薄壁焊縫SAWH鋼管局部屈曲與受彎承載力

劉俊志， 馬兆芳， 羅云耀

(1. 北京理工大學(xué)珠海學(xué)院 數(shù)理與土木工程學(xué)院， 廣東 珠海 519085；2. 中國建筑海外事業(yè)部新加坡南洋發(fā)展公司， 新加坡 S089315)

薄壁鋼管屈曲破壞行為已被研究多年。隨著世界經(jīng)濟與工業(yè)的飛速發(fā)展，對大口徑、薄壁化管道的需求不斷提高，以“西氣東輸”為代表的工程對大口徑薄壁鋼管需求不斷加大。與直焊縫鋼管相比，螺旋焊縫管因其較低的生產(chǎn)成本、產(chǎn)能，但相對較高強度及結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，在大口徑鋼管應(yīng)用行業(yè)領(lǐng)域已引起高度關(guān)注，并將成為新常態(tài)。螺旋焊縫管應(yīng)用尺寸范圍大，介于864×10 mm 與2997×25 mm 之間[1]，能高效滿足對大口徑管道的應(yīng)用需求。與直焊縫管(縱向焊縫)相比，國內(nèi)外關(guān)于螺旋焊縫管的局部屈曲及彎曲性能研究極其有限，如結(jié)構(gòu)受彎性能、影響因素、局部特征焊縫(如環(huán)焊縫、鋼帶接頭焊縫等)對結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響等。

螺旋焊縫管是應(yīng)用于樁板擋土墻的重要承重構(gòu)件。在土壓力、水壓力及黏土壓力作用下，豎向荷載通過鋼板傳遞給樁管，鋼管主要受到彎曲變形作用，受壓彎為主?？紤]設(shè)計的經(jīng)濟性，具有較高徑厚比，大口徑鋼管截面更加開展、經(jīng)濟，能更好的應(yīng)用于混凝土鋼管復(fù)合結(jié)構(gòu)構(gòu)件[2]。然而隨著徑厚比的增加，不可避免地，會在彎曲大變形下出現(xiàn)局部失穩(wěn)，導(dǎo)致鋼管樁承載力降低，結(jié)構(gòu)延性變差，最終引起整體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，甚至造成土體滑坡等工程事故。螺旋焊縫管在受彎曲荷載作用過程中的屈曲性能對結(jié)構(gòu)設(shè)計與應(yīng)用具有重要的理論價值和應(yīng)用意義。

近年來，越來越多基于“以應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計”代替?zhèn)鹘y(tǒng)的“以應(yīng)力標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計”的研究已在各國逐步開展，我國目前處于落后階段。目前國內(nèi)大口徑及大徑厚比圓鋼管的抗彎性能試驗研究僅限于直焊縫管，且口徑較小。國外鋼管局部屈曲的研究仍然局限于比較低的口徑，同樣局限于傳統(tǒng)的直焊縫管。盡管Van[3], Murphey[4], Sorenson[5]等將鋼管的徑厚比提高至115左右，但局限于直焊縫管與無縫焊管兩種工藝的焊管。我國現(xiàn)有GB 50017-2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[6]只給出了不考慮圓鋼管軸壓局部屈曲時的臨界徑厚比控制比值100，未給出關(guān)于壓彎、純彎受力的臨界徑厚比，也未給出圓形鋼管的受彎承載力設(shè)計計算方法，過于保守粗糙。歐洲規(guī)范BS EN 1993-5: 2007《Eurocode 3—Design of Steel Structures—Part 5: Piling》[7]給出了圓鋼管受彎過程中的承載力計算及截面分類，然而對初始缺陷的影響給出過量削減，過于保守。

