腹板開矩形孔冷彎薄壁型鋼卷邊槽形截面柱畸變屈曲性能與設(shè)計(jì)

郭彥利，胡鵬文，姚行友，2

(南昌工程學(xué)院 1.土木與建筑工程學(xué)院；2.江西省水利土木工程基礎(chǔ)設(shè)施安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌 330099)

冷彎薄壁型鋼由于其截面形式多樣、成型方便、壁薄且強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，在建筑領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。在實(shí)際工程中，為了方便電線、上下水等管道設(shè)施的布置，常在構(gòu)件腹板處設(shè)置孔洞。由于孔洞的存在，構(gòu)件剛度和穩(wěn)定承載力均有一定降低。對(duì)于冷彎薄壁型鋼常用的卷邊槽形截面構(gòu)件，腹板開孔會(huì)降低腹板對(duì)相連翼緣的約束作用，使得此類截面更易發(fā)生畸變屈曲，且對(duì)其畸變屈曲性能和承載力有一定的影響。

目前針對(duì)冷彎薄壁型鋼構(gòu)件畸變屈曲的研究已較為成熟，基于Schafer[1-2]、姚行友[3-4]的相關(guān)研究，北美規(guī)范[5]、中國(guó)規(guī)范[6]分別給出了相應(yīng)的畸變屈曲承載力計(jì)算方法。隨著開孔構(gòu)件應(yīng)用的日益增多，部分學(xué)者開始對(duì)開孔構(gòu)件畸變屈曲性能和設(shè)計(jì)方法進(jìn)行研究。周金將[7]等提出利用等效模量法計(jì)算冷彎薄壁開孔槽形截面構(gòu)件的彈性屈曲應(yīng)力。姚永紅[8]等對(duì)腹板開孔且中間加勁的冷彎薄壁卷邊槽鋼軸壓柱進(jìn)行了試驗(yàn)和有限元分析，表明開孔構(gòu)件更易發(fā)生畸變屈曲。鄭敦[9]等利用ANSYS有限元軟件對(duì)腹板開孔冷彎薄壁型卷邊槽鋼構(gòu)件畸變屈曲軸壓性能進(jìn)行了分析，討論了孔洞的橫縱向間距、孔寬和孔型等參數(shù)對(duì)畸變屈曲性能的影響。姚行友[10]等對(duì)腹板開圓孔軸壓構(gòu)件畸變屈曲性能進(jìn)行試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)開孔后構(gòu)件易發(fā)生畸變和局部相關(guān)屈曲，給出了折減有效寬度的承載力計(jì)算方法，同時(shí)通過有限元分析給出了腹板開圓孔軸壓構(gòu)件彈性畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)修正公式[11]。Moen和Schafer基于試驗(yàn)[12]和理論分析[13]，給出了腹板開孔冷彎薄壁型鋼軸壓構(gòu)件畸變屈曲承載力計(jì)算的直接強(qiáng)度法[14]。Yao[15]等在有限元分析的基礎(chǔ)上給出了腹板開孔冷彎薄壁型鋼軸壓構(gòu)件畸變屈曲承載力計(jì)算的修正直接強(qiáng)度法[16]。從腹板開孔冷彎薄壁型鋼畸變屈曲研究成果來看，目前對(duì)其研究還不夠深入，也只有北美規(guī)范給出了其承載力計(jì)算的直接強(qiáng)度法，還沒有針對(duì)其承載力計(jì)算的有效寬度法。

鑒于此，對(duì)不同開孔尺寸、不同截面的腹板開矩形孔冷彎薄壁卷邊槽鋼柱進(jìn)行了軸壓承載力試驗(yàn)，研究腹板開孔對(duì)于軸壓構(gòu)件畸變屈曲性能和承載力的影響。然后，采用 ABAQUS有限元程序?qū)υ嚰M(jìn)行了有限元分析，驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性和可行性。最后，在有限元分析基礎(chǔ)上給出腹板開單矩形孔和開多矩形孔時(shí)的畸變屈曲(部分加勁板件)穩(wěn)定系數(shù)的折減公式。最后，基于腹板開矩形孔冷彎薄壁卷邊槽鋼軸壓柱的試驗(yàn)和有限元分析給出其承載力建議計(jì)算方法。

