趙 秋，張駿超，林 楚，翟戰(zhàn)勝

(1. 福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 福州 350116； 2. 湖州市交通規(guī)劃設(shè)計(jì)院，浙江 湖州 313000)

0 引 言

U型加勁肋因其截面抗扭性能高而廣泛運(yùn)用在斜拉橋和自錨式懸索橋的鋼箱梁頂?shù)装?，以及受彎鋼箱梁正彎矩區(qū)上翼緣和負(fù)彎矩區(qū)下翼緣。在設(shè)計(jì)時(shí)可根據(jù)U肋加勁板中被加勁板與U型加勁肋不同的受力情況而選擇不同強(qiáng)度的鋼材，從而形成混合鋼U肋加勁板，該做法既提高了鋼材的利用率，又降低了工程成本，因而受到設(shè)計(jì)者們的歡迎[1-2]。由于U肋加勁板在結(jié)構(gòu)上主要承受壓力，所以其受壓穩(wěn)定承載力往往成為了控制設(shè)計(jì)的關(guān)鍵因素[3-5]。根據(jù)加勁板理論，U肋加勁板在壓力下容易出現(xiàn)以下2種失穩(wěn)形式：①整體失穩(wěn)，該失穩(wěn)形式表現(xiàn)為U型加勁肋與母板同時(shí)發(fā)生變形；②局部失穩(wěn)，該失穩(wěn)模式在U型加勁肋與母板的剛度比較大時(shí)表現(xiàn)為U肋間母板的局部變形，在剛度比較小時(shí)表現(xiàn)為U肋腹板或翼緣的局部變形[6-7]。根據(jù)板件屈曲理論，如果嚴(yán)格控制U肋加勁板組成板件的寬厚比，則U肋加勁板在壓力作用下僅有可能發(fā)生整體失穩(wěn)破壞[8]。此外，整體穩(wěn)定問(wèn)題也是受壓構(gòu)件整體穩(wěn)定與局部穩(wěn)定分析的前提[9]。

針對(duì)U肋加勁板的受壓整體失穩(wěn)問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了一系列模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬。狄謹(jǐn)?shù)萚10]用1∶3縮尺后的閉口U肋加勁板模型試驗(yàn)分析了受壓U肋加勁板失穩(wěn)破壞時(shí)的形態(tài)；秦鳳江等[11]使用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證過(guò)的有限元法分析了影響鋼箱梁U肋加勁板受壓極限承載力的因素；Liu等[12]以九江長(zhǎng)江大橋鋼混過(guò)渡梁段的U肋加勁板縮尺模型為例，分析了鋼橋面板的受壓性能；Chou等[13]對(duì)奧克蘭海灣大橋的U肋加勁板進(jìn)行了縮尺后的軸壓試驗(yàn)，并將試驗(yàn)結(jié)果與AASHTO規(guī)范所得結(jié)果進(jìn)行了比較；Shin等[14]利用軟件ABAQUS建立了高強(qiáng)鋼U肋加勁板有限元模型，并基于分析結(jié)果提出了高強(qiáng)鋼U肋加勁板受壓穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算方法。

由于目前國(guó)內(nèi)外大多數(shù)學(xué)者均以等強(qiáng)鋼U肋加勁板(被加勁板與U型加勁肋所用鋼材的強(qiáng)度相同)為對(duì)象，加之中國(guó)現(xiàn)行《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64—2015)中沒(méi)有對(duì)混合鋼U肋加勁板的整體穩(wěn)定提出明確的計(jì)算方法。因此，本文針對(duì)混合鋼U肋加勁板提出了一種基于梁?jiǎn)卧Ｐ偷挠邢拊治龇椒?，首先根?jù)混合鋼U肋加勁板整體穩(wěn)定試驗(yàn)驗(yàn)證有限元模型的可行性，再利用有限元模型進(jìn)一步分析混合鋼U肋加勁板的整體穩(wěn)定相關(guān)問(wèn)題，為混合結(jié)構(gòu)用于鋼箱梁的設(shè)計(jì)提供參考。