1 “四點受彎”試驗

1.1 試驗設(shè)計與試件制作

試驗采用四點受彎機制，中間用鉸支座固定鋼管并限制中間支座位移，通過控制鋼管兩端的位移荷載，形成“四點純彎”。根據(jù)API-5L行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)[8]設(shè)計制作了13個螺旋焊縫鋼管2個直埋弧焊管，并按照GB/T 2975-1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗取樣位置及試樣制備》[9]的規(guī)定取樣制作標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件，鋼材的力學(xué)性能以及試件具體參數(shù)見表1。力臂荷載最大加載3500 kN，鋼管受力對稱(圖1)。以位移控制的荷載通過鋼管上的固定鋼圈傳遞給鋼管，鋼圈具有與鋼管相同的厚度。試驗發(fā)現(xiàn)，左側(cè)鋼圈有微小向內(nèi)縮緊；而右側(cè)鋼圈有適量的開口現(xiàn)象。鋼圈的變形會引起鋼管橢化變形，觀察到局部屈曲破壞的位置始終位于離支座處大概4倍直徑的距離，局部橢化對結(jié)構(gòu)抗彎性的影響極其有限，故可以忽略。在中間支座處，為避免因支座處的應(yīng)力集中而引起局部屈曲，通過分別設(shè)置鋼圈來分散相對集中的荷載，其機制原理見圖2，通過螺栓與水平分配梁的連接來傳遞荷載。分配梁通過鉸接的方式與地面支撐結(jié)構(gòu)相連，從而能夠?qū)崿F(xiàn)豎直面最大限度的自由轉(zhuǎn)動。曲率作為衡量鋼管變形的參量，也是研究基于應(yīng)變設(shè)計的重要參數(shù)[10]。在鋼管的純彎段設(shè)置三個局部曲率位移測量計，并在較大范圍內(nèi)設(shè)置橫跨三個局部曲率位移測量托架的大跨度曲率測量位移計。局部曲率分別定義為曲率1、曲率2、曲率3。大跨度總體曲率定義為總曲率。通過計算鋼管抬升過程中四個支座處的位移可以計算出平均曲率，定義為平均曲率(圖3)。通過三維激光跟蹤儀對鋼管表面進(jìn)行定位，軸向連續(xù)測量，環(huán)向每隔45°進(jìn)行數(shù)據(jù)點的采集；同時用激光跟蹤儀對管內(nèi)部進(jìn)行測量(圖4)。測量初始幾何缺陷，包括：壁厚變化、鋼管外表面高度變化波動，從而獲得螺旋焊縫管的初始缺陷特征。同時在鋼管的壓拉面設(shè)置應(yīng)變計來測量鋼管應(yīng)變變化并在中性軸處設(shè)置應(yīng)變測量托架記錄鋼管橢化的情況。比較典型的螺旋焊縫初始缺陷模式測量結(jié)果見圖5。由圖5可知，薄殼結(jié)構(gòu)對初始幾何缺陷較為敏感，螺旋焊縫工藝會形成規(guī)律性的波浪型初始幾何缺陷。對接焊縫特征見圖6。從圖6可以觀察到測量范圍內(nèi)規(guī)律性出現(xiàn)峰值，定位螺旋焊縫的位置，并記錄鋼管加工輥軸造成鋼管表面厚度規(guī)律性波浪變化的特征位置。

表1試樣及具體參數(shù)

管編號D×t/mmD/t加工成型局部特征焊縫等級屈服強度/MPa泊松比υ楊氏模量E/MPa鋼管11066×16.465.1螺旋焊縫無X705400.3205000鋼管21067×9.0118.3螺旋焊縫無X604900.3205000鋼管31069×9.0118.7螺旋焊縫GWX604150.3205000鋼管41065×9.2116.2螺旋焊縫無X604200.3205000鋼管51070×9.0118.4螺旋焊縫無X524000.3205000鋼管61066×16.365.3螺旋焊縫CCWX705190.3205000鋼管71068×16.365.4螺旋焊縫GW/CCWX705750.3205000鋼管81068×9.1117.4螺旋焊縫無X604350.3205000鋼管91069×16.365.4螺旋焊縫無X705700.3205000鋼管101070×13.181.6螺旋焊縫GW/CCWX605250.3205000鋼管111068×12.982.8螺旋焊縫無X523630.3205000鋼管121069×9.1117.1螺旋焊縫GW/CCWX604300.3205000鋼管131070×9.2116.3螺旋焊縫GWX604450.3205000鋼管141068×9.8108.8直埋焊縫無X605250.3205000鋼管151070×14.872.3直埋焊縫無X705350.3205000

