冷彎薄壁矩形管板組相關(guān)屈曲壓彎承載力研究

鄧露，龍礪芝，劉艷芝，何鈺龍

（1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410082；2.建筑安全與節(jié)能教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（湖南大學(xué)），湖南 長沙 410082）

冷彎薄壁型鋼構(gòu)件因具有輕質(zhì)、高強(qiáng)、易裝配等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛應(yīng)用于低層建筑，且近年來逐步從低層向多層建筑發(fā)展[1].因其受壓性能好、抗彎剛度較大，冷彎薄壁矩形鋼管柱廣泛用于多層框架柱結(jié)構(gòu)抗側(cè)力構(gòu)件.然而，冷彎薄壁矩形鋼管柱的板件寬厚比一般較大，易發(fā)生局部屈曲，削弱了構(gòu)件的極限承載力.因此，局部屈曲是研究冷彎薄壁型鋼構(gòu)件極限承載性能的重點(diǎn)問題之一.

關(guān)于冷彎薄壁型鋼板件局部屈曲的問題，國內(nèi)外研究較為成熟.多板件組合的冷彎薄壁型鋼構(gòu)件（T 形、H 形以及矩形等構(gòu)件）在實(shí)際工程中應(yīng)用廣泛，然而該類構(gòu)件的局部屈曲問題往往要考慮板件之間的相關(guān)性[2-3].鄧長根等[4]研究表明焊接H 形截面鋼構(gòu)件的極限彎矩比隨翼緣寬厚比和軸壓比增大而明顯減小.曾鋒[5]研究表明冷彎薄壁矩形鋼管柱軸壓承載力相對(duì)較弱的腹板軸壓承載力提高約12%，而相對(duì)較強(qiáng)的翼緣板軸壓承載力會(huì)降低.

然而，鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[6]對(duì)構(gòu)件截面進(jìn)行分類時(shí)，往往將截面的腹板、翼緣簡化為四邊簡支單板，未考慮極限狀態(tài)下翼緣和腹板之間的約束關(guān)系.GB 50018—2002《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[7]采用板組約束系數(shù)來考慮構(gòu)件極限狀態(tài)下板件的相關(guān)屈曲作用，從而計(jì)算截面有效寬度，設(shè)計(jì)過程復(fù)雜，較為不便.Cheng 等[8-9]基于Chen 等[10]提出的有效塑性寬度法，考慮了板件相關(guān)作用，擬合了一個(gè)能夠準(zhǔn)確預(yù)測H 形截面構(gòu)件抗彎承載力的公式.但該方法是否適用于冷彎薄壁矩形截面壓彎鋼構(gòu)件極限抗彎承載力的計(jì)算，還有待驗(yàn)證.

考慮板組相關(guān)屈曲對(duì)冷彎薄壁矩形鋼管柱抗彎承載力的影響，本文對(duì)不同翼緣寬厚比、腹板寬厚比以及軸壓比組合下的冷彎薄壁矩形鋼管柱的極限抗彎性能進(jìn)行數(shù)值模擬及理論研究.采用文獻(xiàn)[11]試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證本文建立的冷彎薄壁矩形壓彎構(gòu)件非線性有限元模型.隨后對(duì)不同翼緣寬厚比、腹板寬厚比及軸壓比組合下矩形截面鋼構(gòu)件的單調(diào)壓彎過程進(jìn)行參數(shù)分析，研究各參數(shù)組合對(duì)極限承載力的影響機(jī)理，并基于有效塑性寬度法的計(jì)算原理擬合適用于冷彎薄壁矩形鋼管柱的極限抗彎承載力計(jì)算公式.

1 數(shù)值模型

1.1 加載模式

冷彎薄壁型鋼管框架柱屬于壓彎構(gòu)件，所承受的軸力基本不變，而彎矩時(shí)常變化.因此，根據(jù)其工作機(jī)理，取反彎點(diǎn)處一半作為分析模型，可簡化為受恒定軸力與水平力作用下的冷彎薄壁矩形懸臂鋼管模型.本文只考慮局部屈曲對(duì)構(gòu)件抗彎承載力的影響，選取長細(xì)比較小的短柱，長度L 為1 000 mm，以保證構(gòu)件不發(fā)生平面外整體失穩(wěn)破壞.在懸臂短柱自由端施加常軸力N 和水平力V.水平加載通過繞強(qiáng)軸方向的水平位移控制，直至構(gòu)件完全破壞時(shí)停止加載.懸臂鋼管柱的物理模型、截面尺寸以及變形特點(diǎn)見圖1.

