王春剛，張壯南，趙大千，曹宇飛

(沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院，沈陽(yáng)110168)

0 引言

冷彎薄壁型鋼是用較薄的鋼板或帶鋼經(jīng)過冷軋或沖壓等加工手段形成的，其成型方便，構(gòu)件截面形式多樣［1］，可適應(yīng)不同條件的需要。在冷彎薄壁構(gòu)件的工程應(yīng)用過程中，為了方便管線的鋪設(shè)、減小管線所占空間、減輕結(jié)構(gòu)自重、增加建筑美觀性和結(jié)構(gòu)規(guī)整性等目的，常常需要在梁、柱構(gòu)件的腹板中開設(shè)一定形式與數(shù)量的孔洞。腹板上孔洞的存在會(huì)導(dǎo)致其剛度的下降，降低整體構(gòu)件的承載力，并且會(huì)使構(gòu)件的應(yīng)力分布變得更加復(fù)雜。因此，對(duì)腹板開孔構(gòu)件的研究十分必要。

以往對(duì)于開孔冷彎薄壁型鋼的研究主要集中于普通卷邊槽鋼。其中，國(guó)外的 Moen和Schafer［2－3］對(duì)該類構(gòu)件的屈曲性能進(jìn)行了試驗(yàn)和非線性有限元模擬分析，分析中考慮了孔洞形狀、孔洞大小及孔間距等參數(shù)變化;國(guó)內(nèi)的姚永紅和武振宇［4］對(duì)腹板開孔具有中間加勁肋的冷彎薄壁卷邊槽鋼構(gòu)件的受壓性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。但目前對(duì)腹板開孔復(fù)雜卷邊槽鋼的研究還比較少。此外，現(xiàn)階段有關(guān)腹板加勁薄壁構(gòu)件的研究多為不開孔構(gòu)件腹板中間V形加勁形式［5－6］，其他加勁形式的相關(guān)研究還十分有限?；谏鲜鲈?，本文對(duì)腹板開孔復(fù)雜卷邊槽鋼和腹板開孔Σ形復(fù)雜卷邊槽鋼的軸壓簡(jiǎn)支構(gòu)件進(jìn)行了試驗(yàn)研究和有限元分析，研究其承載力、失穩(wěn)模式和變形等特性，并與同截面形式的不開孔構(gòu)件進(jìn)行對(duì)比。

1 試驗(yàn)

1.1 試件

為分析在同等用鋼量的條件下，不同截面形式的開孔冷彎薄壁復(fù)雜卷邊槽鋼軸壓構(gòu)件的破壞模式和極限承載力，本試驗(yàn)選取了腹板開孔復(fù)雜卷邊槽鋼C1和腹板開孔Σ形復(fù)雜卷邊槽鋼C2兩種截面形式試件，如圖1所示。試件數(shù)量共計(jì)10根，其中短柱6根、中等長(zhǎng)度柱4根。其中，C1截面腹板外廓名義寬度H=228 mm;C2截面腹板子板件名義寬度H1=50 mm，H2=100 mm，加勁肋名義寬度s=20 mm，且彎折角度為45°，故其腹板外廓名義寬度H約為228.88mm。兩種截面其他對(duì)應(yīng)板件的名義尺寸相等。截面各板件間的彎曲內(nèi)徑與板厚相同。按照美國(guó)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定研究委員會(huì)對(duì)短柱的規(guī)定［7］，所有短柱長(zhǎng)度均取為700 mm。C1截面短柱均開設(shè)矩形孔，C2截面短柱分別開設(shè)矩形孔和圓孔，矩形孔長(zhǎng)為140 mm，寬為70 mm，圓孔直徑為70 mm。短柱的孔洞位置都在試件長(zhǎng)度二分之一處。兩種截面的中長(zhǎng)柱均開設(shè)兩個(gè)矩形孔，孔洞尺寸與短柱矩形孔相同，位置約在試件長(zhǎng)度三分點(diǎn)處。圖2示出了短柱及中長(zhǎng)柱的孔洞詳細(xì)形狀及位置。同種試件加工兩根，并在試件兩端均焊接厚10 mm的封板，在封板上對(duì)應(yīng)截面形心位置處焊接凸榫以方便與刀鉸連接。

