冷弯薄壁型钢开口三肢拼合立柱轴压性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 004 文章编号 1000-6869 2012 03-0022-08 冷弯薄壁型钢开口三肢拼合立柱轴压性能试验研究 周天华 1，聂少锋1，刘向斌2 1． 长安大学 建筑工程学院，陕西西安 710061; 2． 长安大学 基本建设处，陕西西安 710061 摘要 对 18 根冷弯薄壁型钢开口三肢拼合立柱的轴压性能进行了试验研究， 试件分为 A、 B 两种截面类型 A 类由 3 根冷弯 薄壁 C 型钢拼合而成; B 类由2 根冷弯薄壁 C 型钢和1 根 U 型钢拼合而成。得到了各试件的荷载- 位移曲线和破坏特征， 并 将试验结果与中、 美两国相关规范 “有效宽度法” 和 “直接强度法” 计算结果进行了初步对比分析。研究结果表明 两类截面 长柱 LC 系列立柱的破坏特征分别为弯扭屈曲、 弯曲屈曲， 而中柱 MC 系列立柱 A 类截面为畸变屈曲、 B 类截面为畸变 屈曲和弯曲屈曲， 短柱 SC 系列立柱均为局部屈曲和畸变屈曲。AISI 有效宽度法计算结果对于 A、 B 两类截面 LC 系列立 柱偏于安全; 对于 SC 系列立柱则偏不安全; 对于 MC 系列立柱吻合较好。AISI 直接强度法计算结果对于 A 类截面 LC 和 MC 系列立柱偏于安全; 对于 SC 系列立柱则偏不安全; 对于 B 类截面立柱直接强度法计算结果与试验结果相差 －16. 5 ～ 11. 2。冷弯薄壁型钢结构技术规范 计算结果与试验结果相比， LC 系列立柱偏于安全， 而 MC 和 SC 系列立柱计算结果 与试验结果吻合较好， 相差分别为 －8. 7 ～4. 7和 －7. 3 ～13. 7。 关键词 冷弯薄壁型钢;拼合立柱;静力试验;直接强度法;有效宽度法;轴压性能 中图分类号 TU392. 1TU317. 1文献标志码 A 基金项目 高等学校博士学科点专项科研基金项目 20110205110006 ， 中央高校基本科研业务费专项基金项目 CHD2012TD012 ， 中央高 校科研业务费专项基金项目 CHD2010JC039 ， 长安大学基础研究支持计划专项基金。 作者简介 周天华 1963 ， 男， 陕西西乡人， 工学博士， 教授。E- mail zhouth163163. com 收稿日期 2010 年 6 月 Experimental study on cold-ed steel three limbs built-up section members under axial compression ZHOU Tianhua1，NIE Shaofeng1，LIU Xiangbin2 1． School of Civil Engineering，Chang’ an University，Xi’ an 710061，China; 2． Infrastructure Projects Office，Chang’ an University，Xi’ an 710061，China Abstract 18 specimens of cold- ed steel three- limb built- up section members were tested under axial compression load． The section s are divided into A and B categories． A category section is built- up with 3 C section cold- ed steel members． B category section is built- up with 2 C section and 1 U section cold- ed steel members． Load- displacement curves and failure characteristics of specimens were obtained． The test results were compared with the results by effective width and direct strength which were calculated according to the specification of China and USA． The results show that the dominant failure characteristics of A and B categories section LC long columnseries columns are flexural- torsional buckling and bending buckling respectively．