圖1 懸臂鋼管柱加載條件Fig.1 Loading condition of cantilever tube column

1.2 數(shù)值分析模型與驗(yàn)證

采用有限元軟件ABAQUS 模擬冷彎薄壁矩形鋼管柱繞強(qiáng)軸壓彎過程的非線性行為.采用4 節(jié)點(diǎn)四邊形的殼單元S4R，網(wǎng)格密度劃分為10 mm×10 mm×40 mm，沿翼緣和腹板布種間距為10 mm，沿構(gòu)件長度布種間距為40 mm.材料模型取三線性應(yīng)力-應(yīng)變模型[11]，材料選用Q235 鋼材，彈性模量E 為210 GPa，塑性模量E′取0.02E，屈服應(yīng)力σy為310 MPa，極限應(yīng)力σ′為400 MPa，屈服應(yīng)變?chǔ)舦為0.15%，極限應(yīng)變?chǔ)拧錇?.3%，泊松比為0.3.邊界條件：底端限制三個(gè)方向的位移和旋轉(zhuǎn)；頂端約束x 方向上的位移，以防止試件沿x 方向偏移.施加沿y 軸方向的水平變荷載和沿z 軸方向的恒定豎向荷載，模擬鋼管柱的壓彎狀態(tài).有限元模型如圖2 所示.

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

本文研究短柱構(gòu)件，不考慮整體屈曲，對(duì)于局部初始缺陷，取構(gòu)件局部屈曲的一階模態(tài)[12]作為幾何初始缺陷模態(tài)，局部鼓曲峰值取W/150[13]，W 為截面腹板寬度.冷彎薄壁型鋼構(gòu)件的冷彎殘余應(yīng)力可忽略不計(jì)[14].

Yang 等[11]完成了一系列厚度低于3 mm 的冷彎薄壁矩形截面懸臂足尺構(gòu)件的擬靜力試驗(yàn).本文通過該試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證有限元模型，材料強(qiáng)度取其材性試驗(yàn)的實(shí)測值.其中R1、R2 以及R3 為冷彎薄壁矩形截面鋼管懸臂柱，其腹板高度為160 mm，翼緣寬厚為80 mm，板件厚度為2.49 mm.作用在試件R1的軸壓力為33 kN（軸壓比為0.1），作用在試件R2的軸壓力為66 kN（軸壓比為0.2），作用在試件R3的軸壓力為99 kN（軸壓比為0.3）.V 為作用在自由端的水平推力，δ 為構(gòu)件水平位移.各試件在達(dá)到極限承載力時(shí)，ABAQUS 與試驗(yàn)得到的破壞模式比較如圖3 所示，兩者破壞模式基本一致.ABAQUS 和試驗(yàn)獲得的骨架曲線和滯回曲線分別在圖4、圖5 進(jìn)行了比較.比較表明，有限元模型能夠較好地模擬構(gòu)件的極限承載力性能和構(gòu)件達(dá)到極限承載力后的剛度退化性能，且有限元模型計(jì)算得到的水平極限荷載與試驗(yàn)接近，誤差在5%以內(nèi).因此采用本文有限元建模方法進(jìn)行參數(shù)分析是可行的.基于已驗(yàn)證的數(shù)值模型，選取翼緣寬厚比、腹板寬厚比以及軸壓比3 個(gè)參數(shù)，研究冷彎薄壁矩形鋼管柱在不同截面尺寸及不同荷載條件下的板組相關(guān)屈曲的極限承載性能.

圖3 有限元模擬破壞與試驗(yàn)破壞比較Fig.3 Comparison of finite element simulation damage and experimental damage

圖5 ABAQUS 和試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比結(jié)果Fig.5 Comparison of Hysteresis curve betweeen ABAQUS and experimental

2 板組相關(guān)屈曲分析

2.1 參數(shù)選擇與組合

板件寬厚比與軸壓比是影響冷彎薄壁矩形鋼管柱繞強(qiáng)軸壓彎極限承載性能的主要因素[3].用rf、rw分別標(biāo)記翼緣、腹板相對(duì)寬厚比，n 為軸壓比.

式中：fy為板件的屈服強(qiáng)度；N 為軸壓力；t 為板件厚度；b、h 分別為矩形鋼管截面的寬度和高度.

