷彎效應(yīng)影響，對(duì)開口冷彎型鋼提出一個(gè)簡(jiǎn)單、實(shí)用的屈服強(qiáng)度分布模型具有重要意義.

按照參照文獻(xiàn)[7]的方法結(jié)合本文材性試驗(yàn)結(jié)果，提出如圖6所示的冷彎卷邊槽型截面不同位置的屈服強(qiáng)度分布模型.

表2 槽形截面各部位材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Summary of material properties of the tested channel section

從圖6可看出，槽鋼截面不同位置冷彎強(qiáng)化效應(yīng)程度是不同的，主要可以從板件寬厚比和冷彎加工工藝順序來解釋：寬厚比大者(如腹板)受冷彎效應(yīng)影響程度小，反之則大；經(jīng)歷過2次(翼緣)彎角硬化影響的板件比只經(jīng)歷了1次(卷邊)的冷彎效應(yīng)要強(qiáng).在3塊平板中：腹板部位強(qiáng)化最弱，是因?yàn)楦拱鍖捄癖茸畲?，離彎角位置遠(yuǎn)，受冷彎加工影響最??；翼緣部位是受冷彎強(qiáng)化效應(yīng)影響最大的板件，是因?yàn)槠鋵捄癖容^小，離2個(gè)彎角都近，又經(jīng)歷了2次彎角冷彎的影響；卷邊部位冷彎效應(yīng)其次，是因?yàn)榫磉厡捄癖茸钚?，離彎角位置最近，受冷彎加工影響較大，但只經(jīng)歷了1次冷彎影響.

圖6 冷彎槽鋼截面屈服強(qiáng)度分布模型Fig.6 Yield strength distribution model for cold-formed channel steel sections

應(yīng)用圖6給出的截面屈服強(qiáng)度分布模型，在計(jì)算冷彎厚壁槽鋼全截面屈服荷載時(shí)，只需將圖6中各部位強(qiáng)度系數(shù)與母材屈服強(qiáng)度f(wàn)ym及各對(duì)應(yīng)部分面積分別相乘即可.

2 短柱軸心受壓試驗(yàn)

根據(jù)短柱軸心受壓試驗(yàn)可得到全截面屈服承載力，有助于檢驗(yàn)現(xiàn)行規(guī)范公式對(duì)冷彎厚壁型鋼全截面屈服強(qiáng)度計(jì)算的適用性和準(zhǔn)確性.

2.1 試件選擇

為保證試驗(yàn)結(jié)果的可對(duì)比性，短柱軸壓試驗(yàn)仍選用表1中5種截面型鋼，試件實(shí)測(cè)參數(shù)見表3，其中L為短柱實(shí)測(cè)長(zhǎng)度.

2.2 試驗(yàn)加載與測(cè)量

2.2.1 試驗(yàn)加載

短柱試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用5 000 kN電液伺服試驗(yàn)機(jī).由于試件端部是通過銑床機(jī)銑平，比較平整，所以試驗(yàn)時(shí)槽鋼試件直接放置于試驗(yàn)機(jī)的底板上，其上、下端形心對(duì)準(zhǔn)加載頭的中心，以保證試件軸心受壓.試件安裝在試驗(yàn)機(jī)上的整體情況如圖7所示.

表3 短柱試件參數(shù)Tab.3 Parameters of stud columns

圖7 試件整體安裝圖Fig.7 The whole test set-up

2.2.2 應(yīng)變片及位移計(jì)布置

考慮到槽形截面為單軸對(duì)稱，其形心的確定相對(duì)雙軸對(duì)稱截面更復(fù)雜，因此，通過應(yīng)變片、位移計(jì)雙控來保證其安裝的對(duì)中精度.

