張佳慧 譚卓瓊

(上海理工大學(xué)環(huán)境與建筑學(xué)院, 上海 200093)

0 引 言

畸變屈曲是控制冷彎薄壁型鋼受壓構(gòu)件穩(wěn)定設(shè)計(jì)的重要屈曲模式之一,一方面,構(gòu)件的幾何尺寸對(duì)彈性畸變屈曲應(yīng)力有很大影響;另一方面,畸變屈曲易與局部屈曲發(fā)生耦合作用,導(dǎo)致構(gòu)件破壞模式更加復(fù)雜,承載力進(jìn)一步削弱。文獻(xiàn)[1-5]對(duì)構(gòu)件的畸變屈曲進(jìn)行了一系列試驗(yàn)和理論研究,結(jié)果表明:畸變屈曲有一定的屈曲后強(qiáng)度,且畸變屈曲和整體屈曲、局部屈曲存在相關(guān)作用,這種相關(guān)作用會(huì)降低構(gòu)件的承載力。Young等提出對(duì)于發(fā)生畸變屈曲和局部屈曲耦合的構(gòu)件,基于直接強(qiáng)度法的承載力計(jì)算值偏高[6]。Schafer等搜集整理相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù),發(fā)現(xiàn)畸變屈曲的屈曲后強(qiáng)度明顯小于局部屈曲的屈曲后強(qiáng)度,并且發(fā)現(xiàn)復(fù)雜卷邊能夠有效提高構(gòu)件承載力,且構(gòu)件承載力與直接強(qiáng)度法計(jì)算結(jié)果吻合良好[7]。Chen等測(cè)試了軸壓條件下腹板、翼板和翼緣加勁的構(gòu)件承載力,研究表明板件加勁可以提高構(gòu)件的承載力[8]。

國(guó)內(nèi)學(xué)者何?？档韧ㄟ^(guò)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn),翼板寬厚比較大的試件,更容易出現(xiàn)畸變屈曲,且由于板件寬厚比較大,畸變屈曲早于局部屈曲發(fā)生[9]。文獻(xiàn)[10-13]中通過(guò)改變構(gòu)件截面幾何參數(shù),研究翼緣加勁長(zhǎng)度、彎起角度和復(fù)雜翼緣加勁對(duì)構(gòu)件屈曲穩(wěn)定性和極限承載力的影響,并對(duì)直接強(qiáng)度法進(jìn)行了修正。文獻(xiàn)[14-16]中對(duì)槽形截面軸壓柱進(jìn)行了系列研究,發(fā)現(xiàn)構(gòu)件發(fā)生畸變屈曲時(shí)會(huì)出現(xiàn)三種變形形態(tài)(O-O,I-I,O-I),并根據(jù)畸變屈曲失穩(wěn)提出了修正承載力計(jì)算方法。何子奇等研究了畸變屈曲與局部屈曲的相關(guān)作用對(duì)構(gòu)件屈曲后強(qiáng)度、破壞模式和極限承載力的影響[17]。姚永紅等經(jīng)過(guò)理論分析,給出了簡(jiǎn)化的轉(zhuǎn)動(dòng)約束剛度公式,在直接強(qiáng)度法的基礎(chǔ)上考慮畸變與整體屈曲耦合,并給出修正公式[18]。

本文對(duì)高強(qiáng)冷彎型鋼C形截面短柱進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試,研究?jī)?nèi)容包括截面尺寸與畸變屈曲穩(wěn)定性的關(guān)系,畸變屈曲與局部屈曲耦合對(duì)構(gòu)件承載力的影響。在此基礎(chǔ)上評(píng)估直接強(qiáng)度法、有效寬度法對(duì)此類構(gòu)件承載力計(jì)算的適用性。最后,利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)試件的屈曲模式進(jìn)行識(shí)別,依據(jù)試件的破壞模式和屈曲變形發(fā)生的先后關(guān)系判斷屈曲耦合的主次順序,并給出修正計(jì)算公式。

