冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件滯回性能

摘 要：對(duì)7根冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件進(jìn)行了豎向常軸力作用下，水平循環(huán)荷載加載試驗(yàn)，以探索冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件滯回性能特點(diǎn)及其影響因素。試驗(yàn)反映了軸壓比、截面寬厚比對(duì)試件破壞形式，能量耗散等滯回性能相關(guān)參數(shù)的影響。還重點(diǎn)研究了組合效應(yīng)對(duì)滯回性能的改善作用。試驗(yàn)結(jié)果表明：大軸壓比對(duì)試件的滯回性能有極大的削弱作用；試件通過組合，滯回性能得到一定的改善。此外，建立了有限元數(shù)值模型，考慮幾何和材料非線性，將分析結(jié)果與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果的正確性，得到過早出現(xiàn)局部屈曲是構(gòu)件破壞關(guān)鍵原因的結(jié)論。最后，總結(jié)了冷彎薄壁型鋼的滯回性能特點(diǎn)，對(duì)其在結(jié)構(gòu)體系中的應(yīng)用提出了建議。

關(guān)鍵詞：冷彎薄壁型鋼；滯回性能；軸壓比；組合效應(yīng)；鋼結(jié)構(gòu)

中圖分類號(hào)：TU392.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1674-4764（2012）02-0069-08

Analysis of Hysteretic Performance of C-section Specimens

of Cold-formed Steel

YANG Na， PENG Xiong， YANG Qing-shan

（School of Civil Engineering of Beijing Jiaotong University， Beijing 100044， P.R. China）

Abstract:Seven specimens were loaded with axial force and horizontal cycle force to analyze the hysteretic performance and the influencing factor as well. The influence of axial compression ratio and aspect ratio on the hysteretic performance was investigated， including the buckling behaviors and the energy dissipation. And the positive role of combined effects on the hysteretic performance of cold-formed specimens was studied emphatically. The experiment reveals that a large axial compression ratio incurs a serious decrease on hysteretic performance， while the combined effects give an increase on it. In addition， the numerical mode is set up. Considering double nonlinearity， the results of experiment and simulation match each other well. Based on the data， it is obtained that local buckling plays a great negative role during the loading course. At last， the characteristics of hysteretic performance of cold-formed steel specimens are concluded and some suggestions are given.

Key words:cold-formed steel; hysteretic performance; axial compression ratio; combined effects; steel structures



目前，冷彎薄壁型鋼在低層民用建筑中已得到較為廣泛的運(yùn)用。輕質(zhì)高強(qiáng)、施工便捷、加之又符合綠色節(jié)能建筑理念，有著廣闊的應(yīng)用前景。國內(nèi)外對(duì)冷彎薄壁型鋼已展開一系列系統(tǒng)的研究。悉尼大學(xué)通過試驗(yàn)和有限元等方法，對(duì)各類截面展開了系統(tǒng)的分析研究。其中，對(duì)于C型截面的畸變屈曲、局部屈曲以及畸變屈曲與局部屈曲之間的相互作用等屈曲行為進(jìn)行了深入的理論分析和試驗(yàn)驗(yàn)證，得到了較為全面的冷彎薄壁型鋼C型截面的破壞機(jī)理和破壞特征［1-6］，并在現(xiàn)有的規(guī)范的基礎(chǔ)上，總結(jié)新的冷彎薄壁型鋼設(shè)計(jì)方法，并提出新的修改建議，并將直接強(qiáng)度法運(yùn)用于發(fā)生畸變屈曲的構(gòu)件設(shè)計(jì)中［7-8］；除此之外，還研究了加勁形式對(duì)C型構(gòu)件承載力和屈曲行為的影響［9-10］。西安建筑科技大學(xué)何保康等［11］對(duì)冷彎薄壁型鋼帶V型腹板加勁C型構(gòu)件的畸變屈曲進(jìn)行了深入的試驗(yàn)研究，得出畸變屈曲的幾種模式，并對(duì)規(guī)范提出相應(yīng)的修改建議。蘭州大學(xué)周緒紅和王世紀(jì)［12］對(duì)單軸對(duì)稱開口構(gòu)件軸壓和偏心受壓進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，并分別考慮屈曲前變形和綴板的影響，研究成果收入了中國國家規(guī)范。此外，對(duì)C型薄壁受壓和受彎構(gòu)件的卷邊板件屈曲后性能、板組體系屈曲后相關(guān)作用問題進(jìn)行了理論推導(dǎo)和試驗(yàn)研究，建立了統(tǒng)一的板和板組非線性分析理論。