應(yīng)變片(S1～S12)布置如圖8所示：在平板中間位置各布置1片，同時(shí)在彎角中心部位各布置1片；在距上下端部各1/2腹板高度處(即h/2處)也分別布置了應(yīng)變片(S11，S12)以監(jiān)測(cè)腹板變形.應(yīng)變片在試驗(yàn)初始階段起對(duì)中作用，在試驗(yàn)過程中還可顯示截面受力狀態(tài).

a縱向b1?1剖面

圖8 應(yīng)變片布置

Fig.8 Arrangement of strain gauges

位移計(jì)采用電子百分表，其布置如圖9所示：為得到短柱受壓全過程的荷載-位移曲線，在柱子4個(gè)角部各布置1個(gè)百分表D1～D4，以測(cè)量其豎向位移；為監(jiān)測(cè)柱中水平方向的變形，于柱中布置1道百分表D5～D10.

a豎向b1?1柱中水平向

圖9 位移計(jì)布置

Fig.9 Arrangement of displacement meters

2.3 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

5個(gè)試件出現(xiàn)了2種破壞模式：ZC1腹板寬厚比(h/t=66.7)最大，為畸變屈曲破壞，其余4個(gè)為全截面屈服破壞.限于篇幅，此處只給出ZC1和ZC5的破壞圖，分別見圖10和圖11.

a峰值點(diǎn)處變形b最終變形

圖10 ZC1試件變形圖

Fig.10 Deformation of specimen ZC1

到達(dá)峰值荷載時(shí)，ZC1的位移計(jì)D6，D8，D10讀數(shù)明顯大于其他水平向的讀數(shù)，為明顯畸變屈曲，與圖10 a 實(shí)際破壞現(xiàn)象一致；而ZC5水平向表的讀數(shù)均較小，無失穩(wěn)現(xiàn)象.觀察試件表面，在峰值點(diǎn)處，ZC1的腹板發(fā)生了明顯屈曲，但表面仍然光滑；ZC5有明顯的表層氧化鐵皮脫落現(xiàn)象，說明處于全截面受壓狀態(tài)，板件無較大屈曲變形；查看此時(shí)應(yīng)變片讀數(shù)，發(fā)現(xiàn)ZC1小于屈服應(yīng)變，而ZC5大于屈服應(yīng)變.以上結(jié)果說明，不同破壞模式受板件寬厚比影響明顯.

a峰值點(diǎn)處變形b最終變形

圖11 ZC5試件變形圖

Fig.11 Deformation of specimen ZC5

2.3.2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖12為短柱試件名義應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，其中名義應(yīng)力是荷載除以截面面積所得，名義應(yīng)變?yōu)閳D9 a中軸向位移計(jì)D1～D4測(cè)得的平均位移除以試件原長(zhǎng)度所得.從圖可看出：

(1)ZC2，ZC3試件兩者尺寸相同，只是材料強(qiáng)度等級(jí)有差別，導(dǎo)致ZC3曲線高于ZC2，但兩者趨勢(shì)接近.

(2)ZC4的寬厚比略微大于ZC5，所以ZC4在峰值點(diǎn)后曲線下降略快，但比其他寬厚比大者要慢.

(3)由于ZC1是失穩(wěn)破壞，曲線在峰值后存在突然下降的現(xiàn)象，且較之其他4個(gè)全截面屈服破壞的試件，其峰值點(diǎn)達(dá)不到材料屈服強(qiáng)度(見表2)，表現(xiàn)出明顯的失穩(wěn)破壞特性.

圖12 短柱試件名義應(yīng)力-名義應(yīng)變關(guān)系Fig.12 Normal stress and normal strain curves of stub columns

3 屈服強(qiáng)度分布模型、國(guó)內(nèi)外規(guī)范公式與短柱試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

為驗(yàn)證圖6屈服強(qiáng)度分布模型的準(zhǔn)確性，并比較國(guó)內(nèi)外規(guī)范[15,19-20]中計(jì)算公式的適用性，現(xiàn)將各自計(jì)算結(jié)果與短柱試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果列于表4.表中，ft為短柱全截面平均屈服強(qiáng)度試驗(yàn)值，fmod為基于母材屈服強(qiáng)度f(wàn)ym通過圖7分布模型計(jì)算所得屈服強(qiáng)度，f1為我國(guó)規(guī)范[15]公式計(jì)算所得屈服強(qiáng)度，f2為北美規(guī)范[19]公式計(jì)算所得屈服強(qiáng)度，f3為歐洲規(guī)范[20]公式計(jì)算所得屈服強(qiáng)度.

