黃金炳，周臨奇，陳濤 （中國(guó)建筑第八工程局有限公司，上海 200000）

高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼在國(guó)外已廣泛應(yīng)用于低層住宅和門式鋼架等建筑體系中，而在我國(guó)的發(fā)展雖起步較晚[1]，但憑借其高強(qiáng)、超薄、塑性低、延性差以及截面復(fù)雜多樣等特點(diǎn)在我國(guó)得到了快速的發(fā)展[2]，已逐漸應(yīng)用于梁、板、柱等承重構(gòu)件以及桁架、檁條、龍骨和門窗等次要構(gòu)件中。試驗(yàn)表明冷彎薄壁型鋼在受外力載荷時(shí)，常出現(xiàn)局部屈曲、O-O/I-I/O-I 形式的畸變屈曲以及整體屈曲三種屈曲失效模式[3-6]?，F(xiàn)行的《冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB 50018-2002）中對(duì)冷彎薄壁型鋼的相關(guān)規(guī)定主要集中于Q235 和Q345 的鋼材，而對(duì)于高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼的相關(guān)規(guī)定還沒(méi)有具體的說(shuō)明。此外，隨著人們對(duì)冷彎薄壁型鋼性能要求的不斷提高，冷彎薄壁型鋼構(gòu)件在受力時(shí)并不受理想狀態(tài)下的軸壓，而大多受小偏心或大偏心狀態(tài)下的偏壓，有時(shí)還需要對(duì)構(gòu)件進(jìn)行開(kāi)孔處理[7]，以便于管道和電線等設(shè)施通過(guò)。以往的學(xué)者對(duì)高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼的研究多集中于軸壓構(gòu)件[8-12]，而對(duì)于腹板開(kāi)孔的高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼柱在偏載作用下的力學(xué)性能的相關(guān)研究較少[13]。因此為促進(jìn)高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼的廣泛應(yīng)用，對(duì)腹板開(kāi)孔的高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼在偏載作用下的力學(xué)性能做進(jìn)一步深入研究是非常必要的，也為相關(guān)規(guī)范的完善和修改提供參考，具有重要意義。

1 有限元模型驗(yàn)證

1.1 有限元模型建立

本文以徐雯凌[15]的試驗(yàn)為基礎(chǔ)，選取試驗(yàn)中的5 個(gè)構(gòu)件進(jìn)行數(shù)值分析。選取S4R四面體曲面殼單元對(duì)試件進(jìn)行建模，以試件長(zhǎng)度的1/1000 作為最大初始缺陷，通過(guò)對(duì)比3mm、5mm 和8mm 寬度網(wǎng)格試件的承載力，考慮到時(shí)耗和分析結(jié)果的準(zhǔn)確性等因素，最終選取5mm寬度網(wǎng)格對(duì)試件進(jìn)行劃分，試件的截面尺寸采用實(shí)際尺寸，其它相關(guān)材料屬性均與試驗(yàn)一致。

1.2 有限元模型驗(yàn)證

將試驗(yàn)中部分試件的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬所得結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果見(jiàn)表1和圖1。經(jīng)對(duì)比分析可知試驗(yàn)值與模擬值相差均在4%以內(nèi)，試件發(fā)生的屈曲失效模式基本相同。結(jié)果表明有限元分析法能夠有效地分析腹板開(kāi)孔的高強(qiáng)冷彎薄壁型鋼柱的力學(xué)性能。

表1 有限元模擬與試驗(yàn)承載力對(duì)比

圖1 有限元模擬與試驗(yàn)屈曲失效對(duì)比

2 腹板開(kāi)孔壓彎構(gòu)件有限元模擬分析

2.1 構(gòu)件腹板開(kāi)孔設(shè)計(jì)

試件開(kāi)孔位置如圖3所示，R為孔洞半徑；試件的截面尺寸如圖2 所示，當(dāng)載荷作用在X 正半軸時(shí)為正偏壓，反之為負(fù)偏壓，載荷作用點(diǎn)與形心的距離為偏心距的大??；試件按如圖4 所示的編號(hào)規(guī)則進(jìn)行編號(hào)，其中H 為腹板寬度，B 為翼緣寬度，D為卷邊寬度，P為開(kāi)孔率，即孔洞直徑與腹板寬度的比值，±表示正負(fù)偏心。

圖2 試件截面尺寸示意圖

圖3 試件開(kāi)孔位置示意圖

圖4 試件編號(hào)規(guī)則示意圖

2.2 孔洞對(duì)構(gòu)件屈曲失效模式及承載力分析

2.2.1 開(kāi)孔構(gòu)件與未開(kāi)孔構(gòu)件對(duì)比分析

為探究孔洞對(duì)試件屈曲失效模式及承載力的影響，選取部分試件的模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，見(jiàn)表2。分析可知，開(kāi)孔試件與未開(kāi)孔試件的屈曲失效模式基本相同，即在正偏心處發(fā)生O-O 或I-I形式的畸變屈曲失穩(wěn)，在負(fù)偏心位置處發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)，且兩者都伴有整體屈曲失穩(wěn)，此外，對(duì)于卷邊寬度較大的試件出現(xiàn)只發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)的反?，F(xiàn)象；未開(kāi)孔試件的極限承載力大于開(kāi)孔試件的承載力，但個(gè)別開(kāi)孔試件出現(xiàn)承載力不減反增的反?，F(xiàn)象。此外，分析還發(fā)現(xiàn)開(kāi)孔試件與未開(kāi)孔試件承載力相差不大，試件在受小偏心載荷時(shí)，未開(kāi)孔試件只發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)，而開(kāi)孔試件發(fā)生局部-整體相關(guān)屈曲失穩(wěn)。