綜上，對(duì)于冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件的在靜軸力作用下的屈曲行為、機(jī)理、承載力等有了較為深入的研究。然而對(duì)于薄壁構(gòu)件以及組合構(gòu)件的滯回性能，動(dòng)力破壞機(jī)理研究相對(duì)缺乏。僅南京工業(yè)大學(xué)陸曦［13］、王世奇［14］分別對(duì)C型薄壁構(gòu)件的拉壓滯回和壓彎滯回作了有限元分析，研究了滯回性能相關(guān)影響參數(shù)，并得出局部屈曲是滯回性能過早退化原因的結(jié)論。因此，有必要對(duì)冷彎薄壁型鋼C性構(gòu)件屈曲行為、破壞機(jī)理、影響參數(shù)等，通過試驗(yàn)和數(shù)值相結(jié)合的方法，展開進(jìn)一步研究。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置與試件選擇

如圖1所示，豎向軸壓力由千斤頂施加，水平循環(huán)荷載通過MTS液壓伺服加載設(shè)備，通過控制位移加載。為使試件受力均勻，在試件上下端通過連接件施加20 mm厚剛性板。試件底端固定，其剛性底板與底座通過高強(qiáng)螺栓連接，底座通過直徑為100 mm的4個(gè)錨栓與地連接。試件頂部的兩側(cè)用橫梁夾住，以防止試件發(fā)生平面外位移和扭轉(zhuǎn)。

圖1 試驗(yàn)加載裝置

通常，加載端不能直接作用薄壁構(gòu)件上，以免過早在加載區(qū)域出現(xiàn)局部屈曲，導(dǎo)致構(gòu)件破壞。并且，單軸對(duì)稱截面型鋼構(gòu)件容易出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)，對(duì)于細(xì)長構(gòu)件，由于其強(qiáng)弱軸性能相差大，極易出現(xiàn)平面外整體失穩(wěn)，須布置加載端頭。節(jié)點(diǎn)形式則用實(shí)際中常采用的連接件，通過自攻螺釘，實(shí)現(xiàn)柱與端板的連接。然而，連接件本身的抗扭轉(zhuǎn)能力不理想，最后通過簡單的夾具進(jìn)行改進(jìn)。詳細(xì)的端頭和節(jié)點(diǎn)形式如圖2所示。

如表1所示，構(gòu)件C1、C2、C3變化軸壓比，C1和C5變化寬厚比，C1和C7變化長細(xì)比，C6是背靠背組合試件，考慮組合效應(yīng)。組合試件用自攻螺釘相連接，螺釘呈均勻?qū)ΨQ布置，橫向間距為60 mm，縱向間距采用工程中常用的200 mm，離端部100 mm處開始布置，共布置2列9排。

圖2 端頭和節(jié)點(diǎn)形式

1.2 試驗(yàn)加載方案

豎直方向上，先取豎向軸力的40％～50％加、卸載一次，以消除試件內(nèi)部組織不均勻性，并使設(shè)備接觸良好，再加載至滿載并一直保持到試驗(yàn)結(jié)束。試驗(yàn)中的軸壓比采用n=N/Ny（N為軸心處受到的壓力，Ny為屈服臨界承載力），豎向荷載通過滑動(dòng)支座處的千斤頂加到柱上，荷載均勻緩慢增加至最大值。

水平方向上，循環(huán)荷載由伺服作動(dòng)器施加，正式試驗(yàn)前，先預(yù)加反復(fù)荷載一次，以檢查試驗(yàn)裝置及各測量儀表的反應(yīng)是否正常。循環(huán)加載時(shí)參考了ECCS所建議的加載制度，采用循環(huán)加載的方式，加載程序采用位移控制模式。再結(jié)合試驗(yàn)具體情況，采取圖3所示加載制度，具體加載制度如表2所示。

1.3 試件破壞形態(tài)

