作者：相毅 ZABIHULLAH 施雨然 小伟 程睿
山地城镇建设与新技术教育部重点实验室
重庆大学土木工程学院
概括
冷弯薄壁钢柱可制成多种截面形式，其中最常用和研究的是U形截面（又称槽钢截面）和C形截面。部分。然而，冷弯薄壁钢柱虽然具有自重轻、工期短等优点，但也容易发生屈曲破坏，不利于结构受力。前期研究表明，具有复杂卷边的冷弯薄壁槽钢柱（又称G形截面柱）具有较高的极限承载力和临界扭曲屈曲应力。采用试验和有限元分析方法研究了两端铰接的G形截面柱的轴压性能。
为了了解不同截面尺寸和杆件长度对G型钢柱破坏模式和极限承载力的影响，对18根公称厚度的冷弯薄壁G型钢柱进行了轴压试验。 2.0 mm，并对元件的损伤进行了分析。模态、载荷-位移曲线、载荷-应变曲线和极限承载力。构件具有三种横截面尺寸（名义腹板高度分别为150、200和300 mm），构件长细比范围为15至70。构件的实际尺寸、材料性能和初始几何缺陷在施工前进行了测量。测试。试验观察到：腹板公称高度为150mm的构件发生扭曲屈曲破坏；对于名义腹板高度为200 mm和300 mm的构件，当构件长度小于或等于1000 mm时，发生局部屈曲破坏，其余长度的构件发生局部和整体屈曲破坏，且各一半发生屈曲破坏。 -局部屈曲的波长约等于柱腹板的高度。
然后在有限元分析软件ABAQUS中建立有限元模型对构件进行模拟，并根据试验结果验证模型的准确性。然后利用经过验证的有限元模型，分析了截面翼缘宽厚比、腹板高厚比和复杂卷度尺寸对冷弯薄壁G型截面柱极限承载力的影响。结果表明：G形截面柱的极限承载力随着翼缘宽厚比和复杂翼缘尺寸的增大而增大，随着腹板高厚比的增大而减小。
介绍
随着钢结构建筑行业的快速发展，冷弯薄壁型钢型材形式日益丰富。如图1所示，具有复杂卷边的冷弯薄壁槽形截面柱（G形截面柱）比普通C形截面具有更高的弹性屈曲临界应力和极限承载力列。国内外学者对冷弯薄壁钢柱的研究长期集中在普通C形截面构件上，对G形截面柱的相关理论研究较少。
图1 G形截面几何特征
严和杨等人。采用实验方法对两端支撑的冷弯薄壁G型截面柱进行研究，并将试验结果与北美、澳大利亚和新西兰规范进行比较。由于澳大利亚规范和新西兰规范分别考虑了单轴对称截面扭曲屈曲的影响，因此异形截面柱的承载力计算较为保守。 Yan和Young随后利用直接强度法计算了构件的极限承载力，发现新的直接强度法可以保守地预测两端固定的G形截面轴压柱的极限承载力。王春刚等.对铰接端G形截面柱和腹板加劲G形截面柱进行轴压和偏压试验，观察其稳定承载力、破坏模式和变形；腹板开孔G形截面柱的轴压对柱进行了研究，结合中国规范和北美规范，给出了合理的孔形和孔尺寸建议，并提出了计算轴压极限承载力的修正直接强度法提出了G形断面裸孔柱的承载力。马尼坎丹等人。对两端铰接轴压的G形截面柱进行了试验和有限元变参数分析。他们将有限元结果与直接强度法结果进行线性回归分析，提出了直接强度法计算的构件极限承载力。应乘以修正系数 0.968。殷凌峰等基于直接强度法并结合参数化有限元分析，对装配式货架结构中复杂多重卷边冷弯薄壁开口的有限元分析结果与中国规范和北美规范的计算结果进行了对比研究。研究发现，北美规范直接强度法的计算结果比中国规范更准确，但两种规范在计算此类断面时都比较保守。
冷弯薄壁G型截面柱作为一种较新的截面形式，相关设计理论尚不成熟，相关试验研究也十分有限。通过试验，研究了轴压下G形截面构件的极限承载力和破坏特征，探讨了复杂卷曲对轴压下G形截面构件力学性能的影响。在此基础上，采用有限元分析软件ABAQUS对试件进行模拟分析。在验证有限元方法的正确性后，对G形截面柱进行变参数分析，分析各参数对构件极限承载力的影响。
测试概述
1.1 组件设计
