不銹鋼芯板T形墻雙向壓彎性能研究

舒興平 黃鑫源 王元清

(1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院鋼結(jié)構(gòu)研究所，長沙 410082；2.清華大學(xué)土木水利學(xué)院，北京 100084)

不銹鋼開始應(yīng)用于建筑行業(yè)已經(jīng)有半個多世紀(jì)了，但目前大都只是用于屋面裝飾以及圍護設(shè)施等非承重體系。它與普通低碳鋼一樣，材質(zhì)均勻，構(gòu)件截面面積小、容重小；較之普通鋼材，其耐腐蝕性、可回收利用性又尤為突出。

蜂窩夾芯板結(jié)構(gòu)最初是用來制作早期的夾層結(jié)構(gòu)機翼，后來又研發(fā)出了金屬類和玻璃纖維增強蜂窩夾芯材料；而早期夾芯板只用于航空航天器等對輕量化、可靠性要求極為苛刻的領(lǐng)域，隨著夾芯板材料品種的不斷豐富，制造成本的不斷下降，開始廣泛用于其他領(lǐng)域[1]。

為了適應(yīng)越來越高的建筑設(shè)計和布局要求，在建筑物中布置異形墻體或異形柱是通用的做法，如T、L形墻、H形截面墻等。這一類異型構(gòu)件相比起常見的只能承受面內(nèi)彎矩、剪力的一字形構(gòu)件的優(yōu)勢就在于其在面內(nèi)外都有一定的承載力和剛度，因此可以承受雙向彎曲和剪切。黃真鋒等對4個T形多腔鋼-混凝土組合構(gòu)件的壓彎性能進行了試驗研究和有限元參數(shù)分析，得出了截面高厚比是影響壓彎承載力相關(guān)曲線的最關(guān)鍵參數(shù)[2]；Wang等對混凝土雙壁鋼波紋板T形組合墻在軸向壓縮和雙向彎曲的共同作用下的承載能力進行了研究，通過大量有限元分析得出了不同軸壓比下Mx-My的相互作用方程[3]。

不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)是湖南長沙遠(yuǎn)大科技集團發(fā)明與湖南大學(xué)合作研發(fā)的一種新型夾芯板結(jié)構(gòu)形式。通過將不銹鋼蒙皮面板和圓筒芯管在專業(yè)設(shè)備中以熱風(fēng)銅釬焊的方式連接起來，共同承受荷載，且不銹鋼芯板在廠房內(nèi)按照一定的模數(shù)生產(chǎn)完畢后，經(jīng)過切割、焊接等工序，形成墻、梁、板等大型承重構(gòu)配件。近年來，已有一些對該類結(jié)構(gòu)的研究，蔡華根等通過對2塊足尺不銹鋼芯板四邊簡支樓板構(gòu)件的試驗研究和有限元分析，得出該種結(jié)構(gòu)作為樓板設(shè)計時計算中主要應(yīng)控制撓度[4]。閆肅等通過對6面不銹鋼芯板T形墻的軸壓試驗和有限元分析，得出T形墻受到軸壓時，局部鼓曲是主要破壞形態(tài)[5]。且隨著面板厚度增加，芯管對承載力貢獻越來越小。舒興平等通過對4面面板厚度不同的不銹鋼芯板一字形墻進行擬靜力試驗以及大量的參數(shù)分析，得出不銹鋼芯板一字型剪力墻具有良好的延性和耗能能力[6]。本文主要通過ABAQUS軟件對不銹鋼芯板T形墻在承受雙向壓彎荷載作用下的受力性能和破壞過程進行研究，通過大量的有限元模型計算，對可能影響其壓彎承載力的多種因素進行分析，最終得出N、Mx、My的數(shù)值關(guān)系。

1 不銹鋼材性

與常用的低碳鋼不同，不銹鋼屬于典型的非線性材料，其本構(gòu)關(guān)系曲線較平滑，無明顯的屈服點和屈服平臺，比例極限較低，一般取塑性應(yīng)變?yōu)?.2%時對應(yīng)的應(yīng)力作為名義屈服點σ0.2，并且當(dāng)前建筑工程常用的S304級奧氏體不銹鋼的名義屈服點大都要略低于低碳鋼，但是比起低碳鋼又有更長的應(yīng)變強化段[7]。二者本構(gòu)關(guān)系對比大致如圖1所示。

圖1 建筑用不銹鋼和低碳鋼本構(gòu)曲線對比Fig.1 Comparisons of constitutive curves of stainless steel and low-carbon steel for buildings