本文研究對(duì)象是寬厚比較大的冷彎薄壁矩形鋼管柱，板件厚度t 不變，通過改變截面翼緣、腹板寬度控制板件翼緣寬厚比和腹板寬厚比.翼緣寬厚比rf取35～59，每間隔1.5 取一個(gè)值，共計(jì)17 個(gè)值，腹板寬厚比rw取60～120，每間隔5 取一個(gè)值，共計(jì)13 個(gè)值，軸壓比n 取0.1、0.2、0.3、0.4.通過所選的rf、rw和n 進(jìn)行組合，共計(jì)884 個(gè)分析模型，囊括了3 個(gè)截面等級(jí)的大部分情況.各模型以R-n-rf-rw命名，如R-0.1-35-60 表示n=0.1，rf=35，rw=60 的構(gòu)件.

2.2 破壞模式與相關(guān)屈曲分析

所選構(gòu)件中部分構(gòu)件繞強(qiáng)軸壓彎破壞過程中出現(xiàn)局部屈曲，試件翼緣及腹板底端出現(xiàn)嚴(yán)重的局部屈曲變形.局部變形主要表現(xiàn)為平面外的位移突變，本文以板件平面外位移的突變作為局部屈曲發(fā)生的標(biāo)志.壓彎鋼構(gòu)件極限狀態(tài)的破壞模式分為兩類：第一類，全截面屈服（圖6（a）），當(dāng)翼緣寬厚比較小時(shí)，受壓翼緣和受拉翼緣均屈服，塑性在腹板開展充分，腹板受拉區(qū)和受壓區(qū)均進(jìn)入屈服狀態(tài)，只有腹板中性軸附近未開展塑性，始終保持在彈性狀態(tài)；第二類，受壓翼緣與腹板屈曲（圖6（b）），當(dāng)翼緣寬厚比或腹板寬厚比較大時(shí)，較弱板件的局部屈曲變形牽制較強(qiáng)板件一起屈曲.在達(dá)到極限承載力時(shí)，大部分腹板區(qū)域屈曲失效，構(gòu)件沿腹板截面高度的塑性開展深度明顯減少，嚴(yán)重削弱構(gòu)件的承載力.

圖6 冷彎薄壁矩形鋼管柱兩種破壞模式Fig.6 Two kinds of failure modes of cold-formed thin-walled rectangular tube column

通過Python 腳本提取ABAQUS 參數(shù)分析范圍內(nèi)所有構(gòu)件的極限彎矩Mu，并與塑性彎矩Mpc相比進(jìn)行無量綱化.塑性彎矩Mpc[8]通過假定極限狀態(tài)軸壓力產(chǎn)生的壓應(yīng)力主要分布在腹板中和軸附近的應(yīng)力分布形式計(jì)算所得.將無量綱值列于圖7，當(dāng)n、rw恒定，Mu/Mpc隨著rf增大而減少.當(dāng)Mu/Mpc≥1，構(gòu)件在極限狀態(tài)時(shí)，全截面均能達(dá)到屈服強(qiáng)度，發(fā)生第一類破壞；當(dāng)Mu/Mpc＜1，構(gòu)件在極限狀態(tài)發(fā)生局部屈曲，極限彎矩小于塑性彎矩，屬于第二類破壞模式.

圖7 極限彎矩與塑性彎矩的比值Fig.7 Ratio of limit bending moment to plastic bending moment

通過各階段板件平均應(yīng)力的大小和分布可對(duì)上述模式的產(chǎn)生過程進(jìn)行具體分析.平均應(yīng)力[9]是指沿板件厚度方向上內(nèi)外表面應(yīng)力的平均值.板件屈曲前，受壓區(qū)的壓應(yīng)力沿板件厚度方向幾乎相同.板件屈曲后，板件凸面由于受到拉伸變形，該處壓應(yīng)力減小，拉應(yīng)力增大.板件凹面受到擠壓，該處壓應(yīng)力繼續(xù)增大.故屈曲后板件平均應(yīng)力減小，承載力降低.因此壓彎構(gòu)件破壞過程中板件平均應(yīng)力的大小與分布對(duì)應(yīng)著該階段構(gòu)件的抗彎承載力與變形.