1 整體穩(wěn)定數(shù)值模擬方法與驗(yàn)證

在對(duì)鋼箱梁頂、底板進(jìn)行穩(wěn)定分析時(shí)，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，常常將其視作簡(jiǎn)支在腹板與橫隔板上的四邊簡(jiǎn)支加勁板。由于工程上常用的扁平鋼箱梁截面的頂?shù)装彘L(zhǎng)寬比較小，因此其在承受軸向壓縮荷載時(shí)的破壞類(lèi)似于柱狀破壞，這樣在穩(wěn)定分析時(shí)便可將其沿板寬方向簡(jiǎn)化為單根U型加勁肋與其相鄰部分被加勁板所組成的單塊U肋加勁板，并按兩端簡(jiǎn)支的邊界條件計(jì)算其受壓整體穩(wěn)定性[15]。

1.1 整體穩(wěn)定試驗(yàn)

在鋼箱梁的頂板或底板沿橫橋向選取含有3個(gè)U肋的加勁板，縱橋向選取兩橫隔板間距范圍內(nèi)的U肋加勁板作為本文混合鋼U肋加勁板研究對(duì)象[16]。以加勁板幾何尺寸與被加勁板-U肋強(qiáng)度尺寸為變量，共設(shè)計(jì)3組9塊混合鋼U肋加勁板試件，試件的橫截面尺寸如圖1所示，其中，tm為被加勁板板厚，tu為U肋板厚，bs為U肋上緣寬，bx為U肋下緣寬，h為U肋高度。

試驗(yàn)采用福州大學(xué)的10 MN電液伺服壓力機(jī)作為加載系統(tǒng)，并根據(jù)壓力機(jī)對(duì)構(gòu)件尺寸的要求，將所有試件按1∶2.5進(jìn)行縮尺。試件加載時(shí)，首先進(jìn)行預(yù)壓，以消除構(gòu)件之間的空隙，隨后分級(jí)施加壓力荷載，加載初期每級(jí)壓力荷載的增量約為100 kN，而當(dāng)壓力荷載超過(guò)了有限元預(yù)估極限荷載的80%時(shí)，改用位移加載方式，逐步加載，從而得到具有下降段的荷載-位移曲線(xiàn)。整體穩(wěn)定試驗(yàn)的加載裝置如圖2所示。在試件的頂、底兩端均設(shè)置了由2個(gè)槽鋼型模具與圓柱滾軸組成的轉(zhuǎn)動(dòng)裝置，以模擬試件兩端簡(jiǎn)支的邊界。將有代表性發(fā)生整體彎曲破壞的3個(gè)試件尺寸等參數(shù)列出(表1)。

表1試件參數(shù)Tab.1Parameters of Specimens

注：設(shè)計(jì)強(qiáng)度組合中M345-U235表示被加勁板與U肋屈服強(qiáng)度分別為345 MPa與235 MPa，下同。

1.2 有限元模型

采用通用有限元軟件ANSYS中的Beam188梁?jiǎn)卧獙?duì)混合鋼U肋加勁板整體穩(wěn)定試驗(yàn)進(jìn)行模擬。模型中U肋加勁板截面與整體穩(wěn)定試驗(yàn)中的構(gòu)件截面及尺寸相同，然而B(niǎo)eam188的截面數(shù)據(jù)庫(kù)中并沒(méi)有現(xiàn)成的U肋加勁板截面可用，因此，先用Plane82單元?jiǎng)?chuàng)建相應(yīng)U肋加勁板截面，再利用SECWRITE命令保存該截面數(shù)據(jù)文件，最后利用SECWRITE命令實(shí)現(xiàn)該截面的讀入，有限元模型截面網(wǎng)格劃分如圖3所示。按兩端簡(jiǎn)支的軸壓柱設(shè)置梁?jiǎn)卧獙?duì)應(yīng)的邊界條件(一端約束3個(gè)方向的平動(dòng)Ux，Uy，Uz及繞構(gòu)件軸向的扭轉(zhuǎn)；另一端約束2個(gè)方向的平動(dòng)Ux，Uz及繞構(gòu)件軸向的扭轉(zhuǎn))，材料服從Von Mises屈服準(zhǔn)則與多線(xiàn)性隨動(dòng)強(qiáng)化模型，其屈服強(qiáng)度以及彈性模量嚴(yán)格參照拉伸試驗(yàn)所測(cè)得的數(shù)據(jù)。試件的幾何缺陷以初彎曲形式計(jì)入，試件跨中初彎曲幅值取為試件設(shè)計(jì)長(zhǎng)度的1/1 000[17-18]。采用壓潰理論計(jì)算軸心荷載作用下U肋加勁板穩(wěn)定承載力，并應(yīng)用弧長(zhǎng)法進(jìn)行非線(xiàn)性求解，以獲得荷載-位移曲線(xiàn)的下降段。