表4 母材、屈服強(qiáng)度分布模型、國(guó)內(nèi)外規(guī)范公式與短柱試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison between stub columns test results with base metal, propose yield strength distribution model and formulas in main codes

由表4可得到以下結(jié)論：

(1)短柱全截面屈服強(qiáng)度較母材的屈服強(qiáng)度提高值在2.8%～10.2%之間，說明在開口冷彎厚壁型鋼中，計(jì)算全截面屈服強(qiáng)度時(shí)，適當(dāng)考慮冷彎強(qiáng)化效應(yīng)引起的屈服強(qiáng)度提高有一定合理性.

(2)提出的分布模型、各國(guó)規(guī)范的計(jì)算結(jié)果均與試驗(yàn)值較接近，均值都大于1.0，在1.004～1.097之間，略微偏于不安全，但變異系數(shù)小，計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定.

(3)提出的分布模型的均值為1.039，比北美規(guī)范公式和歐洲規(guī)范公式都小，比我國(guó)規(guī)范公式大，說明該分布模型是可行的.在缺乏各部位材性試驗(yàn)數(shù)據(jù)情況下，只需知道母材屈服強(qiáng)度就可依據(jù)該模型計(jì)算構(gòu)件全截面屈服強(qiáng)度，且精度與規(guī)范公式計(jì)算相當(dāng).

(4)在各國(guó)規(guī)范中，我國(guó)規(guī)范的計(jì)算結(jié)果均值最小，為1.004，且離散系數(shù)也小，適用性最好.

4 結(jié)論

對(duì)5種冷彎槽鋼截面的各部位進(jìn)行了材性拉伸試驗(yàn)，并完成了5根對(duì)應(yīng)截面的短柱軸心受壓試驗(yàn).將試驗(yàn)結(jié)果與文中提出的屈服強(qiáng)度分布模型、現(xiàn)行各國(guó)規(guī)范中的公式計(jì)算結(jié)果分別進(jìn)行了對(duì)比，得到以下主要結(jié)論：

(1)平板部位屈服強(qiáng)度與母材的比值在1.01～1.15間變化，比值變化幅度不大，說明平板部分強(qiáng)化程度不高；彎角屈服強(qiáng)度與母材的比值在1.42～1.65間變化，強(qiáng)化程度遠(yuǎn)高于平板部位.

(2)板件的寬厚比影響短柱試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的形狀：寬厚比小者，達(dá)到峰值荷載后下降較慢，臨近破壞時(shí)構(gòu)件的軸向位移大，延性好；寬厚比大者，局部屈曲明顯，荷載峰值后下降較快，延性差.

(3)短柱全截面屈服強(qiáng)度較母材的屈服強(qiáng)度提高值在2.8%～10.2%之間，說明在冷彎厚壁型鋼中，適當(dāng)考慮冷彎強(qiáng)化效應(yīng)引起的屈服強(qiáng)度提高具有一定合理性.

(4)提出的屈服強(qiáng)度分布模型計(jì)算結(jié)果與短柱試驗(yàn)結(jié)果的比值均值為1.039，兩者接近，說明該分布模型合理可行.

(5)各國(guó)規(guī)范用于計(jì)算冷彎厚壁型鋼考慮冷彎效應(yīng)影響的等效屈服強(qiáng)度時(shí)，所得結(jié)果與試驗(yàn)值之比的均值都略大于1.0.其中，我國(guó)規(guī)范計(jì)算結(jié)果均值最小，為1.004，可用于厚壁卷邊槽形型鋼計(jì)算.

需指出，目前關(guān)于開口冷彎厚壁型鋼的試驗(yàn)數(shù)據(jù)相對(duì)較少，今后宜在不同開口截面形式、截面尺寸、強(qiáng)度等級(jí)的開口冷彎厚壁型鋼上補(bǔ)充更多的相應(yīng)試驗(yàn)，進(jìn)一步驗(yàn)證目前規(guī)范公式對(duì)各類開口冷彎厚壁型鋼的適用性和準(zhǔn)確性以及本文提出的屈服強(qiáng)度分布模型的合理性.

