不銹鋼箱形軸壓構(gòu)件整體穩(wěn)定承載力計(jì)算方法

楊 璐，尚 帆，趙夢(mèng)晗，徐東辰，張 勇

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京100124；2.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京100044)

不銹鋼箱形軸壓構(gòu)件整體穩(wěn)定承載力計(jì)算方法

楊 璐1，尚 帆1，趙夢(mèng)晗1，徐東辰2，張 勇2

(1.北京工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，北京100124；2.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京100044)

為研究不銹鋼箱形軸心受壓構(gòu)件的整體穩(wěn)定承載力，采用ANSYS軟件對(duì)不銹鋼軸壓構(gòu)件進(jìn)行了非線性有限元模擬，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了所建立有限元模型的準(zhǔn)確性.采用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元模型對(duì)具有不同幾何初始缺陷、截面殘余應(yīng)力、材料力學(xué)性能、截面寬厚比以及長(zhǎng)細(xì)比的不銹鋼工字形構(gòu)件整體穩(wěn)定承載力進(jìn)行參數(shù)分析，通過(guò)對(duì)比確定材料力學(xué)性能、構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比為影響承載力的主要因素.在參數(shù)分析的基礎(chǔ)上，依據(jù)穩(wěn)定承載力的數(shù)據(jù)擬合結(jié)果提出了整體穩(wěn)定系數(shù)的三段式計(jì)算方法，并將該計(jì)算方法與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，表明此計(jì)算方法可較準(zhǔn)確地計(jì)算不銹鋼箱形軸心受壓構(gòu)件整體穩(wěn)定承載力.

不銹鋼；整體穩(wěn)定性；參數(shù)分析；箱形截面；計(jì)算方法

近年來(lái)，隨著不銹鋼材料越來(lái)越得到建筑業(yè)的青睞[1-2]，國(guó)外學(xué)者對(duì)不銹鋼材料進(jìn)行了深入研究，并修訂了相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范.Young等[3]對(duì)冷彎成型的不銹鋼材料圓管柱進(jìn)行了試件穩(wěn)定試驗(yàn)研究，得到了局部屈曲、整體屈曲以及整體和局部的相關(guān)屈曲等失效模態(tài)，并結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)評(píng)估了當(dāng)前應(yīng)用的規(guī)范設(shè)計(jì)公式;Gardner等[4-5]根據(jù)若干不銹鋼試件的試驗(yàn)結(jié)果，總結(jié)并提出了連續(xù)強(qiáng)度法;Lui等[6]對(duì)冷彎雙相型不銹鋼構(gòu)件進(jìn)行試驗(yàn)研究并與美國(guó)規(guī)范、澳洲規(guī)范進(jìn)行對(duì)比，認(rèn)為兩種規(guī)范的計(jì)算結(jié)果較保守;Hradil[7]研究了fy、n等材料特性對(duì)穩(wěn)定性能的影響.

中國(guó)在不銹鋼結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的研究尚處于起步階段.王元清等[8-9]對(duì)焊接不銹鋼梁的整體穩(wěn)定性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究以及有限元分析，并在鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范的基礎(chǔ)上提出了修正建議公式;鄭寶峰[10]對(duì)冷彎薄壁不銹鋼材料試件開(kāi)展了軸心受壓試驗(yàn)研究，并結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)和有限元參數(shù)分析結(jié)果提出了不銹鋼承載能力計(jì)算的建議公式;此外，袁煥鑫[11]對(duì)焊接不銹鋼軸心受壓構(gòu)件局部穩(wěn)定和相關(guān)穩(wěn)定性能進(jìn)行了研究并給出了建議公式;朱浩川[12]對(duì)薄壁不銹鋼軸壓構(gòu)件進(jìn)行了研究，基于有限元結(jié)果提出了不銹鋼軸心受壓構(gòu)件的極限承載力計(jì)算方法.

本文使用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元方法進(jìn)行參數(shù)分析，根據(jù)參數(shù)分析結(jié)果提出不銹鋼焊接箱形截面整體穩(wěn)定系數(shù)的建議公式.