圖1 截面及幾何參數(shù)Fig.1 Sections and geometric parameters

圖2 孔洞形狀及位置Fig.2 W eb holes shapes and locations

試驗(yàn)前測(cè)量了所有試件的實(shí)際尺寸，所得結(jié)果列于表1。表中試件編號(hào)的C1、C2代表截面類型，L后面的數(shù)字表示長(zhǎng)度，r、c分別指開矩形孔或圓孔，a、b為相同試件的編號(hào)。

表1 開孔試件的實(shí)測(cè)尺寸Table 1 Actual dimensions of members w ith perforation

1.2 材料屬性

試件采用的鋼材為Q345B級(jí)鋼材，取與試驗(yàn)件同批次板材制成8個(gè)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件。經(jīng)過試驗(yàn)測(cè)得:鋼材屈服強(qiáng)度fy=385.5 MPa，抗拉強(qiáng)度fu=516.9 MPa，泊松比 ν=0.3，彈性模量 E= 206 333 MPa，斷后延伸率δ=26.02%。

1.3 試件初始缺陷

試件在加工和運(yùn)輸過程中，難免會(huì)產(chǎn)生少量的初始缺陷，其對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響不容忽視。本文用參考文獻(xiàn)［8］的方法量測(cè)了腹板、翼緣的局部初始缺陷及截面的畸變初始缺陷。具體測(cè)量位置如圖3所示。文獻(xiàn)［9］的研究表明，短柱及中長(zhǎng)柱的失穩(wěn)模式多以局部屈曲、畸變屈曲或兩者耦合屈曲為主，整體缺陷對(duì)失穩(wěn)的影響很小，故本文未對(duì)構(gòu)件的整體初始缺陷進(jìn)行測(cè)量。缺陷值取外凸變形為正，內(nèi)凹變形為負(fù)。

測(cè)得各類幾何缺陷結(jié)果以絕對(duì)值最大值的形式列于表2。其中，、分別為左右兩側(cè)翼緣局部缺陷和兩側(cè)翼緣與復(fù)雜卷邊交線處畸變?nèi)毕莸淖畲笾?。由?可知，Δwmax/t的平均值為0. 117，Δfmax/t的平均值為0.131，Δflmax/t的平均值為1.327。

圖3 幾何初始缺陷測(cè)點(diǎn)分布Fig.3 Geometric im perfection measure point distribution

表2 初始缺陷的最大值Table 2 M aximum amplitude of initial imperfections

1.4 加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用油壓千斤頂作為加載系統(tǒng)，千斤頂?shù)淖畲笤囼?yàn)力為600 kN。試件兩端通過凸榫連接于可繞截面非對(duì)稱軸轉(zhuǎn)動(dòng)的單向刀口鉸上。傳感器一端置于刀鉸上頂板預(yù)留的六角形孔內(nèi)，另一端與千斤頂相連，如圖4所示。

應(yīng)變及位移測(cè)點(diǎn)的布置如圖5所示，布置截面均在柱二分之一高度處。由于短柱腹板此處開孔，故其腹板應(yīng)變片布置于孔洞兩側(cè)。應(yīng)變片的編號(hào)方式以順時(shí)針為序，截面兩側(cè)對(duì)應(yīng)位置成對(duì)布置的應(yīng)變片可以用來捕捉臨界屈曲荷載。由于兩種截面試件的屈曲模式不同，其側(cè)向位移計(jì)布置位置也相應(yīng)產(chǎn)生差別(見圖5)。布置在板件或子板件中部附近的位移計(jì)用于測(cè)量板件的局部變形，布置在翼緣與卷邊相交棱線附近的位移計(jì)用于測(cè)量畸變變形，試件封頭板內(nèi)側(cè)對(duì)應(yīng)截面形心位置處的兩個(gè)位移計(jì)測(cè)量試件軸向壓縮變形。

圖4 加載裝置Fig.4 Test rig

圖5 測(cè)點(diǎn)布置Fig.5 Gauge arrangement

1.5 試件對(duì)中及加載

試件安裝時(shí)先進(jìn)行幾何對(duì)中，然后進(jìn)行物理對(duì)中。對(duì)中工作結(jié)束后，用油壓千斤頂對(duì)試件進(jìn)行單調(diào)加載。物理對(duì)中及加載的具體過程參見文獻(xiàn)［8］。

