冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔柱軸壓承載力研究

鄧露，蔡宇琪，劉文豪，劉歡

［1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.工程結(jié)構(gòu)損傷診斷湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（湖南大學(xué)），湖南 長(zhǎng)沙 410082；3.東南大學(xué) 土木工程學(xué)院，江蘇 南京 210096］

“雙碳”背景下，國(guó)家大力推動(dòng)綠色裝配式鋼結(jié)構(gòu)建筑的發(fā)展.冷彎薄壁型鋼因具有綠色節(jié)能、輕質(zhì)高強(qiáng)、截面靈活多樣等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于別墅、居民住宅以及商業(yè)建筑中［1-3］.由于冷彎薄壁型鋼截面的厚度較薄，寬厚比較大，構(gòu)件在壓力作用下易發(fā)生屈曲破壞.為限制板件屈曲，通常在腹板或翼緣上設(shè)置加勁肋，來(lái)達(dá)到提升構(gòu)件承載力的目的.常見(jiàn)的加勁形式有V形［4］、雙V形［5］和Σ形［6］等.

為了布置水電管線，構(gòu)件腹板往往需要開孔.然而，腹板開孔會(huì)造成構(gòu)件截面應(yīng)力分布復(fù)雜化、截面剛度降低，進(jìn)而對(duì)構(gòu)件的破壞模式和承載能力產(chǎn)生影響［7］.研究表明，開孔尺寸、孔型、開孔間距及截面的幾何尺寸等對(duì)開孔試件的屈曲模式和極限承載力有一定影響［8］.姚永紅等［9］研究了加勁腹板開孔卷邊槽鋼試件的軸壓性能，發(fā)現(xiàn)開孔會(huì)導(dǎo)致試件的屈曲模式發(fā)生改變且降低試件的承載力.Wang等［10］對(duì)腹板開孔Σ 形加勁卷邊槽鋼試件開展了軸壓試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)Σ 形加勁方式能有效地提升試件的承載效率，有助于增強(qiáng)孔洞周圍板件變形的約束作用.張壯南等［11］對(duì)Σ 形加勁肋上開設(shè)一定數(shù)量孔的冷彎薄壁型鋼柱試件進(jìn)行研究.但是受到加勁肋尺寸的限制，在腹板中軸線開孔的方式并不適用于所有截面.為了便于電線、水管和燃?xì)夤艿榷囝愒O(shè)施在墻體內(nèi)部進(jìn)行合理布置，往往在墻體立柱不同高度處開設(shè)一定數(shù)量的孔洞［12］.同時(shí)，姚永紅［13］提出了在加勁肋兩側(cè)對(duì)稱開孔的方案，但在同一高度開設(shè)兩孔或多孔，會(huì)造成截面剛度削弱較大，進(jìn)而影響試件的承載力.

為了滿足管線布置對(duì)構(gòu)件開孔位置的要求及降低開孔對(duì)截面剛度的削弱作用，本文提出了在腹板的不同高度處開設(shè)錯(cuò)列孔洞的冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔柱.目前，關(guān)于腹板錯(cuò)列開孔冷彎型鋼構(gòu)件軸壓性能的研究尚未見(jiàn)報(bào)道.此外，在《低層冷彎薄壁型鋼房屋建筑技術(shù)規(guī)程》（JGJ 227—2011）［14］的設(shè)計(jì)條文中，也僅針對(duì)構(gòu)件的開孔間距和開孔大小等進(jìn)行了限制.本文采用經(jīng)驗(yàn)證的ABAQUS 有限元模型，對(duì)冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔柱的破壞模式和極限承載力進(jìn)行了研究，討論了開孔間距、孔型、構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比、腹板加勁肋板件高度和翼緣寬厚比等對(duì)極限承載力和破壞模式的影響.最后，研究發(fā)現(xiàn)冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔柱的承載力有明顯提升，為工程設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供了參考依據(jù)和數(shù)據(jù)支撐.