1 腹板開矩形孔軸壓柱畸變屈曲試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

1.1.1 試件設(shè)計(jì)及材性

腹板開孔冷彎薄壁卷邊槽形截面軸壓試件采用LG550高強(qiáng)冷彎薄壁鍍鋁鋅鋼板冷彎成型。軸壓試件共44個(gè)，其中未開孔試件8個(gè)，開孔試件36個(gè)。試件長(zhǎng)度為500 mm和1 000 mm。矩形孔高Hh為0.2倍、0.4倍和0.6倍腹板高度，矩形孔長(zhǎng)Lh為孔高Hh的2倍。試件名義厚度為0.8 mm和1.0 mm。試件截面幾何參數(shù)及開孔情況如圖1所示，長(zhǎng)500 mm試件開一個(gè)矩形孔，長(zhǎng)1 000 mm試件開兩矩形孔，孔間距為300 mm。試件命名規(guī)則如C8008-10-RH41-1，其中C表示冷彎薄壁卷邊槽形截面構(gòu)件，80表示腹板高度h=80 mm，08表示板件厚度t=0.8 mm，10表示試件長(zhǎng)度L=1 000 mm，RH表示開矩形孔(NH未開孔)，41表示一個(gè)開孔孔高與腹板高之比為0.4的矩形孔，1表示相同截面試件序列。試件包括兩種截面C8008和C10010，其名義的腹板高度、翼緣寬度、卷邊寬度和厚度分別為80 mm、60 mm、10 mm、0.8 mm和100 mm、90 mm、10 mm、1 mm，試件實(shí)測(cè)尺寸見表1。

表1 試件實(shí)測(cè)尺寸 mm

試件采用LG550高強(qiáng)冷彎薄壁鍍鋁鋅鋼板冷彎成型，鋼板材性試驗(yàn)見文獻(xiàn)[17]。表2為材性試驗(yàn)所測(cè)得材料性能指標(biāo)的平均值。f0.2為名義屈服強(qiáng)度；fu為抗拉強(qiáng)度；E為彈性模量；εu為極限應(yīng)變。

表2 材料性能指標(biāo)平均值

1.1.2 初始缺陷

相關(guān)研究表明初始幾何缺陷對(duì)試件的極限承載力有一定的影響。因此在試驗(yàn)之前對(duì)各試件的初始幾何缺陷進(jìn)行了測(cè)量。采用電子千分表量測(cè)試件縱向初始缺陷如圖2所示，外凸變形為正，內(nèi)凹變形為負(fù)。所有試驗(yàn)試件測(cè)量了腹板的局部和翼緣的畸變初始缺陷，所有試件的初始缺陷最大值見表1。其中部分試件沿縱向各測(cè)點(diǎn)的初始幾何缺陷分布如圖3所示。由圖3可知，試件局部缺陷和畸變?nèi)毕莶]有明顯的規(guī)律，但其值均小于L/750。

圖2 初始缺陷測(cè)量

圖3 試件的初始缺陷

1.1.3 加載裝置和測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)加載采用50T自反力加載框架(圖4)。試驗(yàn)前采用銼刀把試件兩端銼平，之后直接置于試驗(yàn)的上下端板間，試件兩端類似固接。在試件中截面和中截面之上10cm處布置應(yīng)變片和位移計(jì)，各測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示。

圖4 試驗(yàn)加載裝置示意圖 圖5 測(cè)點(diǎn)布置

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1.2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