注：GW表示環(huán)焊縫；CCW表示鋼帶對頭焊縫；t為壁厚；D為鋼管直徑，D=(D1+D2)/2，D1為鋼管外徑，D2為鋼管內(nèi)徑

圖1 四點受彎試驗試驗設(shè)置/mm

圖2 四點受彎試驗中間支座的設(shè)置

圖3 四點受彎試驗曲率及橢化測量機制/mm

圖4 四點受彎試驗初始幾何缺陷的測量

圖5 鋼管11局部屈曲位置

圖6 鋼管3局部屈曲與環(huán)形焊縫位置

1.2 加載方案

荷載通過分級加載實現(xiàn)，從彈性階段傳感器為0 kN時開始加載，以0.2 mm/s的速度逐級加載，以每級10 mm開始分步加載直到70 mm(取決于鋼管強度及焊縫初始幾何缺陷特征)的位移荷載施加完成，開始轉(zhuǎn)換為以5 mm為一級，以相同的速度進(jìn)行分級加載。局部屈曲發(fā)生后，液壓力臂繼續(xù)抬升鋼管兩端，變形繼續(xù)，試驗總時長大約6 h。試驗通過荷載傳感器輸出的荷載值和位置數(shù)據(jù)可以得到荷載-位移曲線。靜態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)收集記錄應(yīng)變計以及中性軸處的橢化情況，個別鋼管在張拉與壓縮試驗的對比中表現(xiàn)出包辛格效應(yīng)，在模擬中應(yīng)予以注意。

2 試驗現(xiàn)象與討論

試驗螺旋焊縫管包含兩種不同“局部特征焊縫”，即對接焊縫(環(huán)形焊縫)與鋼帶對頭焊縫。這兩種“局部特征焊縫”(以下簡稱“特征焊縫”)對鋼管局部屈曲抗彎性能的影響體現(xiàn)在許多方面。鋼管1,2,8,11均未包含特征焊縫，局部屈曲發(fā)生在波浪模式凹凸缺陷處，遠(yuǎn)離螺旋焊縫(圖5)。鋼管3,10,13在特征焊縫處發(fā)生屈曲，其中鋼管10與13同時具有兩種特征焊縫，鋼管6在鋼帶對頭焊縫處發(fā)生局部屈曲。雖然鋼管12同時包含兩種不同缺陷，但局部屈曲仍然發(fā)生在生產(chǎn)加工引起的規(guī)律性凹凸缺陷處(圖7)。鋼管14與15是直焊縫管SAWL，因其工藝與螺旋焊縫管不同，未出現(xiàn)規(guī)律性的表面凹凸變化，也未出現(xiàn)輥軸壓制的痕跡，在表面的凹陷缺陷處隨機發(fā)生局部屈曲。螺旋焊縫初始缺陷不是局部屈曲破壞的決定性因素，也非必要條件。

圖7 鋼管12局部屈曲與局部特征焊縫位置

2.1 邊界變化

初始“特征焊縫”將鋼管表面區(qū)域分隔成具有不同材料特性以及厚度變化的兩部分。以含有兩種類型“特征缺陷”的鋼管10為例，與環(huán)形焊縫缺陷相比，鋼帶對頭焊縫分隔的兩邊區(qū)域未出現(xiàn)明顯的厚度變化；在環(huán)形焊縫的兩邊區(qū)域，厚度發(fā)生較大變化，焊縫兩側(cè)表面厚度有4%左右的變化，屈服強度有34%的變化；厚度變化引起剛度的變化，引入額外平面內(nèi)彎矩，導(dǎo)致抵抗力削弱；也從側(cè)面給出理由和預(yù)期，局部屈曲會更大概率發(fā)生在特征焊縫缺陷處；通常地，屈曲發(fā)生在較低強度或厚度較薄的一側(cè)；較低剛度導(dǎo)致曲率的局部集中，從而引起局部屈曲破壞。鋼管12的局部屈曲未發(fā)生在焊縫缺陷處，對此現(xiàn)象的解釋是由于較強的一側(cè)具有較高剛度，從而支撐臨近焊縫的另一弱側(cè)，使弱側(cè)出現(xiàn)抗彎剛度加強。

2.2 焊縫強化

焊縫除了作為會引起局部屈曲的初始幾何缺陷，還具有某種程度上的強化作用。焊縫的埋弧覆蓋層使局部焊縫處厚度增加，抗彎剛度隨之增加，從而提高管壁的屈曲抗彎性能。加強情況與加強肋板類似，是鋼管12局部屈曲未發(fā)生在焊縫缺陷的第二種解釋。

