楊 娜，彭 雄，楊慶山

（北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044）

目前，冷彎薄壁型鋼在低層民用建筑中已得到較為廣泛的運(yùn)用。輕質(zhì)高強(qiáng)、施工便捷、加之又符合綠色節(jié)能建筑理念，有著廣闊的應(yīng)用前景。國(guó)內(nèi)外對(duì)冷彎薄壁型鋼已展開(kāi)一系列系統(tǒng)的研究。悉尼大學(xué)通過(guò)試驗(yàn)和有限元等方法，對(duì)各類(lèi)截面展開(kāi)了系統(tǒng)的分析研究。其中，對(duì)于C型截面的畸變屈曲、局部屈曲以及畸變屈曲與局部屈曲之間的相互作用等屈曲行為進(jìn)行了深入的理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，得到了較為全面的冷彎薄壁型鋼C型截面的破壞機(jī)理和破壞特征[1－6]，并在現(xiàn)有的規(guī)范的基礎(chǔ)上，總結(jié)新的冷彎薄壁型鋼設(shè)計(jì)方法，并提出新的修改建議，并將直接強(qiáng)度法運(yùn)用于發(fā)生畸變屈曲的構(gòu)件設(shè)計(jì)中[7－8]；除此之外，還研究了加勁形式對(duì)C型構(gòu)件承載力和屈曲行為的影響[9－10]。西安建筑科技大學(xué)何?？档萚11]對(duì)冷彎薄壁型鋼帶V型腹板加勁C型構(gòu)件的畸變屈曲進(jìn)行了深入的試驗(yàn)研究，得出畸變屈曲的幾種模式，并對(duì)規(guī)范提出相應(yīng)的修改建議。蘭州大學(xué)周緒紅和王世紀(jì)[12]對(duì)單軸對(duì)稱(chēng)開(kāi)口構(gòu)件軸壓和偏心受壓進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，并分別考慮屈曲前變形和綴板的影響，研究成果收入了中國(guó)國(guó)家規(guī)范。此外，對(duì)C型薄壁受壓和受彎構(gòu)件的卷邊板件屈曲后性能、板組體系屈曲后相關(guān)作用問(wèn)題進(jìn)行了理論推導(dǎo)和試驗(yàn)研究，建立了統(tǒng)一的板和板組非線(xiàn)性分析理論。

綜上，對(duì)于冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件的在靜軸力作用下的屈曲行為、機(jī)理、承載力等有了較為深入的研究。然而對(duì)于薄壁構(gòu)件以及組合構(gòu)件的滯回性能，動(dòng)力破壞機(jī)理研究相對(duì)缺乏。僅南京工業(yè)大學(xué)陸曦[13]、王世奇[14]分別對(duì)C型薄壁構(gòu)件的拉壓滯回和壓彎滯回作了有限元分析，研究了滯回性能相關(guān)影響參數(shù)，并得出局部屈曲是滯回性能過(guò)早退化原因的結(jié)論。因此，有必要對(duì)冷彎薄壁型鋼C性構(gòu)件屈曲行為、破壞機(jī)理、影響參數(shù)等，通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值相結(jié)合的方法，展開(kāi)進(jìn)一步研究。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置與試件選擇

如圖1所示，豎向軸壓力由千斤頂施加，水平循環(huán)荷載通過(guò)MTS液壓伺服加載設(shè)備，通過(guò)控制位移加載。為使試件受力均勻，在試件上下端通過(guò)連接件施加20mm厚剛性板。試件底端固定，其剛性底板與底座通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，底座通過(guò)直徑為100mm的4個(gè)錨栓與地連接。試件頂部的兩側(cè)用橫梁夾住，以防止試件發(fā)生平面外位移和扭轉(zhuǎn)。

圖1 試驗(yàn)加載裝置

通常，加載端不能直接作用薄壁構(gòu)件上，以免過(guò)早在加載區(qū)域出現(xiàn)局部屈曲，導(dǎo)致構(gòu)件破壞。并且，單軸對(duì)稱(chēng)截面型鋼構(gòu)件容易出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)，對(duì)于細(xì)長(zhǎng)構(gòu)件，由于其強(qiáng)弱軸性能相差大，極易出現(xiàn)平面外整體失穩(wěn)，須布置加載端頭。節(jié)點(diǎn)形式則用實(shí)際中常采用的連接件，通過(guò)自攻螺釘，實(shí)現(xiàn)柱與端板的連接。然而，連接件本身的抗扭轉(zhuǎn)能力不理想，最后通過(guò)簡(jiǎn)單的夾具進(jìn)行改進(jìn)。詳細(xì)的端頭和節(jié)點(diǎn)形式如圖2所示。