44個(gè)軸壓試件屈曲破壞模式如表3所示，表3中L表示局部屈曲，D表示畸變屈曲，L+D表示局部與畸變相關(guān)屈曲。

表3 腹板開矩形孔軸壓試件屈曲模式和承載力對(duì)比

由表3可知，對(duì)于截面C8008長(zhǎng)為500 mm的矩形孔試件均先出現(xiàn)局部屈曲(圖6a)，隨著荷載的增加，畸變屈曲隨后出現(xiàn)(圖6b)，最后試件發(fā)生局部和畸變的相關(guān)屈曲破壞(圖6c)。對(duì)于寬厚比較大的截面C10010長(zhǎng)為500 mm的矩形孔試件，隨著荷載的增加，試件翼緣先出現(xiàn)畸變屈曲(圖7a)，隨后翼緣向外擴(kuò)張?jiān)絹碓矫黠@，畸變屈曲變形越來越大(圖7b)，最后試件在翼緣較大變形處出現(xiàn)折屈，發(fā)生畸變屈曲破壞(圖7c)；對(duì)于截面C8008、C10010長(zhǎng)為1000 mm的開矩形孔試件，均是在試驗(yàn)開始加載后不久，試件腹板下部出現(xiàn)局部屈曲(圖8a)，隨著荷載繼續(xù)增加，翼緣開始出現(xiàn)畸變屈曲(圖8b)，最終試件發(fā)生局部畸變相關(guān)屈曲破壞(圖8c)。

圖6 試件C8008-05-RH41-1屈曲過程 圖7 試件C10010-05-RH61-1畸變屈曲過程

圖8 試件C8008-10-RH61-1屈曲過程

1.2.2 荷載-應(yīng)變曲線

不同開孔大小長(zhǎng)1 000 mm的截面C10010試件孔邊(4號(hào)點(diǎn))荷載-應(yīng)變對(duì)比如圖9所示。由圖9可知，隨著開孔尺寸的增加，孔邊應(yīng)變逐漸增大，表明由于開孔尺寸的增大，孔邊板件寬度減小、寬厚比增大，應(yīng)力增大，應(yīng)力集中明顯。

圖9 截面C10010不同開孔大小 試件孔邊荷載-應(yīng)變對(duì)比 圖10 試件C10010-10-RH21-1 荷載-應(yīng)變曲線

圖10為試件C10010-10-RH21-1的荷載-應(yīng)變曲線。從圖10可知，試件在荷載達(dá)到24kN之前，距孔10 cm截面各點(diǎn)應(yīng)變呈線性增加，荷載超過24 kN后，各點(diǎn)的應(yīng)變發(fā)生突變，且8號(hào)點(diǎn)和與之對(duì)應(yīng)的2號(hào)點(diǎn)應(yīng)變發(fā)生分岔，表明構(gòu)件腹板發(fā)生局部屈曲。對(duì)于孔所在截面6號(hào)和7號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變?cè)诤奢d達(dá)到15 kN后發(fā)生突變分岔，表明開孔導(dǎo)致孔邊板件過早發(fā)生局部屈曲。

截面C10010長(zhǎng)1 000 mm的不同開孔大小試件孔邊(4號(hào))與開孔上部10 cm縱向相同位置(1號(hào))的荷載-應(yīng)變曲線對(duì)比如圖11所示。由圖11可知，試件屈曲前由于應(yīng)力集中的影響，開孔位置應(yīng)變均大于開孔上部未開孔位置的應(yīng)變，開孔尺寸越大，應(yīng)變差距越大，表明應(yīng)力集中越嚴(yán)重。

圖11 截面C10010長(zhǎng)1 000 mm開單矩形孔試件孔邊位置和未開口位置縱向應(yīng)變對(duì)比

1.2.3 承載力及荷載-軸向位移曲線

所有腹板開矩形孔軸壓試件承載力如表3所示。由表3可知，當(dāng)試件長(zhǎng)為500 mm、開孔高度為0.2倍、0.4倍和0.6倍腹板高度時(shí)，截面C8008和C10010試件承載力相對(duì)于未開孔試件承載力最大分別降低2.2%、6.33%、16.28%和1.75%、4.16%、15.8%，表明隨著開孔尺寸的增大，試件極限承載力降低明顯。當(dāng)試件長(zhǎng)為1 000 mm、單矩形孔高為0.2倍、0.4倍和0.6倍腹板高度時(shí)，截面C8008和C10010試件承載力相對(duì)于未開孔試件承載力最大分別降低0.6%、4.8%、13.9%和1.3%、3.1%、8.2%，表明隨著開孔尺寸的增大，試件極限承載力降低明顯。當(dāng)試件長(zhǎng)為1 000 mm開兩個(gè)矩形孔時(shí)承載力的降低程度相對(duì)于開單矩形孔有所下降，但相差不大。