1 冷彎薄壁型鋼短柱的軸壓試驗(yàn)研究

1.1 截面設(shè)計(jì)與標(biāo)注

軸壓試驗(yàn)短柱采用雙相高強(qiáng)鋼板(DP780)冷彎型鋼,板件厚度分別為1 mm和2 mm,試件軸向長(zhǎng)度根據(jù)文獻(xiàn)[19]的要求設(shè)定為300 mm。雙相鋼(DP780)的名義屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度分別為500 MPa和780 MPa,實(shí)測(cè)材性參數(shù)見表1,其中,t為板件厚度,E為彈性模量,fy為屈服強(qiáng)度,fu為抗拉強(qiáng)度,ef為斷裂總延伸率。如圖1所示,試件采用C形截面,其中,B為腹板高度,F為翼板寬度,L為翼緣加勁長(zhǎng)度。利用截面設(shè)計(jì),改變截面翼緣加勁長(zhǎng)度L和翼板寬度F,考察其對(duì)構(gòu)件失穩(wěn)模式和極限承載力的影響,如圖2所示。圖中第一行為改變C形截面翼緣加勁長(zhǎng)度,第二行為改變截面翼板寬度,所有C形截面腹板高度均為100 mm。試件C1.0F40L15R的編號(hào)中,C1.0表示板厚為1.0 mm的C形截面,F40表示翼板寬度為40 mm,L15表示翼緣加勁長(zhǎng)度為15 mm,標(biāo)識(shí)后綴R則為重復(fù)試件。以板件厚度為標(biāo)記,兩組試件分別為C1.0和C2.0。每組試件中,考慮改變翼緣加勁長(zhǎng)度和翼板寬度尺寸,共計(jì)7種截面形式,兩組試件共計(jì)26根短柱試件。

圖1 截面幾何參量

圖2 C形截面設(shè)計(jì)

表1 雙相高強(qiáng)鋼材料特性(DP780)

1.2 局部初始幾何缺陷的測(cè)量

薄壁型鋼的板件厚度小,易發(fā)生磕碰使板件輕微變形,進(jìn)而導(dǎo)致試件承載力降低。因此在試驗(yàn)前需測(cè)量試件的初始局部缺陷。截面初始局部缺陷的測(cè)量位置為試件軸向長(zhǎng)度的中部,測(cè)量時(shí)采用數(shù)顯千分表(精度0.001 mm)。對(duì)C形截面的組成板件沿寬度方向進(jìn)行測(cè)量,測(cè)點(diǎn)間距為2 mm。設(shè)定每塊板件兩側(cè)邊界(轉(zhuǎn)角處)不發(fā)生局部屈曲變形,則千分表測(cè)得板件中部相對(duì)于轉(zhuǎn)角處的豎向變形量為板件的初始局部缺陷。圖3為試件C1.0F40L15截面所包含的5塊板件的局部初始缺陷實(shí)測(cè)曲線。圖中,縱軸為千分表讀數(shù)轉(zhuǎn)換所得初始缺陷,橫軸為板件寬度歸一化后的打點(diǎn)間隔與板件寬度的比率(z/l)。測(cè)量所得正值表示板件外凸變形,負(fù)值表示內(nèi)凹變形。由圖3可知,板件的最大局部初始缺陷發(fā)生在腹板中部(-0.063 mm),且向內(nèi)凹陷。C1.0組構(gòu)件中,試件局部初始缺陷的極值為-0.241 mm(C1.0F40L5),C2.0 mm組構(gòu)件中,試件局部初始缺陷的極值為0.209 mm(C2.0F80L15),見表2。