MC middle length columnseries columns of A categories section are distortional buckling and B categories section are distortional buckling and bending buckling． All SC short columnseries columns are local buckling and distortional buckling． The results calculated by AISI effective width are conservative for LC series column of A and B categories section，while non- conservative for the SC series columns． The calculated results are close to test results as for MC series columns． The results calculated by AISI direct strength are conservative for LC and MC series columns of A category section，while non- conservative for the SC series columns． As for B category section columns，the errors between direct strength results and test results are between － 16． 5 and 11． 2． The results calculated according to‘Technical code of cold- ed thin- wall steel structures’are conservative as for LC series columns． The calculated result are close to test results as for MC and SC series columns，with the error between － 8． 7 ～ 4． 7 and －7． 3 ～13． 7，respectively． Keywordscold- ed steel;built- up section member;static test;direct strength ;effective width ; axial compression behavior 22 0引言 由 C 型和 U 型截面基本构件通过自攻自钻螺钉 连接形成各种拼合截面形式的构件， 广泛应用于冷 弯薄壁型钢结构住宅墙体边角处、 门窗洞口边等需 要加强的部位 ［1- 2 ］ 图 1 ， 目前关于这类拼合构件受 力性能的研究成果较少。Young 等 ［3 ］对由两个 Σ 型 冷弯薄壁型钢构件翼缘通过自攻自钻螺钉连接而成 的拼合立柱进行了轴压试验研究， 钢材屈服强度分 别为450 MPa 和550 MPa。通过将试验结果与北美直 接强度法和澳大利亚规范计算结果进行比较， 得出 直接强度法中采用单肢截面计算弹性局部屈曲应力 和弹性畸变屈曲应力而得到的荷载是安全可靠的。 Peters ［4 ］研究了 C 型钢和 U 型钢组成的拼合截面立 柱的受压性能， 发现当螺钉间距减小时， 由于端部条 件产生的初始加载偏心距增大， 导致柱端弯矩增大， 因此构件的受压承载力减小。Stone 等 ［5 ］对由两个 C 型钢组成的工字形截面立柱进行了轴压性能试验研 究， 并与北美 AISI 规范计算结果进行对比分析。 Whittle 等 ［6 ］的研究表明北美 AISI 规范修正长细比的 设计方法对双肢面对面拼合截面柱轴压承载力的计 算偏于保守。武胜等 ［7 ］采用非线性有限元分析方 法， 对两种由冷弯 Σ 型截面构件两两拼合点焊的箱 形拼合截面的受压性能进行了数值分析， 结果表明 两种双肢箱形拼合截面构件与其单肢开口截面构件 相比， 截面平均应力显著提高、 构件刚度大且构件整 体变形小。郭彦林和张婀娜等 ［8- 10 ］对卷边翼缘工字 形截面构件的受力性能进行了研究， 在有限元分析 结果的基础上， 提出了计算该类截面柱的直接承载 力法。以上研究仅限于针对单根或双肢冷弯薄壁型 钢拼合构件的受力性能， 国内外对复杂多肢拼合截 面轴压立柱的受力性能尚缺乏试验研究和实用的设 计计算方法。国外相关规范 ［11- 12 ］仅有双肢拼合构件 承载力的计算规定， 我国现行 GB 500182002冷弯 薄壁型钢结构技术规范 以下简称“GB50018” ［13 ］ 尚无此类构件的设计规定。 