表2 承載力及屈曲失效模式對(duì)比分析

2.2.2 開(kāi)孔率對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響分析

為探究開(kāi)孔率對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響，選取構(gòu)件截面尺寸為長(zhǎng)度600mm、腹板寬度90mm、翼緣寬度40mm、卷邊寬度8mm、厚度1mm。在受正偏心載荷時(shí)，通過(guò)改變孔洞率的大小，探究孔洞率的變化對(duì)構(gòu)件的承載力、荷載位移曲線以及屈曲失效模式的影響，見(jiàn)圖5-圖7。由圖5 可知，構(gòu)件在受負(fù)偏心載荷時(shí)，孔洞率的增加提高了構(gòu)件承載力；構(gòu)件在受正偏心載荷時(shí)，孔洞率的增加降低了試件承載力。由圖6 可知，構(gòu)件在受負(fù)偏心載荷時(shí)，孔洞率的增加使構(gòu)件的荷載位移曲線上升斜率逐漸增大；構(gòu)件在受正偏心載荷時(shí)，未開(kāi)孔構(gòu)件的荷載位移曲線上升斜率大于開(kāi)孔構(gòu)件的荷載位移曲線上升斜率，小孔洞率與大孔洞率構(gòu)件的荷載位移曲線上升斜率基本相同。由圖7 可知，構(gòu)件在中上部發(fā)生I-I 形式的畸變屈曲，在構(gòu)件中下部發(fā)生O-O 形式的畸變屈曲。此外，孔洞率的增加加重了構(gòu)件發(fā)生畸變屈曲失穩(wěn)的變形程度。

圖5 開(kāi)孔率對(duì)承載力的影響

圖6 開(kāi)孔率對(duì)荷載位移曲線的影響

圖7 開(kāi)孔率對(duì)屈曲失效模式的影響

2.2.3 偏心距對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響分析

為探究偏心距對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響，所選取的截面尺寸與上節(jié)相同，見(jiàn)圖5、圖6和圖8所示。由圖5可知，偏心距的增加降低了構(gòu)件極限承載力，且相比負(fù)偏心處的荷載下降幅度，在正偏心處的荷載下降幅度更大，此外，在正偏心處構(gòu)件的承載力出現(xiàn)上下波動(dòng)的現(xiàn)象。由圖6 可知，正負(fù)偏心距的增加降低了荷載位移曲線上升斜率，且在正偏心處的荷載位移曲線上升斜率小于在負(fù)偏心處的荷載位移曲線上升斜率。由圖8 可知，偏心距的存在改變了構(gòu)件的屈曲失效模式，當(dāng)偏心距為+20mm 時(shí)，構(gòu)件發(fā)生O-O 形式的畸變屈曲失穩(wěn)；當(dāng)偏心距為+10mm 時(shí)，構(gòu)件中上部和中下部分別發(fā)生I-I形式和O-O 形式的畸變屈曲失穩(wěn)；當(dāng)構(gòu)件受軸向載荷和負(fù)偏心載荷時(shí)，構(gòu)件發(fā)生局部屈曲失穩(wěn)，且變形程度基本相同。

圖8 偏心距對(duì)屈曲失效模式的影響

2.2.4 腹板寬度對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響分析

為探究腹板寬度對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響，選取構(gòu)件截面尺寸為試件長(zhǎng)度600mm、翼緣寬度40mm、卷邊寬度8mm、開(kāi)孔率0.3、厚度1mm。當(dāng)試件受偏心距為+10mm 的載荷時(shí)，通過(guò)改變?cè)嚰拱鍖挾葋?lái)探究其對(duì)試件力學(xué)性能的影響，如圖9-圖11所示。由圖9可知，腹板寬度的增加提高了構(gòu)件極限承載力，且腹板寬度在70～110mm 和110～180mm 時(shí)，承載力與腹板寬度近似呈一次線性關(guān)系。由圖10 可知，腹板寬度的增加提高了構(gòu)件荷載位移曲線上升斜率，且腹板寬度為110mm 和130mm 時(shí)，曲線上升斜率相差較大。由圖11 可知，腹板寬度的增加改變了構(gòu)件的屈曲失效模式，且逐漸減小畸變屈曲變形程度。