2 腹板開矩形孔軸壓柱有限元模型驗(yàn)證及參數(shù)分析

2.1 腹板開矩形孔軸壓柱有限元模型驗(yàn)證

采用有限元ABAQUS程序[18]對(duì)腹板開孔矩形孔軸壓試件進(jìn)行驗(yàn)證分析。有限元模型采用SR4殼單元。模型幾何參數(shù)與試件實(shí)測(cè)值一致。在試件兩端形心處建立集點(diǎn)RP，在試件下端約束RP點(diǎn)上所有自由度，試件上端除釋放縱向位移外約束其他所有自由度，集中荷載施加于該集點(diǎn)。材性采用理想彈塑性模型，采用表2實(shí)測(cè)材性指標(biāo)。有限元分析分兩階段進(jìn)行：首先通過彈性特征值屈曲分析獲取試件第一階屈曲模態(tài)，然后根據(jù)表1初始幾何缺陷實(shí)測(cè)最大值，對(duì)試件的第一階屈曲模態(tài)施加初始幾何缺陷，最后對(duì)施加初始缺陷的模型進(jìn)行有限元分析。試件網(wǎng)格尺寸為5 mm×5 mm。有限元模型如圖13所示。

圖13 有限元模型

有限元分析所得試件屈曲破壞模式和承載力、有限元分析結(jié)果與試驗(yàn)值比較及相應(yīng)的均值、方差和變異系數(shù)見表3。由表3可知，有限元分析所得試件屈曲模式與試驗(yàn)屈曲模式吻合，有限元分析得到的試件極限承載力與試驗(yàn)結(jié)果的比值最大相差6%，且均值和變異系數(shù)分別為0.99和0.023。試件C10010-10-RH61-1有限元分析的荷載-軸向壓縮位移曲線和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖14～15所示，二者吻合較好，其余試件分析結(jié)果也基本一致。通過對(duì)比分析表明采用本文的有限元模型對(duì)腹板開矩形孔冷彎薄壁型鋼卷邊槽形截面軸壓構(gòu)件進(jìn)行分析是精確和可行的。

圖14 試件C10010-10-RH61-1 荷載-壓縮位移曲線對(duì)比 圖15 試件C8008-10-RH61-1 破壞模式對(duì)比

2.2 開矩形孔軸壓構(gòu)件極限承載力有限元分析

采用上述有限元建模方法對(duì)工程常用截面SS89和截面SS7510在不同開孔尺寸、不同長(zhǎng)度時(shí)的屈曲性能和承載力進(jìn)行有限元分析，試件相關(guān)截面尺寸以及分析所得屈曲模式與承載力、有限元分析結(jié)果與計(jì)算結(jié)果比較及相應(yīng)的均值、方差和變異系數(shù)如表4所示，表中G代表整體屈曲。

表4 腹板開矩形孔軸壓構(gòu)件有限元分析

由表4可知，隨著開孔尺寸的增大，極限承載力逐漸降低，且開孔越大，承載力下降越多，如開孔尺寸Hh/h為0.7的長(zhǎng)1 000 mm截面SS89構(gòu)件比未開孔構(gòu)件的極限承載力降低了18%。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)由于開孔降低了腹板對(duì)于翼緣的轉(zhuǎn)動(dòng)約束以及構(gòu)件的整體抗彎剛度，構(gòu)件屈曲模式可能發(fā)生轉(zhuǎn)變，易于發(fā)生畸變屈曲和整體失穩(wěn)。

3 腹板開矩形孔軸壓構(gòu)件畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)有限元分析

由于腹板開孔降低了腹板對(duì)于翼緣的轉(zhuǎn)動(dòng)約束，開孔構(gòu)件相對(duì)于未開孔構(gòu)件更易發(fā)生畸變屈曲，畸變屈曲應(yīng)力降低，亦即畸變屈曲系數(shù)(部分加勁板件)降低。為此采用有限元對(duì)腹板開矩形孔軸壓構(gòu)件彈性畸變屈曲應(yīng)力進(jìn)行分析，分析參數(shù)包括開孔尺寸、開孔間距以及開孔個(gè)數(shù)等。