對(duì)于等強(qiáng)鋼整體穩(wěn)定試件，為了簡(jiǎn)便計(jì)算，一般考慮殘余應(yīng)力在試件橫向的分布，認(rèn)為其沿試件軸向大小相同。殘余應(yīng)力的橫向分布模式及應(yīng)力大小采用文獻(xiàn)[13]中提出的簡(jiǎn)化公式計(jì)算，再將其施加到已劃分好的梁?jiǎn)卧孛娣e分點(diǎn)上。具體施加過(guò)程如下：①通過(guò)命令SLIST列出單元截面所有積分點(diǎn)的坐標(biāo)；②根據(jù)積分點(diǎn)的坐標(biāo)和殘余應(yīng)力分布模式可以得到每個(gè)積分點(diǎn)的殘余應(yīng)力數(shù)值；③用命令*CFOPEN創(chuàng)建并打開(kāi)一個(gè)文件，用*VWRITE命令將殘余應(yīng)力寫(xiě)入文件；④采用*DO循環(huán)，用*VWRITE命令循環(huán)執(zhí)行n次(n為試件劃分單元的數(shù)量，本文為50)，而執(zhí)行1次*VWRITE命令，即可將一個(gè)單元截面所有積分點(diǎn)的殘余應(yīng)力寫(xiě)入文件；⑤在有限元分析計(jì)算的第一荷載步求解過(guò)程中，采用ISFILE命令將殘余應(yīng)力文件讀入，則完成將殘余應(yīng)力輸入試件截面。

在第2步中，由于橫截面任意位置處殘余應(yīng)力沿縱向均相同，因此僅需考慮梁?jiǎn)卧醒剌S向的應(yīng)力值，即第1個(gè)應(yīng)力分量為非零值，而剩余的5個(gè)應(yīng)力分量均為零值。梁?jiǎn)卧某跏紤?yīng)力文件部分如表2所示，其中Sx，Sy，Sz分別為x，y，z三個(gè)方向的正應(yīng)力，x方向?yàn)樵嚰S向，Sxy，Syz，Sxz分別為xy，yz，xz平面的剪應(yīng)力。在求解的第1步中采用ISFILE命令讀入已編寫(xiě)好的初應(yīng)力文件即可完成殘余應(yīng)力的施加。殘余應(yīng)力施加完成后的軸向應(yīng)力云圖如圖4所示。