本文所選構(gòu)件中翼緣相對(duì)腹板為強(qiáng)板，且腹板在構(gòu)件受彎過程起主要抗力作用.冷彎矩形截面繞強(qiáng)軸壓彎過程中，隨著外荷載水平力的增大，在翼緣與腹板交接處附近的腹板最先達(dá)到屈服強(qiáng)度，隨后截面塑性在翼緣或腹板上沿兩端向中間逐漸開展.當(dāng)達(dá)到極限彎矩時(shí)，對(duì)于第一類破壞模式的壓彎構(gòu)件，此階段翼緣平均應(yīng)力沿寬度均勻分布，腹板平均應(yīng)力沿腹板中心對(duì)稱分布.第二類破壞模式的構(gòu)件在達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，受壓翼緣與腹板均屈曲，腹板中心段由于屈曲變形較大，平均應(yīng)力基本為0，處于失效狀態(tài).腹板和翼緣協(xié)同變形，受壓翼緣中間部分屈曲變形，平均應(yīng)力減小，可認(rèn)為失效，退出工作狀態(tài).由于腹板為弱板，腹板對(duì)翼緣的約束較小，與腹板交接處的受壓翼緣在破壞過程中平均應(yīng)力均較小，基本沒有屈曲變形，可等效為翼緣有效寬度.兩種破壞類型的構(gòu)件受拉翼緣在極限狀態(tài)時(shí)均保持拉伸狀態(tài)，其應(yīng)力大小取決于屈曲翼緣及腹板的應(yīng)力大小與分布.

圖8 選取構(gòu)件R-n-120-35、R-n-120-59 以及R-n-60-59，以分析腹板寬厚比rw、翼緣寬厚比rf以及軸壓比n 對(duì)構(gòu)件板組相關(guān)性和極限抗彎承載力的影響.其中n 選0.1 和0.4，θe為屈服旋轉(zhuǎn)角，Mec為截面邊緣屈服彎矩[8]，σu為平均應(yīng)力.研究構(gòu)件R-n-120-35 和R-n-120-59 發(fā)現(xiàn)，當(dāng)腹板寬厚比相同翼緣寬厚比不同時(shí)，翼緣寬厚比越大，翼緣對(duì)腹板的約束程度越小，構(gòu)件屈曲越早，塑性開展越窄，翼緣有效寬度越小，故極限抗彎承載力越小.當(dāng)翼緣寬厚比相同腹板寬厚比不同時(shí)，比較構(gòu)件R-n-120-59 和R-n-60-59，可分析腹板寬厚比對(duì)構(gòu)件極限抗彎承載力的影響.主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面：第一、構(gòu)件在達(dá)到極限彎矩之前，腹板寬厚比越大，腹板對(duì)翼緣約束作用越弱，受壓區(qū)翼緣在極限狀態(tài)下的有效寬度越??；第二、構(gòu)件在達(dá)到極限彎矩后，腹板寬厚比越大，因屈曲變形程度越大，截面失效范圍越大，Mu與Mec的比值越小，故構(gòu)件極限抗彎強(qiáng)度退化越快.軸壓比越大，Mu/Mec越大.總而言之，翼緣與腹板相關(guān)屈曲作用行為與其各自的寬厚比及軸壓比緊密相關(guān)，從而影響構(gòu)件的抗彎極限承載力.

圖8 平均應(yīng)力發(fā)展圖Fig.8 Development of the average stress

3 抗彎承載力分析

3.1 有效塑性寬度法

有效塑性寬度的原理是根據(jù)構(gòu)件截面極限狀態(tài)的應(yīng)力分布模式求取該狀態(tài)下有效塑性截面的全塑性彎矩[10].冷彎薄壁型鋼構(gòu)件大多采用大寬厚比截面，易發(fā)生局部屈曲，國內(nèi)規(guī)范常用有效寬度法計(jì)算構(gòu)件的極限承載力，但過程繁瑣、復(fù)雜.因此，本文基于Chen 等[10]提出的有效塑性寬度法，對(duì)冷彎薄壁矩形截面壓彎鋼構(gòu)件在0 ＜n ≤0.4、35 ≤rf≤59、rw≤120 情況下的承載力分別進(jìn)行計(jì)算.

3.2 Mu/Mpc=1 寬厚比限值

從圖7 選取各軸壓比下Mu/Mpc=1 的rf與rw的數(shù)值，列于圖9 中（若參數(shù)分析點(diǎn)不通過Mu/Mpc=1，采用插值法），擬合Mu/Mpc=1 的rf、rw與n 的相關(guān)表達(dá)式，R2=0.962.如下所示：

圖9 Mu/Mpc=1 寬厚比及軸壓比相關(guān)關(guān)系Fig.9 Interactive curves for Mu/Mpc=1

式中：Rp為冷彎薄壁矩形鋼管柱在壓彎狀態(tài)下截面全部有效的寬厚比臨界值.