为了分析不同截面尺寸、构件长度和失效模式对G型截面柱受力性能的影响，共设计了三种类型的冷弯薄壁G型截面柱是在本次测试中设计的。标称腹板高度分别为 150 和 200。 ，300 毫米。截面尺寸根据外轮廓尺寸确定，如图2所示。板厚t=2.0mm。试验成员共有18个，长细比范围为15≤λ≤70。为了便于与单刀铰连接，达到铰链的边界条件，立柱上下两端均设有尺寸为350 mm×240 mm×10 mm的端板，连接于组件通过角焊缝连接。
图2 截面几何参数定义
测试前测量了每个部件的实际尺寸。用游标卡尺测量每块面板在元件长度两端和中间的尺寸，取三次测量的平均值作为每块面板的实际尺寸。由于两端端板的影响，测量元件实际长度时，先用卷尺测量下端板底面到上端板顶面的距离，然后用游标卡尺测量上下端板的实际厚度，减去总长度。两个端板的厚度就是部件的实际长度。每个部件测量3次，取部件长度的平均值。构件实测尺寸如表1所示。构件加载方式为轴向压缩。本次测试采用统一编号规则（图3）。为了减少测试误差钢结构轴心受压构件，每种类型处理2个分量，分别用A和B表示，放在数字的最后位置。
表1 构件的实测横截面尺寸和初始几何缺陷
注：H为腹板高度； B为翼缘宽度； a是第一卷曲的宽度； c是第二卷曲的宽度； t为板材的厚度； L为杆件的长度； Δw为幅材的初始缺陷； Δf1、Δf2分别为两侧翼缘的初始缺陷； Δx和Δy分别是沿弱轴和强轴方向的总体缺陷。
图3 元件编号规则
1.2 材料特性
本次试验构件所用钢材均为Q345B。为了获得钢材的实际材料性能，按照GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》的相关规定加工6块材料试件，并在拉伸试验机上拉伸。万能试验机。测得的样品的机械性能如表2所示。
表2 测量的材料性能
1.3 初始缺陷
冷弯薄壁钢构件对初始缺陷非常敏感，其屈曲模式和极限承载力与初始缺陷密切相关。加载前，分别测量构件的局部、整体和变形缺陷。局部和整体缺陷通过千分表测量，扭曲缺陷通过倾斜仪测量。图4显示了初始缺陷的具体测量位置。局部缺陷在截面腹板中部和两侧翼缘处测量。凸度为正，凹度为负。最大绝对值分别用Δw、Δf1和Δf2表示。整体缺陷在翼缘与腹板相交处测量，消除了板内局部初始缺陷的影响。以连接测量起点和终点的读数为基线，各测量点的读数与基线上相应点的读数之差，即为该点沿某一方向的总体初始缺陷，以及沿弱轴和强轴的整体缺陷。缺陷分别用Δx和Δy表示。畸变缺陷分别用δ1和δ2表示。测量时，以绘制的网格线作为测量点。考虑到端板焊缝的影响，测量从部件末端的下一个点开始。由于试验前采用连线软件CUFSM计算弹性屈曲临界应力，得出除腹板高度为150 mm的构件外，其他构件发生扭曲屈曲的可能性很小，因此仅考虑构件测量了G150-150-1200A。而G150-150-1200B的变形缺陷，测得G150-150-1200A部件的δ1为0.97mm，δ2为1.60mm；部件G150-150-1200B的δ1为0.86mm，δ2为-1.24mm。
a——局部缺陷； b——整体缺陷； c——变形缺陷。
图4 初始几何缺陷测量点
表1列出了所有部件的整体缺陷和局部缺陷的最大值，其中Δx为整体缺陷沿弱轴方向的最大绝对值，Δy为整体缺陷沿强轴方向的最大绝对值方向。从表 1可以看出，腹板中部的局部初始缺陷大于两侧翼缘的局部初始缺陷，且随着腹板高厚比的增大，局部初始缺陷网的中间变得更大。
1.4 试验装置及测点布置
加载采用电液伺服长柱压力试验机。装载过程中，横梁与左右立柱形成反应架，保持不动。控制油泵调节流体压力，使底部千斤顶向上移动，从而实现加载（图5）。 。
图5 试验加载装置