表2 C形截面試件短柱局部初始幾何缺陷

1.3 試驗(yàn)加載與測(cè)點(diǎn)布置

在軸向加載過(guò)程中,試驗(yàn)臺(tái)架采用自平衡反力架,軸向力由千斤頂輸出,千斤頂?shù)募虞d極值為250 kN。如圖4所示,試件直接置于上、下槽形墊板間,試件的翼板部分與槽形墊板通過(guò)螺栓連接,以模擬輕鋼結(jié)構(gòu)體系的梁柱連接,槽形墊板的厚度為12 mm。軸向荷載通過(guò)上部槽形墊板作用于試件。在正式加載前需進(jìn)行預(yù)載,預(yù)載加載量為2 kN。軸壓測(cè)試采用分級(jí)加載,根據(jù)估算的極限承載力設(shè)定單級(jí)加載量,約為3～5 kN。每達(dá)到一級(jí)加載量后需保載2 min,再加載至下一級(jí)。當(dāng)加載量達(dá)到估算值的70%后,需將單級(jí)加載量降到1～2 kN。當(dāng)荷載達(dá)峰值并降至峰值約75%時(shí),即可停止試驗(yàn),并保存試驗(yàn)數(shù)據(jù)。試驗(yàn)中不僅需記錄極限承載力,還需獲得試件的破壞模式及屈曲變形順序,包括荷載-軸向壓縮位移曲線和荷載-橫向變形位移曲線。因此,試驗(yàn)測(cè)試中需設(shè)置位移計(jì)來(lái)測(cè)量加載過(guò)程中試件的軸向壓縮量和截面的橫向變形。軸向設(shè)置3個(gè)位移計(jì),呈三角形分布,以測(cè)量試件軸向壓縮,如圖5所示。

圖4 試驗(yàn)加載裝置

a—窄翼板截面,翼板寬度20,40 mm; b—寬翼板截面,翼板寬度60,80 mm。

在加載前,使用激光水平儀調(diào)整試件、槽形墊板與千斤頂加載頭的相對(duì)位置,確保幾何對(duì)中。同時(shí),設(shè)置軸向位移計(jì),使其呈三角形分布頂住上部槽形墊板,用以測(cè)量試件軸向壓縮,軸向位移計(jì)三角形的形心與截面形心重合,圖5a中所示標(biāo)記?為軸向位移計(jì)。在加載初始階段(約1/4預(yù)估極限承載力),當(dāng)位移計(jì)的讀數(shù)與3個(gè)位移計(jì)均值的偏差不超過(guò)±10%,即判定實(shí)現(xiàn)軸向加載,若超出此范圍則卸載并重新加載,直至滿足要求。在短柱中部測(cè)量截面變形的橫向位移計(jì)布置如圖5a和5b中箭頭所示,位移計(jì)設(shè)置在腹板中部和翼板邊緣,用以測(cè)量局部屈曲和畸變屈曲。對(duì)于翼板較寬的截面(F60L15,F80L15),在翼板中部增加位移計(jì)用以測(cè)量翼板的局部屈曲。

2 測(cè)試結(jié)果與討論

2.1 試件極限承載力

試驗(yàn)中對(duì)C1.0和C2.0兩組試件分別進(jìn)行軸壓測(cè)試,獲得構(gòu)件的極限承載力,如表2所示。可見:改變翼緣加勁長(zhǎng)度和翼板寬度對(duì)構(gòu)件承載力有顯著影響;C1.0組試件中,當(dāng)翼緣加勁長(zhǎng)度由5 mm(C1.0F40L5)增加至20 mm(C1.0F40L20)時(shí),構(gòu)件承載力則由35.26 kN增加至50.40 kN,增幅達(dá)到43%;當(dāng)翼板寬度由20 mm(C1.0F20L15)增加至80 mm(C1.0F80L15)時(shí),構(gòu)件承載力則由40.44 kN增加至54.81 kN,增幅達(dá)到36%;C2.0組中,可以發(fā)現(xiàn)相似的承載力改變趨勢(shì);翼緣加勁長(zhǎng)度為5 mm增加至20 mm時(shí),承載力則從115.58 kN增加至156.60 kN,增幅達(dá)到35%;當(dāng)翼板寬度由20 mm增加至80 mm時(shí),構(gòu)件承載力則由102.54 kN增加至166.76 kN,增幅達(dá)到63%。但由試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知,隨著翼緣加勁長(zhǎng)度或翼板寬度的增加,承載力的增幅并不均勻。當(dāng)翼緣加勁長(zhǎng)度或翼板寬度較短時(shí),增加其幾何尺寸可以獲得較大的承載力增長(zhǎng)。