如表1所示，構(gòu)件C1、C2、C3變化軸壓比，C1和C5變化寬厚比，C1和C7變化長(zhǎng)細(xì)比，C6是背靠背組合試件，考慮組合效應(yīng)。組合試件用自攻螺釘相連接，螺釘呈均勻?qū)ΨQ(chēng)布置，橫向間距為60mm，縱向間距采用工程中常用的200mm，離端部100mm處開(kāi)始布置，共布置2列9排。

圖2 端頭和節(jié)點(diǎn)形式

表1 所選試件及其參數(shù)

1.2 試驗(yàn)加載方案

豎直方向上，先取豎向軸力的40%～50%加、卸載一次，以消除試件內(nèi)部組織不均勻性，并使設(shè)備接觸良好，再加載至滿(mǎn)載并一直保持到試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)中的軸壓比采用n＝N／Ny（N為軸心處受到的壓力，Ny為屈服臨界承載力），豎向荷載通過(guò)滑動(dòng)支座處的千斤頂加到柱上，荷載均勻緩慢增加至最大值。

水平方向上，循環(huán)荷載由伺服作動(dòng)器施加，正式試驗(yàn)前，先預(yù)加反復(fù)荷載一次，以檢查試驗(yàn)裝置及各測(cè)量?jī)x表的反應(yīng)是否正常。循環(huán)加載時(shí)參考了ECCS所建議的加載制度，采用循環(huán)加載的方式，加載程序采用位移控制模式。再結(jié)合試驗(yàn)具體情況，采取圖3所示加載制度，具體加載制度如表2所示。

1.3 試件破壞形態(tài)

試件C1、C2、C5以及C7在整個(gè)循環(huán)加載過(guò)程中，由于節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力較強(qiáng)，在加載最后仍未出現(xiàn)較為明顯的破壞。需要提出的是，試驗(yàn)所得到的滯回曲線(xiàn)已不可避免地包含了節(jié)點(diǎn)連接件的滯回性能。如圖4所示，試件C3由于頂部連接件相對(duì)較弱，在試件的上部出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)，試件迅速破壞。主要原因?yàn)椋篊型截面本身易扭轉(zhuǎn)，試件厚度薄，對(duì)安裝初始扭矩敏感。關(guān)鍵是該構(gòu)件軸壓比最大，剪心偏移（由于冷彎薄壁型鋼的局部屈曲，使其有效截面發(fā)生變化，剪心以及形心位置隨之發(fā)生變化）明顯，附加扭矩?zé)o法避免。試件C4，節(jié)點(diǎn)經(jīng)過(guò)加強(qiáng)處理后，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力被限制，剛度增大，所以試件底部破壞。具體表現(xiàn)為翼緣擠壓破壞，腹板局部屈曲。但使試件過(guò)早的失去承載力是翼緣發(fā)生畸變屈曲，加載無(wú)法繼續(xù)。試件C6亦屬于節(jié)點(diǎn)破壞，底部翼緣畸變，向里靠攏，使得節(jié)點(diǎn)喪失抵抗彎矩能力。對(duì)于C6的破壞形式，顯而易見(jiàn)的，其塑性發(fā)展并不充分，節(jié)點(diǎn)約束過(guò)弱，使得構(gòu)件能耗大打折扣。

圖3 加載方案示意圖

表2 試件加載制度

圖4 試件破壞形式

2 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

2.1 數(shù)值模型

數(shù)值模型如圖5所示，采用Shell181單元，考慮了幾何和材料非線(xiàn)性，構(gòu)件兩端加以剛性板，約束施加于剛性板上（為清晰顯示構(gòu)件，未顯示端板）。構(gòu)件下端固定，上端約束Z方向的線(xiàn)位移，即試件平面外位移。