當(dāng)采用名義屈服點較低的不銹鋼材料(如奧氏體S304、S316不銹鋼)時，本構(gòu)非線性對結(jié)構(gòu)承載力影響較大，必須充分考慮應(yīng)變硬化段的影響[8]。本文中所采用的奧氏體S304L不銹鋼含碳量遠(yuǎn)低于常見的S30408不銹鋼，其由焊接引起的晶體間腐蝕敏感性較低，故而更加適合用作大型焊接構(gòu)件類用材[9]，但相應(yīng)的屈服強度也要低于S30408不銹鋼，目前對該種不銹鋼的材性研究一般僅限于拉伸狀態(tài)，考慮到本文中構(gòu)件模型在雙向壓彎狀態(tài)下，截面以受壓為主，故依據(jù)GB/T 32498—2016《金屬基復(fù)合材料拉伸試驗室溫試驗方法》[10]和GB/T 7314—2017《金屬材料室溫壓縮試驗方法》[11]設(shè)計了若干拉伸與壓縮試件[12]，試驗情況如圖2所示，試驗結(jié)果見表1、表2。

圖2 材性試驗儀器及部分試件Fig.2 Material property testing equipment and specimens

表1 S304L材性試件拉伸試驗數(shù)據(jù)Table 1 Tensile test data of S304L specimens

表2 S304L材性試件壓縮試驗數(shù)據(jù)Table 2 Compression test data of S304L specimens

經(jīng)材性試驗后，各種厚度試件的受拉屈服強度與CECS 410∶2015《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[13]S30403不銹鋼規(guī)定的抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值相比非常接近，且同厚度試件受壓縮時初始彈性模量E0和屈服強度要略低于受拉伸時狀態(tài)，故本文數(shù)值分析模型中材性參數(shù)均采用壓縮試驗得出的結(jié)果。

2 有限元分析

2.1 建立模型

采用有限元分析軟件ABAQUS建立了9組數(shù)值分析模型來研究不銹鋼芯板T形墻的雙向壓彎力學(xué)性能，由于芯板結(jié)構(gòu)的板壁和芯管壁厚遠(yuǎn)小于其他方向尺寸，所以在建模時均采用ABAQUS軟件單元庫中的S4R單元(四結(jié)點四邊形減縮積分殼單元)。

通過合并命令將各部件組裝成一個整體后(圖3)，在上下底面分別設(shè)置參考點，并將上下底面分別耦合于上下參考點上，限制下參考點所有方向的線位移和繞z軸方向的轉(zhuǎn)動自由度，限制上參考點x、y方向的線位移和繞z軸的旋轉(zhuǎn)，先按照設(shè)定軸壓比下的軸力加載于上參考點，軸力加載完畢后，再通過在兩個加載點上施加大小相同、矢量方向相反的角位移，完成對構(gòu)件壓彎荷載的施加，邊界條件和載荷具體設(shè)定詳見圖4。

圖3 不銹鋼芯板T形墻組合分解模型Fig.3 The decomposition model diagram of T-shaped wall with stainless steel core plate

圖4 邊界條件和載荷示意Fig.4 The schematic diagram of boundary conditions and loads

由于薄壁鋼結(jié)構(gòu)的幾何初始缺陷對受壓承載力有不可忽略的影響，因此在分析過程中需要引入幾何初始缺陷。即將經(jīng)過屈曲分析得出的新節(jié)點坐標(biāo)文件替換原有模型的節(jié)點坐標(biāo)，并控制幅值為l/1 000(l為墻高)，從而將板件的初始局部鼓曲和整體初彎曲的影響考慮在內(nèi)，最后對原模型進行非線性結(jié)構(gòu)分析。

2.2 破壞形態(tài)

本文總共建立了12組不銹鋼芯板T形墻數(shù)值分析模型，對應(yīng)規(guī)格、加載變量及最終極限承載力詳見表3(其中面板6 mm厚的TQYW-6.0-1～3為標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)件)。

表3 模型構(gòu)件分組及規(guī)格Table 3 Grouping and specifications of model components

12組模型最終的破壞情況，主要是以面板、側(cè)板的局部屈曲為主，但當(dāng)面板厚度超過6 mm，軸壓比較小時，在承載力達到極限之前，已經(jīng)有較為明顯的整體彎曲。本文以試件TQYW-6.0-2為例，介紹T形墻的壓彎破壞全過程，其彎矩-轉(zhuǎn)角曲線(M-φ)如圖5所示。