表2梁?jiǎn)卧某跏紤?yīng)力Tab.2Initial Stress of Beam Element kPa

因?yàn)锽eam188單元僅能賦予一種屬性，故對(duì)于混合鋼U肋加勁板，需要將不同強(qiáng)度等級(jí)的鋼材進(jìn)行等效處理。對(duì)于Q345(被加勁板)與Q235(U肋)的混合鋼加勁板而言，賦予整根梁?jiǎn)卧猀345的材料屬性，對(duì)于Q235部分的鋼材，通過(guò)對(duì)單元積分點(diǎn)施加大小為106 MPa的等效初始?jí)簯?yīng)力來(lái)模擬。等效初始應(yīng)力并不能像殘余應(yīng)力那樣自平衡，直接施加到模型上將產(chǎn)生一定的支反力。為解決上述問(wèn)題，本文通過(guò)以下方式實(shí)現(xiàn)等效初始應(yīng)力的添加：建?！帉?xiě)初始應(yīng)力文件(IST文件，包括殘余應(yīng)力與等效應(yīng)力)→施加全約束(兩端固接)→用命令I(lǐng)SFILE讀入編好的初始應(yīng)力文件→計(jì)算得到結(jié)果文件(支反力)→通過(guò)命令LSCLEAR刪除上述約束和支反力→然后施加真實(shí)約束(兩邊簡(jiǎn)支)→重新讀入初始應(yīng)力文件(包括殘余應(yīng)力和等效應(yīng)力)和上一步固接條件下的支反力進(jìn)行計(jì)算→施加壓力荷載進(jìn)行計(jì)算。比較2次約束條件下的支反力即可實(shí)現(xiàn)在模型中施加等效初始應(yīng)力和殘余應(yīng)力。圖5(a)為混合鋼U肋加勁板(被加勁板為Q345，U肋為Q235)單獨(dú)施加殘余應(yīng)力的結(jié)果，圖5(b)為單獨(dú)施加等效初始應(yīng)力的結(jié)果，根據(jù)圖5可以對(duì)混合鋼數(shù)值模擬和施加殘余應(yīng)力方法的正確性進(jìn)行驗(yàn)證。

1.3 有限元數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

利用有限元模型對(duì)表1中的U肋加勁板試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性。試件Hj11與Hj23為混合鋼U肋加勁板，試件Hj11被加勁板強(qiáng)度為345 MPa，U肋強(qiáng)度為235 MPa，試件Hj23被加勁板強(qiáng)度為235 MPa，U肋強(qiáng)度為345 MPa，在下文分析中分別將其命名為M345-U235強(qiáng)度組合試件與M235-U345強(qiáng)度組合試件。Hj12為等強(qiáng)鋼U肋加勁板，其組成構(gòu)件的強(qiáng)度均為345 MPa，因此在下文分析中將其命名為M345-U345強(qiáng)度組合試件。

1.3.1 破壞模式

試件在不同破壞模式下的承載力有所不同，因此，可以通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)破壞模式與有限元破壞模式來(lái)判定有限元分析的準(zhǔn)確性。圖6給出了3種強(qiáng)度組合試件的整體失穩(wěn)破壞模式驗(yàn)證。由圖6可知：對(duì)于M345-U345強(qiáng)度組合試件，試驗(yàn)與有限元模擬中都出現(xiàn)了朝著U肋方向的彎曲失穩(wěn)破壞，但兩者發(fā)生最大變形處的位置有所不同，有限元模型的彎曲變形幅值出現(xiàn)在試件L/2(L為試件的設(shè)計(jì)長(zhǎng)度)位置，試驗(yàn)試件在距離試件上端L/3位置出現(xiàn)彎曲破壞，造成此差異的原因可能是試驗(yàn)兩端簡(jiǎn)支條件與理想簡(jiǎn)支條件的偏差。對(duì)于M235-U345強(qiáng)度組合試件，試驗(yàn)與有限元模擬中均發(fā)生朝向U肋的彎曲破壞，且破壞的位置均為試件中部。對(duì)于M345-U235強(qiáng)度組合試件，試驗(yàn)與有限元模擬均發(fā)生朝向被加勁板的彎曲破壞，其中試驗(yàn)試件在發(fā)生整體彎曲破壞后還出現(xiàn)了U肋的局部失穩(wěn)，而有限元模型由于梁?jiǎn)卧陨硖攸c(diǎn)無(wú)法體現(xiàn)對(duì)應(yīng)的U肋局部失穩(wěn)現(xiàn)象。

1.3.2 破壞荷載-位移曲線(xiàn)