3.1 單矩形孔

為保證開孔構(gòu)件發(fā)生畸變屈曲，選定構(gòu)件截面尺寸為腹板h=100 mm、翼緣b=65 mm、卷邊a=10 mm、厚度t=1.5 mm、長(zhǎng)度L=1 200 mm，采用有限條軟件CUFSM[19]算得構(gòu)件畸變屈曲半波長(zhǎng)為400 mm。腹板中間開單矩形孔，孔高與腹板高之比Hh/h由0.2變化到0.7，孔長(zhǎng)與孔高比Lh/Hh分別取1、2和4，得到其畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)ka與未開孔構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)k0之比隨開孔尺寸的變化規(guī)律如圖16所示。由圖16可知，在Lh/Hh為1時(shí)，隨著Hh/h的增大，畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)比值ka/k0下降緩慢。在同一Hh/h時(shí)，隨著Lh/Hh增大，ka/k0值下降劇烈，表明構(gòu)件開矩形孔時(shí)，矩形孔孔長(zhǎng)對(duì)構(gòu)件的畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)的影響較大。

特定的人生理想和信念決定了特定的人生價(jià)值觀。何謂方志敏特定的人生價(jià)值觀？綜觀《我從事革命斗爭(zhēng)的略述》，我們認(rèn)為，方志敏特定的人生價(jià)值觀的核心內(nèi)容就是為光明奮斗，為黨的事業(yè)獻(xiàn)身。方志敏在《我從事革命斗爭(zhēng)的略述》中說：“我渴望著光明；我開始為光明奮斗——奮斗了一生，直到這次被俘入獄，直到被殺而死!”[1](P10)黑暗的時(shí)代背景和坎坷的人生經(jīng)歷，造就了方志敏為光明奮斗，為黨的事業(yè)獻(xiàn)身的人生價(jià)值觀。

3.2 多矩形孔

3.2.1 一個(gè)畸變屈曲半波內(nèi)單孔和多孔

有限元分析截面與開單矩形孔構(gòu)件截面相同，從構(gòu)件中間向兩端等距開3個(gè)矩形孔，開孔尺寸Hh/h從0.2變化到0.7，Lh/Hh為1和2。一個(gè)畸變屈曲半波內(nèi)開多孔時(shí)孔間距取150 mm，而一個(gè)半波內(nèi)開一個(gè)孔時(shí)孔間距為構(gòu)件的畸變屈曲半波長(zhǎng)，得到其畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)ka與未開孔構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)k0之比隨開孔尺寸的變化規(guī)律如圖17所示。由圖17可知，矩形孔的孔長(zhǎng)與孔高比對(duì)于構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)影響較大，而一個(gè)畸變屈曲半波內(nèi)單孔和多孔對(duì)于構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)影響不大，只在開孔較大時(shí)有一定的影響。

3.2.2 開孔間距的影響

當(dāng)開孔個(gè)數(shù)為3、Lh/Hh等于1、開孔間距由150 mm變化至500 mm、開孔尺寸Hh/h分別為0.3、0.5和0.7時(shí)畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)ka與未開孔構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)k0之比隨開孔間距的變化規(guī)律如圖18所示。

由圖18可知，對(duì)于不同開孔大小的軸壓構(gòu)件，ka/k0隨孔間距變化的規(guī)律基本相似，隨著孔間距增大，ka/k0都是先增后減，孔間距達(dá)到400 mm(構(gòu)件畸變屈曲半波長(zhǎng))時(shí)，ka/k0最小。因此對(duì)于腹板開多矩形孔冷彎薄壁卷邊槽形截面軸壓構(gòu)件，可保守取開孔間距為畸變屈曲半波長(zhǎng)時(shí)的畸變屈曲系數(shù)作為多孔構(gòu)件的畸變屈曲系數(shù)。

圖16 開單矩形孔構(gòu)件畸變 屈曲系數(shù)對(duì)比 圖17 畸變屈曲半波內(nèi)單孔和多孔構(gòu)件畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)對(duì)比 圖18 不同孔間距時(shí)構(gòu)件畸變 屈曲系數(shù)對(duì)比

3.3 彈性畸變屈曲系數(shù)計(jì)算方法

(1)腹板開單矩形孔軸壓構(gòu)件。由圖16可知畸變屈曲系數(shù)的折減系數(shù)δ1與Hh/h和Lh/Hh分別成多項(xiàng)式和指數(shù)關(guān)系，為此采用origin程序?qū)ο嚓P(guān)參數(shù)擬合得到折減系數(shù)δ1如式(1)，則腹板開單矩形孔軸壓構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)k1=δ1k，其中k為未開孔軸壓構(gòu)件的畸變屈曲系數(shù)。