試件C1、C2、C5以及C7在整個(gè)循環(huán)加載過程中，由于節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)能力較強(qiáng)，在加載最后仍未出現(xiàn)較為明顯的破壞。需要提出的是，試驗(yàn)所得到的滯回曲線已不可避免地包含了節(jié)點(diǎn)連接件的滯回性能。如圖4所示，試件C3由于頂部連接件相對(duì)較弱，在試件的上部出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)，試件迅速破壞。主要原因?yàn)椋篊型截面本身易扭轉(zhuǎn)，試件厚度薄，對(duì)安裝初始扭矩敏感。關(guān)鍵是該構(gòu)件軸壓比最大，剪心偏移（由于冷彎薄壁型鋼的局部屈曲，使其有效截面發(fā)生變化，剪心以及形心位置隨之發(fā)生變化）明顯，附加扭矩?zé)o法避免。試件C4，節(jié)點(diǎn)經(jīng)過加強(qiáng)處理后，節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)能力被限制，剛度增大，所以試件底部破壞。具體表現(xiàn)為翼緣擠壓破壞，腹板局部屈曲。但使試件過早的失去承載力是翼緣發(fā)生畸變屈曲，加載無法繼續(xù)。試件C6亦屬于節(jié)點(diǎn)破壞，底部翼緣畸變，向里靠攏，使得節(jié)點(diǎn)喪失抵抗彎矩能力。對(duì)于C6的破壞形式，顯而易見的，其塑性發(fā)展并不充分，節(jié)點(diǎn)約束過弱，使得構(gòu)件能耗大打折扣。

圖3 加載方案示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

2.1 數(shù)值模型

數(shù)值模型如圖5所示，采用Shell181單元，考慮了幾何和材料非線性，構(gòu)件兩端加以剛性板，約束施加于剛性板上（為清晰顯示構(gòu)件，未顯示端板）。構(gòu)件下端固定，上端約束Z方向的線位移，即試件平面外位移。

圖5 有限元模型

材料模型選擇理想彈塑性模型，泊松比取0.3，其它材料參數(shù)根據(jù)材性試驗(yàn)選取。具體材性試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

幾何模型中考慮的構(gòu)件初始缺陷，包括制作、搬運(yùn)過程中造成的初始幾何缺陷和安裝、加載過程中偏心與扭矩。這些都是影響試件破壞位置，屈曲行為的重要因素。初始幾何缺陷可以通過在幾何模型上施加微小擾動(dòng)，對(duì)模型加以修正來實(shí)現(xiàn)。初始擾動(dòng)的大小由安裝后，試件初始時(shí)刻應(yīng)變片讀數(shù)來確定。

2.2 試驗(yàn)與有限元數(shù)值模擬滯回曲線的對(duì)比

通過圖6所示的滯回曲線對(duì)比，試驗(yàn)滯回曲線與有限元數(shù)值模擬較為接近，吻合較好。但試驗(yàn)的滯回曲線其強(qiáng)度和剛度都要略低于有限元數(shù)值模擬結(jié)果。原因是試驗(yàn)中，底部節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)降低了試件剛度，而試驗(yàn)采用位移加載，所以每個(gè)荷載步最終的承載力也略低于有限元數(shù)值模擬結(jié)果。

滯回曲線在彈性階段能量耗散為0，進(jìn)入彈塑性階段后，包絡(luò)面積逐漸增大，并且當(dāng)荷載卸載至零時(shí)，殘余塑性變形也增大。整個(gè)加載過程中，所有構(gòu)件在進(jìn)入塑性后很快達(dá)到峰值，緊接著剛度和強(qiáng)度迅速退化，表現(xiàn)出較差的延性。一般的，傳統(tǒng)鋼結(jié)構(gòu)的滯回曲線具有一定的平臺(tái)階段，退化段也較緩慢，延性表現(xiàn)良好，而薄壁型鋼相比之下，滯回性能不理想。

2.3 試件骨架曲線分析

從圖7骨架曲線上分析，可以得到軸壓比、寬厚比、長細(xì)比對(duì)試件強(qiáng)度、剛度退化以及延性的影響。骨架曲線整體上，正負(fù)向呈中心對(duì)稱。