圖5 TQYW-6.0-2彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.5 The bending moment-rotation curve of TQYW-6.0-2

Ⅰ階段(彈性受力)：構(gòu)件模型的荷載-轉(zhuǎn)角曲線近似成線性關(guān)系，構(gòu)件中所有部件應(yīng)力均未達到比例極限，此時T形墻受壓側(cè)墻肢均為受壓，較大壓應(yīng)力大多分布于試件兩墻肢受壓區(qū)面板近加載端處以及面板和側(cè)板交界處，主要是由于軸力和彎矩的疊加使得此處壓應(yīng)力最大，以及交界尖角處有局部應(yīng)力集中現(xiàn)象引起的，詳見圖6。受壓區(qū)除加載端附近應(yīng)力集中外，其他均勻受壓，受拉或受壓均未達到材料屈服強度，構(gòu)件處于彈性狀態(tài)。芯管在應(yīng)力最大處應(yīng)力不超過40 MPa，說明在彈性階段芯管所起支承作用較小；隨著施加轉(zhuǎn)角的增大，直到M-φ曲線開始出現(xiàn)明顯斜率變化，即到達拐點，此時面板側(cè)板最大縱向壓應(yīng)力達到約180 MPa，構(gòu)件開始進入彈塑性階段。

圖6 TQYW-6.0-2第Ⅰ階段 MPaFig.6 TQYW-6.0-2 in phase Ⅰ

Ⅱ階段(彈塑性受力)：本階段荷載-轉(zhuǎn)角曲線呈現(xiàn)斜率不斷減小的非線性關(guān)系，當(dāng)M達到約0.5Mu時，可見面板、側(cè)板交界近兩端處開始出現(xiàn)中間幅度漸漸增大的波浪形鼓曲；芯管端部應(yīng)力逐漸增大，與此同時，面板近兩端受壓區(qū)開始出現(xiàn)明顯鼓曲，并且不斷向中間發(fā)展，形成從兩端出現(xiàn)斜向鼓曲，并逐漸向受拉區(qū)擴展；構(gòu)件整體開始有明顯彎曲，直至達到承載力極限水平，詳見圖7。可知：受壓區(qū)側(cè)板受壓成波浪形屈曲，大部分面板屈服，且塑性區(qū)不斷向另一邊擴展，跨中開始出現(xiàn)較明顯橫向位移；部分芯管根部明顯開始屈曲，逐漸失去對面板的面內(nèi)外支承能力。

a—整體；b—芯管部分。圖7 TQYW-6.0-2第Ⅱ階段 MPa Fig.7 TQYW-6.0-2 in phase Ⅱ

Ⅲ階段(破壞)：達到極限荷載后，受壓區(qū)側(cè)板明顯鼓曲，基本退出工作；部分芯管端部接近或達到屈服應(yīng)力，由于管壁過薄，且在管壁面內(nèi)和近管端部法向均受壓力作用，所以在接近達到屈服點時就已出現(xiàn)屈曲，很快就退出工作；受壓區(qū)面板鼓曲進一步擴展，且大多分布于加載端附近，構(gòu)件抗力下降，轉(zhuǎn)角顯著增大，構(gòu)件破壞，詳見圖8。破壞時除翼緣另一端和腹板自由端局部外基本全截面受壓，構(gòu)件有明顯彎曲，跨中撓度最大(約34 mm)，達到l/100，加載端附近由于應(yīng)力集中出現(xiàn)明顯斜向鼓曲，彎矩下降到0.85Mu時構(gòu)件宣告破壞；受壓區(qū)端部芯管根部受壓屈曲，完全失去對面板的支承作用。

a—整體；b—芯管部分。圖8 TQYW-6.0-2 第Ⅲ階段 MPaFig.8 TQYW-6.0-2 in phase Ⅲ

試件TQYW-2.5-1～3和TQYW-4.0-1～3由于面板板厚度較小，導(dǎo)致其屈曲較早發(fā)生，且在破壞前，整體失穩(wěn)不明顯，主要是由于加載端部附近壓應(yīng)力較大導(dǎo)致該區(qū)域局部屈曲過早發(fā)生，以致于彎矩不能有效從兩端傳遞至中間。試件TQYW-8.0-1～3由于面板厚度較大，導(dǎo)致側(cè)板屈曲要遠(yuǎn)遠(yuǎn)早于面板發(fā)生，破壞時構(gòu)件整體彎曲程度也大于其他構(gòu)件，除此之外，破壞過程均與試件TQYW-6.0-2類似，此處不再贅述。