材料模型選擇理想彈塑性模型，泊松比取0.3，其它材料參數(shù)根據(jù)材性試驗(yàn)選取。具體材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

幾何模型中考慮的構(gòu)件初始缺陷，包括制作、搬運(yùn)過(guò)程中造成的初始幾何缺陷和安裝、加載過(guò)程中偏心與扭矩。這些都是影響試件破壞位置，屈曲行為的重要因素。初始幾何缺陷可以通過(guò)在幾何模型上施加微小擾動(dòng)，對(duì)模型加以修正來(lái)實(shí)現(xiàn)。初始擾動(dòng)的大小由安裝后，試件初始時(shí)刻應(yīng)變片讀數(shù)來(lái)確定。

圖5 有限元模型

表3 材性試驗(yàn)所得材料參數(shù)

2.2 試驗(yàn)與有限元數(shù)值模擬滯回曲線(xiàn)的對(duì)比

通過(guò)圖6所示的滯回曲線(xiàn)對(duì)比，試驗(yàn)滯回曲線(xiàn)與有限元數(shù)值模擬較為接近，吻合較好。但試驗(yàn)的滯回曲線(xiàn)其強(qiáng)度和剛度都要略低于有限元數(shù)值模擬結(jié)果。原因是試驗(yàn)中，底部節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)降低了試件剛度，而試驗(yàn)采用位移加載，所以每個(gè)荷載步最終的承載力也略低于有限元數(shù)值模擬結(jié)果。

滯回曲線(xiàn)在彈性階段能量耗散為0，進(jìn)入彈塑性階段后，包絡(luò)面積逐漸增大，并且當(dāng)荷載卸載至零時(shí)，殘余塑性變形也增大。整個(gè)加載過(guò)程中，所有構(gòu)件在進(jìn)入塑性后很快達(dá)到峰值，緊接著剛度和強(qiáng)度迅速退化，表現(xiàn)出較差的延性。一般的，傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)的滯回曲線(xiàn)具有一定的平臺(tái)階段，退化段也較緩慢，延性表現(xiàn)良好，而薄壁型鋼相比之下，滯回性能不理想。

2.3 試件骨架曲線(xiàn)分析

從圖7骨架曲線(xiàn)上分析，可以得到軸壓比、寬厚比、長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件強(qiáng)度、剛度退化以及延性的影響。骨架曲線(xiàn)整體上，正負(fù)向呈中心對(duì)稱(chēng)。

將驗(yàn)證軸壓比影響的試件C1、C2、C3的骨架曲線(xiàn)綜合考慮，可以得到以下規(guī)律：1）軸壓比不同，小軸壓比試件的骨架曲線(xiàn)直線(xiàn)段要大于大軸壓比骨架曲線(xiàn)的直線(xiàn)段，這說(shuō)明軸壓比增大，試件彈性極限減?。?）軸壓比對(duì)試件的極限承載力也有較明顯的削弱，而且試件的極限承載力對(duì)應(yīng)的位移也有相應(yīng)的減小，可見(jiàn)軸壓比對(duì)試件無(wú)論是強(qiáng)度還是變形能力都有較大的削弱；3）軸壓比大的試件，其強(qiáng)度和剛度退化快，試件延性相對(duì)較差。

將驗(yàn)證寬厚比影響的試件C1、C4、C5的骨架曲線(xiàn)綜合考慮，可以得到以下結(jié)論：1）寬厚比能較大的削弱試件的彈性極限，更確切的說(shuō)是彈性屈曲極限；2）試件寬厚比大，無(wú)論是局部變形還是整體變形都較大，這樣軸力所產(chǎn)生的二階效應(yīng)更為顯著，加速試件破壞，導(dǎo)致試件極限荷載顯著降低，對(duì)應(yīng)的位移也大大減小，變形能力明顯削弱，可以看到骨架曲線(xiàn)直線(xiàn)段的斜率，隨寬厚比的增大而減小。

將驗(yàn)證長(zhǎng)細(xì)比影響的試件綜合考慮，作出試件的M-φ曲線(xiàn)，可以得出以下結(jié)論：1）長(zhǎng)細(xì)比增大，試件越細(xì)長(zhǎng)，其彈性階段的剛度必然減?。?）試件長(zhǎng)細(xì)比增大，試件本身的彎曲變形增大，軸力造成的二階效應(yīng)相應(yīng)增大，使得試件的彈性極限，極限承載力以及對(duì)應(yīng)的位移都減小，剛度和變形能力都被削弱。