1 有限元模型驗(yàn)證

1.1 文獻(xiàn)[13]試驗(yàn)概況

有限元模型選用文獻(xiàn)［13］中的開孔V 形加勁冷彎薄壁槽鋼柱試件，其材料選用Q345 級(jí)鋼材.由于本文研究中涉及的對(duì)象均為開雙孔的柱構(gòu)件，故選取了三組文獻(xiàn)［13］中開雙孔的V 形加勁冷彎薄壁槽鋼柱試件作為典型試件并進(jìn)行有限元模型驗(yàn)證.柱試件尺寸示意圖如圖1 所示，詳細(xì)尺寸信息見(jiàn) 表1［13］，柱端邊界條件設(shè)置為固接.試件截面厚度t取實(shí)測(cè)厚度2.98 mm，開孔尺寸ah為38.2 mm，Lh為101.6 mm.試驗(yàn)中加載裝置選用50 t 四柱試驗(yàn)機(jī).為了捕捉試件在加載過(guò)程中應(yīng)變的變化狀態(tài)，分別在短柱和中長(zhǎng)柱的中間高度截面、中長(zhǎng)柱的1/4高度截面處增設(shè)應(yīng)變片.為觀測(cè)試驗(yàn)中試件發(fā)生的畸變變形，在柱構(gòu)件的中間高度截面處設(shè)置位移計(jì).由于中長(zhǎng)柱會(huì)發(fā)生多波失穩(wěn)，在中長(zhǎng)柱的部分翼緣和卷邊交界處增設(shè)位移計(jì).同時(shí)，在柱試件的加載端布置軸向位移計(jì).試驗(yàn)時(shí)，采用逐級(jí)加載的加載方案，每級(jí)加載10 kN，直到加載至預(yù)估極限承載力的70%左右，每級(jí)加載量減小到1～2 kN，直至達(dá)到峰值荷載.

表1 試件的實(shí)測(cè)尺寸參數(shù)［13］Tab.1 Measured dimensions of the test specimens［13］

圖1 試件尺寸及符號(hào)定義［13］Fig.1 Test specimen dimension and symbol definition［13］

1.2 模型建立

本文通過(guò)與文獻(xiàn)［13］中的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比來(lái)驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性.采用ABAQUS 有限元軟件建立冷彎薄壁型鋼加勁腹板開孔柱有限元模型.模型均選用S4R 單元模擬.為了與文獻(xiàn)試件編號(hào)統(tǒng)一及便于比較，驗(yàn)證模型的編號(hào)與文獻(xiàn)［13］中試驗(yàn)試件的編號(hào)一致.因文獻(xiàn)［13］中試件兩端的邊界條件均為固接，故在有限元模型中約束頂端和底端除加載方向之外的其他所有自由度，并在頂端截面形心處施加位移荷載.構(gòu)件網(wǎng)格尺寸取10 mm.因孔洞附近易發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，故對(duì)孔洞周圍網(wǎng)格進(jìn)行局部加密處理，孔邊網(wǎng)格尺寸為5 mm.有限元模型的邊界條件和網(wǎng)格劃分情況如圖2所示.

圖2 邊界條件和網(wǎng)格劃分Fig.2 Boundary conditions and meshing

材料選用Q345 鋼，為了有效避免有限元分析后期收斂困難，減少計(jì)算分析試件，鋼材本構(gòu)關(guān)系采用雙線性強(qiáng)化模型.彈性模量E=206 GPa，第二模量Eε=E/50，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度f(wàn)y=363.0 MPa，極限強(qiáng)度f(wàn)u=508.7 MPa［13］.構(gòu)件因冷彎效應(yīng)提高的屈服強(qiáng)度能近似抵消薄膜殘余應(yīng)力對(duì)冷彎型鋼構(gòu)件力學(xué)性能的不利影響［15-16］.故在有限元模型建立中，未考慮冷彎效應(yīng)和殘余應(yīng)力對(duì)構(gòu)件受力性能的影響.

由于試件在制作和運(yùn)輸?shù)冗^(guò)程中會(huì)產(chǎn)生初始缺陷，且初始缺陷會(huì)對(duì)試件的力學(xué)性能產(chǎn)生不可忽略的影響，因此有必要在有限元分析過(guò)程中引入初始缺陷［17］.在有限元建模的過(guò)程中，首先，進(jìn)行特征值屈曲分析，提取一階屈曲模態(tài)，所得一階屈曲模態(tài)均發(fā)生以畸變屈曲為主的屈曲失效模式；其次，通過(guò)修改INP 文件中的關(guān)鍵詞在一階屈曲模態(tài)基礎(chǔ)上引入初始缺陷，畸變屈曲幾何缺陷取0.94t［18］；最后，利用通用靜力分析方法［19］進(jìn)行有限元分析，以獲取構(gòu)件的破壞模式、荷載-位移曲線和極限承載力.

1.3 模型驗(yàn)證

采用上述建模方法建立的有限元模型對(duì)文獻(xiàn)［13］中的3 個(gè)試件進(jìn)行計(jì)算分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.