2.3 破壞形式與徑厚比的關(guān)系

由于篇幅限制，只通過對比1、2號鋼管進(jìn)行說明?？梢园l(fā)現(xiàn)，徑厚比較低的鋼管1(D/t= 65.1)，在鋼管進(jìn)入彈性階段之后表現(xiàn)出較強的塑性變形能力，即將到達(dá)臨界彎矩時，彎矩接近全塑性彎矩，局部屈曲破壞出現(xiàn)較均勻厚實的凹凸鼓曲。鋼管2(D/t= 118.3)具有較大徑厚比，局部屈曲破壞出現(xiàn)嚴(yán)重的壓曲褶皺、不規(guī)則不均勻凹陷褶皺紋理，構(gòu)件塑性及延性急劇降低，在到達(dá)屈服彎矩之前就已經(jīng)發(fā)生局部屈曲，變形能力差，屈曲破壞對比見圖8 。

圖8 鋼管屈曲抗彎與徑厚比關(guān)系

2.4 彎矩-曲率關(guān)系

3 有限元模型模擬分析與邊界簡化

通過ABAQUS建立有限元模型，鋼管屬于薄殼結(jié)構(gòu)，采用shell殼單元，計算單元采用S4R單元15個截面積分點的辛普森積分[11]。管長16500 mm，為實現(xiàn)鋼管在壓彎過程中支座處自由橢化變形，在中間支座處用連續(xù)分布耦合模擬固定鋼管的鋼圈，以實現(xiàn)相對位移(圖10)。在鋼管兩端施加位移控制的邊界條件，在垂直平面內(nèi)提拉。通過收斂性分析單元網(wǎng)格尺寸控制在25 mm，考慮材料塑性硬化以及大變形，分析方法采用修正Riks算法，矩陣迭代采用完全Newton-Raphson方法，對模型進(jìn)行非線性屈曲分析[12]。本文提出的有限元三維模型，要控制好邊界條件，滿足6個自由度的平衡，避免結(jié)構(gòu)分析不收斂或出現(xiàn)奇異解。鋼管在受彎過程中，為避免支座效應(yīng)(開張或閉合)產(chǎn)生反向作用力(作用機理見圖11)引起局部橢化而導(dǎo)致鋼管的承載力降低,通過調(diào)整支座固定鋼圈的方向，最大程度減小鋼管橢化影響。在有限元模擬中，如何模擬符合支座實際物理邊界條件是需要解決的重點問題(圖12)。

圖9 鋼管延性系數(shù)與徑厚比、截面長細(xì)比的關(guān)系

圖10 有限元模型以及連續(xù)分布耦合的應(yīng)用

圖11 支座效應(yīng)機制

圖12 有限元模型荷載效應(yīng)機制

通過線性回歸分析(圖13，14)可以得知有限元數(shù)值預(yù)測的模擬值能夠與試驗值高度擬合，該數(shù)值模型具有較高準(zhǔn)確性，為參數(shù)分析提供了高效準(zhǔn)確的數(shù)值模擬工具。

圖13 有限元模擬最大彎矩與試驗數(shù)據(jù)線性回歸

圖14 有限元模擬臨界曲率與實驗數(shù)據(jù)線性回歸

4 參數(shù)分析

前文利用 ABAQUS 有限元軟件建立大徑厚比螺旋焊縫鋼管的數(shù)值模型。在此基礎(chǔ)上，本章對大徑厚比的螺旋焊縫管進(jìn)行參數(shù)分析，主要考慮初始幾何缺陷、徑厚比、殘余應(yīng)力以及鋼材的屈服強度等參數(shù)的影響。

4.1 初始缺陷的影響

初始幾何缺陷對螺旋焊縫鋼管的受彎及變形性能的影響見圖15，16，1號鋼管(D/t= 65)，屈服強度fy=540 MPa，鋼管外徑為1066 mm；2號鋼管(D/t=118), 厚度t= 9 mm，屈服強度fy=390 MPa，外徑為1067 mm，考慮屈服平臺為應(yīng)變1.5%, 考慮殘余應(yīng)力。圖15，16可以看出，鋼管的抗彎強度、變形能力對初始缺陷非常敏感。1號鋼管具有較強的塑性變形能力。初始缺陷/厚度值小于0.1時，最大彎矩超過95%全塑性彎矩Mp，遠(yuǎn)大于屈服彎矩。屈服彎矩為名義全塑性彎矩的78.6%左右。其中ky為名義屈服彎矩My對應(yīng)曲率。定義臨界曲率為最大彎矩對應(yīng)曲率，對于較大初始缺陷，隨著缺陷幅值的增加，最大彎矩與應(yīng)變變形能力顯著下降。管壁較薄的2號鋼管在初始缺陷變化的所有情況中，最大彎矩承載力全部低于全塑性彎矩的90%。當(dāng)初始缺陷取最小值(初始缺陷/鋼管厚度=0.1)時，最大彎矩僅達(dá)到全塑性彎矩的86%；初始缺陷幅值繼續(xù)增大，最大彎矩遠(yuǎn)小于全塑性彎矩；從彎矩-曲率圖可以看出，管壁較薄的鋼管塑性變形能力極其有限。無量綱化曲率隨初始幾何缺陷的增加以近似對數(shù)的關(guān)系減小，變形能力對初始缺陷非常敏感(圖17)。無量綱化彎矩與初始缺陷的變化近似呈線性關(guān)系(圖18)。隨著初始缺陷的增加，鋼管的受彎能力隨著初始缺陷的增加而減小，說明鋼管的受彎能力與初始幾何缺陷有較大的關(guān)系，要盡量減小鋼管在制作運輸安裝過程中由加工車間以及人工搬運過程中造成鋼管較大的幾何缺陷而影響受彎能力。