圖9 腹板寬度對(duì)承載力的影響

圖10 腹板寬度對(duì)荷載位移曲線的影響

圖11 腹板寬度對(duì)屈曲失效模式的影響

2.2.5 翼緣寬度對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響分析

為探究翼緣寬度對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響，選取截面尺寸為試件長(zhǎng)度600mm、腹板寬度90mm、卷邊寬度8mm、開(kāi)孔率0.3、厚度1mm。當(dāng)試件在受偏心距為+10mm 的載荷時(shí)，通過(guò)改變翼緣寬度來(lái)探究其對(duì)試件力學(xué)性能的影響，如圖12-圖14 所示。由圖12可知，當(dāng)翼緣寬度在20～60mm 時(shí)，承載力與翼緣寬度呈正相關(guān)；當(dāng)翼緣寬度在60～100mm 時(shí)，承載力與翼緣寬度呈負(fù)相關(guān)。由圖13 可知，翼緣寬度的增加提高了荷載位移曲線的上升斜率，此外，當(dāng)翼緣寬度為80mm 時(shí)，出現(xiàn)荷載位移曲線上升斜率減小的反?，F(xiàn)象。由圖14可知，翼緣寬度的增加改變了試件的屈曲失效模式，當(dāng)翼緣寬度為20mm 和40mm 時(shí)，試件在中上部和中下部分別發(fā)生I-I形式和O-O 形式的畸變屈曲失穩(wěn)；當(dāng)翼緣寬度為60mm 和80mm 時(shí)，在試件中部發(fā)生O-O 形式的畸變屈曲失穩(wěn)；當(dāng)翼緣寬度為100mm 時(shí)，試件兩翼緣發(fā)生O-I形式的畸變屈曲失穩(wěn)。

圖12 翼緣寬度對(duì)承載力的影響

圖13 翼緣寬度對(duì)荷載位移曲線的影響

圖14 翼緣寬度對(duì)屈曲失效模式的影響

2.2.6 卷邊寬度對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響分析

為探究卷邊寬度對(duì)構(gòu)件穩(wěn)定性能的影響，選取截面尺寸為構(gòu)件長(zhǎng)度600mm、腹板寬度90mm、翼緣寬度40mm、開(kāi)孔率0.6、厚度1mm。當(dāng)構(gòu)件受偏心距為+20mm 的載荷時(shí)，通過(guò)改變卷邊寬度以探究其對(duì)構(gòu)件力學(xué)性能的影響，如圖15-圖17 所示。由圖15 可知，卷邊寬度與承載力近似呈一次線性關(guān)系，承載力隨卷邊寬度的增加而增大。由圖16 可知，當(dāng)卷邊寬度在4～14mm時(shí)，荷載位移曲線隨卷邊寬度的增加而增大，當(dāng)卷邊寬度達(dá)到14mm 后，卷邊寬度的增加對(duì)荷載位移曲線上升斜率影響較小。由圖17 可知，卷邊寬度的增加改變了構(gòu)件屈曲失效模式，隨卷邊寬度的增加，試件由原來(lái)在構(gòu)件中上部和中下部分別發(fā)生I-I形式和O-O 形式的畸變屈曲失穩(wěn)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樵谠嚰猩喜炕蛑邢虏堪l(fā)生O-O 形式的畸變屈曲，最后轉(zhuǎn)變?yōu)榫植壳Х€(wěn)。

圖15 卷邊寬度對(duì)承載力的影響

圖16 卷邊寬度對(duì)荷載位移曲線的影響

圖17 卷邊寬度對(duì)屈曲失效模式的影響

3 結(jié)論

本文通過(guò)將試驗(yàn)值與數(shù)值模擬值進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了有限元分析的有效性，接著通過(guò)改變?cè)嚰母拱鍖挾?、翼緣寬度、卷邊寬度、開(kāi)孔率以及偏心距等參數(shù)，探究各參數(shù)變化對(duì)試件的力學(xué)性能的影響，得出以下結(jié)論。

①孔洞的存在未必能使構(gòu)件的承載力降低，孔洞率的增大提高了構(gòu)件荷載位移曲線的上升斜率，增加了構(gòu)件發(fā)生的屈曲變形程度。

②偏心距的存在使構(gòu)件的承載力降低，偏心距越大，承載力降低程度就越大。此外，相比于負(fù)偏心處的承載力下降幅度，正偏心處的下降幅度更快，承載力在正偏心處出現(xiàn)上下浮動(dòng)的反?，F(xiàn)象。

③腹板寬度與承載力呈正相關(guān)，腹板寬度的增加提高了荷載位移曲線上升斜率，減小了試件發(fā)生的屈曲變形程度。

④翼緣寬度在開(kāi)始增加時(shí)與試件承載力呈正相關(guān)，當(dāng)達(dá)到一定值時(shí)，翼緣寬度的增加與承載力呈負(fù)相關(guān)。翼緣寬度的增加提高了試件荷載位移曲線上升斜率，改變了試件發(fā)生屈曲變形的模式。

⑤卷邊寬度在開(kāi)始增加時(shí)與承載力近似呈一次線性關(guān)系，卷邊寬度的增加提高了荷載位移曲線上升斜率，但卷邊寬度達(dá)到一定值時(shí)，對(duì)曲線上升斜率的影響較小。