笔者对不同截面类型和长度的冷弯薄壁型钢多 肢拼合立柱的轴压性能进行了系列研究 ［14- 15 ］， 本文 仅对两种截面类型 图 2 的 18 根冷弯薄壁型钢开口 三肢拼合立柱的轴压性能进行试验研究， 并将试验 结果与中、 美两国相关规范计算结果进行对比分析， 以验证我国 “GB50018” 规范相关条文计算冷弯薄壁 型钢开口三肢拼合立柱轴压承载力的适用性。 图 1组合墙体转角处构造示意图 Fig． 1Schematic diagram of corner details of composite wall 1试验概况 1. 1试件设计 拼合立柱试件均由 C 型 C140 41 14 1. 6 和 U 型 U141 34. 5 1. 6 冷弯薄壁型钢通过 ST4. 8 级自攻自钻螺钉连接而成。拼合立柱截面类 型分为 A、 B 两种 图2 ， 其中 A 类由3 根冷弯薄壁 C 型钢拼合而成， B 类由 2 根冷弯薄壁 C 型钢和 1 根 U 型钢拼合而成。 aA 类截面 bB 类截面 图 2试件截面类型及尺寸 Fig． 2Dimensions of specimen sections 试件编号及尺寸见表 2。每种截面类型根据试 件长度不同分为 LC、 MC 和 SC 3 个系列， 对应试件长 度分别为 3 000 mm、 1 200 mm 和 450 mm; 每个系列有 3 个完全相同试件， 共计 18 个试件。其中， LC 和 MC 系列试件沿试件长度方向螺钉间距为 300 mm， 约为 基本构件截面高度的 2 倍 ［16 ］; SC 系列试件沿试件长 度方向螺钉间距为 150 mm; 各试件柱底端部 100 mm 处采用自攻自钻螺钉加强连接。为模拟工程应用的 真实受力状态， 试件端部与 U 型冷弯薄壁型钢导梁 连接作为支座， 这与工程实际应用相同。在与导梁 连接之前， 试件端部都进行了打磨处理， 以确保试件 32 端面与构件轴线垂直， 且与 U 型导梁全截面接触。 试件设计示意见图 3。 aA 类截面试件 bB 类截面试件 图 3试件设计示意图 Fig． 3Design of specimens 1. 2材料性能 试验材料与文献［ 17］为同批材料， 经材性试 验 ［17 ］确定钢材的主要性能指标见表 1。 表 1钢材的材料性能指标 Table 1Material behavior of steel 厚度 t /mm 屈服强度 fy/Mpa 抗拉强度 fu/MPa 伸长率 δ 弹性模量 E /MPa 1. 56334. 04444. 7332. 812. 23 105 1. 3试验装置 LC 系列试件竖向荷载采用液压千斤顶加载， MC 和 SC 系列试件竖向荷载采用 YE- 2000A 型液压式构 件压力试验机加载 图 4 。试验数据通过 TDS- 602 数据采集仪自动采集。 a加载装置示意 bLC 系列 cMC 和 SC 系列 图 4加载装置 Fig． 4Test setup 1. 4测点布置及加载制度 各试件均在柱中截面处布置应变片， 见图 5a， 这 些应变片用来进行试件物理对中和测定局部屈曲临 界荷载。同时， 在试件柱中截面和上端布置位移计， 见图 5b， 其中， 带括号的位移计仅在 LC、 MC 系列试 件中布置; 柱上端位移计 D1 用于测量试件的轴向压 缩变形， 位移计 D6 用于测量试件的顶部水平位移。 试验时， 首先将试件放置在已定位好的刚性垫 板或试验机台座上进行几何对中， 然后施加约 1 kN 的预压荷载， 通过应变片读数进行物理对中， 仪器仪 表及试验装置工作正常后开始正式加载。加载过程 采取手动控制， 连续缓慢匀速加载， 每级荷载约为 5 kN， 持荷 1 ～2 min， 当试件截面出现局部屈曲后每 级荷载减小为 3 kN， 直到接近最大荷载时， 柱中水平 位移和应变大幅度增加， 试件在瞬间发生明显的整 体屈曲， 继续加载时， 荷载下降， 直至试件彻底破坏。 a柱中截面应变片布置 b位移计布置 图 5测点布置 Fig． 5Arrangement of measuring points 2试验结果及分析 2. 1试验现象描述 1 A 类截面立柱 LC 系列试件长细比较大， 试 件抗扭刚度较弱， 破坏变形以扭转为主， 在加载过程 中首先受压腹板发生局部屈曲， 随着荷载的继续增 加， 试件局部屈曲和弯扭变形越来越明显， 试件最终 破坏形态为弯扭屈曲 图 6a 。MC 系列试件长细比 远小于 LC 系列试件， 加载过程中， 受压腹板首先出 现局部屈曲， 随着荷载的增加， 试件发生畸变屈曲， 由于各基本构件变形不对称， 试件出现了较弱的扭 转变形， 试件最终因畸变屈曲发展严重， 立柱屈服形 成局部塑性区域， 试件翼缘弯折而彻底破坏 图 6b 。 