圖15 鋼管D/t = 65, X70無量綱化彎矩-曲率關(guān)于初始缺陷的M-k圖

圖16 鋼管D/t = 118，X60無量綱化彎矩-曲率關(guān)于初始缺陷的M-k圖

圖17 無量綱化曲率與初始缺陷關(guān)系曲線

圖18 無量綱化彎矩與初始幾何缺陷關(guān)系曲線

4.2 殘余應(yīng)力的影響

通過比較螺旋焊縫鋼管在有、無殘余應(yīng)力兩種狀態(tài)下的彎矩-曲率圖(圖19，20)發(fā)現(xiàn)：當(dāng)螺旋焊縫管具有殘余應(yīng)力時，其變形曲率大于無殘余應(yīng)力的鋼管，在加載初期彈性末端，剛度存在一定程度的局部削弱，造成這樣現(xiàn)象的原因可能是，受壓區(qū)的殘余壓應(yīng)力導(dǎo)致了鋼管屈服滯后，較晚出現(xiàn)彎曲剛度失效，抗彎抵抗力未出現(xiàn)明顯變化。對于螺旋焊縫工藝生產(chǎn)的鋼管在某種程度上受益于殘余應(yīng)力。

圖19 無量綱化彎矩與無量綱化曲率關(guān)于殘余應(yīng)力的M-k圖 (D/t = 67, X70)

圖20 無量綱化彎矩與無量綱化曲率關(guān)于殘余應(yīng)力的M-k圖 (D/t = 119, X60)

4.3 徑厚比D/t的影響

本節(jié)討論鋼管的抗彎及變形能力隨徑厚比變化的趨勢。圖21，22是直徑為1068 mm，屈服強度為340 Mpa，初始缺陷/厚度=0.036，考慮殘余應(yīng)力的鋼管在不同徑厚比時的彎矩-曲率圖、無量鋼化彎矩-曲率圖。當(dāng)徑厚比D/t提高時，變形能力及轉(zhuǎn)動能力顯著下降；具有相同初始幾何缺陷、屈服強度的鋼管隨著徑厚比增加，峰值承載力、跨中撓度、延性、截面變形能力和相對轉(zhuǎn)動能力均降低。從圖23可以看出，隨著徑厚比D/t的增加，鋼管變形能力急劇減小，無量綱化曲率與徑厚比的關(guān)系近似呈冪函數(shù)關(guān)系。屈服強度較低的鋼管下降趨勢略大于強度較高的鋼管。鋼管抗彎性能隨著徑厚比的增加而減小(圖24)。無量綱化彎矩與徑厚比的關(guān)系近似為線性關(guān)系。隨著徑厚比增加，鋼管跨中受彎能力減小。在生產(chǎn)中，可以根據(jù)設(shè)計及需要通過控制徑厚比這一變量來滿足強度及變形的需要。