將驗(yàn)證軸壓比影響的試件C1、C2、C3的骨架曲線綜合考慮，可以得到以下規(guī)律：1）軸壓比不同，小軸壓比試件的骨架曲線直線段要大于大軸壓比骨架曲線的直線段，這說明軸壓比增大，試件彈性極限減小；2）軸壓比對(duì)試件的極限承載力也有較明顯的削弱，而且試件的極限承載力對(duì)應(yīng)的位移也有相應(yīng)的減小，可見軸壓比對(duì)試件無論是強(qiáng)度還是變形能力都有較大的削弱；3）軸壓比大的試件，其強(qiáng)度和剛度退化快，試件延性相對(duì)較差。

將驗(yàn)證寬厚比影響的試件C1、C4、C5的骨架曲線綜合考慮，可以得到以下結(jié)論：1）寬厚比能較大的削弱試件的彈性極限，更確切的說是彈性屈曲極限；2）試件寬厚比大，無論是局部變形還是整體變形都較大，這樣軸力所產(chǎn)生的二階效應(yīng)更為顯著，加速試件破壞，導(dǎo)致試件極限荷載顯著降低，對(duì)應(yīng)的位移也大大減小，變形能力明顯削弱，可以看到骨架曲線直線段的斜率，隨寬厚比的增大而減小。

將驗(yàn)證長細(xì)比影響的試件綜合考慮，作出試件的M-φ曲線，可以得出以下結(jié)論：1）長細(xì)比增大，試件越細(xì)長，其彈性階段的剛度必然減小；2）試件長細(xì)比增大，試件本身的彎曲變形增大，軸力造成的二階效應(yīng)相應(yīng)增大，使得試件的彈性極限，極限承載力以及對(duì)應(yīng)的位移都減小，剛度和變形能力都被削弱。

2.4 試件耗能分析

塑性累積耗能為結(jié)構(gòu)依靠自身材料的非彈性工作性能耗能，在結(jié)構(gòu)中產(chǎn)生永久的非彈性變形及損害（塑性變形、裂縫等），而彈性應(yīng)變能為非耗散能。在低周往復(fù)荷載作用下，構(gòu)件滯回環(huán)面積的大小代表構(gòu)件的耗能能力。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算，可以得出同一構(gòu)件正反兩方向受力時(shí)累積耗能情況，見圖8。

圖8指標(biāo)分別是加載全過程試件總耗能，正、負(fù)向強(qiáng)度首次低于80%時(shí)試件總耗能及相應(yīng)的耗能系數(shù)。可以看出，構(gòu)件正反兩方向受力，正向受力時(shí)的耗能與反向受力時(shí)的耗能相差不大。將試件強(qiáng)度退化至極限強(qiáng)度的80%時(shí)，認(rèn)為試件破壞。以此，提取試件破壞前的正向耗能、負(fù)向耗能以及總耗能，同時(shí)也能得到試件相應(yīng)的耗能系數(shù)。以此來確定軸壓比、寬厚比、長細(xì)比對(duì)試件能量耗散能力的影響。

對(duì)比C1、C2、C3試件，前面提到過，軸力能加速試件強(qiáng)度和剛度的退化，使得試件過早破壞，其對(duì)試件能量耗散必定有較大的削弱作用。隨著位移加載的進(jìn)行，試件每一循環(huán)的能量耗散，軸壓比較小的試件要優(yōu)于軸壓比大的試件，最終的總耗能，小軸壓比試件也明顯高于大軸壓比試件。

對(duì)比C1、C4、C5試件，這3根是驗(yàn)證寬厚比對(duì)試件滯回性能的影響。可以很明顯的看到C1和C5之間的差異，試件寬厚比較大，局部屈曲越容易發(fā)生，構(gòu)件退化嚴(yán)重，能量耗散越差。至于試件C4，由于翼緣畸變過早的發(fā)生，使得試件喪失承載力，所以其能量耗散性能并未得到較為完整的體現(xiàn)，但是已反映出該類試件失穩(wěn)的某些特點(diǎn)。

對(duì)比C1和C7，長細(xì)比較大的構(gòu)件，能夠耗散能量的塑性變形也集中在試件底部，試件變形集中，容易破壞，且耗能區(qū)域也相對(duì)較小，其相應(yīng)的能量耗散能力也相應(yīng)有所削弱。更為關(guān)鍵的一點(diǎn)是，其軸力的二階效應(yīng)更為顯著，大大削弱構(gòu)件滯回性能。