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)研究了6根雙相型(S2205)與6根奧氏體型(S304)不銹鋼焊接箱形截面軸壓試件.所有構(gòu)件的設(shè)計(jì)均經(jīng)過(guò)了初算和數(shù)值模擬，以盡量確保試件在試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生整體失穩(wěn)、避免發(fā)生局部屈曲.試驗(yàn)開(kāi)始前，通過(guò)不銹鋼材料性能試驗(yàn)得到了不銹鋼在單向拉伸作用下軋制方向的材料屬性.

試驗(yàn)過(guò)程中采用500T液壓式長(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，加載過(guò)程中，試件兩端各布置一個(gè)單刀鉸，使得加載裝置與柱子端部實(shí)現(xiàn)單向鉸接，單刀鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)軸線與試件彎曲失穩(wěn)平面垂直.加載過(guò)程中使用位移計(jì)測(cè)量試件失穩(wěn)平面內(nèi)和平面外柱中截面的水平位移等.此外還對(duì)構(gòu)件的荷載初偏心值和整體幾何初始彎曲進(jìn)行了測(cè)量[13].

2 有限元方法及試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 有限元模型

2.1.1 單元的選擇及邊界約束

采用ANSYS12.0軟件，選擇Beam188單元建立幾何模型，為模擬試驗(yàn)中構(gòu)件兩端的單刀鉸，在模型中對(duì)相應(yīng)的自由度進(jìn)行釋放.

2.1.2 不銹鋼材料的本構(gòu)模型

為使數(shù)值模擬能夠更準(zhǔn)確模擬試驗(yàn)，采用試驗(yàn)值的平均值作為理論曲線，見(jiàn)圖1.

圖1 應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)曲線與理論曲線的對(duì)比

Fig.1 Comparison of stress-strain curves of the tested coupons and the average value model curve

2.1.3 構(gòu)件的初始缺陷

在進(jìn)行有限元模擬時(shí)可偏于安全地取一階整體屈曲模態(tài)作為幾何初始缺陷的變形狀態(tài)，且為了準(zhǔn)確起見(jiàn)，模型中幾何初始缺陷應(yīng)采用實(shí)測(cè)值.模型中通過(guò)對(duì)模型節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)進(jìn)行更新，使實(shí)測(cè)幾何初始缺陷作為模型的初始缺陷，模型見(jiàn)圖2.

2.1.4 構(gòu)件的殘余應(yīng)力分布

殘余應(yīng)力普遍存在于焊接構(gòu)件中，且殘余應(yīng)力的存在會(huì)對(duì)構(gòu)件的極限承載力產(chǎn)生影響，因此需要考慮殘余應(yīng)力對(duì)構(gòu)件極限承載力的影響[14].有限元模型中采用袁煥鑫[11]測(cè)得的殘余應(yīng)力分布圖，基于截面殘余應(yīng)力自平衡的理論對(duì)殘余應(yīng)力進(jìn)行簡(jiǎn)化見(jiàn)圖3(a)，將圖3(a)中的殘余應(yīng)力模型施加到構(gòu)件中得到構(gòu)件的殘余應(yīng)力分布見(jiàn)圖3(b).

圖2 初始幾何缺陷模型

圖3 殘余應(yīng)力分布

2.2 有限元方法有效性驗(yàn)證

2.2.1 荷載位移曲線的對(duì)比

有限元模擬得到各構(gòu)件的荷載與端部的豎向位移曲線與試驗(yàn)得到的荷載位移曲線的對(duì)比見(jiàn)圖4，模擬得到各構(gòu)件的荷載與構(gòu)件中點(diǎn)處水平位移曲線與試驗(yàn)得到的荷載位移曲線的對(duì)比見(jiàn)圖5.