2.2 試件破壞模式

如表3所示,試驗(yàn)加載至極限承載力時(shí),試件的破壞模式為局部屈曲(L)與畸變屈曲(D)的耦合。通過(guò)觀察所得試件變形與橫向位移計(jì)讀數(shù)對(duì)試件破壞模式進(jìn)行綜合判定。由截面形式可知,因沒(méi)有采用腹板加勁,C1.0和C2.0兩組試件的腹板名義寬厚比分別達(dá)到100和50,屬于細(xì)長(zhǎng)板件,因此腹板位置易于發(fā)生局部屈曲。同時(shí),開口截面構(gòu)件采用簡(jiǎn)單翼緣加勁形式未能充分約束翼板的轉(zhuǎn)動(dòng),因此試件也較易發(fā)生翼板的畸變屈曲。表3中還標(biāo)注了畸變屈曲形態(tài),對(duì)于兩塊翼板沿軸線均向外翻轉(zhuǎn)的畸變屈曲形態(tài)記為O-O,向內(nèi)翻轉(zhuǎn)記為I-I。本測(cè)試中所有截面的畸變屈曲形態(tài)均為O-O,僅試件C2.0F20L15R除外。

表3 C形截面短柱構(gòu)件承載力與破壞模式

2.3 構(gòu)件荷載-橫向變形

利用荷載-橫向變形位移曲線對(duì)試驗(yàn)構(gòu)件進(jìn)行屈曲模式識(shí)別,具體包括極限狀態(tài)下的失穩(wěn)模式和加載過(guò)程中局部屈曲與畸變屈曲發(fā)生的先后順序。由表3可見:C1.0組試件,截面腹板寬厚比為100,構(gòu)件的局部屈曲穩(wěn)定性較低,因此大部分構(gòu)件均先發(fā)生局部屈曲變形,繼而出現(xiàn)畸變屈曲;但C1.0F40L5和由表2可見:C1.0F40L5R兩根試件因其翼緣加勁較短,翼板畸變屈曲穩(wěn)定性差,故表現(xiàn)為局部屈曲與畸變屈曲變形同時(shí)發(fā)生;C2.0組試件,腹板寬厚比由100降低至50,構(gòu)件的局部屈曲穩(wěn)定性顯著改善,局部屈曲變形的發(fā)生大大延后,試驗(yàn)局部屈曲變形與畸變屈曲變形幾乎同時(shí)出現(xiàn)。

在圖6中,利用荷載-橫向變形位移曲線與試件屈曲變形圖,對(duì)C1.0和C2.0兩組試件進(jìn)行了屈曲模式識(shí)別。圖中荷載-橫向變形位移曲線取自短柱中部的位移計(jì),位移計(jì)的編號(hào)與布置見圖5。由圖6a的荷載-橫向變形曲線可以發(fā)現(xiàn):當(dāng)荷載增至19.74 kN后(極限承載力的39%),位移計(jì)3讀數(shù)曲線斜率顯著增大,表示腹板發(fā)生了局部屈曲;同一荷載水平時(shí),位移計(jì)4,5讀數(shù)較小,未見明顯畸變屈曲;當(dāng)加載增至40.63 kN時(shí)(極限承載力的80%),位移計(jì)4,5和位移計(jì)6,7讀數(shù)有較大增加,表示翼板發(fā)生畸變屈曲與局部屈曲的耦合。圖6b的試件C1.0F40L10,與圖6a的試件相比,其翼板寬度縮短20 mm,翼緣加勁長(zhǎng)度減少5 mm。由圖6b的荷載-橫向變形曲線可以發(fā)現(xiàn):局部屈曲變形早于畸變屈曲變形,腹板發(fā)生局部屈曲變形的荷載水平為15.71 kN(極限承載力的34%),翼板發(fā)生明顯畸變屈曲變形的荷載水平為39.67 kN。圖6c的試件C2.0F40L10與C1.0F40L10試件相比,僅板件厚度增至2 mm。由圖6c的荷載-橫向變形曲線可知:由于板厚增加導(dǎo)致局部屈曲穩(wěn)定性大幅改善,位移計(jì)3讀數(shù)發(fā)生明顯變化所對(duì)應(yīng)的荷載水平明顯升高,當(dāng)荷載達(dá)到106.57 kN時(shí)(極限承載力的82%),才可觀測(cè)到較明顯的局部屈曲變形;根據(jù)位移計(jì)3～5測(cè)得的曲線可知,翼板畸變屈曲與腹板局部屈曲變形幾乎同時(shí)出現(xiàn),破壞模式為畸變屈曲與局部屈曲耦合。圖6d的試件C2.0F80L15出現(xiàn)屈曲變形較晚,當(dāng)荷載達(dá)到159.09 kN時(shí)(極限承載力95%),位移計(jì)3～5的讀數(shù)發(fā)生較明顯變化,結(jié)合試件屈曲變形圖可知,該構(gòu)件發(fā)生腹板的局部屈曲,翼板的畸變屈曲與局部屈曲耦合。