2.4 試件耗能分析

塑性累積耗能為結(jié)構(gòu)依靠自身材料的非彈性工作性能耗能，在結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生永久的非彈性變形及損害（塑性變形、裂縫等），而彈性應(yīng)變能為非耗散能。在低周往復(fù)荷載作用下，構(gòu)件滯回環(huán)面積的大小代表構(gòu)件的耗能能力。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算，可以得出同一構(gòu)件正反兩方向受力時(shí)累積耗能情況，見(jiàn)圖8。

圖8指標(biāo)分別是加載全過(guò)程試件總耗能，正、負(fù)向強(qiáng)度首次低于80%時(shí)試件總耗能及相應(yīng)的耗能系數(shù)。可以看出，構(gòu)件正反兩方向受力，正向受力時(shí)的耗能與反向受力時(shí)的耗能相差不大。將試件強(qiáng)度退化至極限強(qiáng)度的80%時(shí)，認(rèn)為試件破壞。以此，提取試件破壞前的正向耗能、負(fù)向耗能以及總耗能，同時(shí)也能得到試件相應(yīng)的耗能系數(shù)。以此來(lái)確定軸壓比、寬厚比、長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件能量耗散能力的影響。

對(duì)比C1、C2、C3試件，前面提到過(guò)，軸力能加速試件強(qiáng)度和剛度的退化，使得試件過(guò)早破壞，其對(duì)試件能量耗散必定有較大的削弱作用。隨著位移加載的進(jìn)行，試件每一循環(huán)的能量耗散，軸壓比較小的試件要優(yōu)于軸壓比大的試件，最終的總耗能，小軸壓比試件也明顯高于大軸壓比試件。

對(duì)比C1、C4、C5試件，這3根是驗(yàn)證寬厚比對(duì)試件滯回性能的影響?？梢院苊黠@的看到C1和C5之間的差異，試件寬厚比較大，局部屈曲越容易發(fā)生，構(gòu)件退化嚴(yán)重，能量耗散越差。至于試件C4，由于翼緣畸變過(guò)早的發(fā)生，使得試件喪失承載力，所以其能量耗散性能并未得到較為完整的體現(xiàn)，但是已反映出該類(lèi)試件失穩(wěn)的某些特點(diǎn)。

圖6 滯回曲線(xiàn)對(duì)比

圖7 各試件骨架曲線(xiàn)對(duì)比

圖8 試件耗能情況對(duì)比

對(duì)比C1和C7，長(zhǎng)細(xì)比較大的構(gòu)件，能夠耗散能量的塑性變形也集中在試件底部，試件變形集中，容易破壞，且耗能區(qū)域也相對(duì)較小，其相應(yīng)的能量耗散能力也相應(yīng)有所削弱。更為關(guān)鍵的一點(diǎn)是，其軸力的二階效應(yīng)更為顯著，大大削弱構(gòu)件滯回性能。

圖9為試件C1到C7的正負(fù)向耗能隨位移加載步的關(guān)系曲線(xiàn)圖，進(jìn)一步說(shuō)明能量耗散隨加載的變化過(guò)程。試件在彈性階段，幾乎沒(méi)有能量耗散，曲線(xiàn)趨于水平，隨著加載位移的增大，試件進(jìn)入塑性，能量耗散逐漸增大，但一般來(lái)說(shuō)，曲線(xiàn)并非嚴(yán)格的單調(diào)遞增，而是稍有波動(dòng)，這是因?yàn)楸”跇?gòu)件在加載過(guò)程中，整體變形和局部屈曲的產(chǎn)生，使得試件不斷的進(jìn)行應(yīng)力和變形重分布所致，再加上損傷的積累，導(dǎo)致每個(gè)加載步內(nèi)，試件的耗能都有所不同。同時(shí)也反映了試件正負(fù)向的耗能能力比較接近。最后，還注意到，對(duì)于軸壓比較小的試件，不管其寬厚比如何，長(zhǎng)細(xì)比如何，曲線(xiàn)在位移加載最后，都未出現(xiàn)下降，即能量耗散一直在增長(zhǎng)。但是，軸壓比大的試件，在最后，能量耗散曲線(xiàn)開(kāi)始下降，也說(shuō)明了軸壓比的增大，能極大的削弱試件的滯回性能。