圖21 彎矩-曲率關(guān)系曲線

圖22 無量綱化彎矩-曲率關(guān)系曲線

圖23 無量綱曲率與徑厚比關(guān)系曲線

圖24 無量綱化彎矩與徑厚比關(guān)系曲線

4.4 屈曲破壞形式與徑厚比D/t的關(guān)系

超大口徑螺旋焊縫鋼管SAWH以及直焊縫鋼管SAWL的局部屈曲破壞形式與鋼管的徑厚比有較大的關(guān)系。

有限元數(shù)值模擬鋼管局部屈曲破壞形式 (圖25，26)。四根鋼管具有相同屈服強度、口徑、初始幾何缺陷，徑厚比分別為65， 66， 116， 118。具有較小徑厚比的鋼管，屈曲破壞模式呈向內(nèi)凹陷破壞或鼓曲破壞，由鋼管中央?yún)^(qū)域一部分較寬的主屈曲及鋼管受彎平面內(nèi)主屈曲兩端的副屈曲組成(圖26a，26b)，具有較好的塑性及較好的變形能力，跨中截面最大彎矩接近全塑性彎矩，局部屈曲限制了鋼管受彎形變的進(jìn)一步變形能力，未能在跨中形成塑性鉸。對于具有較高徑厚比的鋼管，局部屈曲的破壞模式呈向內(nèi)的凹陷褶皺模式，破壞較銳利，局部屈曲破壞波長較短，除了兩邊的副屈曲，還有額外的第三屈曲區(qū)域(圖26c，26d)，變形能力較差。當(dāng)跨中截面出現(xiàn)局部彎矩集中，應(yīng)力高度集中，受彎到最大極限時，受局部屈曲破壞影響，承載力急劇下降，體現(xiàn)出較差的變形能力、延性。有限元的破壞模式與試驗屈曲破壞良好的吻合。

圖25 屈曲破壞模式(水平投影)

圖26 屈曲破壞模式(軸測投影)

4.5 材料屈服強度fy的影響

通過控制初始幾何缺陷變量(分別為0.01，0.05，0.1，0.15，0.2五個初始缺陷幅值)，無量綱化曲率與鋼管屈服強度的關(guān)系曲線見圖27?？梢钥闯?，鋼管變形能力隨屈服強度的增加而降低，近似為冪函數(shù)的關(guān)系。對于較低徑厚比的厚鋼管影響較大。

圖27 無量綱化曲率與屈服強度關(guān)系曲線

無量綱化彎矩與屈服強度的關(guān)系曲線見圖28，從圖28可知，鋼管抗彎變形能力隨屈服強度的增加而有所降低，無量綱化彎矩與鋼材屈服強度的關(guān)系近似為線性關(guān)系。

圖28 無量綱化彎矩與屈服強度關(guān)系曲線

5 結(jié) 論

本文介紹了超大口徑，大徑厚比的螺旋焊縫及長直焊縫鋼管的四點受彎試驗方案及加載機制，對13根大直徑螺旋焊縫管、2根直焊縫管進(jìn)行了研究。討論了邊界條件、幾何參數(shù)等對試驗結(jié)果的影響。同時介紹了有限元模型的建立與工作機制，通過借助有限元軟件建立數(shù)值模型分析15根鋼管來研究材料、幾何等參數(shù)對鋼管抗彎性能的影響。得出以下結(jié)論：

(1)所有鋼管都是由局部屈曲破壞引起的失穩(wěn)。通過參數(shù)分析，鋼管的最大彎矩承載力與徑厚比有極大的關(guān)系。管壁較薄、徑厚比較高的鋼管屈曲破壞更加突然，塑性變形能力有限，最大抗彎承載力略高于屈服彎矩，遠(yuǎn)低于全塑性彎矩。相反地，徑厚比較低，管壁較厚的鋼管具有極強的塑性變形能力，局部屈曲破壞比較平緩，有漸進(jìn)的過程。

(2)鋼管變形能力以及彎矩承載力與初始幾何缺陷有極大的關(guān)系。隨著初始幾何缺陷的增加，鋼管變形曲率與抗彎承載力迅速降低。降低幅度與徑厚比有較大關(guān)系，對于徑厚比較大的鋼管，在生產(chǎn)、預(yù)制及應(yīng)用過程中要加強對初始幾何缺陷的控制。

(3)通過對比，有殘余應(yīng)力的鋼管變形能力優(yōu)于無殘余應(yīng)力的鋼管。在螺旋焊縫管的屈曲破壞中，屈曲破壞位置與預(yù)期判斷孑然相反，局部屈曲并未發(fā)生在邊界條件發(fā)生變化的螺旋焊縫處，說明螺旋焊縫對鋼管局部屈曲破壞的位置并沒有決定性的作用及影響，局部抗彎承載力與直焊縫管表現(xiàn)無較大差別。

(4)鋼管材料性能對鋼管的抗彎承載力有較大的影響。鋼管的均一化曲率與均一化彎矩隨著屈服強度的提高而降低。屈服強度越高的鋼管，最大跨中彎矩也越大，但臨界曲率卻越小。

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