[1] 南晶晶, 凌利改, 田國(guó)平. 冷彎型鋼在國(guó)內(nèi)外的發(fā)展及其在建筑結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用 [J]. 水利與建筑工程學(xué)報(bào), 2009, 7(2): 117.

NAN Jingjing, LING Ligai, TIAN Guoping. Development of cold bending steel at home and abroad and its application in construction [J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering, 2009, 7(2): 117.

[2] 何保康, 李風(fēng), 丁國(guó)良. 冷彎型鋼在房屋建筑中的應(yīng)用與發(fā)展 [J]. 焊管, 2002, 25(5): 8.

HE Baokang, LI Feng, DING Guoliang. Application and development of cold bend section steel in house building [J]. Welded Pipe and Tube, 2002, 25(5): 8.

[3] 陳雪庭, 張中權(quán). 冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件 [M]. 北京: 中國(guó)鐵道出版社, 1990.

CHEN Xueting, ZHANG Zhongquan. Cold-formed thin-walled steel structures [M]. Beijing: China Railway Publishing House, 1990.

[4] American Iron and Steel Institute. Specification for the design of light gage steel structural members [S]. New York: American Iron and Steel Institute, 1968.

[5] Yu Weiwen, Liu Victor A S, McKinney William M. Structural behavior and design of thick, cold-formed steel members [C]∥Second Specialty Conference on Cold-Formed Steel Structure. Saint Louis: Department of Civil Engineering University of Missouri-Rolla, 1973: 25-52.

[6] 王莉萍. 厚壁冷彎型鋼冷彎效應(yīng)研究 [D]. 上海: 同濟(jì)大學(xué), 2011.

WANG Liping. Experimental investigation on cold-forming effect of thick-walled steel sections [D]. Shanghai: Tongji University, 2011.

[7] 溫東輝. 冷彎厚壁鋼管壓彎構(gòu)件抗震性能研究 [D]. 上海: 同濟(jì)大學(xué), 2014.

WEN Donghui. Research on seismic performance of cold-formed thick-walled steel tubular beam-columns [D]. Shanghai: Tongji University, 2014.

[8] 郭耀杰, 朱愛珠. 冷彎厚壁型鋼冷彎效應(yīng)試驗(yàn)研究 [J]. 鋼結(jié)構(gòu), 2004(增刊): 205.

GUO Yaojie, ZHU Aizhu. Experimental investigation on cold-forming effect of thick-walled steel [J]. Steel Construction, 2004(Suppl): 205.

[9] 李黎明, 姜忻良, 陳志華, 等. 冷彎厚壁型鋼鋼管冷作硬化效應(yīng) [J]. 天津大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 41 (1): 85.

LI Liming, JIANG Xinliang, CHEN Zhihua,etal. Strain hardening of thick-walled cold formed steel tube [J]. Journal of Tianjin University, 2008, 41 (1): 85.

[10] 胡盛德, 李立新, 周家林. 冷彎厚壁矩形型鋼管冷彎效應(yīng) [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2011, 32 (6): 76.

HU Shengde, LI Lixin, ZHOU Jialin. Strain hardening of thick-walled cold formed steel rectangular hollow section [J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(6): 76.

[11] 胡盛德, 劉勇, 賈余超, 等. 厚壁型鋼冷彎應(yīng)力分析 [J]. 武漢科技大學(xué)學(xué)報(bào), 2012, 35(3): 174.

HU Shengde, LIU Yong, JIA Yuchao,etal. Stress analysis of thick-wall cold-bent profiled steel [J]. Journal of Wuhan University of Science and Technology, 2012, 35(3): 174.

[12] 李元齊, 李功文, 沈祖炎, 等. 冷彎厚壁型鋼考慮冷彎效應(yīng)的屈服強(qiáng)度計(jì)算方法研究 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2015, 36(5): 1.

LI Yuanqi, LI Gongwen, SHEN Zuyan,etal. Modification method for yield strength of cold-formed thick-walled steel sections considering cold-forming effect [J]. Journal of Building Structures, 2015, 36(5): 1.