测试支架为可自由旋转的单刀铰链支架。图 6 显示了上部铰链支架。下铰链支架的结构与上铰链支架相同。只需要改变上下层的顺序即可。上铰链的下板和下铰链的上板分别连接到组件的上端板和下端板。支撑件可以绕截面的弱轴自由旋转，但不能绕构件的强轴和纵轴旋转。上下铰链均与截面的弱轴连接。轴向质心线重合，保证载荷作用在质心处，满足轴心压缩条件。在上支架上底板与横梁之间放置30t力传感器，与动态采集盒连接，测量试验中载荷的加载值。
图6 单向刀口铰链支撑
应变片和位移计的布置如图7所示。在应变片布置图（图7a）中，截面四个角处的应变片有助于物理对准。为了捕捉局部变形，在柱腹板的中心线上，沿构件长度方向在腹板中部布置了成对的应变片。同时，翼缘的局部变形由构件1/2高度处和两侧翼缘中部的成对应变决定。在胶片上测量。在与构件断面中心轴线重合的上、下端板上分别安装位移计，将两者之差作为构件的竖向位移。位移计主要布置在构件高度的1/2处。位移计4是捕捉局部变形，位移计3和5是捕捉弯曲变形值（图7b）。
a——应变片布置； b——位移计布置。
图7 测点布置
测试结果分析
2.1 试验现象及损伤特征
1) 试验过程中观察到腹板高度为150 mm的构件发生扭曲屈曲破坏，如图8a所示。可以看出，翼缘和复杂翼缘绕腹板与翼缘交线旋转，腹板向内凹变形。当载荷接近构件极限承载力时，构件高度中部局部凸形变形急剧增大。大，最终形成元件长度方向的半波长畸变。
2) 对于腹板高度为200 mm的构件,除构件长度L≤1 000 mm时发生局部屈曲外,其他长度的构件均发生与整体相关的局部屈曲。元件G200-75-600B的损伤特性如图8b所示。可以看出，加载初期，构件并无明显现象，随后构件腹板上出现连续的局部屈曲波形，但不明显；随着载荷的增加，局部屈曲波形变得突出且连续。由于分量较短且半波长较大，因此局部屈曲大致表现为完整波；当达到极限荷载时，杆件高度中部腹板局部弯曲变形增大，局部屈曲波形不再连续。在同一截面上，两侧翼缘由于板组之间的相互作用而受到腹板变形的影响。冲击也有局部凸出，法兰本身不发生局部屈曲。图8c显示了元件G200-75-2200A的损坏特性。可见，当载荷不大时，构件会产生较大的初始弯曲，并会发生绕弱轴的整体弯曲变形。如果载荷继续，构件腹板上会出现连续的局部屈曲波形，半波长与翼缘宽度相差不大；当载荷达到极限载荷时，构件发生明显的弯曲变形。同时，构件1/2长度处的弯曲变形急剧增大，出现塑性铰。与此同时，上下铰链沿着刀口旋转，部件立即被破坏。失效模式为局部和整体弯曲和屈曲耦合失效。
a—G150-150-1200B； b—G200-75-600B； c—G200-75-2200A； d—G300-90-1600A。
图8 组件失效模式
3）腹板高度为300 mm的构件的失效模式与腹板高度为200 mm的构件的失效模式相同，均发生局部屈曲或与整体相关的局部屈曲破坏。图8d显示了元件G300-90-1600A的损坏特性。可以看出，加载初期腹板出现局部屈曲，但并不明显。随着荷载的增加，沿构件纵向出现多个连续的局部屈曲半波，同时在弱轴周围出现轻微的弯曲屈曲；随着载荷的持续，构件中部发生弯曲，形成塑性区，弯曲变形增大，构件最终出现与局部和整体弯曲相关的屈曲破坏。
2.2 测试结果分析
表3给出了试验得到的各构件的轴向极限承载力和最终失效模式。其中，Pt表示极限承载力试验值，Pa表示极限承载力有限元计算值，L表示构件局部屈曲，D表示构件扭曲屈曲，L+F表示构件局部屈曲。与弯曲相关的部件屈曲。可见，扭曲屈曲仅发生在翼缘宽度较大且翼缘尺寸较小时；对于腹板高度为200mm和300mm的构件，长细比仍然是影响构件极限承载力的重要因素。当杆件长度较小时，失效模式表现出局部不稳定。随着杆件长度的增加，杆件的初始弯曲缺陷变大，绕弱轴失稳倾向明显，失效模式转变为局部弯曲失稳。经计算，该构件有限元计算值与试验值的平均比为1.012，方差为0.017。
表3 构件试验结果与有限元分析结果对比