SC 系列试件在加载过程中， 受压腹板首先发生局部 屈曲， 随着荷载的增加， 试件中部出现畸变屈曲， 形 成局部塑性区域而发生破坏 见图 6c 。 2 B 类截面立柱 LC 系列试件在加载过程中受 42 aLC 系列 bMC 系列 cSC 系列 图 6 A 类截面立柱破坏特征 Fig． 6Failure characteristics of A category section column 压腹板首先发生局部屈曲， 随着荷载的增加， 试件中 部开口一侧出现畸变屈曲， 同时试件发生绕弱轴弯曲， 最终破坏形态均为绕弱轴的整体弯曲屈曲 图 7a 。 MC 系列试件在试验过程中， 试件受压腹板首先发生 局部屈曲， 随着荷载增加， 试件中部开口一侧出现畸 变屈曲， 随着荷载继续增加， 由于试件畸变屈曲严重 试件发生绕弱轴弯曲， 并迅速发展形成局部塑性区 域， 最终导致试件彻底破坏 图 7b 。SC 系列试件中 SC- B1 发生柱端承压破坏， 主要是因为立柱在拼接制 作过程中基本构件端部未对齐， 使试件在加载时基 本构件不能同时受力， 先后被压坏， 而试件 SC- B2 和 SC- B3 在加载过程中受压腹板首先出现局部屈曲， 进 而试件开口一侧中部出现畸变屈曲， 随着荷载增加， 畸变屈曲发展迅速， 试件最终因畸变屈曲变形过大 导致腹板局部塑性凹陷而破坏 图 7c 。 aLC 系列 bMC 系列 cSC 系列 图 7 B 类截面立柱破坏特征 Fig． 7Failure characteristics of B category section column 2. 2主要试验结果 各试件最大荷载 Pt及破坏模式见表 2。典型试 件 LC- A1 中截面的荷载- 位移曲线见图 8。各试件的 荷载- 轴向位移曲线见图 9 和图 10。 图 8试件 LC- A1 中截面荷载- 位移曲线 Fig． 8Load- axial displacement curves of specimen LC- A1 由表 2 可知 部分试件最大荷载 Pt离散性较大。 分析其主要原因为 试件在拼装过程中不可避免地 存在拼装缺陷; 此外， 试验中虽然进行了几何对中和 物理对中， 但各个试件在试验过程中破坏特征、 试验 现象等有所不同以及加载过程中荷载的偶然偏心和 轴向荷载引起的附加弯矩 尤其是长度较大的 LC 系 列试件 等均有所不同， 这对试件轴压承载力均有不 利影响。 由图 9 和图 10 可知 在加载初期， 由于立柱端部 与导梁存在一定间隙， 荷载- 位移曲线表现出较小的 刚度， 立柱端部与导梁接触紧密之后， 荷载- 位移曲线 表现出较大的刚度， 曲线接近线弹性， 在荷载即将达 到最大荷载前， 立柱发生屈服， 刚度明显下降， 荷载 达到最大荷载之后，立柱承载力下降， 轴向位移急剧 加大， 直至试件彻底破坏。 3中、 美相关规范计算结果与试验结 果对比分析 按照我国规范“GB50018” ［13 ］中的方法、 美国 AISI 规范 ［11 ］中的 “有效宽度法” 和“直接强度法” 分 别计算各试件的轴压承载力。 试验中研究的冷弯薄壁型钢开口三肢拼合截面 立柱端部与导梁连接方式与工程实际应用相同。作 为初步研究， 采用拼合截面的整体截面特性， 并按两 端铰接取试件实际长度为计算长度 l0计算相关参 数， 进行初步对比分析， 以期为进一步研究提供参考。 3. 1GB 500182002 规范有效宽度法 规范 “GB50018” ［13 ］规定轴心受压构件的承载力 按式 1 计算。 按强度计算PG Aenf 1a 52 图 9 A 类截面立柱荷载- 轴向位移曲线 Fig． 9Load- axial displacement curves of A category section column 图 10B 类截面立柱荷载- 轴向位移曲线 Fig． 10Load- axial displacement curves of B category section column 按稳定性计算PG φAef 1b 式中 f 为钢材强度设计值， 为方便对比分析， 取为钢 材屈服强度 334. 04 MPa;φ 为轴心受压构件的稳定 系数， 按式 2 计算; Ae为有效截面面积; Aen为有效 净截面面积。 φ ［ 1 1 ε0 /珔λ 2］/2 － ［ 1 1 ε0 /珔λ 2］2 /4 － 1/珔λ 槡 2 2 式中珔λ fy σ 槡 E λ π fy 槡 E ， fy为钢材屈服强度， E 为 钢材弹性模量，σE为欧拉屈曲应力，λ 为构件长细 比; ε0为等效偏心率。 有效宽度按式 3 计算。 当 b t ≤ 18αρ 时， be t bc t 3a 当 18αρ ＜ b t ＜ 38αρ 时， be t 21. 8α ρ 槡b/t － 0. 