2 試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1 短柱

短柱的典型破壞照片如圖6所示。從圖中可看出，C1截面試件發(fā)生腹板外凸、翼緣內(nèi)凹的局部屈曲破壞模式;C2截面試件發(fā)生腹板外凸、翼緣與復(fù)雜卷邊交線向內(nèi)凹曲的局部和畸變相關(guān)屈曲破壞模式。試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn):C1截面腹板在加載過程中首先發(fā)生局部屈曲，荷載繼續(xù)增大后呈現(xiàn)多波失穩(wěn)趨勢(shì)。由于腹板開孔位置截面削弱較大，剛度降低明顯，兩種截面構(gòu)件當(dāng)荷載接近極值時(shí)最大變形均出現(xiàn)在柱二分之一高度附近的腹板開孔位置處。C2截面短柱同時(shí)還伴有該位置處的內(nèi)凹畸變變形。

圖6 短柱試驗(yàn)變形照片F(xiàn)ig.6 Deformation photos of stub columns

由圖7所示的荷載－應(yīng)變關(guān)系曲線，采用應(yīng)變反向準(zhǔn)則［10］可以得到板件的局部屈曲臨界荷載。由圖7可見，C2L700ra試件腹板的局部屈曲臨界荷載約為179 kN，翼緣的局部屈曲臨界荷載約為250 kN。

表3列出了短柱的極限承載力試驗(yàn)結(jié)果。對(duì)比兩根相同試件的極限荷載可見:兩者差別均在3%以內(nèi)，離散性較小，表明試件的加工與試驗(yàn)量測(cè)精度較高。

為比較不同截面形式構(gòu)件的承載能力，引入承載效率［11］這一定義，并以兩個(gè)相同試件承載效率的平均值作為此類試件的名義承載效率。經(jīng)比較發(fā)現(xiàn)，由于腹板加筋肋的存在，C2截面構(gòu)件的承載效率大幅高于C1截面構(gòu)件，其中，C2截面開矩形孔構(gòu)件比C1截面構(gòu)件的承載效率提高了38.46%;C2截面開圓孔構(gòu)件比C1截面構(gòu)件的承載效率提高了47.83%。由此可知，在用鋼量基本相同的情況下，腹板加筋肋的設(shè)置能大幅提高構(gòu)件的極限承載力，使構(gòu)件具有充分的利用率和良好的經(jīng)濟(jì)效益。

圖7 C2L700ra試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Load versus strain curves of C2L700ra

表3 短柱試驗(yàn)及有限元模擬結(jié)果Table 3 Stub columns test and finite element analysis results

2.2 中長(zhǎng)柱

圖8為中長(zhǎng)柱加載過程中的圖片，從圖中可以發(fā)現(xiàn)，隨著荷載的不斷增加，上下孔洞處均出現(xiàn)較明顯的外凸變形(圖8(a))，且幅值基本相當(dāng);而當(dāng)荷載接近極限荷載時(shí)，受缺陷分布不均及應(yīng)力重分布的影響，變形則集中在一個(gè)孔洞附近并迅速增大，直至破壞，另一孔洞處的變形則明顯減小(圖8(b))。

試驗(yàn)結(jié)果顯示，C1截面試件的破壞模式為局部和整體相關(guān)屈曲，C2截面試件的破壞模式為局部、畸變和整體相關(guān)屈曲破壞。典型的中長(zhǎng)柱破壞照片如圖9所示。

圖8 中長(zhǎng)柱加載過程中圖片F(xiàn)ig.8 Photos ofmedium long columns during loading

圖9 中長(zhǎng)柱試驗(yàn)變形照片F(xiàn)ig.9 Deformation photos ofmedium long columns

從圖9中可發(fā)現(xiàn)，試件C1L1250ra的破壞發(fā)生在下孔洞截面附近，孔洞周邊腹板向內(nèi)凹曲，試件C1L1250rb的破壞同樣發(fā)生在下孔洞截面附近，孔洞周邊腹板向外凸起。由于試件發(fā)生平衡分岔失穩(wěn)，故腹板內(nèi)凹還是外凸是隨機(jī)的，視初始缺陷及加載狀況而定。試件C2L1250ra的破壞發(fā)生在下孔洞截面附近，試件C2L1250rb的破壞發(fā)生在上孔洞截面附近，孔洞周邊腹板均為向外凸起。