有限元分析中，構(gòu)件均發(fā)生以畸變屈曲為主的破壞模式，與文獻(xiàn)［13］中試件的破壞模式基本一致，有限元分析與試驗(yàn)各自所得的破壞模式對(duì)比如圖3所示.試驗(yàn)和有限元分析中，構(gòu)件翼緣的最大變形均發(fā)生在構(gòu)件的1/2 高度位置處.同時(shí)，翼緣繞翼緣與腹板間的交線發(fā)生一定程度的向外轉(zhuǎn)動(dòng)，孔洞兩側(cè)的翼緣變形尤為明顯.為了驗(yàn)證模型的荷載-位移曲線，與文獻(xiàn)［13］中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，如圖4 所示.由圖4 可知：有限元分析得出的荷載-位移曲線與通過(guò)試驗(yàn)得出的結(jié)果吻合較好.通過(guò)比較試驗(yàn)和有限元分析獲得的極限承載力，發(fā)現(xiàn)二者基本保持一致.由表2可知，試驗(yàn)獲得的極限承載力Fu，Test與有限元分析獲得的極限承載力Fu，F(xiàn)EM之比的均值和變異系數(shù)分別為0.99、0.061.有限元計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果誤差均在10%以內(nèi)，這主要是由于在有限元分析中將柱端約束考慮為理想條件，使其與試驗(yàn)過(guò)程中可能存在的對(duì)中誤差下的實(shí)際約束條件存在一定差別.綜上，該有限元模型可以較準(zhǔn)確地模擬冷彎薄壁型鋼加勁腹板開孔軸壓柱的破壞模式、荷載-位移曲線和極限承載力，驗(yàn)證了有限元建模的準(zhǔn)確性.

表2 試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果比較Tab.2 Comparison of test and FEM results

圖3 破壞模式驗(yàn)證Fig.3 Validation of failure modes

圖4 荷載-位移曲線驗(yàn)證Fig.4 Validation of load-displacement curves

2 模型參數(shù)及計(jì)算結(jié)果

2.1 模型參數(shù)

按照第1 節(jié)方法建立加勁腹板錯(cuò)列開孔柱有限元模型.根據(jù)《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50018—2002）［20］中關(guān)于材料屬性的規(guī)定，Q345 鋼的彈性模量取206 GPa，第二模量ES=E/100，屈服強(qiáng)度f(wàn)y取標(biāo)準(zhǔn)值345 MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)u為448 MPa［21］，泊松比取0.3.本文共設(shè)計(jì)了177 個(gè)冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔軸壓柱，研究開孔間距、孔型、構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比、腹板加勁肋板件高度、翼緣寬厚比對(duì)冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔軸壓柱受力性能的影響.截面形狀和開孔位置示意圖見(jiàn)圖5.截面壁厚t為1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm，截面高度H為190 mm、230 mm，截面翼緣寬度B為60 mm、75 mm、90 mm，加勁肋深度S1為15 mm，加勁肋和腹板的夾角為135°，卷邊D長(zhǎng)度為20 mm.開孔間距d取0～1 400 mm.孔型分別為橢圓孔（O）、矩形孔（R）、圓孔（C）和菱形孔（L）.短柱構(gòu)件長(zhǎng)度取700 mm，中長(zhǎng)柱構(gòu)件長(zhǎng)度取1 000 mm 和 1 400 mm，長(zhǎng)柱構(gòu)件長(zhǎng)度取2 100 mm.腹板加勁肋板件高度h分別為0 mm（等同于布置V 形加勁）、20 mm、30 mm 和40 mm.本文構(gòu)件參數(shù)變量設(shè)置如表3所示.橢圓孔和矩形孔的開孔高度ah為38 mm，開孔寬度Lh為100 mm；圓孔的直徑為38 mm；菱形孔的開孔高度和寬度均為38 mm.

表3 構(gòu)件參數(shù)變量設(shè)置Tab.3 Parameter variables of typical specimens

圖5 構(gòu)件尺寸及符號(hào)定義Fig.5 Specimen dimension and symbol definition

構(gòu)件編號(hào)中的各字母及數(shù)字的命名規(guī)則如下：L700H190B60h0-C2-0 代表柱長(zhǎng)L為700 mm，截面腹板高度H為190 mm，構(gòu)件截面翼緣寬度B為 60 mm，腹板加勁肋板件高度h為0 mm，孔型為圓孔（C），開孔總個(gè)數(shù)為2 個(gè)且開孔間距為0 mm（即并排）的構(gòu)件.