從全部12組模型破壞全過程來看，不銹鋼芯板T形墻受雙向壓彎荷載下的破壞本質(zhì)是：結(jié)構(gòu)進入彈塑性階段后，受壓區(qū)近加載端壓應(yīng)力已經(jīng)超過不銹鋼屈服強度，由于芯管端部對面板面內(nèi)外的支承作用和側(cè)板的端部約束以及幫助面板支持荷載的作用，使得面板屈曲速度大大減緩，直到側(cè)板屈曲過于嚴(yán)重失去約束和承載能力，芯管端部發(fā)生屈曲不能再提供面內(nèi)外支承，受壓區(qū)面板徹底失去支承從而屈曲范圍迅速擴展，構(gòu)件宣告破壞。

3 雙向壓彎承載力參數(shù)分析

主要研究以下幾種參數(shù)對不銹鋼芯板T形墻雙向壓彎承載力產(chǎn)生的影響：軸壓比n、高寬比β、面板厚tm、側(cè)板厚tc、芯管厚tx。

3.1 軸壓比n

T形墻所承受的軸壓力大小直接影響T形墻各方面受力性能，因此研究軸壓比n的大小對于墻受雙向壓彎下的極限抗彎承載力的影響是控制軸壓比設(shè)計的重要環(huán)節(jié)[14]，軸壓比同時也是研究T形柱抗震性能的重要參數(shù)[15]。以tm=8 mm為例，偏心角θ取為15°、45°、75°、105°、135°、165°，軸壓比n在0～1.2內(nèi)等距取13個點，計算了共計78個數(shù)值算例，對得出數(shù)據(jù)進行整理，如圖9所示。

θ=15°； θ=45°； θ=75°； θ=105°； θ=135°； θ=165°。圖9 不同軸壓比對雙向受彎極限承載力Mu的影響Fig.9 Influence of different axial compression ratios on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending

根據(jù)圖9可知，不銹鋼芯板T形墻在受到雙向壓彎荷載作用下，隨著軸壓比的增大，極限抗彎承載力不斷減小，沒有像普通鋼筋混凝土柱或者型鋼混凝土柱一樣存在界限軸壓比。主要是因為純不銹鋼薄壁柱在壓彎荷載作用下，由于不銹鋼的抗拉強度大，塑性變形能力很強，總是以受壓區(qū)先發(fā)生屈曲導(dǎo)致構(gòu)件破壞。

3.2 高寬比β

保持面板厚tm=6 mm，側(cè)板厚tc=2.5 mm，芯管厚tx=0.5 mm，偏心角θ=120°不變，取軸壓比為0.1、0.3、0.5、0.7、0.9，墻高分別取3，4，5，6 m，高寬比β分別為3，4，5，6。針對高寬比β建立20組數(shù)值分析模型，將計算結(jié)果進行整理，如圖10所示。

n=0.1； n=0.3； n=0.5； n=0.7； n=0.9。圖10 不同高寬比對雙向受彎極限承載力Mu的影響Fig.10 Influence of different aspect ratios on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending

根據(jù)圖10可以得出結(jié)論：在軸壓比不變的情況下，隨著高寬比β的增加，極限抗彎承載力隨之減小，而且這種影響隨著軸壓比n的增大而增大；β從3.0增大至6.0的過程中，軸壓比n=0.1、0.3、0.5、0.7、0.9時，極限抗彎承載力分別下降約10.6%、20.7%、25.7%、35.4%、53.6%，這主要是由于墻的高度增加，組成T形墻的主要部件——面板，在施加壓彎荷載的過程中跨中撓度也增大，軸力產(chǎn)生的附加彎矩也隨之增大，最終導(dǎo)致極限彎矩的減小。

3.3 面板厚度tm

保持其他截面參數(shù)不變，固定軸壓比為0.4，取偏心角為0°～180°，以15°為間隔，即0°、15°、30°、45°、60°、75°、90°、105°、120°、135°、150°、165°、180°，面板厚度tm為2.5，4，6，8 mm，針對面板厚度tm建立52組數(shù)值模型,將最后所得結(jié)果整理匯總成曲線，如圖11所示。