圖9 試件隨加載過(guò)程的耗能情況

2.5 試件組合效應(yīng)分析

構(gòu)件C6采用背靠式組合方式，將與C1進(jìn)行對(duì)比分析。下面通過(guò)圖10所示的滯回曲線(xiàn)、骨架曲線(xiàn)、總耗能以及耗能過(guò)程等參數(shù)來(lái)評(píng)價(jià)組合效應(yīng)的大小。從滯回曲線(xiàn)和骨架曲線(xiàn)以及能量耗散柱圖，提取出表4所示的參數(shù)指標(biāo)。

從表4可明顯看出，組合構(gòu)件彈性極限大于單肢構(gòu)件的2倍，對(duì)應(yīng)的彈性位移有所增加，那是因?yàn)樵嚰南嗷ゼs束，提高了構(gòu)件的屈曲臨界承載力，幾何非線(xiàn)性延遲了，線(xiàn)性段增加。同時(shí)，極限荷載的提高也很顯著。至于能量耗散情況，則與單肢構(gòu)件的2倍相差不大。從滯回曲線(xiàn)上和耗能過(guò)程曲線(xiàn)看，組合試件的反力大，但是相應(yīng)的彈性段也大。一旦構(gòu)件進(jìn)入非線(xiàn)性，其包絡(luò)面積迅速增大，增大的速度遠(yuǎn)大于單肢構(gòu)件。但是，組合試件強(qiáng)度退化更快，導(dǎo)致接下來(lái)的幾圈，強(qiáng)度較低，包絡(luò)面積較小，能量耗散相應(yīng)減少，最后的總耗能組合效應(yīng)未體現(xiàn)出來(lái)。結(jié)合破壞現(xiàn)象，可知主要由于節(jié)點(diǎn)約束過(guò)弱所導(dǎo)致，能耗組合效應(yīng)有待進(jìn)一步試驗(yàn)驗(yàn)證。

表4 組合效應(yīng)參數(shù)對(duì)比分析

圖10 各項(xiàng)滯回性能參數(shù)對(duì)比分析

2.6 試件破壞機(jī)理分析

以試件C4和C6為例，選取試件底部腹板局部屈曲區(qū)域的平面外位移作為局部屈曲描述參數(shù)，從有限元模擬結(jié)果中，提取試件局部屈曲發(fā)展全過(guò)程曲線(xiàn)，如圖11所示?？汕宄目吹剑嚰诔跏茧A段的局部屈曲屬于彈性屈曲，當(dāng)加載位移回到零時(shí)，試件無(wú)殘留的屈曲變形。與彈性階段的循環(huán)加載不同的是，塑性階段的每次加載都會(huì)使得殘余的屈曲變形增大，試件不斷進(jìn)行耗能。相比之下，彈性屈曲的位移極小，塑性屈曲一旦發(fā)生，屈曲半波幅值大大增加。試件C6在加載至40mm時(shí)刻，才進(jìn)入彈塑性屈曲狀態(tài)，說(shuō)明了腹板通過(guò)栓釘組合，極大的約束了自身的局部屈曲行為，其局部屈曲位移也遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于C4。

圖11 局部屈曲發(fā)展過(guò)程

參照耗能曲線(xiàn)，彈性屈曲的發(fā)生，滯回曲線(xiàn)基本不受影響，能量耗散為零。當(dāng)加載至第9荷載步時(shí)，試件進(jìn)入彈塑性屈曲階段，耗能曲線(xiàn)大幅上升，構(gòu)件開(kāi)始耗能，滯回曲線(xiàn)也表現(xiàn)為進(jìn)入彈塑性階段，曲線(xiàn)斜率減小，剛度降低，并有包絡(luò)面積，且有限元與試驗(yàn)吻合較好。構(gòu)件C4進(jìn)入塑性后，塑性發(fā)展平穩(wěn)，每一階段的能量耗散較為穩(wěn)定。而構(gòu)件C6局部屈曲曲線(xiàn)在塑性段顯現(xiàn)出較大的波動(dòng)，并且在每個(gè)循環(huán)內(nèi)，彈性屈曲仍占總屈曲位移較大的比例。這是由于兩根試件腹板相互約束、相互作用導(dǎo)致局部屈曲發(fā)展的波動(dòng)，最終形成一致的屈曲方向后，屈曲位移發(fā)展才相對(duì)穩(wěn)定。