[13] 李元齊, 李功文, 沈祖炎, 等. 冷彎厚壁型鋼軸壓構(gòu)件設(shè)計(jì)可靠度分析 [J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2015, 36(5): 8.

LI Yuanqi, LI Gongwen, SHEN Zuyan,etal. Design reliability analysis of cold-formed thick-walled steel members under axial compression [J]. Journal of Building Structures, 2015, 36(5): 8.

[14] 韓軍科, 楊風(fēng)利, 楊靖波, 等. 厚壁冷彎型鋼冷彎效應(yīng)試驗(yàn)研究和分析 [J]. 建筑結(jié)構(gòu), 2010, 40(增刊): 200.

HAN Junke, YANG Fengli, YANG Jingbo,etal. Experimental study and analysis on effect of cold-formed procedures to cold-formed thick-walled steel members [J]. Building Structure, 2010, 40(Suppl): 200.

[15] 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部. GB 50018—2002冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范 [S]. 北京: 中國(guó)計(jì)劃出版社, 2002.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. GB 50018—2002 Technical code of cold-formed thin-wall steel structures [S]. Beijing: China Planning Press, 2002.

[16] 中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會(huì). GB/T 228.1—2010金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分: 室溫試驗(yàn)方法 [S]. 北京: 中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2010.

Standardization Administration of the People’s Republic of China. GB/T 228.1—2010 Metallic materials-tensile testing Part 1: Method of test at room temperature [S]. Beijing: China Standard Press, 2010.

[17] Afshan S, Rossi B, Gardner L. Strength enhancements in cold-formed structural sections-Part I: Material testing [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 83(4): 177.

[18] 中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部. GB 50011—2010 建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范 [S]. 北京: 中國(guó)建筑工業(yè)出版社, 2010.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. GB 50011—2010 Code for seismic design of buildings [S]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010.

[19] American Iron and Steel Institute. AISI S100—2012 Specification for the design of cold-formed steel structural members [S]. Washington D C: American Iron and Steel Institute, 2012.

[20] Britain Standard Institute. BS EN 1993-1-6: 2006 Eurocode 3: Design of steel structures [S]. London: Britain Standards Institute, 2006.

Experimental Study on Cold-forming Effect of Cold-formed Thick-walled Steel with Lipped Channel Sections

FUXiaochao,LIYuanqi,SHENZuyan

(College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

In order to investigate the cold-forming effect on yield strength distribution of cold-formed thick-walled steel with open section, coupon test and axial compression test were carried out. Firstly, 5 types of cold-formed lipped channel sections with thickness of 3, 8, 12 and 16mm, and two yield strength grades of Q235, Q345 were chosen to conduct coupon test for the web, flange, curling, corner parts, respectively, and a corresponding distribution model for the yield strength distribution of cold-formed thick-walled steel with lipped channel section was put forward. Then, the axial compression tests of 5 stub columns with the same section as the coupon test were carried out for further investigation on the cold-forming effect. Finally, the results of stub column test, the results based on the proposed yield strength distribution model, and the results based on the related codes in various countries were compared. It is shown that, the yield strength distribution of cold-formed thick-walled steel with open section is greatly influenced by the cold-forming effect, and mainly depends on the width to thickness ratio of the plate involved; the estimation based on the proposed yield strength distribution model is close to that based on of the codes in various countries, as well as the test results, although the latest is slightly larger. Moreover, among them, the results based on the Chinese code, GB 50018—2002, is closest to the experimental values with smallest variation coefficient, which means a best applicability.

cold-formed; thick-walled; channel steel; cold-forming effect; stub column; yield strength

2016-07-04

國(guó)家自然科學(xué)基金(51538002，51178330)

付小超(1983— )，男，博士生，主要研究方向?yàn)槔鋸澬弯摻Y(jié)構(gòu)抗震性能.E-mail: fxc-nc@163.com

李元齊(1971—)，男，教授，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)槔鋸澬弯摻Y(jié)構(gòu)及大跨空間結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理論.E-mail: liyq@#edu.cn

TU392.1

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