根據(jù)圖11可知：面板厚度變化對于T形墻極限抗彎承載力Mu有著極大影響，面板厚度從2.5 mm增加到4 mm時，平均極限抗彎承載力Mu增加約144%；增加至6 mm時，Mu增加約322.9%；增加至8 mm時，Mu增加約468%。之所以Mu的增長速度明顯高于面板厚度增長速度，主要是面板作為不銹鋼芯板T形墻截面最主要受力部分，不論偏心角多少，面板厚度的提高對于全截面慣性矩的提高速度都是超過線性增長速度的。偏心角對T形墻極限抗彎承載力有一定影響，除tm=2.5 mm之外，其他面板厚度下，彎矩作用平面與腹板所在平面夾角越小，極限抗彎承載力越大，產(chǎn)生該現(xiàn)象的成因主要是T形墻沿強軸和弱軸的慣性矩大小不同，導(dǎo)致沿兩軸的極限抗彎承載力存在顯著差異。

tm=2.5 mm； tm=4.0 mm； tm=6.0 mm； tm=8.0 mm。圖11 不同偏心角下面板厚度對雙向受彎極限承載力Mu的影響Fig.11 Influence of the thickness of the panel on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending under different eccentric angles

保持其他截面參數(shù)不變，固定偏心角為60°，軸壓比取0.1～0.4(0.05為間隔)，0.5～0.8(0.1為間隔)面板厚度仍為2.5，4，6，8 mm，針對面板厚度tm建立44組數(shù)值分析模型，整理結(jié)果匯總?cè)鐖D12所示。

tm=2.5 mm； tm=4.0 mm； tm=6.0 mm； tm=8.0 mm。圖12 不同軸壓比下面板厚度對雙向受彎極限承載力Mu的影響Fig.12 Influence of the thickness of the panel on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending under different axial compression ratios

3.4 芯管厚度tx

不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)的主要特色之一就是采用圓筒狀芯管布置于面板之間形成面外支撐。對于芯管的分布和厚度，遠(yuǎn)大可建有限公司也進行了大量的試驗分析，結(jié)果顯示，對于作為樓板的不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)，芯管厚度tx超過0.5 mm后，對于板的強度和抗彎剛度提高就不明顯了，出于經(jīng)濟性考慮，遠(yuǎn)大可建有限公司生產(chǎn)的用作組裝T形墻的芯板的芯管tx一律為0.5 mm?？紤]到芯管厚度過大后，芯管和面板之間的連接釬料易于在接頭間隙填充不均勻[16]，從而形成有缺陷的連接焊縫，因此本文僅設(shè)計了tx為0.5，0.8，1.1，1.4，1.7，2.0 mm共6種厚度的芯管壁厚，固定軸壓比n=0.3，偏心角θ=30°，考察芯管厚度tx對不銹鋼芯板T形墻受雙向壓彎下承載力的影響。

根據(jù)圖13可得出，隨著芯管厚度在一定范圍內(nèi)的增加，不銹鋼芯板T形墻在受各種加載角度下的雙向壓彎荷載時的抗彎承載力均有所提高，但是提高幅度不大，2.5，4，6，8 mm四種厚度面板的T形墻，芯管厚度tx從0.5 mm增長到2 mm，其極限抗彎承載力分別增長了14.95%、6.67%、4.01%、5.95%，且基本隨著芯管厚度的增長呈現(xiàn)線性增長。由此可見，采用增加芯管厚度來提高T形墻雙向壓彎承載力，效果不佳。

tm=2.5 mm； tm=4.0 mm； tm=6.0 mm； tm=8.0 mm。圖13 不同面板厚度下芯管厚度對雙向受彎極限承載力Mu的影響Fig.13 Influence of core tube thickness on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending under different panel thicknesses

3.5 側(cè)板厚度tc

保持面板厚度tm為6 mm不變，偏心角30°不變，設(shè)定軸壓比n分別為0.1、0.25、0.4、0.55、0.7，側(cè)板為2.5,4,6,8 mm四種厚度，考察在不同軸壓比下，側(cè)板厚度tc的增加對T形墻極限受彎承載力的影響，整理數(shù)據(jù)匯總?cè)鐖D14所示。

n=0.10； n=0.25； n=0.40； n=0.55； n=0.70。圖14 不同軸壓比n下側(cè)板厚度對雙向抗彎極限承載力Mu的影響Fig.14 Influence of the thickness of the lower side plate on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending with different axial compression ratios