2.2 破壞模式及應(yīng)力分布

根據(jù)ABAQUS 有限元模擬結(jié)果，本文中構(gòu)件主要發(fā)生以畸變屈曲為主的屈曲失效破壞，如圖6 所示.當(dāng)柱長(zhǎng)為700 mm 時(shí)，構(gòu)件發(fā)生翼緣與卷邊的畸變屈曲，伴有孔邊板件的局部鼓曲.當(dāng)開孔間距為200 mm 時(shí)，構(gòu)件發(fā)生呈中心對(duì)稱的I-I 型（翼緣內(nèi)收）畸變屈曲，如圖6（a）所示.構(gòu)件的最大畸變變形發(fā)生在構(gòu)件中間高度位置.當(dāng)柱長(zhǎng)為1 000 mm 和1 400 mm 時(shí)，構(gòu)件主要發(fā)生畸變屈曲，如圖6（b）和（c）所示.當(dāng)柱長(zhǎng)為2 100 mm 時(shí)，構(gòu)件呈現(xiàn)以畸變屈曲為主的屈曲失效模式，伴有繞弱軸的整體彎曲和開孔板件周邊的局部鼓曲，如圖6（d）所示.隨著錯(cuò)列開孔間距的增大，畸變屈曲的模式也由I-I 型（翼緣外張）轉(zhuǎn)變?yōu)镺-O 型.可見(jiàn)孔洞的存在改變了中長(zhǎng)柱的屈曲形態(tài).

圖6 錯(cuò)列開孔柱屈曲失效模式Fig.6 Buckling modes of members with staggered holes

圖7（a）和7（b）表明，當(dāng)孔型為圓孔時(shí)，最大變形出現(xiàn)在構(gòu)件的上半部分，即靠近頂端的開孔處；當(dāng)孔型為菱形孔時(shí)，最大變形出現(xiàn)在構(gòu)件的下半部分，即靠近底端的開孔處.當(dāng)孔型為橢圓孔和矩形孔時(shí)，構(gòu)件出現(xiàn)了上述類似的差異現(xiàn)象.孔型對(duì)構(gòu)件屈曲失效時(shí)的變形有一定影響.由圖7 還可知，當(dāng)孔型為菱形孔和矩形孔時(shí)，在開孔尖角處易發(fā)生應(yīng)力集中.故當(dāng)孔型不同時(shí)，由于幾何形狀的差異性，開圓孔和橢圓孔的構(gòu)件比帶有尖角的菱形孔和矩形孔的試件表現(xiàn)得更為優(yōu)越.

圖7 不同孔型的柱屈曲失效模式Fig.7 Buckling modes of members with different hole shapes

2.3 荷載-位移曲線

為了直觀地反映構(gòu)件的剛度和極限承載力的變化，圖8 給出了L700H190h0-O2和L1400H190h0-O2系列構(gòu)件在軸壓作用下的荷載-位移曲線（圖中B60-0表示為翼緣寬度為60 mm，錯(cuò)列開孔的開孔間距為0 mm）.從圖8 中可以看出荷載-位移曲線受開孔間距、翼緣寬厚比影響較大.荷載-位移曲線均呈現(xiàn)出直線上升、曲線上升和下降三個(gè)階段，即彈性、彈塑性和破壞三個(gè)階段.當(dāng)開孔間距和翼緣寬厚比較大時(shí)，荷載-位移曲線直線段較陡，變形能力較弱，彈性工作階段較長(zhǎng).當(dāng)達(dá)到極限荷載的80%時(shí)，進(jìn)入彈塑性工作階段，承載力相對(duì)較強(qiáng).由圖8（a）可知，各構(gòu)件的荷載-位移曲線變化趨勢(shì)大體一致.在加載的初始階段，荷載隨著位移的增大而呈線性增加，表明構(gòu)件在加載階段處于彈性受力階段；當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)，由于構(gòu)件出現(xiàn)局部屈曲從而增長(zhǎng)得較為緩慢，曲線趨于平緩.當(dāng)翼緣寬度增加時(shí)，荷載-位移曲線直線段斜率隨之增加，說(shuō)明構(gòu)件剛度隨翼緣寬度的增加而增大.同時(shí)，臨界荷載對(duì)應(yīng)的位移也隨之后移.圖8（b）的變化規(guī)律與圖8（a）基本一致.