圖4 豎向位移荷載曲線對(duì)比

通過(guò)圖4、5可知，試驗(yàn)值與模擬值的荷載位移曲線匹配較好，有些荷載位移曲線存在一定的差異，例如初始缺陷較大的構(gòu)件，這主要是由于構(gòu)件初始缺陷是按構(gòu)件最大初始缺陷的一階模態(tài)來(lái)取用的，使得分析過(guò)于保守且與實(shí)際值存在差異.此外，單刀鉸處的摩擦力以及構(gòu)件的計(jì)算長(zhǎng)度和殘余應(yīng)力模型簡(jiǎn)化也會(huì)對(duì)模擬產(chǎn)生影響.

圖5 橫向位移荷載曲線對(duì)比

2.2.2 極限荷載對(duì)比

表1列出了構(gòu)件的幾何參數(shù)及極限荷載值，其中B為構(gòu)件截面的寬度；t為截面的厚度；Lt為鋼柱兩端單刀鉸支座轉(zhuǎn)動(dòng)中心間距(Lt=L+340)即實(shí)際長(zhǎng)度；e/Lt表示初始幾何缺陷系數(shù)；使用歐洲不銹鋼規(guī)范[15]計(jì)算得到構(gòu)件的屈曲極限荷載值P1；使用美國(guó)不銹鋼規(guī)范[16]計(jì)算得到構(gòu)件的屈曲極限荷載值P2；構(gòu)件的屈曲極限荷載試驗(yàn)值Pt；考慮殘余應(yīng)力時(shí)構(gòu)件的屈曲極限荷載的有限元模擬值Py.

通過(guò)對(duì)比極限屈曲荷載的有限元和試驗(yàn)結(jié)果，可知有限元模擬值與試驗(yàn)值的誤差在10%以內(nèi)，平均誤差在5%之內(nèi).誤差在可接受范圍內(nèi)，進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元方法的可行性.

表1 極限荷載對(duì)比

3 參數(shù)分析

使用以上經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證的有限元方法，進(jìn)行參數(shù)化分析.有限元模型中幾何初始缺陷采用0.001L，截面殘余應(yīng)力采用袁煥鑫[11]提出的殘余應(yīng)力模型，材料力學(xué)性能采用試驗(yàn)數(shù)據(jù)，截面寬厚比的選取與試驗(yàn)構(gòu)件相同.分別討論構(gòu)件幾何初始缺陷、截面殘余應(yīng)力、材料力學(xué)性能、截面寬厚比以及長(zhǎng)細(xì)比對(duì)構(gòu)件極限承載性能的影響.

3.1 構(gòu)件幾何初始缺陷

本文選取初始缺陷值為0.000 5L、0.001L、0.002L的3種情況進(jìn)行有限元分析，并將極限荷載值F0.000 5、F0.002與極限荷載值F0.001進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖6.圖中縱坐標(biāo)表示極限荷載F0.002、F0.000 5與極限荷載F0.001的比值.

通過(guò)對(duì)比不同初始缺陷值對(duì)不銹鋼箱形構(gòu)件極限荷載的影響可知：初始缺陷為0.000 5L時(shí)的極限荷載比初始缺陷為0.001L的極限荷載高約5%，初始缺陷為0.002的極限荷載比初始缺陷為0.001的極限荷載低約7%，且均隨長(zhǎng)細(xì)比變化輕微波動(dòng)；奧氏體與雙相型對(duì)比可知不同初始缺陷對(duì)兩者影響規(guī)律基本相同，但初始缺陷對(duì)雙相型構(gòu)件極限荷載影響較小.

圖6 初始缺陷的影響

3.2 構(gòu)件截面殘余應(yīng)力的影響

分別對(duì)考慮殘余應(yīng)力與不考慮殘余應(yīng)力兩種情況進(jìn)行有限元分析，并將兩者的極限荷載值進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖7.圖中縱坐標(biāo)表示不考慮殘余應(yīng)力時(shí)構(gòu)件的極限荷載Fw與考慮殘余應(yīng)力的極限荷載Fy的比值.

圖7 殘余應(yīng)力的影響

通過(guò)對(duì)比可知：隨長(zhǎng)細(xì)比增大，殘余應(yīng)力對(duì)構(gòu)件的極限承載力影響增大；奧氏體與雙相型對(duì)比可知?dú)堄鄳?yīng)力對(duì)兩者的影響規(guī)律基本相同，但殘余應(yīng)力對(duì)雙相型構(gòu)件極限荷載影響較小.