图9为G200-75-2200A构件的载荷-应变曲线和载荷-横向位移曲线。可以看出，在压缩开始时，载荷-应变曲线大致呈线性关系。随着荷载的增加，跨中腹板出现应变突变和应变反转，如图9a所示；而沿构件长度方向布置的应变片也出现同样的现象（图9b、图9c），说明整个构件的腹板经历了局部屈曲，出现了连续的局部屈曲波形，这与测试中观察到的部件的失效模式；位于构件长度中部的3号至5号位移计的测量值如图9d所示。弯曲变形值与局部变形值相差不大。表现为局部变形和弯曲变形。
a——中跨腹板； b——腹板应变测点17和18； c——腹板应变测点19和20； d——横向位移测点3～5。
图9 构件G200-75-2200A的载荷-应变曲线和载荷-位移曲线
图10为不同腹板高度和长度构件的荷载-轴向位移曲线。可以看出，加载开始时，载荷与轴向位移基本呈线性关系，构件整体刚度基本没有变化，曲线较为平滑；随着载荷的增加，曲线呈非线性变化，刚度逐渐减小；达到极限负载。随后曲线呈现非线性下降趋势，刚度迅速下降，轴向位移变化显着加剧，即构件发生损坏。一般来说，当腹板高度相同时，构件的极限承载力随着构件长度的增加而显着降低；当构件长度相同时，极限承载力随着腹板高度的增加而增大，但腹板高度增加对提高构件刚度的作用并不明显。
图10 构件荷载-轴向位移曲线
G形截面柱的有限元分析
3.1 有限元模型建立及模型验证
采用ABAQUS有限元软件对构件进行仿真分析。在分析过程中，根据部件的中心线尺寸对模型进行建模。单元选型方面：选用壳体单元S4R模拟冷弯薄壁型钢G型截面柱；选用实体单元C3D8R来模拟端板等加载装置；对于组件和端板之间的面对面接触，选择绑定约束。模拟试验中部件与端板之间的焊接情况。同时，在两端端板上的部件质心位置建立参考点，并将参考点与端板表面耦合。因此，可以对参考点施加载荷和边界条件，如图11所示。为了模拟铰链的边界条件，沿x、y方向的平移自由度和沿x、y方向的旋转自由度x、z方向约束在施加载荷的一侧；沿 x、y、z 方向的平移自由度和沿 x、y、z 方向的旋转自由度在另一侧受到约束。沿 x、z 方向的旋转自由度。经过多次调试，最终构件的网格尺寸选择为10mm，端板的网格尺寸选择为50mm。建模时，按表2取构件的材料性能，屈服应力fy=349 MPa，弹性模量E=206 444 MPa，泊松比为0.3。采用双线材料模型，材料强化段斜率取0.02E。
a——参考点； b——边界条件。
图11 有限元分析模型
有限元分析分两步进行。第一步是特征值屈曲分析，即线性屈曲分析。此步骤是在小变形的情况下进行的。分析结果输出的各阶屈曲模态可以模拟构件实际的初始几何缺陷模态。同时引入表1中构件的实际初始缺陷值，以提供后续的非线性屈曲。该分析为施加几何初始缺陷提供了基础。第二步是非线性屈曲分析，使用弧长法进行，可以定义材料非线性和几何非线性。
通过有限元分析得到的构件极限承载力及失效特征如表3和图12所示。可以看出，本文有限元分析得到的构件极限承载力与测试结果在5%以内（表3）；并且有限元分析的损伤特征与构件的损伤特征吻合良好（图12），验证了本文有限元分析方法的可靠性。
a—G200-75-600B； b—G150-150-1200B； c—G300-90-2200A。
注：各图左侧为试验结果，右侧为有限元结果。
图12 试验与有限元分析损伤特性对比
3.2 有限元变参数分析
影响G形截面柱承载力的因素有很多。采用与上述相同的有限元方法，分析翼缘宽厚比（b/t=20、30、40、50）和腹板高厚比（h/t=65、70、75、80），杆件长细比（λ=30、50、70、90）和复杂翼缘尺寸对G形截面柱极限承载力Pu的影响。为保证截面尺寸的合理性，翼缘与腹板的宽度比为0.25～0.75。在分析腹板高厚比、翼缘宽厚比和长细比的影响时，没有考虑复合卷边的影响，即采用同样的复合卷边尺寸c=15 mm。分析卷边尺寸的影响时，固定腹板高厚比h/t=65，翼缘宽厚比b/t=30，一次卷边尺寸a=30mm，复杂的加强筋尺寸从10毫米增加到30毫米，间隔5毫米。