1 bc t 3b 当 b t ≥ 38αρ 时， be t 25α ρ b/t bc t 3c 式中 b 为板件宽度; t 为板件厚度; be为板件有效宽 度; α 为计算系数， α 1. 15 － 0. 15ψ， ψ 为压应力分 布不均匀系数， 当 ψ ＜0 时， 取 α 1. 15; bc为板件受 压区宽度; ρ 205k1 k/ σ 槡 1， k1为板组约束系数， k 为板件受压稳定系数， σ1 φfy。 为与试验结果进行 比较， 本文取 ρ 235k1 k/ σ 槡 1。 3. 2美国 AISI 规范有效宽度法 美国 AISI［11 ］规范中， 冷弯薄壁型钢轴压构件的 承载力由式 4 计算。 PUSA φcAefn 4 式中 fn为额定屈曲应力; φc为轴心受压构件抗力系 数， 取 0. 85。 额定屈曲应力 fn由式 5 确定。 当 λc≤ 1. 5 时， fn 0. 658 λ 2 c f y 5a 当 λc＞ 1. 5 时， fn 0. 877 λ 2 c fy 5b 式中 λc fy f 槡 e ， fe为弹性弯曲、 扭转屈曲、 弯扭屈 曲应力的最小值， 由式 6 计算; 钢材的屈服强度 fy 取为 334. 04 MPa。 fe π 2E KL/i 2 6 式中 K 为有效长度系数; L 为构件无支承长度; i 为 构件毛截面回转半径。 应力为 fn时的有效截面面积 Ae通过式 7 计算 构件各板件的有效宽度 be来确定。 当 λ 1≤ 0. 673 时，be b 7a 当 λ 1 ＞ 0. 673 时，be 1 λ 1 1 － 0. 22 λ 1 b 7b 式中， λ 1为板件柔度系数， 由式 8 计算。 62 λ 1 1. 052 槡 k b t f 槡 E 8 式中， f 为板件最大受压边缘应力， 即式 5 计算得到 的 f n。 表 2试验结果与规范计算结果对比 Table 2Comparison of test and code predicted results 试件 编号 长度 l /mm GB 500182002美国规范 Ae/ mm2 长细比 λ φ PG/ kN Ae/ mm2 PUSA/ kN PD/ kN Pt/kNPG/PtPUSA/PtPD/Pt 破坏模式 LC- A13 000941. 89126. 280. 329103. 621 014. 54104. 35109. 481570. 6600. 6650. 697 LC- A23 000941. 89126. 280. 329103. 621 014. 54104. 35109. 481430. 7250. 7300. 766 LC- A33 000941. 89126. 280. 329103. 621 014. 54104. 35109. 481280. 8100. 8150. 855 弯扭屈曲 MC- A11 200741. 1557. 890. 792188. 90878. 66201. 64187. 001950. 9691. 0340. 959 MC- A21 200741. 1557. 890. 792188. 90878. 66201. 64187. 002000. 9451. 0080. 935 MC- A31 200741. 1557. 890. 792188. 90878. 66201. 64187. 001900. 9941. 0610. 984 畸变屈曲 SC- A1450658. 0322. 310. 931204. 68851. 63234. 28210. 522001. 0231. 1711. 053 SC- A2450658. 0322. 310. 931204. 68851. 63234. 28210. 522070. 9891. 1321. 017 SC- A3450658. 0322. 310. 931204. 68851. 63234. 28210. 521801. 1371. 3021. 170 局部屈曲和 畸变屈曲 LC- B13 000890. 52128. 450. 32095. 05958. 9795. 36100. 25911. 0471. 0501. 104 LC- B23 000890. 52128. 450. 32095. 05958. 9795. 36100. 251200. 7920. 7950. 835 LC- B33 000890. 52128. 450. 32095. 05958. 9795. 36100. 251160. 8190. 8220. 864 绕弱轴弯 曲屈曲 MC- B11 200648. 0351. 380. 822177. 99786. 66188. 88180. 181701. 0471. 1111. 060 MC- B21 200648. 0351. 380. 822177. 99786. 