圖8 荷載-位移曲線圖Fig.8 Load-displacement curves

3 有限元參數(shù)分析

3.1 開孔間距的影響

圖9 給出了加勁腹板錯(cuò)列開孔柱構(gòu)件的極限承載力隨開孔間距變化曲線圖.當(dāng)柱長(zhǎng)為700 mm 時(shí)，構(gòu)件的極限承載力隨著開孔間距的增大而先慢后快地增加.當(dāng)開孔間距從0 mm 增加到200 mm 時(shí)，構(gòu)件的極限承載力的上升幅度約為10%；當(dāng)柱長(zhǎng)為1 000 mm時(shí)，構(gòu)件的極限承載力與錯(cuò)列開孔的間距近似呈線性正相關(guān)，極限承載力平均增長(zhǎng)了約16.2%；當(dāng)柱長(zhǎng)為1 400 mm 時(shí)，構(gòu)件的極限承載力隨著錯(cuò)列開孔的間距增加幾乎呈線性增長(zhǎng)的趨勢(shì).出現(xiàn)該規(guī)律的可能原因是構(gòu)件腹板開孔引起了腹板局部應(yīng)力重分布，隨著雙孔之間開孔間距的增大，雙孔的相互影響降低，雙孔對(duì)腹板受力性能的削弱降低，此時(shí)軸壓柱構(gòu)件的承載力得到提升.因此，增加開孔間距對(duì)軸壓柱構(gòu)件的穩(wěn)定承載力有一定提升作用.

圖9 不同開孔間距的柱構(gòu)件承載力對(duì)比Fig.9 Comparison of bearing capacities of members with different hole spacings

3.2 孔型的影響

總體上，當(dāng)孔型不同，孔洞的寬度和高度分別相同時(shí)，開橢圓孔構(gòu)件的極限承載力都要略高于開矩形孔的構(gòu)件，開菱形孔構(gòu)件的極限承載力都要略高于開圓孔的構(gòu)件，如圖10所示.對(duì)于柱長(zhǎng)為1 000 mm的構(gòu)件，當(dāng)開孔間距提升至600 mm 時(shí)，開橢圓孔的構(gòu)件極限承載力提升了28.6%，開矩形孔的構(gòu)件極限承載力提升了29.4%，開圓孔的構(gòu)件極限承載力提升了20.7%，開菱形孔的構(gòu)件極限承載力提升了19.2%.在開孔寬度和開孔高度相同的情況下，開橢圓孔、菱形孔的構(gòu)件極限承載力高于開矩形孔、圓孔的構(gòu)件.出現(xiàn)上述現(xiàn)象可能是由于在開孔寬度和開孔高度相同的情況下，矩形孔和圓孔的開孔面積大于橢圓孔和菱形孔［22-23］，因此對(duì)截面的削弱更大.這也說(shuō)明孔型對(duì)構(gòu)件的受力性能有一定影響.

圖10 不同孔型的柱構(gòu)件承載力對(duì)比（H190B60h0系列）Fig.10 Comparison of bearing capacities of members with different hole shapes for series H190B60h0

3.3 構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的影響

通過(guò)改變構(gòu)件的柱長(zhǎng)，其他截面參數(shù)保持不變，計(jì)算各構(gòu)件模型的極限承載力結(jié)果如表4 所示.在截面尺寸相同時(shí)，錯(cuò)列分布的孔洞對(duì)極限承載力的影響隨著長(zhǎng)細(xì)比的增加逐漸降低，如圖11 所示.因構(gòu)件的邊界條件為固支，故計(jì)算長(zhǎng)度l0=μl中修正系數(shù)μ取0.5.本文中構(gòu)件截面為單軸對(duì)稱開口截面，按照《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50018—2002）［20］計(jì)算構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比最大值均為繞弱軸的長(zhǎng)細(xì)比.

表4 不同長(zhǎng)細(xì)比柱構(gòu)件的極限承載力Tab.4 Bearing capacities of members with different slenderness ratios

圖11 不同長(zhǎng)細(xì)比的柱構(gòu)件承載力對(duì)比（H190B60h0-O2-*系列）Fig.11 Comparison of bearing capacities of members with different slenderness ratios for series H190B60h0-O2-*

由圖11 可知，當(dāng)構(gòu)件的開孔間距為200 mm、400 mm、500 mm、600 mm時(shí)，極限承載力曲線的變化規(guī)律趨于一致，呈極限承載力隨長(zhǎng)細(xì)比的增大而減小的變化趨勢(shì).當(dāng)柱構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比從22.4 增長(zhǎng)到31.3 時(shí)，承載力降低最明顯.隨著長(zhǎng)細(xì)比的增大，柱構(gòu)件的破壞模式發(fā)生了改變.從表4 可知，當(dāng)柱構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比為31.3時(shí)，構(gòu)件發(fā)生畸變屈曲.當(dāng)長(zhǎng)細(xì)比增加到47.0 時(shí)，構(gòu)件發(fā)生畸變屈曲的同時(shí)伴隨繞弱軸的整體屈曲，極限承載力隨之下降.總之，隨著構(gòu)件的柱長(zhǎng)增加，構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比增大，構(gòu)件極限承載力呈下降的趨勢(shì).