表4給出了中長(zhǎng)柱的試驗(yàn)結(jié)果。由于受初始缺陷及加工誤差、凸榫焊接定位偏差等因素的影響，試件或多或少都會(huì)有少量的初始偏心存在，其對(duì)構(gòu)件承載力和失穩(wěn)模式的影響不能忽略。本文根據(jù)文獻(xiàn)［12］的方法，利用測(cè)得的應(yīng)變反算了初始荷載偏心距，并列于表4中。其中荷載偏向卷邊一側(cè)時(shí)，偏心距定義為正;荷載偏向腹板一側(cè)時(shí)，偏心距定義為負(fù)。由表中結(jié)果可見，試件C2L1250ra與 C2L1250rb受初始偏心不同的影響，二者承載力相差較大。

表4 中長(zhǎng)柱試驗(yàn)及有限元模擬結(jié)果Table 4 M edium long columns test and finite element analysis results

采用之前短柱承載效率的計(jì)算方式來計(jì)算中長(zhǎng)柱的承載效率。比較發(fā)現(xiàn)，C2截面開孔構(gòu)件比C1截面開孔構(gòu)件的承載效率提高了27.34%。這與短柱承載效率的規(guī)律相同，但提高幅度有所降低，試件的長(zhǎng)細(xì)比、孔洞數(shù)量及位置等因素對(duì)承載效率均具有一定的影響。

3 有限元與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分析

采用ANSYS12.0模擬了全部試驗(yàn)，表3和表4列出了計(jì)算結(jié)果。模擬采用的單元類型為殼元，截面尺寸、材料屬性及幾何初始缺陷等均按試驗(yàn)實(shí)測(cè)值輸入。建模時(shí)考慮了試驗(yàn)板件交線處的彎曲半徑，并在模型兩端采用剛性面模擬了試件兩端的封板，在剛性面上分別設(shè)置荷載作用點(diǎn)和反力點(diǎn)為主結(jié)點(diǎn)。構(gòu)件的計(jì)算長(zhǎng)度取試驗(yàn)時(shí)兩端刀鉸之間的距離，即實(shí)際柱長(zhǎng)、兩端封頭板厚度(每塊厚10 mm)和兩端刀鉸下頂板厚度(每塊厚35 mm)之和。

在劃分網(wǎng)格時(shí)，由于模型腹板處設(shè)置孔洞，而孔洞附近為應(yīng)力集中區(qū)域，受力狀態(tài)非常復(fù)雜，應(yīng)力變化比較大，因此對(duì)該區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密劃分。從應(yīng)力變化大的孔洞周邊區(qū)域到應(yīng)力變化均勻的遠(yuǎn)離孔洞區(qū)域，網(wǎng)格劃分從密到疏，網(wǎng)格尺寸逐步增大，形成過渡網(wǎng)格［13］。

文獻(xiàn)［14］的研究表明:冷彎板件彎角處材料屈服點(diǎn)提高最大，但此處殘余應(yīng)力幅值也最大，兩者對(duì)軸壓構(gòu)件承載力的影響可近似抵消。因此，本文的有限元分析過程未考慮上述兩因素的影響。圖10繪制出部分構(gòu)件荷載－軸向位移曲線的試驗(yàn)與有限元計(jì)算結(jié)果對(duì)比情況。綜合表3、表4和圖10、圖11的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn):有限元分析所得構(gòu)件承載力、失穩(wěn)模式及變形等特性均與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合，驗(yàn)證了本文有限元分析的有效性。

圖10 試驗(yàn)與有限元分析荷載-軸向位移曲線對(duì)比Fig.10 Comparison of experimental and FEA load versus end shortening curves