a—C1.0F60L15; b—C1.0F40L10; c—C2.0F40L10; d—C2.0F80L15。

由上述4根試件的荷載-橫向變形位移曲線和屈曲變形可知:1)增加翼緣加勁的長(zhǎng)度可以提高加勁板件對(duì)翼板轉(zhuǎn)動(dòng)的約束進(jìn)而提高構(gòu)件的畸變屈曲穩(wěn)定性,延后畸變屈曲的發(fā)生;2)當(dāng)截面翼板較寬時(shí),構(gòu)件在接近極限荷載時(shí)易出現(xiàn)翼板的畸變屈曲與局部屈曲耦合;3)通過(guò)增加厚度降低板件的寬厚比,可以顯著增加截面的局部穩(wěn)定性,從而使局部屈曲延后發(fā)生。

3 承載力計(jì)算方法與修正

薄壁冷成型鋼軸壓構(gòu)件的承載力計(jì)算可采用有效寬度法和直接強(qiáng)度法。現(xiàn)有規(guī)范中此類構(gòu)件承載力的計(jì)算也是由上述兩類方法發(fā)展而來(lái)的。在北美規(guī)范AISI 2016[20]中,有效寬度法的實(shí)質(zhì)是考慮了整體屈曲相關(guān)作用的局部屈曲強(qiáng)度曲線。直接強(qiáng)度法則需分別計(jì)算構(gòu)件局部屈曲、整體屈曲和畸變屈曲的強(qiáng)度,并以三者中最小值作為構(gòu)件承載力。其中,該方法的局部屈曲強(qiáng)度曲線考慮了局部屈曲與整體屈曲的耦合,而畸變屈曲強(qiáng)度曲線則不考慮軸向長(zhǎng)度的影響。此外,采用直接強(qiáng)度法需要首先得到截面的彈性屈曲應(yīng)力。

3.1 C形截面彈性屈曲應(yīng)力

圖7所示為采用CUFSM[21]得到的截面的彈性屈曲應(yīng)力-屈曲半波長(zhǎng)曲線,其邊界條件為兩端簡(jiǎn)支。圖中,曲線的第一、第二極值點(diǎn)為彈性局部屈曲應(yīng)力(foe)和彈性畸變屈曲應(yīng)力(fod)值,對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)為屈曲半波長(zhǎng)。