圖9為試件C1到C7的正負(fù)向耗能隨位移加載步的關(guān)系曲線圖，進(jìn)一步說明能量耗散隨加載的變化過程。試件在彈性階段，幾乎沒有能量耗散，曲線趨于水平，隨著加載位移的增大，試件進(jìn)入塑性，能量耗散逐漸增大，但一般來說，曲線并非嚴(yán)格的單調(diào)遞增，而是稍有波動(dòng)，這是因?yàn)楸”跇?gòu)件在加載過程中，整體變形和局部屈曲的產(chǎn)生，使得試件不斷的進(jìn)行應(yīng)力和變形重分布所致，再加上損傷的積累，導(dǎo)致每個(gè)加載步內(nèi)，試件的耗能都有所不同。同時(shí)也反映了試件正負(fù)向的耗能能力比較接近。最后，還注意到，對(duì)于軸壓比較小的試件，不管其寬厚比如何，長細(xì)比如何，曲線在位移加載最后，都未出現(xiàn)下降，即能量耗散一直在增長。但是，軸壓比大的試件，在最后，能量耗散曲線開始下降，也說明了軸壓比的增大，能極大的削弱試件的滯回性能。

圖9 試件隨加載過程的耗能情況

2.5 試件組合效應(yīng)分析

構(gòu)件C6采用背靠式組合方式，將與C1進(jìn)行對(duì)比分析。下面通過圖10所示的滯回曲線、骨架曲線、總耗能以及耗能過程等參數(shù)來評(píng)價(jià)組合效應(yīng)的大小。從滯回曲線和骨架曲線以及能量耗散柱圖，提取出表4所示的參數(shù)指標(biāo)。

從表4可明顯看出，組合構(gòu)件彈性極限大于單肢構(gòu)件的2倍，對(duì)應(yīng)的彈性位移有所增加，那是因?yàn)樵嚰南嗷ゼs束，提高了構(gòu)件的屈曲臨界承載力，幾何非線性延遲了，線性段增加。同時(shí)，極限荷載的提高也很顯著。至于能量耗散情況，則與單肢構(gòu)件的2倍相差不大。從滯回曲線上和耗能過程曲線看，組合試件的反力大，但是相應(yīng)的彈性段也大。一旦構(gòu)件進(jìn)入非線性，其包絡(luò)面積迅速增大，增大的速度遠(yuǎn)大于單肢構(gòu)件。但是，組合試件強(qiáng)度退化更快，導(dǎo)致接下來的幾圈，強(qiáng)度較低，包絡(luò)面積較小，能量耗散相應(yīng)減少，最后的總耗能組合效應(yīng)未體現(xiàn)出來。結(jié)合破壞現(xiàn)象，可知主要由于節(jié)點(diǎn)約束過弱所導(dǎo)致，能耗組合效應(yīng)有待進(jìn)一步試驗(yàn)驗(yàn)證。

2.6 試件破壞機(jī)理分析

以試件C4和C6為例，選取試件底部腹板局部屈曲區(qū)域的平面外位移作為局部屈曲描述參數(shù)，從有限元模擬結(jié)果中，提取試件局部屈曲發(fā)展全過程曲線，如圖11所示。可清楚的看到，試件在初始階段的局部屈曲屬于彈性屈曲，當(dāng)加載位移回到零時(shí)，試件無殘留的屈曲變形。與彈性階段的循環(huán)加載不同的是，塑性階段的每次加載都會(huì)使得殘余的屈曲變形增大，試件不斷進(jìn)行耗能。相比之下，彈性屈曲的位移極小，塑性屈曲一旦發(fā)生，屈曲半波幅值大大增加。試件C6在加載至40 mm時(shí)刻，才進(jìn)入彈塑性屈曲狀態(tài)，說明了腹板通過栓釘組合，極大的約束了自身的局部屈曲行為，其局部屈曲位移也遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于C4。