圖11 試驗(yàn)與有限元對(duì)比Fig.11 Comparison of tests and FEA

4 腹板開矩形孔構(gòu)件與不開孔構(gòu)件的對(duì)比分析

4.1 試驗(yàn)對(duì)比分析

文獻(xiàn)［15］為本文的同課題組的不開孔軸壓構(gòu)件穩(wěn)定性能研究成果，其中包含本文所研究的兩類截面不開孔軸壓構(gòu)件的承載力試驗(yàn)研究。該試驗(yàn)采用的板材、截面尺寸及試件加工等均與本文完全一致。為了比較孔洞對(duì)構(gòu)件屈曲性能的影響，引入文獻(xiàn)［15］中的部分試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行參照。表5列出了腹板不開孔試驗(yàn)構(gòu)件的初始偏心距、破壞模式和極限荷載。

對(duì)比表3至表5可以發(fā)現(xiàn)，同一理論尺寸的開孔和不開孔構(gòu)件破壞模式相同。圖12給出了兩組開孔與不開孔構(gòu)件變形的對(duì)比，由圖可見，不開孔構(gòu)件的破壞位置在構(gòu)件中央高度截面處，而開孔構(gòu)件的破壞位置多出現(xiàn)在孔洞附近區(qū)域，孔洞的存在削弱了板組剛度，影響構(gòu)件的破壞位置。

表5 腹板不開孔構(gòu)件試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test results of specimensw ithout holes

圖12 開孔與不開孔構(gòu)件變形對(duì)比Fig.12 WBFailure shapes comparison between colum ns w ith and w ithout holes

板件的屈曲會(huì)引起冷彎薄壁型鋼簡(jiǎn)支軸壓構(gòu)件出現(xiàn)有效截面形心偏移的現(xiàn)象，使得構(gòu)件并非在荷載作用于截面幾何形心時(shí)取得極限承載力最大值，而是當(dāng)荷載作用在有效截面形心處時(shí)取得最大值。有效截面形心的偏移方向與構(gòu)件的截面形式有關(guān)，其中，C1類截面構(gòu)件由于腹板寬厚比較大，腹板先于其他板件失穩(wěn)而部分退出工作，使得腹板有效截面減小，截面有效形心向背離腹板的方向偏移。因此，此類構(gòu)件在偏心距大于零的某點(diǎn)處取得極限承載力最大值;C2類構(gòu)件加勁肋對(duì)腹板的加強(qiáng)作用明顯，翼緣與復(fù)雜卷邊組合體首先發(fā)生畸變屈曲，截面有效形心向靠近腹板方向偏移，因此此類構(gòu)件在偏心距小于零的某點(diǎn)處獲得極限承載力最大值。

通過構(gòu)件極限承載力的對(duì)比發(fā)現(xiàn):相同條件下，C2類構(gòu)件承載力高于C1類構(gòu)件;開孔構(gòu)件承載力低于不開孔構(gòu)件;中長(zhǎng)柱的承載力低于短柱。但受初始偏心距、初始幾何缺陷及有效形心偏移的影響，出現(xiàn)了C1截面開孔中長(zhǎng)柱的承載力略高于同截面不開孔中長(zhǎng)柱和開孔短柱的情況。因此，為了消除初始偏心距、初始幾何缺陷和構(gòu)件尺寸偏差等因素的影響，本文統(tǒng)一采用構(gòu)件的理論設(shè)計(jì)尺寸、相同的初始幾何缺陷，利用ANSYS模擬分析的方法進(jìn)行了試件理想軸壓狀態(tài)下的承載性能比較分析。

4.2 模擬對(duì)比分析

按照前述有限元分析方法對(duì)截面類型、構(gòu)件尺寸及長(zhǎng)度等條件相同的情況下，開矩形孔及不開孔構(gòu)件的軸壓承載性能進(jìn)行了分析。以承載效率為依據(jù)對(duì)比相同條件下兩者間的差異。將C1截面不開孔短柱定義為C1L700，開矩形孔短柱定義為C1L700r，其它構(gòu)件也以此方式定義。分析中各構(gòu)件的幾何尺寸均取設(shè)計(jì)試件的理論尺寸，即B=90 mm，d=25 mm，a=15 mm，t=2.0 mm，C1截面H=228 mm，C2截面H=228.28 mm;除短柱及中長(zhǎng)柱模型外，新增L=1800 mm的長(zhǎng)柱模型。鋼材屬性按材性試驗(yàn)實(shí)測(cè)值選取，幾何初始缺陷統(tǒng)一取試件實(shí)測(cè)結(jié)果的平均值。