66188. 88180. 181900. 9370. 9940. 948 MC- B31 200648. 0351. 380. 822177. 99786. 66188. 88180. 181950. 9130. 9690. 924 畸变屈曲和 弯曲变形 SC- B1450604. 8219. 270. 941190. 12761. 68211. 23197. 901781. 0681. 1871. 112端部承压破坏 SC- B2450604. 8219. 270. 941190. 12761. 68211. 23197. 901901. 0011. 1121. 042 SC- B3450604. 8219. 270. 941190. 12761. 68211. 23197. 902050. 9271. 0300. 965 局部屈曲和 畸变屈曲 注 PG为按 GB 500182002 计算轴压承载力; P USA为按美国规范有效宽度法计算轴压承载力; PD为按美国规范直接强度法计算轴压承 载力; 长细比 λ 由拼合截面的整体截面特性， 并按其两端铰接计算， λ max λx ， λ y ， λyω ， 具体对于 A 类截面立柱 λ λ yω ， B 类截面 立柱 λ λy。 美国 AISI 规范有效截面法并未考虑相邻板件约 束作用， 为方便计算结果对比分析， 本文考虑腹板与 翼缘的相互约束的影响， 且由腹板与翼缘连接处位 移相同的条件， 板件局部相关屈曲系数为 ［17 ］ kw 7 － 1. 8 c/h 0. 15 c/h － 1. 43 c/h 3 9a kf kw c/h 2 9b kl kf d/c 2 9c 式中， h、 c 和 d 分别为腹板、 翼缘和卷边宽度。 3. 3美国 AISI 规范直接强度法 轴压构件的承载力 PD min Pne， Pnl， Pnd ，其 中， Pne， Pnl， Pnd分别为整体屈曲荷载、 局部屈曲荷载 和畸变屈曲荷载， 分别按式 10 、 式 11 和式 12 计算。 当 λc≤ 1. 5 时， Pne0. 658λ 2 c Py 10a 当 λc＞ 1. 5 时， Pne 0. 877 λ 2 c Py 10b 式中， λcPy/ P 槡 cre， Py Afy， Pcre为弯曲屈曲荷 载、 弯扭屈曲荷载和扭转屈曲荷载的较小值，A 为构 件毛截面面积。 当λl≤ 0. 776 时， Pnl Pne 11a 当 λl＞ 0. 776 时， Pnl1 － 0. 15 Pcrl P ne [] 0. 4 Pcrl P ne 0. 4 Pne 11b 式中， λlPne/ Pcr 槡 l， Pcrl Afcrl， Pcrl为构件弹性局 部屈曲荷载， fcrl为构件弹性局部屈曲临界应力。 当 λd≤ 0. 561 式， Pnd Pne 12a 当 λd＞ 0. 561 时， Pnd1 － 0. 25 Pcrd P ne [] 0. 6 Pcrd P ne 0. 6 Pne 12b 式中， λdPy/ P 槡 crd， Pcrd Afcrd， Pcrd为构件弹性畸 变屈曲荷载， fcrd为构件弹性畸变屈曲临界应力。fcrl 与 f crd采用有限条 CUFSM 程序进行计算。 3. 4结果对比分析 将规范计算结果与试验结果进行对比见表 2; 各 试件承载力随长细比变化曲线对比见图 11。 由表 2 及图 11 可知 1A 类截面试件 LC 系列试件， AISI 有效宽度 法计算结果 PUSA低于试验值 Pt在 18 ～33 之间; SC 系列试件， AISI 有效宽度法计算结果 PUSA高于试 验值 Pt在 13 ～30之间。B 类截面试件 LC 系列 试件， AISI 有效宽度法计算结果 PUSA低于试验值 Pt 最大为 20; SC 系列试件， AISI 有效宽度法计算结 果 PUSA高于试验值 Pt在3 ～19之间; 对于两种截 72 aA 类截面拼合立柱 bB 类截面拼合立柱 图 11试件承载力随长细比变化曲线 Fig． 11Curves of bearing capacity to slenderness ratio of spacimens 面的 MC 系列试件， 试验值与 AISI 有效宽度法计算 值相差在 9 以内。以上分析表明 对于两类截面试 件 LC 系列试件， 按照 AISI 有效宽度法计算结果偏于 安全， 对于 SC 系列试件， 则偏不安全， 而 MC 系列试 件结果吻合较好。 2A 类截面试件 LC 系列试件， 直接强度法计 算结果 PD低于试验结果 Pt在 15 ～ 30 之间; MC 系列试件， 直接强度法计算结果 PD低于试验结果 Pt 在 1. 6 ～6. 5 之间; SC 系列试件， 直接强度法计 算结果 PD高于试验结果 Pt在 1. 7 ～ 17. 0 之间。 