3.4 腹板加勁肋板件高度的影響

圖12 給出了L1400H230-O2-800 和L2100H23 0-O2-800 系列構(gòu)件的極限承載力與腹板加勁肋板件高度的變化關(guān)系.隨著腹板加勁肋板件高度的增加，構(gòu)件的極限承載力提升.當(dāng)加勁肋寬度S1保持不變，腹板加勁肋板件高度h=20 mm 時(shí)Σ 形加勁截面構(gòu)件的極限承載力比V 形加勁截面構(gòu)件提升約6.5%.

圖12 腹板加勁肋板件高度變化時(shí)的柱構(gòu)件承載力對(duì)比Fig.12 Comparison of bearing capacities of members with different heights of web-stiffeners

3.5 翼緣寬厚比的影響

保持其他條件不變，改變截面厚度，當(dāng)翼緣寬度保持為90 mm 時(shí)，厚度分別為1.5 mm、2.0 mm、2.5 mm、3.0 mm，對(duì)應(yīng)的翼緣寬厚比分別為60、45、36、30.圖13 給出了構(gòu)件的極限承載力隨翼緣寬厚比的變化情況，構(gòu)件的極限承載力隨翼緣寬厚比增大而減小.當(dāng)柱長(zhǎng)為1 400 mm 和2 100 mm 時(shí)，極限承載力曲線變化趨勢(shì)一致.當(dāng)柱長(zhǎng)為1 400 mm，翼緣寬厚比從30 增至60 時(shí)，柱構(gòu)件的極限承載力降低60.0%.當(dāng)柱長(zhǎng)為2 100 mm，翼緣寬厚比從30增至60時(shí)，柱構(gòu)件的極限承載力降低65.3%.這是因?yàn)樵诒３忠砭墝挾葪l件下，隨著截面厚度的增加，翼緣寬厚比減小，翼緣對(duì)腹板的支承作用加大，從而提升了構(gòu)件的極限承載力.

圖13 翼緣寬厚比變化時(shí)的柱構(gòu)件承載力對(duì)比（H230B90h0-O2-600系列）Fig.13 Comparison of bearing capacities of members with different flange width-thickness ratios for series H230B90h0-O2-600

4 結(jié)論

本文采用驗(yàn)證后的ABAQUS 有限元模型對(duì)兩端固支的冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔軸壓柱的破壞模式、荷載-位移曲線和極限承載力等展開了分析和討論，討論了不同開孔間距、孔型、構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比、腹板加勁肋板件高度、翼緣寬厚比等對(duì)冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔軸壓承載力的影響，得出如下主要結(jié)論：

1）為了便于鋪設(shè)不同高度、不同用途的管線，提出了冷彎薄壁型鋼加勁腹板錯(cuò)列開孔柱，增加錯(cuò)列開孔之間的開孔間距能達(dá)到提升構(gòu)件的極限承載力的目的，提升幅度可達(dá)10%，對(duì)實(shí)際工程具有借鑒意義.

2）開孔構(gòu)件主要發(fā)生以畸變屈曲為主的屈曲失效破壞模式：開孔短柱常發(fā)生翼緣與卷邊的畸變屈曲，伴隨著腹板的局部鼓曲；開孔中、長(zhǎng)柱發(fā)生畸變屈曲；開孔長(zhǎng)柱在發(fā)生畸變屈曲的同時(shí)呈現(xiàn)明顯繞弱軸的整體屈曲和開孔板件周邊的局部鼓曲.

3）孔型對(duì)構(gòu)件的極限承載力影響較小，當(dāng)孔型存在尖角時(shí)，會(huì)發(fā)生明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象.

4）隨著腹板加勁肋板件高度提升，構(gòu)件的極限承載力提升；隨著翼緣寬厚比的增大，構(gòu)件的極限承載力降低；隨著構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的增加，構(gòu)件的極限承載力降低.