定義系數(shù)

δ 是表征構(gòu)件板組相關(guān)作用的綜合系數(shù)，當(dāng)δ＜1時(shí)，全截面有效；當(dāng)δ≥1 時(shí)，截面部分有效.

3.3 有效截面尺寸

構(gòu)件在極限狀態(tài)下的有效截面寬度受rf、rw和n 共同影響，因此本文選取表征三者相關(guān)關(guān)系的綜合參數(shù)δ（板組相關(guān)屈曲系數(shù)），以計(jì)算板件有效寬度.根據(jù)本文2.2 節(jié)的分析，有效截面示意圖如圖10 所示.

圖10 有效截面示意圖Fig.10 Effective section

當(dāng)δ≥1 時(shí)，根據(jù)參數(shù)分析結(jié)果，可取翼緣有效寬度be=b/δ，腹板有效高度.且當(dāng)腹板寬厚較小時(shí)，需考慮其對(duì)翼緣的有利約束作用.截面翼緣有效寬度be和腹板有效高度he的計(jì)算公式如下.

3.4 考慮強(qiáng)化作用的翼緣應(yīng)力及腹板應(yīng)力

對(duì)滿足δ＜1 的截面，達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)板件已達(dá)到全塑性，部分進(jìn)入強(qiáng)化階段，在計(jì)算極限承載力時(shí)，應(yīng)考慮應(yīng)力的強(qiáng)化作用.δ 越小，板件越不易發(fā)生屈曲，達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)塑性發(fā)展程度越高.因此定義強(qiáng)化參數(shù)μ=1+m（1-δ），以考慮應(yīng)力的強(qiáng)化作用，其中m 為待定系數(shù)，m 與材料強(qiáng)化階段的塑性模量有關(guān).對(duì)于理想彈塑性材料m=0，而針對(duì)本文的有限元材料模型，當(dāng)m=0.4 時(shí)，計(jì)算所得的截面抗彎承載力與有限元結(jié)果吻合較好.標(biāo)記極限狀態(tài)時(shí)翼緣和腹板應(yīng)力為σu，表達(dá)式為：

式中：μ 為應(yīng)力強(qiáng)化系數(shù)，當(dāng)不考慮強(qiáng)化作用時(shí)，取μ=1.

局部屈曲對(duì)構(gòu)件極限承載力有較大的削弱作用，且所選構(gòu)件為薄壁鋼構(gòu)件，在達(dá)到極限承載力之前，塑性發(fā)展較小.因此當(dāng)δ ≥1 時(shí)，不考慮材料的強(qiáng)化作用，σu取fy.

3.5 抗彎承載力計(jì)算公式

壓彎鋼構(gòu)件在達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，有效截面全部進(jìn)入塑性，翼緣應(yīng)力和腹板應(yīng)力均為σu.假定豎向荷載產(chǎn)生的軸向壓應(yīng)力集中分布在腹板及近腹板的翼緣處，當(dāng)軸壓比0 ＜n ≤0.4 時(shí)，繞強(qiáng)軸矩形截面壓彎鋼構(gòu)件的板件腹板寬度大于翼緣寬度，且壁板厚度相同，因而作用在該類構(gòu)件上的軸壓力產(chǎn)生的壓應(yīng)力可認(rèn)為只分布在腹板.根據(jù)力的平衡條件得：

式中：he為腹板有效寬度；be（be=be1+be2）為翼緣有效寬度；ht為腹板受拉區(qū)有效寬度.

納入標(biāo)準(zhǔn)：（1）任何關(guān)于多孔鉭金屬加強(qiáng)塊重建Paprosky II、III型髖臼骨缺損并發(fā)癥的臨床試驗(yàn)，統(tǒng)計(jì)不同并發(fā)癥的發(fā)生例數(shù)，分類明確；（2）接受多孔鉭金屬加強(qiáng)塊重建Paprosky II、III型髖臼骨缺損治療的受試人群，包含17例以上的隨訪患者，經(jīng)過倫理委員會(huì)鑒定同意及簽署知情同意書納入研究者。

當(dāng)N ≤Nq時(shí)，軸壓力產(chǎn)生的壓應(yīng)力只作用于腹板區(qū)域，有效截面的應(yīng)力分布形式如圖11 所示.