參照耗能曲線，彈性屈曲的發(fā)生，滯回曲線基本不受影響，能量耗散為零。當(dāng)加載至第9荷載步時(shí)，試件進(jìn)入彈塑性屈曲階段，耗能曲線大幅上升，構(gòu)件開始耗能，滯回曲線也表現(xiàn)為進(jìn)入彈塑性階段，曲線斜率減小，剛度降低，并有包絡(luò)面積，且有限元與試驗(yàn)吻合較好。構(gòu)件C4進(jìn)入塑性后，塑性發(fā)展平穩(wěn)，每一階段的能量耗散較為穩(wěn)定。而構(gòu)件C6局部屈曲曲線在塑性段顯現(xiàn)出較大的波動(dòng)，并且在每個(gè)循環(huán)內(nèi)，彈性屈曲仍占總屈曲位移較大的比例。這是由于兩根試件腹板相互約束、相互作用導(dǎo)致局部屈曲發(fā)展的波動(dòng)，最終形成一致的屈曲方向后，屈曲位移發(fā)展才相對(duì)穩(wěn)定。

一般的，導(dǎo)致構(gòu)件破壞的原因無非是塑性和局部屈曲，對(duì)于冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件，寬厚比大，局部屈曲臨界承載力低，局部屈曲幾乎伴隨著受力全過程。彈性階段的局部屈曲對(duì)滯回性能沒有影響，塑性屈曲的發(fā)展是其滯回破壞的根本原因。具體的說，冷彎薄壁型鋼C在壓彎循環(huán)荷載作用下的破壞機(jī)理為：加載初期，構(gòu)件處于彈性階段。局部屈曲臨界承載力低，構(gòu)件很早的發(fā)生局部屈曲，這種彈性屈曲由于薄膜效應(yīng)的存在，并未引起構(gòu)件滯回曲線的剛度和強(qiáng)度退化。隨加載繼續(xù)，構(gòu)件發(fā)生塑性局部屈曲，此時(shí)，滯回曲線表現(xiàn)出非線性，剛度開始降低，當(dāng)構(gòu)件達(dá)到峰值之后，強(qiáng)度迅速退化。由此可知，塑性局部屈曲是構(gòu)件滯回性能退化以致最后破壞的根本原因，提高構(gòu)件屈服點(diǎn)以及采取適當(dāng)?shù)募觿糯胧┛梢愿纳破錅匦阅埽?3-15］。

3 結(jié) 論

通過7根冷彎薄壁型鋼C型試件的循環(huán)加載試驗(yàn)以及數(shù)值模擬，分析了軸壓比、寬厚比、長細(xì)比、組合效應(yīng)對(duì)試件滯回性能的影響，具體結(jié)論如下：

1）軸壓比對(duì)試件滯回性能有極大的削弱作用，尤其是對(duì)于較柔的冷彎薄壁型鋼，二階效應(yīng)顯著，在加載過程中，加速試件退化，削弱試件延性。

2）寬厚比的增大，不利于試件的穩(wěn)定，使得整體變形增大和局部屈曲更為集中，試件的延性更差。

3）試件組合效應(yīng)對(duì)試件彈性承載力影響明顯，但是對(duì)滯回性能的提升不明顯。由構(gòu)件破壞形態(tài)得知節(jié)點(diǎn)處破壞，推測若適當(dāng)加強(qiáng)節(jié)點(diǎn)，滯回性能組合效應(yīng)應(yīng)該能體現(xiàn)出來。這一點(diǎn)有待于進(jìn)一步的試驗(yàn)論證。

4）通過結(jié)合能耗、滯回曲線，得出冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件在壓彎循環(huán)荷載作用下破壞的根本原因是塑性局部屈曲。采取適當(dāng)?shù)南拗凭植壳拇胧芤欢ǔ潭鹊母纳破錅匦阅堋?/p>

通過循環(huán)加載試驗(yàn)，對(duì)冷彎薄壁型鋼C型試件的滯回性能可作出如下評(píng)價(jià)：冷彎薄壁型鋼C型構(gòu)件的滯回性能不夠理想，主要是由于薄膜效應(yīng)在壓彎荷載工況下，不能得到充分發(fā)揮，應(yīng)力在試件上的分布較為集中，塑性局部屈曲現(xiàn)象嚴(yán)重；組合效應(yīng)有利于構(gòu)件的承載，并且在軸壓力作用下，構(gòu)件薄膜效應(yīng)發(fā)揮充分，承載力較高，延性較好［15］。鑒于此，在實(shí)際結(jié)構(gòu)體系應(yīng)用中，建議充分運(yùn)用構(gòu)件的組合形式，采用合理的抗側(cè)體系，減緩節(jié)點(diǎn)彎矩應(yīng)力，充分發(fā)揮構(gòu)件的軸壓性能。

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（編輯 胡英奎）