a—t=1 mm、F=40 mm; b—t=1 mm、L=15 mm; c—t=2 mm、F=40 mm; d—t=2 mm、L=15 mm。

圖7a和圖7b所示為C1.0組,分別研究改變翼緣加勁長(zhǎng)度和翼板寬度對(duì)截面彈性屈曲應(yīng)力的影響。由圖7a可知:翼緣加勁長(zhǎng)度增加(5～20 mm)未改變截面局部屈曲穩(wěn)定性,但顯著改變了截面的彈性畸變屈曲應(yīng)力,即fod從121 MPa提高到278 MPa,增幅達(dá)130%。由圖7b可知:翼板寬度增加(20～80 mm)未明顯改變截面局部屈曲穩(wěn)定性,但對(duì)截面畸變穩(wěn)定性有較大影響,當(dāng)翼板寬度為20,40,60,80 mm時(shí),fod分別為192,254,194,134 MPa。可知:簡(jiǎn)單增加翼板寬度不能改善翼板的畸變屈曲穩(wěn)定性;在翼緣加勁未能充分約束翼板轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí),翼板寬度的增加反而會(huì)降低截面的畸變屈曲穩(wěn)定性。圖7c和圖7d所示為C2.0組的彈性屈曲應(yīng)力-屈曲半波長(zhǎng)曲線。可知:與C1.0組曲線相似,改變翼緣加勁的長(zhǎng)度或翼板的寬度對(duì)截面局部屈曲應(yīng)力影響較弱,而對(duì)截面畸變屈曲穩(wěn)定性有較大影響。由圖7c可以發(fā)現(xiàn),翼緣加勁長(zhǎng)度由5 mm增加至20 mm時(shí),fod從358 MPa提高到638 MPa,增幅為78%。圖7d中,翼板寬度為20,40,60和80 mm時(shí),fod分別為479,601,454,313 MPa,這表明截面的畸變屈曲穩(wěn)定性隨翼板寬度的改變發(fā)生顯著變化。

隨著板件厚度由1 mm增加至2 mm,截面腹板的局部屈曲穩(wěn)定性顯著增加。對(duì)C2.0組與C1.0組比較發(fā)現(xiàn),彈性局部屈曲應(yīng)力平均增幅為322%,彈性畸變屈曲應(yīng)力的平均增幅為147%,即前者增長(zhǎng)幅度顯著大于后者。在C1.0組中,截面局部屈曲應(yīng)力明顯小于畸變屈曲,但厚度增加使前者的增幅明顯快于后者,因此在C2.0組中,兩種屈曲應(yīng)力值較為接近。上述現(xiàn)象與表2的屈曲變形順序相互印證,即在截面局部屈曲穩(wěn)定性顯著小于畸變屈曲穩(wěn)定性時(shí),構(gòu)件首先發(fā)生局部屈曲變形,而后發(fā)生局部屈曲與畸變屈曲的耦合。而在彈性局部屈曲應(yīng)力值與彈性畸變屈曲應(yīng)力值相近時(shí),考慮到畸變屈曲的屈曲后儲(chǔ)備較小,構(gòu)件失穩(wěn)的形態(tài)則可能是以畸變屈曲為主,即畸變屈曲與局部屈曲的屈曲耦合。

3.2 軸壓短柱承載力計(jì)算

表4 承載力試驗(yàn)值與計(jì)算值

針對(duì)薄壁冷成型鋼軸壓構(gòu)件,還可采用有效寬度法進(jìn)行承載力計(jì)算。該方法的實(shí)質(zhì)是在兩端簡(jiǎn)支條件下,考慮局部屈曲與整體屈曲相關(guān)作用得到構(gòu)件的承載力PEWM。如表4所示,試驗(yàn)值與計(jì)算值的比值標(biāo)注為Ptest/PEWM,在C1.0和C2.0兩組試件中,Ptest/PEWM的均值分別為0.96和0.88,變異系數(shù)為0.062和0.054。這表明,有效寬度法所得計(jì)算值相較試驗(yàn)值仍偏大,且隨著板件厚度的增加,偏離程度更明顯。通常認(rèn)為,當(dāng)構(gòu)件有效長(zhǎng)度小于畸變屈曲半波長(zhǎng)時(shí),在承載力計(jì)算中可以不計(jì)入畸變屈曲。但對(duì)試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算值的比較發(fā)現(xiàn):1)短柱試件也可發(fā)生畸變屈曲;2)不考慮畸變屈曲的計(jì)算方法(有效寬度法)會(huì)過(guò)高估計(jì)構(gòu)件的承載力。