圖11 N≤Nq 極限狀態(tài)應(yīng)力分布形式Fig.11 Ultimate state stress distribution when N≤Nq

所有正應(yīng)力對(duì)形心軸x 取矩，求得截面抗彎承載力為：

本文針對(duì)長度（L）為1 000 m 的懸臂鋼管短柱，基于有效塑性寬度法，根據(jù)極限狀態(tài)的應(yīng)力分布特點(diǎn)，考慮軸壓比0＜n≤0.4、翼緣寬厚比35≤rf≤59 以及腹板寬厚比60≤rw≤120，給出上述短柱繞強(qiáng)軸壓彎的極限承載力計(jì)算公式.

4 抗彎承載力計(jì)算公式評(píng)估

隨機(jī)抽取54 個(gè)軸壓比下不同翼緣寬厚比與腹板寬厚比組合的壓彎構(gòu)件，分別用有效塑性寬度法（Plastic Effective width Method，PEM）和GB 50018—2002 薄壁規(guī)范計(jì)算極限承載力，并將計(jì)算結(jié)果以及ABAQUS 有限元計(jì)算結(jié)果與邊緣屈服彎矩的比值分別列于圖12.對(duì)比發(fā)現(xiàn)，該薄壁規(guī)范設(shè)計(jì)的壓彎截面構(gòu)件過于保守；PEM 法計(jì)算結(jié)果與ABAQUS 結(jié)果較為接近，通過誤差分析可知，Mu，ABAQUS/Mu，PEM的平均值為1.019，變異系數(shù)為0.045，PEM 法較為精確地計(jì)算該構(gòu)件的極限抗彎承載力.GB 50018—2002 薄壁規(guī)范對(duì)冷彎薄壁型鋼構(gòu)件沒有明確的截面分類，截面的極限承載力設(shè)計(jì)均采用邊緣屈服準(zhǔn)則，不考慮各類薄壁截面的塑性作用.雖然該薄壁規(guī)范采用有效寬度法通過引入腹板約束系數(shù)k1，以考慮板組相關(guān)屈曲作用對(duì)構(gòu)件極限承載力的影響，但是其對(duì)于構(gòu)件截面極限承載力的估計(jì)偏保守，且計(jì)算過程繁瑣復(fù)雜.而本文針對(duì)在壓彎極限狀態(tài)下全截面屈服的冷彎薄壁型矩形鋼構(gòu)件考慮其截面塑性作用以及對(duì)于截面部分屈服的構(gòu)件，考慮其板組相關(guān)屈曲作用忽略其部分塑性發(fā)展，采用有效塑性寬度法計(jì)算構(gòu)件極限承載力.該方法根據(jù)截面極限狀態(tài)應(yīng)力分布模式表征構(gòu)件極限狀態(tài)的非線性性能，故能較為準(zhǔn)確地估計(jì)截面的極限承載力.

圖12 冷彎矩形鋼管柱極限抗彎承載力計(jì)算結(jié)果Fig.12 Calculating results for ultimate strength of cold-formed thin-walled rectangular tube columns

5 結(jié)論

基于本文已驗(yàn)證的有限元模型，對(duì)不同板件寬厚比與軸壓比組合下的冷彎薄壁矩形鋼管柱進(jìn)行有限元非線性分析，研究了板組相關(guān)屈曲作用對(duì)構(gòu)件極限抗彎性能的影響，得到以下主要結(jié)論.

2）在構(gòu)件達(dá)到極限彎矩Mu之前，翼緣寬厚比rf越大，屈曲越早，在受壓翼緣上開展的塑性寬度越小，故極限彎矩Mu與邊緣屈服彎矩Mec的比值越小.構(gòu)件在達(dá)到Mu之后，rw越大，因屈曲變形程度越大，截面失效范圍越大，故Mu與Mec的比值越小，剛度退化越快.軸壓比n 越大，Mu/Mec越大.

3）當(dāng)板組相關(guān)屈曲系數(shù)δ＜1 時(shí)，截面幾乎全部進(jìn)入塑性，按全截面計(jì)算Mu，且考慮應(yīng)力強(qiáng)化作用；當(dāng)δ≥1 時(shí)，按有效截面計(jì)算極限抗承載力Mu.經(jīng)與有限元計(jì)算結(jié)果比較，該方法能夠準(zhǔn)確計(jì)算各類冷彎薄壁矩形鋼管柱極限抗彎承載力，并與GB 50018—2002《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》有效寬度法比較，發(fā)現(xiàn)規(guī)范設(shè)計(jì)計(jì)算較為保守.