变参数分析中采用的钢材厚度均为2 mm。钢材的屈服强度fy=345 MPa，弹性模量E=206 GPa，材料本构模型为理想弹塑性。
3.2.1 翼缘宽厚比的影响
对4根不同翼缘宽厚比b/t（20、30、40、50）的G形截面柱进行有限元分析。分析时，取腹板高厚比h/t为65、70、75、80，并将构件长细比λ固定为50。分析发现，所有构件均出现局部和整体屈曲破坏（图1）。 13）。 G型截面柱极限承载力随翼缘宽厚比的变化如图14所示。可见，在一定范围内，G型截面柱的极限承载力随翼缘宽厚比的变化如图14所示。截面柱随着翼缘宽厚比的增加而增加。这是因为：当翼缘宽度增大时，截面惯性矩增大；另外，腹板两端为加强板。随着翼缘宽度的增加，翼缘对腹板的支撑作用增大，这也增加了构件的强度。承载能力。
图 13 局部和全局屈曲
图14Pu-b/t关系曲线（λ=50）
3.2.2 腹板高厚比的影响
考虑翼缘宽厚比b/t=40时G形截面柱极限承载力随腹板高厚比的变化，腹板高厚比h/t取65 、 70、 75 和 80 在分析过程中。 。除长细比达到110时腹板高度较小的构件发生弯屈曲外（图15），其余构件均发生局部屈曲屈曲。图16为G形截面柱极限承载力随腹板高厚比的变化曲线。可见，在一定范围内，构件的极限承载力随着腹板高厚比的增大而减小。这是因为板的宽厚比变大钢结构轴心受压构件，构件更容易发生局部屈曲，导致构件整体刚度降低，更容易出现失稳，因此荷载-承载能力降低。
图15 整体弯曲和屈曲
图16Pu-h/t关系曲线（b/t=40）
3.2.3 加强筋折边尺寸的影响
为了研究复合加劲肋对构件极限承载力的影响，设定复合加劲肋尺寸为c=10、15、20、25、30，腹板高厚比h/t=65，翼缘宽厚比b/t=30，长细比分别为30、50、70、90。分析表明，当构件长细比小于90时，构件会发生局部和整体屈曲破坏；当构件长细比等于90时，构件将发生整体弯曲破坏。组件的最终轴承能力随复杂加强剂的尺寸的变化如图17所示。可以看出，随着复杂加强剂的大小增加，最终轴承能力会线性增加，这表明复杂的加劲加速度在提高轴向压缩组件的轴承能力。
图17PU-C关系曲线
综上所述
本文通过实验探讨了冷形成的薄壁G形截面柱的轴向应力性能。有限的元素软件ABAQUS用于通过更改Web厚度比，法兰宽度厚度比和复杂加强剂的大小来研究截面参数对G的影响。形状横截面柱的轴承能力的影响。结论如下：
1）150毫米的网络高度的样品遭受失真屈曲故障；当成员长度大于1 000毫米时，网络高度为200毫米和300毫米的标本发生，局部和总体屈曲失败就发生了。其他长度的成员经历了当地屈曲失败。网络的高度对组件的最终轴承能力有一定的影响，但是随着Web高度的增加，组件的轴向刚度不会显着变化。
2）在一定范围内，G形横截面柱的最终轴承能力随着法兰宽度与厚度比的增加而增加。这是因为法兰宽度的增加增加了惯性的横截面力矩，同时，法兰对网络的限制效果增加。 ，从而提高组件的稳定轴承能力。
3）Web高度与厚度比的增加使板易于局部不稳定，从而减少了组件的有效横截面并改变了原始成分的应力状态，从而加速了组件的不稳定性。
4）G形横截面柱的最终轴承能力随着压接宽度的增加而线性增加，表明复杂的僵硬的压接管对增强组件的稳定性具有一定的贡献。
资料来源：Xiang Yi，Zabihullah，Shi Yu等。对冷形成薄壁的G形截面柱的轴向压缩轴承能力的研究[J]。钢结构（中文和英语），2020，35（5）：1-9。
doi：10.13206/j.gjgs20030902