根據(jù)表6所列數(shù)據(jù)計(jì)算發(fā)現(xiàn)，腹板開孔復(fù)雜卷邊槽鋼的承載效率較不開孔同截面構(gòu)件平均降低6.15%;腹板開孔Σ形復(fù)雜卷邊槽鋼的承載效率與不開孔同截面構(gòu)件相比，平均降低25.57%。

表6 不開孔與腹板開孔構(gòu)件承載效率的對(duì)比Table 6 Loading efficiency comparison between specimens w ith and w ithout web holes

4.3 應(yīng)力云圖對(duì)比分析

圖13及圖 14分別列出了 C2L1250r，C2L1250兩個(gè)典型構(gòu)件的應(yīng)力云圖。其中，C2L1250r構(gòu)件當(dāng)施加荷載值(P)為70%極限荷載(Puf)時(shí)，較大應(yīng)力集中于上下兩孔的四個(gè)角處，當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，較大應(yīng)力(應(yīng)力云圖中紅色區(qū)域?qū)?yīng)的部位)集中于孔洞長(zhǎng)邊附近的腹板子板件，最大應(yīng)力出現(xiàn)在上孔的左下角部，應(yīng)力峰值達(dá)417.37 MPa。C2L1250構(gòu)件當(dāng) P=0.7Puf時(shí)，較大應(yīng)力出現(xiàn)在腹板中間的子板件上，最大應(yīng)力出現(xiàn)在中央高度截面附近的腹板處，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)，最大應(yīng)力的位置不變，應(yīng)力峰值為388.15 MPa。但腹板中間子板件出現(xiàn)較大應(yīng)力的區(qū)域(應(yīng)力云圖中的紅色區(qū)域)明顯增大，肋板及兩側(cè)子板件也相應(yīng)出現(xiàn)較大應(yīng)力狀態(tài)。由此可見，腹板孔洞的設(shè)置改變了腹板整體應(yīng)力分布，也使得最大應(yīng)力較不開孔時(shí)提高了7.5%，孔洞周邊應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯。

圖13 構(gòu)件C2L1250r的應(yīng)力云圖Fig.13 Von M ises stress of C2L1250r

圖14 構(gòu)件C2L1250的應(yīng)力云圖Fig.14 Von M ises stress of C2L1250

5 結(jié)論

通過對(duì)兩種截面形式共計(jì)10根腹板開孔復(fù)雜卷邊截面軸壓構(gòu)件的承載性能試驗(yàn)與模擬研究，及其與腹板不開孔構(gòu)件的對(duì)比分析得出以下結(jié)論:

(1)腹板孔洞的存在會(huì)導(dǎo)致孔洞截面位置處剛度下降，成為薄弱截面，并使孔洞周邊的應(yīng)力分布變得更加復(fù)雜?？锥粗苓厬?yīng)力集中明顯，破壞位置也多集中于孔洞附近。

(2)腹板中間設(shè)置的Σ形加勁肋能有效減小板件寬厚比，增大構(gòu)件整體剛度，大幅提高構(gòu)件的承載力和鋼材的利用率，具有良好的經(jīng)濟(jì)效益。與同條件下的腹板開孔復(fù)雜卷邊槽鋼軸壓構(gòu)件相比，承載效率可提高30%～50%左右，但Σ形加勁肋的設(shè)置也使畸變屈曲成為此類構(gòu)件的主要失穩(wěn)模式。

(3)有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。采用此有限元分析方法進(jìn)行試驗(yàn)?zāi)M具有較高的準(zhǔn)確性，可以用其代替試驗(yàn)來研究該類構(gòu)件的受力性能。

(4)與相同截面形式下的腹板無孔軸壓構(gòu)件相比，腹板開孔復(fù)雜卷邊槽鋼軸壓構(gòu)件的承載效率平均下降6.15%，降低幅度不大;而腹板開孔Σ形復(fù)雜卷邊槽鋼軸壓構(gòu)件的承載效率平均下降25.57%，下降幅度明顯。

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