上述計(jì)算結(jié)果表明,針對(duì)所采用的C形截面(輕鋼結(jié)構(gòu)體系中最常用截面形式之一),采用直接強(qiáng)度法和有效寬度法所得軸壓構(gòu)件計(jì)算值整體上均較試驗(yàn)值偏大。導(dǎo)致計(jì)算值過(guò)高的原因可能是,兩組試驗(yàn)試件均發(fā)生了局部屈曲和畸變屈曲的相關(guān)作用,且已知這種相關(guān)耦合可導(dǎo)致軸壓構(gòu)件提前發(fā)生破壞,削弱構(gòu)件的極限承載力。但現(xiàn)有規(guī)范中的計(jì)算方法均未能較好地考慮這種相關(guān)作用對(duì)承載力的削弱,故所得承載力計(jì)算值偏大。

3.3 基于局部與畸變耦合的承載力計(jì)算值修正

由3.2節(jié)可知,由直接強(qiáng)度法和有效寬度法得到的短柱構(gòu)件承載力計(jì)算值均偏大。為此在直接強(qiáng)度法的基礎(chǔ)上,嘗試在承載力計(jì)算中引入局部屈曲與畸變屈曲耦合,對(duì)承載力計(jì)算方法進(jìn)行修正,計(jì)算中將試件視為兩端簡(jiǎn)支軸壓構(gòu)件。AISI 2016中使用的直接強(qiáng)度法由3條強(qiáng)度曲線組成,分別是整體屈曲(Pne)、局部屈曲(Pnl)和畸變屈曲(Pnd)強(qiáng)度曲線。其中Pnl曲線通過(guò)引入Pne考慮局部屈曲與整體屈曲的耦合,Pnd曲線不含軸向長(zhǎng)度參數(shù),即認(rèn)為構(gòu)件的畸變屈曲強(qiáng)度不隨構(gòu)件長(zhǎng)度改變。在計(jì)算中引入局部屈曲與畸變屈曲的相關(guān)作用,對(duì)強(qiáng)度曲線進(jìn)行修正時(shí)可以有以下兩種選擇。

(1)

(2)

4 結(jié)束語(yǔ)

對(duì)26根具有不同翼板寬度和翼緣加勁長(zhǎng)度的C形截面短柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn),研究翼板寬度和翼緣加勁長(zhǎng)度對(duì)構(gòu)件畸變屈曲穩(wěn)定性的影響,調(diào)整板件厚度改變了局部屈曲變形和畸變屈曲變形發(fā)生的先后順序。采用現(xiàn)有的直接強(qiáng)度法和有效寬度法進(jìn)行承載力計(jì)算,進(jìn)一步地,基于屈曲模式識(shí)別與屈曲變形先后順序,修正了直接強(qiáng)度法的強(qiáng)度曲線。經(jīng)試驗(yàn)研究和承載力計(jì)算分析得到如下結(jié)論:

1)采用改變翼板和翼緣加勁幾何尺寸的方式可以影響構(gòu)件的畸變屈曲穩(wěn)定性,通過(guò)降低板件寬厚比提高局部屈曲穩(wěn)定性,進(jìn)而影響構(gòu)件局部屈曲和畸變屈曲發(fā)生的順序和構(gòu)件承載力。

2)高強(qiáng)冷彎薄壁開口截面軸壓短柱的承載力計(jì)算中,需要考慮畸變屈曲的影響。

3)因未能考慮畸變屈曲與局部屈曲的耦合,現(xiàn)有的有效寬度法與直接強(qiáng)度法均較高估計(jì)了軸壓短柱的承載力。

4)通過(guò)試驗(yàn)構(gòu)件發(fā)生局部屈曲與畸變屈曲變形的順序進(jìn)行屈曲模式識(shí)別,判定屈曲耦合的主次順序。在考慮畸變屈曲與局部屈曲相關(guān)作用的基礎(chǔ)上,分別對(duì)直接強(qiáng)度法局部屈曲與畸變屈曲強(qiáng)度曲線進(jìn)行修正。修正后的計(jì)算方法能夠較好地預(yù)測(cè)有此類屈曲耦合構(gòu)件的承載力。