3.3 材料力學(xué)性能的影響

試驗(yàn)過(guò)程中分別針對(duì)兩種不同種類以及兩種不同厚度的不銹鋼材料進(jìn)行材性試驗(yàn)，得到的材料屬性見(jiàn)表2.

表2 軋制方向材料屬性

分別取用不同厚度的奧氏體和雙相型不銹鋼測(cè)得的材料特性曲線進(jìn)行有限元分析，并對(duì)有限元模擬得到的極限荷載進(jìn)行對(duì)比，見(jiàn)圖8.圖中縱坐標(biāo)表示兩種不同材料特性不銹鋼構(gòu)件極限荷載F1、F2的比值.通過(guò)對(duì)比可看出：長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)材料力學(xué)性能對(duì)構(gòu)件極限荷載影響較大；奧氏體與雙相型對(duì)比可知材料力學(xué)特性對(duì)兩者的影響規(guī)律基本相同，但對(duì)雙相型構(gòu)件極限荷載影響較小.

圖8 材料力學(xué)特性的影響

3.4 截面寬厚比的影響

通過(guò)改變截面寬厚比，使用有限元分析獲得極限荷載并對(duì)比按照中國(guó)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范計(jì)算得到的穩(wěn)定系數(shù)的變化，見(jiàn)圖9.圖中縱坐標(biāo)表示構(gòu)件的整體穩(wěn)定系數(shù).

圖9 寬厚比的影響

寬厚比對(duì)構(gòu)件極限承載力的影響較小，分析時(shí)可忽略；截面寬厚比對(duì)奧氏體與雙相型構(gòu)件極限承載力的影響規(guī)律基本相同.

3.5 構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比的影響

改變構(gòu)件的長(zhǎng)度來(lái)改變構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比，通過(guò)有限元分析確定當(dāng)構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比改變時(shí)構(gòu)件極限荷載的變化，見(jiàn)圖10.圖中縱坐標(biāo)表示構(gòu)件按照中國(guó)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范計(jì)算得到的整體穩(wěn)定系數(shù).

圖10 長(zhǎng)細(xì)比的影響

奧氏體型與雙相型不銹鋼的極限荷載隨長(zhǎng)細(xì)比的變化均呈現(xiàn)出較明顯改變，構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比越大極限荷載值越小；構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比對(duì)奧氏體型與雙相型構(gòu)件極限承載力的影響規(guī)律基本相同.

通過(guò)影響因素的討論可知構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比對(duì)構(gòu)件極限承載力的影響占主導(dǎo)作用，截面的寬厚比(尺寸)對(duì)構(gòu)件極限承載力幾乎無(wú)影響，殘余應(yīng)力、初始幾何缺陷以及材料特性均會(huì)對(duì)構(gòu)件的極限承載力產(chǎn)生一定影響.此外，截面殘余應(yīng)力分布已通過(guò)試驗(yàn)測(cè)得，幾何初彎曲通過(guò)統(tǒng)計(jì)可得到確切值，材料特性可通過(guò)引入正則化長(zhǎng)細(xì)比的概念進(jìn)行考慮，因此主要探討構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比對(duì)構(gòu)件極限承載力的影響.

4 計(jì)算方法

4.1 計(jì)算方法提出

目前針對(duì)不銹鋼設(shè)計(jì)常用的規(guī)范有歐洲規(guī)范與美國(guó)規(guī)范，其中歐洲規(guī)范在設(shè)計(jì)時(shí)考慮了構(gòu)件的初始缺陷等問(wèn)題，但對(duì)于材料的非線性只是在系數(shù)中進(jìn)行了考慮.而美國(guó)規(guī)范中采用切線模量的方法對(duì)材料的非線性進(jìn)行了考慮，但對(duì)于構(gòu)件的初始缺陷只是簡(jiǎn)單進(jìn)行了折減.通過(guò)表1對(duì)比并結(jié)合各規(guī)范的設(shè)計(jì)方法對(duì)構(gòu)件極限荷載計(jì)算方法進(jìn)行建議，當(dāng)構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí)可采用歐洲不銹鋼計(jì)算形式，當(dāng)構(gòu)件長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)可采用美國(guó)不銹鋼計(jì)算形式.