(1)

(2)腹板開多矩形孔軸壓構(gòu)件。由圖17可知當(dāng)開孔間距大于畸變屈曲半波時(shí)對(duì)腹板開多矩形孔冷彎薄壁卷邊槽形截面軸壓構(gòu)件可保守取開孔間距為畸變屈曲半波長(zhǎng)時(shí)的畸變屈曲系數(shù)作為多孔構(gòu)件的畸變屈曲系數(shù)。由圖18可知畸變屈曲系數(shù)的折減系數(shù)δ1與Hh/h和Lh/Hh分別成多項(xiàng)式和指數(shù)關(guān)系，為此采用Origin程序?qū)ο嚓P(guān)參數(shù)擬合得到折減系數(shù)δ2如式(2)，則腹板開多矩形孔軸壓構(gòu)件畸變屈曲系數(shù)k2=δ2k。

(2)

4 腹板開矩形孔軸壓構(gòu)件承載力建議計(jì)算方法

腹板開矩形孔卷邊槽形截面構(gòu)件承載力根據(jù)《冷彎型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》[6]有效寬度法計(jì)算，計(jì)算公式如式(3)：

N=φAef，

(3)

式中φ為軸心受壓構(gòu)件的整體穩(wěn)定系數(shù)，Ae為截面有效面積，由截面有效寬度be計(jì)算。對(duì)于加勁板件(開孔腹板)有效寬度按照文獻(xiàn)[20]建議方法計(jì)算。對(duì)于部分加勁板件(翼緣)有效寬度按照式(4)計(jì)算，其屈曲穩(wěn)定系數(shù)考慮開孔的影響對(duì)于開單矩形孔和多矩形孔分別采用k1=δ1k和k2=δ2k計(jì)算。

(4)

采用建議方法計(jì)算腹板開矩形孔軸壓試件極限承載力、有限元分析結(jié)果與計(jì)算結(jié)果比較及相應(yīng)的均值、方差和變異系數(shù)如表3所示，試驗(yàn)與計(jì)算承載力之比Pt/Pc的均值和變異系數(shù)分別為1.05和0.029。常用截面SS89和截面SS7510用建議方法計(jì)算極限承載力、有限元分析結(jié)果與計(jì)算結(jié)果比較及相應(yīng)的均值、方差和變異系數(shù)如表4所示，有限元分析與計(jì)算承載力之比Pa/Pc的均值和變異系數(shù)分別為1.07和0.014。結(jié)果表明采用建議方法計(jì)算開孔軸壓試件的極限承載力是安全可靠的。

5 結(jié)論

(1)對(duì)44根腹板開矩形孔和未開孔冷彎薄壁型鋼卷邊槽形截面構(gòu)件進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，試件發(fā)生了畸變屈曲或畸變和局部相關(guān)屈曲，隨著開孔尺寸的增大，開孔試件軸壓承載力逐漸降低。

(2)利用 ABAQUS有限元程序?qū)υ囼?yàn)試件進(jìn)行了模擬分析，分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，表明采用ABAQUS有限元程序分析此類開矩形孔軸壓構(gòu)件畸變屈曲性能和承載力是可行的。采用有限元模型分析常用截面構(gòu)件的畸變屈曲性能表明開孔尺寸越大，構(gòu)件極限承載力越低，且開孔會(huì)影響構(gòu)件的屈曲模式。

(3)采用有限元對(duì)冷彎薄壁型鋼卷邊槽形截面軸壓構(gòu)件的彈性畸變屈曲屈曲性能進(jìn)行了參數(shù)分析，基于分析結(jié)果給出了腹板開矩形孔軸壓構(gòu)件畸變屈曲穩(wěn)定系數(shù)的折減計(jì)算方法。

(4)基于畸變屈曲系數(shù)折減方法和有效寬度法給出了腹板開孔冷彎薄壁卷邊槽鋼軸壓構(gòu)件承載力計(jì)算方法，通過試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果對(duì)比表明建議計(jì)算方法具有較高的精度和適用性。