西安建筑科技大学冉红东副教授为您解读不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴面内稳定性能研究

随着我国工业化步伐的加快以及海洋战略和“一带一路”建设的持续推进，建筑物所处的环境日趋严苛、复杂，传统结构的耐久性和安全性面临严峻挑战。不锈钢因其卓越的耐腐蚀性、优异的耐久性、良好的力学性能及较低的全寿命周期成本，是严酷环境下结构防腐的最佳解决方案之一。在市场需求的强烈驱动下，不锈钢结构已成为我国土木工程领域发展的新热点。

由于不锈钢材料价格导致高昂的结构初始造价，限制了不锈钢构件的应用场景，现行CECS 410:2015《不锈钢结构设计规程》基于GB 50018—2002《冷弯薄壁型钢结构技术规范》构件设计理论，对薄壁构件做出相关设计规定（简称“规范设计方法”）。随着加工制作技术进步，截面形式灵活、经济性好的不锈钢热轧型钢构件逐步得到工程应用。不锈钢热轧构件能在满足结构承重构件高承载力要求的同时充分发挥材料性能，但规范设计方法的滞后限制了此类构件的推广，提出适用此类构件的高效设计方法，是解决这一问题的关键。槽钢截面几何形状简单，综合性能好，广泛应用于工程结构，课题组针对不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴面内稳定性能开展了研究。

影响构件稳定承载力的主要因素为初始几何缺陷、荷载初偏心、截面纵向残余应力及端部约束情况等，为明确各因素对构件受力性能的影响规律，实测构件初始几何缺陷及截面残余应力分布。通过偏心加载试验确定热轧槽钢压弯构件绕弱轴面内稳定承载力，并通过有限元模型明确不同因素对构件承载力的影响规律。使用试验及有限元分析结果评估CECS 410:2015设计公式计算精度，提出适用于不锈钢热轧槽钢压弯构件面内稳定承载力的设计公式。

2.1 初始几何缺陷测量

局部和整体初始几何缺陷影响中长柱构件稳定承载力，在承载力试验前，量测构件初始几何缺陷。图1为构件初始几何缺陷量测过程示意。

2.2 残余应力测量

通过锯割法测量了不锈钢热轧槽钢的截面残余应力，得到了截面纵向残余应力分布模式及峰值，为构件稳定性能分析奠定基础。图2为锯割法测量截面纵向残余应力试验流程。

2.3 构件受力性能研究

考虑不同弯矩作用方向（翼缘受拉和受压）、偏心距及构件长细比的影响，课题组完成了18个不锈钢热轧槽钢绕弱轴弯曲的偏心受压试验，得到了构件稳定承载力和破坏模式，偏心受压试验装置见图3。图4为有限元模拟流程，通过有限元建模和数值模拟，系统分析了各设计参数变化对构件受力性能影响规律，基于试验和理论分析结果，对现行规范设计方法的计算精度进行评估，并提出了适用于不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴承载力计算公式。

3.1 初始几何缺陷实测结果

实测构件几何尺寸及初始几何缺陷见表1，其中 ω ₀ 为局部缺陷值， ω _g 为整体缺陷值，从表中实测结果知，构件初始几何缺陷均满足GB 50205—2020《钢结构工程施工质量验收标准》的规定。

3.2 残余应力分布模型

实测截面残余应力见图5，残余应力简化分布模型见图6，实测结果与简化模型对比见图7，由图7知不锈钢热轧槽钢截面残余应力简化分布模型与实测结果吻合良好，可用于确定不锈钢热轧槽钢截面残余应力并为构件稳定性能分析奠定基础。

CECS 410:2015《不锈钢结构设计规程》实腹式压弯构件面内整体稳定承载力设计公式见式(1), 对于单轴对称截面，当弯矩作用于对称平面内，且使截面在弯心一侧受压时，尚应按式(2)计算。

表2中给出了不锈钢热轧槽钢压弯构件承载力试验结果及试验结果 N _u 与CECS 410:2015压弯构件面内稳定承载力设计公式计算结果 N _CECS 的比值， N _u / N _CECS 均值为1.24，标准差为0.225。图10中给出了两者比值，从表2和图10可知，现行规范CECS 410:2015设计公式计算结果偏保守，且较离散。究其原因：

1）在CECS 410: 2015中采用了GB 50018—2002《冷弯薄壁型钢结构设计规范》基于截面边缘纤维屈服准则得到设计公式，此准则适用于板件厚度较小的截面，对板件厚度大的热轧型钢截面采用截面边缘纤维屈服准则公式低估了构件承载力；

2）GB 50018—2002《冷弯薄壁型钢结构设计规范》中规定的压弯构件相关公式基于普通碳钢的理想弹塑性材料模型，未考虑不锈钢材料的应变硬化有利影响。

3.4 改进设计方法

为充分发挥不锈钢材料显著的应变硬化影响提高设计效率，参考GB 50017—2017《钢结构设计标准》中的相关公式形式，基于18个试验结果及400个考虑不同参数（槽钢截面尺寸、构件长细比、荷载偏心及荷载作用方向）的有限元参数分析结果对式(1)、(2)进行修正，得到不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴面内稳定承载力改进设计公式如下：

式中： φ 为轴心受压构件的稳定系数，计算时取 α _c =0.76， =0.20； γ ₀ 为有限度利用不锈钢材应变硬化效应的参数； W _y 为最大受压纤维的截面模量； W _{y 2} 为对应于弯矩作用使翼缘肢尖受拉的截面模量； η 为修正系数。表3给出了 η 和 γ ₀ 的建议取值。

将试验及有限元结果与改进设计方法计算得到的不锈钢热轧槽钢压弯构件面内稳定承载力进行比较，结果见表4和图11。

可见，改进设计方法更合理地预测了不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴的面内稳定承载力。负偏心工况下，式（3）计算得到的 N _u / N _pre 平均值为1.01，标准差为0.08；式（4）计算得到的 N _u / N _pre 平均值为1.05，标准差为0.26，负偏心工况下改进设计公式总体上提高了设计效率，且离散性较小。正偏心工况下，式（3）计算得到的 N _u / N _pre 平均值为1.07，较大程度地提高了设计效率，但标准差为0.25，总体而言正偏心工况下改进设计方法合理。

1) 所有奥氏体不锈钢热轧槽钢中长柱均发生绕截面弱轴的弯曲失稳破坏。有限元分析得到的荷载-跨中挠度曲线与试验测试结果吻合良好,两者稳定承载力的平均误差仅为1.6%,有限元模型能准确预测奥氏体不锈钢热轧槽钢中长柱绕弱轴的弯曲稳定性能。

2) 影响奥氏体不锈钢热轧槽钢压弯构件承载力的主要因素为长细比、偏心距以及荷载作用位置。偏心距和长细比越大,压弯构件承载力越小。荷载偏心距相近时,正偏心工况的压弯构件承载力小于负偏心。

3) 采用CECS 410: 2015 设计方法计算得到的奥氏体不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴面内稳定承载力总体偏保守,小部分试件偏不安全。

4) 考虑塑性发展且利用不锈钢应变硬化有利影响的改进设计方法能更合理地预测不锈钢热轧槽钢压弯构件绕弱轴面内稳定承载力。