一般的，導(dǎo)致構(gòu)件破壞的原因無(wú)非是塑性和局部屈曲，對(duì)于冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件，寬厚比大，局部屈曲臨界承載力低，局部屈曲幾乎伴隨著受力全過(guò)程。彈性階段的局部屈曲對(duì)滯回性能沒(méi)有影響，塑性屈曲的發(fā)展是其滯回破壞的根本原因。具體的說(shuō)，冷彎薄壁型鋼C在壓彎循環(huán)荷載作用下的破壞機(jī)理為：加載初期，構(gòu)件處于彈性階段。局部屈曲臨界承載力低，構(gòu)件很早的發(fā)生局部屈曲，這種彈性屈曲由于薄膜效應(yīng)的存在，并未引起構(gòu)件滯回曲線(xiàn)的剛度和強(qiáng)度退化。隨加載繼續(xù)，構(gòu)件發(fā)生塑性局部屈曲，此時(shí)，滯回曲線(xiàn)表現(xiàn)出非線(xiàn)性，剛度開(kāi)始降低，當(dāng)構(gòu)件達(dá)到峰值之后，強(qiáng)度迅速退化。由此可知，塑性局部屈曲是構(gòu)件滯回性能退化以致最后破壞的根本原因，提高構(gòu)件屈服點(diǎn)以及采取適當(dāng)?shù)募觿糯胧┛梢愿纳破錅匦阅躘13－15]。

3 結(jié) 論

通過(guò)7根冷彎薄壁型鋼C型試件的循環(huán)加載試驗(yàn)以及數(shù)值模擬，分析了軸壓比、寬厚比、長(zhǎng)細(xì)比、組合效應(yīng)對(duì)試件滯回性能的影響，具體結(jié)論如下：

1）軸壓比對(duì)試件滯回性能有極大的削弱作用，尤其是對(duì)于較柔的冷彎薄壁型鋼，二階效應(yīng)顯著，在加載過(guò)程中，加速試件退化，削弱試件延性。

2）寬厚比的增大，不利于試件的穩(wěn)定，使得整體變形增大和局部屈曲更為集中，試件的延性更差。

3）試件組合效應(yīng)對(duì)試件彈性承載力影響明顯，但是對(duì)滯回性能的提升不明顯。由構(gòu)件破壞形態(tài)得知節(jié)點(diǎn)處破壞，推測(cè)若適當(dāng)加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，滯回性能組合效應(yīng)應(yīng)該能體現(xiàn)出來(lái)。這一點(diǎn)有待于進(jìn)一步的試驗(yàn)論證。

4）通過(guò)結(jié)合能耗、滯回曲線(xiàn)，得出冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件在壓彎循環(huán)荷載作用下破壞的根本原因是塑性局部屈曲。采取適當(dāng)?shù)南拗凭植壳拇胧?，能一定程度的改善其滯回性能?/p>

通過(guò)循環(huán)加載試驗(yàn)，對(duì)冷彎薄壁型鋼C型試件的滯回性能可作出如下評(píng)價(jià)：冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件的滯回性能不夠理想，主要是由于薄膜效應(yīng)在壓彎荷載工況下，不能得到充分發(fā)揮，應(yīng)力在試件上的分布較為集中，塑性局部屈曲現(xiàn)象嚴(yán)重；組合效應(yīng)有利于構(gòu)件的承載，并且在軸壓力作用下，構(gòu)件薄膜效應(yīng)發(fā)揮充分，承載力較高，延性較好[15]。鑒于此，在實(shí)際結(jié)構(gòu)體系應(yīng)用中，建議充分運(yùn)用構(gòu)件的組合形式，采用合理的抗側(cè)體系，減緩節(jié)點(diǎn)彎矩應(yīng)力，充分發(fā)揮構(gòu)件的軸壓性能。

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