本文將柱子曲線分為三段分別進(jìn)行計(jì)算.第一段，由于正則化長(zhǎng)細(xì)比較小，構(gòu)件失穩(wěn)時(shí)由于截面屈服應(yīng)力已超過(guò)fy，邊緣屈服準(zhǔn)則已不再成立，因此對(duì)于此類問(wèn)題可采用Gardner[4]提出的連續(xù)強(qiáng)度法.由于此種方法計(jì)算比較復(fù)雜且實(shí)際中此類長(zhǎng)細(xì)比較小的構(gòu)件較少，因此為了使用方便以及曲線的完整可采用一段保守的函數(shù)曲線來(lái)代替.第二段，考慮到材料的非線性特性，構(gòu)件失穩(wěn)形式為彈塑性失穩(wěn)，綜合美國(guó)鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范以及冷彎構(gòu)件的直接強(qiáng)度法，可采用美國(guó)冷彎不銹鋼規(guī)范中給出的公式形式.第三段，此時(shí)構(gòu)件正則化長(zhǎng)細(xì)比較大，構(gòu)件失穩(wěn)形式為彈性失穩(wěn)，可采用基于構(gòu)件邊緣屈服準(zhǔn)則提出的perry公式的形式：

對(duì)于兩個(gè)分界點(diǎn)a、b，第一個(gè)分界點(diǎn)a可根據(jù)美國(guó)不銹鋼規(guī)范中構(gòu)件失穩(wěn)時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力σ達(dá)到截面屈服應(yīng)力fy時(shí)來(lái)確定，即滿足：

σ=fy時(shí)對(duì)應(yīng)的長(zhǎng)細(xì)比為

式中：Et表示材料的切線彈性模量，E0表示材料的初始彈性模量，n為材料的硬化系數(shù).

通過(guò)計(jì)算以及考慮到數(shù)據(jù)的簡(jiǎn)便性，對(duì)于奧氏體型的第一分界點(diǎn)a可取0.25，雙相型的第一分界點(diǎn)a可取0.4.對(duì)于第二個(gè)分界點(diǎn)b，由于不銹鋼的彈塑性失穩(wěn)與彈性失穩(wěn)之間沒(méi)有明確界定，可通過(guò)擬合方法獲得.

4.2 數(shù)據(jù)擬合

通過(guò)對(duì)奧氏體型與雙相型不銹鋼進(jìn)行參數(shù)化有限元分析，將得到的有限元參數(shù)分析結(jié)果使用MATLAB根據(jù)提出的穩(wěn)定系數(shù)公式進(jìn)行擬合，通過(guò)擬合最終確定公式中系數(shù)的取值，并考慮到系數(shù)的簡(jiǎn)便以及曲線的連續(xù)性對(duì)系數(shù)進(jìn)行簡(jiǎn)單處理見(jiàn)表3.

表3 系數(shù)取值

將擬合得到的曲線與有限元數(shù)值、試驗(yàn)數(shù)值、美國(guó)不銹鋼規(guī)范中柱子曲線以及歐洲不銹鋼規(guī)范中柱子曲線進(jìn)行對(duì)比見(jiàn)圖11.

圖11 擬合曲線

由圖11可知，對(duì)于奧氏體型箱形構(gòu)件，計(jì)算得到的柱子曲線高于歐洲不銹鋼柱子曲線，且正則化長(zhǎng)細(xì)比越大兩者的差別越小，當(dāng)正則化長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)，計(jì)算得到的柱子曲線高于美國(guó)不銹鋼柱子曲線，當(dāng)正則化長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí)，計(jì)算得到的柱子曲線低于美國(guó)不銹鋼柱子曲線；對(duì)于雙相型箱形構(gòu)件，計(jì)算得到的柱子曲線高于歐洲不銹鋼柱子曲線，且正則化長(zhǎng)細(xì)比越大兩者差別越小，計(jì)算得到的柱子曲線低于美國(guó)不銹鋼柱子曲線.當(dāng)正則化長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)柱子曲線與美國(guó)不銹鋼鋼柱子曲線間的差距較小，當(dāng)正則化長(zhǎng)細(xì)比較大時(shí)計(jì)算得到的柱子曲線與歐洲不銹鋼鋼柱子曲線間的差距較小.