对比结果表明 对于 A 类截面试件 LC 系列和 MC 系 列试件， 按照 AISI 直接强度法计算结果偏于安全， 对 于 SC 系列试件， 则偏不安全。B 类截面试件 直接强 度法计算结果 PD与试验结果 Pt相差在 － 16. 5 ～ 11. 2。 3A、 B 两类截面试件 LC 系列试件， 规范 “GB50018” ［13 ］计算结果 P G与试验结果 Pt之比分别 为 0. 66 ～ 0. 81 和 0. 792 ～ 1. 047， 说明采用拼合截面 的整体截面特性， 并按两端铰接计算冷弯薄壁型钢 开口三肢拼合截面立柱轴压承载力， 规范 “GB50018” 计算结果对于 LC 系列试件是偏于安全的。而 MC、 SC 系列试件， 计算结果与试验结果吻合较好， 相差分 别在 －8. 7 ～4. 7和 －7. 3 ～13. 7之间。 4结论 对两种截面类型的18 根冷弯薄壁型钢开口三肢 拼合立柱轴压性能进行了试验研究， 并将试验结果 与相关规范计算结果进行了初步对比分析， 得到以 下结论 1 试验结果表明 A、 B 两类截面的 LC 系列立 柱的破坏特征分别以弯扭屈曲和弯曲屈曲为主， 而 MC 系列立柱 A 类截面为畸变屈曲、 B 类截面为畸变 屈曲和弯曲屈曲， SC 系列立柱均为局部屈曲和畸变 屈曲。 2 冷弯薄壁型钢开口三肢拼合立柱， 按试件两 端铰接并采用拼合截面的整体截面特性， 对于两类 截面 LC 系列试件， 按照 AISI 有效宽度法计算结果偏 于安全， 对于 SC 系列试件， 则偏不安全， 而 MC 系列 试件结果吻合较好。对于 A 类截面试件 LC 系列和 MC 系列试件， 按照 AISI 直接强度法计算结果偏于安 全， 对于 SC 系列试件， 则偏不安全。对于 B 类截面 试件， 直 接 强度 法计 算 结 果 与 试 验 结 果 相 差 在 －16. 5 ～11. 2。 3 采用拼合截面的整体截面特性， 并按试件两 端铰接计算相关参数， 按照 GB 500182002冷弯薄 壁型钢结构技术规范 计算冷弯薄壁型钢开口三肢 拼合截面立柱轴压承载力与试验结果相比， 对于 LC 系列试件是偏于安全的; 而对于 MC、 SC 系列试件， 计 算结果 PG与试验结果 Pt相比吻合较好。 参考文献 ［ 1］ 周绪红，石宇，周天华， 等． 低层冷弯薄壁型钢结构 住宅体系［ J］ ． 建筑科学与工程学报， 2005， 22 2 1- 14． ZHOU Xuhong， SHI Yu， ZHOU Tianhua， et al． Cold- ed steel framing system of low- rise residential building ［J］ ．JournalofArchitectureandCivil Engineering， 2005， 22 2 1- 14． in Chinese ［ 2］ Yu W W． Cold ed steel design［ M］ ． 3rd ed． New YorkJohn Wiley ＆ Sons Inc． ， 2000． ［ 3］ Young B，Chen J． Design of cold- ed steel built- up closed sections with intermediate stiffeners［ J］ ． Journal of Structural Engineering， 2008， 134 5 727- 737． ［ 4］ Peters G K． An investigation of the effects of fastener spacing inbuild- upcold- edsteelcompression members［ D］ ． HalifaxDalhousie University， 2003． ［ 5］ Stone T A， LaBoube R A． Behavior of cold- ed steel built- up I- sections［ J］ ． Thin- Walled Structures，2005， 43 12 1805- 1817． ［ 6］ Whittle J，Ramseyer C． Buckling capacities of axially loaded，cold- ed，built- up C- channels［J］ ． Journal of Thin- Walled Structures， 2009， 47 2 190- 201． ［ 7］ 武胜，张素梅． 冷弯新型箱形组合截面受压构件性 82 能研究［ J］ ． 哈尔滨工业大学学报，2008，40 2 196- 202． WU Sheng，ZHANG Sumei． Behaviors of two new kinds of cold- ed box co