根據(jù)圖14曲線可知，同一軸壓比下，側(cè)板厚度的增加對壓彎構(gòu)件的極限抗彎承載力Mu有一定的提升作用，tc的增長與Mu增長近似成線性關(guān)系，不僅僅是由于其對兩軸慣性矩的影響，主要是由于在受壓區(qū)，側(cè)板位于壓彎荷載產(chǎn)生的疊加壓應(yīng)力最大處，側(cè)板的加厚使得自身寬厚比減小，尤其當(dāng)寬厚比從大于規(guī)范[16]限值減小到限值以內(nèi)時，側(cè)板可作為全截面有效的部分加勁板件或者非加勁板件設(shè)計，同時更加不易發(fā)生受壓屈曲，更加充分發(fā)揮強度，尤其給受壓區(qū)面板的邊緣提供了有效的面外支承，延緩了其受壓屈曲的進程。

保持軸壓比n=0.4不變，偏心角30°不變，分析在不同面板厚度下，側(cè)板厚度分別為2.5,4.0,6.0,8.0 mm四種厚度時對極限抗彎承載力的影響，整理數(shù)據(jù)匯總?cè)鐖D15所示。

tm=2.5 mm； tm=4.0 mm； tm=6.0 mm； tm=8.0 mm。圖15 不同面板厚度下側(cè)板厚度對雙向受彎極限承載力Mu的影響Fig.15 Influence of side plate thickness on the ultimate bearing capacity Mu in biaxial bending under different panel thicknesses

當(dāng)面板厚度分別為2.5，4.0，6.0，8.0 mm，側(cè)板厚度從2.5 mm增長到8 mm時，極限抗彎承載力分別增長了65.6%、29.3%、20.7%、16.8%，說明隨著面板厚度增加，增加側(cè)板厚度對極限抗彎承載力的貢獻越來越小。

4 Mx-My相互作用方程

圖16 彎矩方向示意Fig.16 The schematic diagram of bending moment direction

現(xiàn)將不銹鋼芯板T形墻典型構(gòu)件(tm=4 mm，tc=2.5 mm，tx=0.5 mm)在不同軸壓比下的Mx、My數(shù)值計算結(jié)果進行歸一化，考慮到T形墻在承受正、負(fù)向彎矩時，雙向壓彎關(guān)系曲線有較大區(qū)別，本文將其分開研究。擬合結(jié)果如圖17所示。

n=0.1； n=0.3； n=0.5； n=0.7； n=0.9。圖17 標(biāo)準(zhǔn)構(gòu)件雙向壓彎擬合曲線圖Fig.17 Fitting curves of standard members under biaxial compression-bending

由圖17可知，不銹鋼芯板T形墻受壓彎荷載下Mx/Mxn與My/Myn的關(guān)系與軸壓比n和受彎方向密切相關(guān)，隨著n的增大，不論正負(fù)向受彎，曲線凸出均逐漸減?。划?dāng)受到繞x軸負(fù)向的彎曲時，由于Mx的存在使得翼緣部分受拉，從而抵消了部分由My在受壓區(qū)帶來的壓應(yīng)力，而翼緣正是主要承受My的部分，因此當(dāng)n在一定范圍內(nèi)時會出現(xiàn)My/Myn>1的情況，且隨著n的增大，這種放大作用愈加明顯?？紤]到過大的軸壓比和Mx-疊加后可能會使腹板過早受壓破壞，出于保守考慮，結(jié)合大量有限元分析結(jié)果，定義：

(1)

Mx-My相互作用方程如下。

負(fù)向受彎：

n1=1.16-0.6n≥0.74

(2b)

k=0.905+0.45n

(2c)

Mky=kMyn

(2d)

正向受彎：

n2=1.46-0.6n

(3b)

5 結(jié) 論

1)基于若干拉壓材性試件，對奧氏體S304L不銹鋼材料的力學(xué)性能進行研究，結(jié)果顯示其屈服強度f0.2、初始彈性模量E0等主要力學(xué)參數(shù)明顯比常見的S30408不銹鋼小，與CECS 410∶2015中S30403不銹鋼接近。

2)通過ABAQUS有限元軟件對不銹鋼芯板T形墻承受軸壓和雙向彎矩共同作用進行了全過程數(shù)值模擬，結(jié)果顯示受力過程主要分為彈性、彈塑性階段、最終破壞三階段，并得到了全過程的M-θ曲線。

3)分析了軸壓比n、面板厚度tm、側(cè)板厚度tc、芯管厚度tx、高寬比β這幾種參數(shù)對T形墻雙向彎曲承載力的影響，得出了提高面板厚度和降低軸壓比對于提高T形墻雙向抗彎承載力作用最明顯，增加側(cè)板厚度一定程度上可以延緩面板的屈曲，增加抗彎承載力。