本文提出的三段式適用于奧氏體型和雙相型兩類不銹鋼構(gòu)件.模擬值明顯高于歐洲不銹鋼柱子曲線，表明歐洲不銹鋼規(guī)范較保守，模擬值與美國(guó)不銹鋼規(guī)范曲線差別較大，表明美國(guó)不銹鋼規(guī)范不適用于焊接不銹鋼構(gòu)件.三段式與試驗(yàn)以及有限元數(shù)據(jù)點(diǎn)的分布形態(tài)吻合較好，箱形截面構(gòu)件的承載力計(jì)算值與試驗(yàn)以及有限元的平均比值均近似為1，表明三段式能夠?qū)W氏體型、雙相型不銹鋼的箱形截面構(gòu)件的整體穩(wěn)定承載力進(jìn)行合理計(jì)算.

5 結(jié) 論

1)通過(guò)參數(shù)分析可確定構(gòu)件幾何初始缺陷、截面殘余應(yīng)力、材料力學(xué)性能、截面寬厚比以及長(zhǎng)細(xì)比對(duì)構(gòu)件的整體穩(wěn)定承載力有影響，其中材料力學(xué)特性與長(zhǎng)細(xì)比占主導(dǎo)作用.

2)通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果、有限元分析結(jié)果與歐洲不銹鋼規(guī)范和美國(guó)不銹鋼規(guī)范對(duì)比可得到歐洲不銹鋼規(guī)范對(duì)于構(gòu)件整體穩(wěn)定性能的預(yù)測(cè)較保守，美國(guó)不銹鋼規(guī)范不適用于焊接不銹鋼構(gòu)件.

3)根據(jù)箱形不銹鋼軸壓構(gòu)件的參數(shù)分析得到的結(jié)果提出了整體穩(wěn)定系數(shù)的三段建議公式，該公式可很好地預(yù)測(cè)不銹鋼構(gòu)件的極限承載力.

[1] 王元清,袁煥鑫,石永久,等.不銹鋼結(jié)構(gòu)及其應(yīng)用和研究現(xiàn)狀[J].鋼結(jié)構(gòu),2010(2):1-13. WANG Yuanqing, YUAN Huanxin, SHI Yongjiu, et al. A review of current applications and research of stainless steel structure[J].Steel Structure,2012(2):1-13.

[2] GARDNER L. The use of stainless steel in structures[J].Progress in Structural Engineering Materials, 2005(7):45-55.

[3] YOUNG B, HARTONO W. Compression tests of stainless steel tubular members[J].Journal of Structural Engineering,2002,128(6):754-761.

[4] GARDNER L. The continuous strength method [J].Structures & Buildings,2008,161(SB3):127-133.

[5] GARDNER L, THEOFANOUS M. Discrete and continuous treatment of local buckling in stainless steel elements [J]. Journal of Constructional Steel Research, 2008, 64(11):1207-1216.

[6] LUI W M. Tests of cold-formed duplex stainless steel SHS beam-columns[J].Engineering Structures,2014,74:111-121.

[7] HRADIL P. Numerical verification of stainless steel overall buckling curves[J].Thin-Walled Structures,2014,83:52-58.

[8] 王元清,高博,戴國(guó)欣,等.焊接不銹鋼工字形截面梁整體穩(wěn)定性試驗(yàn)研究[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào),2011,32(11):143-148. WANG Yuanqing, GAO Bo, DAI Guoxin, et al. Experimental study on lateral buckling behavior of stainless steel beams with welded I-sections[J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(11): 143-148.

[9] 王元清,高博,戴國(guó)欣,等.焊接工字形截面不銹鋼受彎構(gòu)件的整體穩(wěn)定性分析[J].沈陽(yáng)建筑大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2010,26(6):1021-1026. WANG Yuanqing, GAO Bo, DAI Guoxin, et al. Analysis on overall stability of stainless steel beams with welded i-section[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science), 2010, 26(6): 1021-1026.

[10]鄭寶峰.不銹鋼冷彎薄壁型鋼軸心受壓和受彎構(gòu)件理論分析與試驗(yàn)研究[D].南京:東南大學(xué),2010. ZHENG Baofeng. Stainless steel cold bending thin-wall steel axial compression and flexural member of theoretical analysis and experimental research[D].Nan Jing: University of Nan Jing,2010.

[11]袁煥鑫.焊接不銹鋼軸心受壓構(gòu)件局部穩(wěn)定和相關(guān)穩(wěn)定性能研究[D].北京:清華大學(xué),2014. YUAN Huanxin. Local and local-overall buckling behaviour of welded stainless steel member under axial compression[D]. Beijing: Tsinghua University,2014.

[12]朱浩川.薄壁不銹鋼軸壓構(gòu)件的極限承載力[D].杭州:浙江大學(xué),2014. ZHU Haochuan. Ultimate bearing capacity of thin-walled stainless steel members in axial compression[D]. Hangzhou: Zhejiang University,2014.

[13]楊璐,徐東辰,王元清,等.奧氏體型不銹鋼焊接箱形截面軸壓構(gòu)件整體穩(wěn)定性能試驗(yàn)研究[J].土木工程學(xué)報(bào),2014,47(2):83-88. YANG Lu, XU Dongchen, WANG Yuanqing, et al. Experimental study on the overall buckling behavior of austenitic stainless steel columns under axial compression[J].China Civil Engineering Journal, 2014, 47(2):83-88.

[14]張壯南,張耀春.殘余應(yīng)力對(duì)單軸對(duì)稱工字梁穩(wěn)定承載力的影響[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào),2007,39(12):1864-1868. ZHANG Zhuangnan, ZHANG Yaochun. Effects of welding residual stresses on the stability capacity of the monosymmetric I-beams[J]. Journal of Harbin Institute of Technology,2007,39(12):1864-1868.

[15]Eurocode3: Design of steel structures-part 1.4: general rules supplementary rules for stainless steels:EN1993-1-4[S]. Brussels: European Committee for Standardization (CEN),2006.

[16]Specification for the design of cold-formed stainless steel structural members: SEI/ASCE 8-02[S].New York: American Society of Civil Engineers, 2002．

Calculation method for the overall stability of box-section stainless steel member under axial compression

YANG Lu1, SHANG Fan1, ZHAO Menghan1, XU Dongchen2, ZHANG Yong2

(1.The College of Architecture and Civil Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China; 2.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)

To investigate the overall stability of stainless steel axial compression member with welded box-section, the nonlinear finite element simulation of the stainless steel axial compression members was conducted by ANSYS. By comparing the simulation results with the experimental results, the accuracy of the finite element (FE) model was verified. The initial geometric imperfections, section residual stress, mechanical properties, section width-to-thickness ratio and slenderness ratio which affect the overall stability of the member ultimate bearing capacity were parametrically analyzed by the proposed FE model. The results show that the mechanical properties and slenderness ratio of member are key influential factors on the ultimate load. A new three-section formula for calculating the overall stability coefficient has been proposed by data fitting, which can accurately predict the overall stable bearing capacity of stainless steel axial compression members with welded box-section.

stainless steel; overall stability; parametric analysis; box-section; calculation method

(編輯 趙麗瑩)

10.11918/j.issn.0367-6234.201505047

2015-05-11

國(guó)家自然科學(xué)基金(51108007); 中國(guó)博士后科學(xué)基金特別資助(2014T70020)

楊 璐(1982—)，男，博士，副教授

尚 帆，shangfan88@126.com

TU391

A

0367-6234(2017)06-0124-06