圖7為3種試件荷載-位移曲線(xiàn)驗(yàn)證。從圖7可知，3種試件的試驗(yàn)荷載-位移曲線(xiàn)與有限元模擬荷載-位移曲線(xiàn)走勢(shì)基本一致，均為先直線(xiàn)上升，后曲線(xiàn)上升達(dá)到極限荷載，最后出現(xiàn)下降段。M345-U345強(qiáng)度組合的試驗(yàn)曲線(xiàn)與有限元模擬曲線(xiàn)在直線(xiàn)段吻合度較高，而后兩者間的差異開(kāi)始變大，且有限元曲線(xiàn)的峰值比試驗(yàn)曲線(xiàn)的峰值低，但2條曲線(xiàn)在達(dá)到極限荷載后均出現(xiàn)了荷載的瞬間下降，體現(xiàn)了明顯的失穩(wěn)特征。M235-U345組合強(qiáng)度與M345-U235組合強(qiáng)度試件的試驗(yàn)曲線(xiàn)與有限元模擬曲線(xiàn)在不同階段的吻合度均較高，且2條曲線(xiàn)在達(dá)到荷載峰值后均表現(xiàn)為緩慢下降的走勢(shì)。從3種試件的荷載-位移曲線(xiàn)可以發(fā)現(xiàn)，有限元模擬計(jì)算的穩(wěn)定承載力極限值略小于試驗(yàn)值，偏于安全，證明了本文采用的有限元模擬方法的準(zhǔn)確性與可行性。

2 整體穩(wěn)定分析

2.1 計(jì)算模型構(gòu)造尺寸選擇

考慮到U型加勁肋在城市匝道彎橋中需要彎制加工，因此其腹板與翼緣板的厚度不能太厚，工程上常用的尺寸為6～10 mm。此外，U肋加勁板為正交異性鋼橋面板的重要組成部分，U型加勁肋的間距也不能太大，否則將導(dǎo)致頂板在車(chē)輪荷載下產(chǎn)生較大的變形，從而引發(fā)橋面板鋪裝損害問(wèn)題，當(dāng)然，間距也不能過(guò)小，否則不利于正交異性鋼橋面板的制作與施工。為了使U肋加勁板受力更加均勻，一般取加勁肋的間距與其上翼緣板寬度相同。不同國(guó)家根據(jù)自己的理論及設(shè)計(jì)要求，對(duì)U肋加勁板的構(gòu)造尺寸提出了一些規(guī)定，如表3所示。

表3U肋加勁板構(gòu)造規(guī)范規(guī)定Tab.3Structure Standard of U-rib Stiffened Plate

由于試件的長(zhǎng)細(xì)比顯著影響其整體穩(wěn)定承載力，因此，下文分別以被加勁板與U肋的板厚比、U肋高度、試件的長(zhǎng)度來(lái)改變?cè)嚰拈L(zhǎng)細(xì)比，并通過(guò)驗(yàn)證過(guò)的有限元模擬方法得到相應(yīng)的整體穩(wěn)定承載力?？紤]到U肋加勁板的焊接殘余應(yīng)力分布及大小與被加勁板和U肋的板厚比密切相關(guān)，故為了涵蓋不同板厚比并考慮工程上常用的U肋加勁板尺寸，取U肋與被加勁板的厚度分別為6～12，8～14，8～16，8～20，10～20，10～24 m六種組合；U肋高度分別取250，260，280，300，320，340，360 mm共7種尺寸；構(gòu)件的長(zhǎng)度取1，1.5，2，3，4，5，6 m共7種規(guī)格。此外，由于Q390和Q420鋼材在鋼橋上具有很高的發(fā)展?jié)摿Γ时患觿虐迮cU肋的組合強(qiáng)度取為345～420，345～390，345～345，390～345，420～345 MPa共5種組合。圖8給出了U肋加勁板的標(biāo)準(zhǔn)橫斷面(R為U肋腹板與翼緣間的圓弧倒角半徑)，表4給出了用于分析的橫隔板間距為4 m的U肋加勁板主要參數(shù)。

表4用于分析的U肋加勁板參數(shù)Tab.4Parameters of U-rib Stiffened Plate for Analysis

2.2 強(qiáng)度組合變化

根據(jù)提出的U肋加勁板尺寸組合、強(qiáng)度組合變化，共可形成1 470個(gè)構(gòu)造相異的U肋加勁板試件。隨后將這1 470個(gè)試件采用驗(yàn)證過(guò)的有限元模型進(jìn)行受壓整體穩(wěn)定承載力計(jì)算，并將構(gòu)件任意時(shí)刻所承受的軸向壓力除以構(gòu)件面積取為構(gòu)件的平均應(yīng)力，再令平均應(yīng)力與構(gòu)件屈服強(qiáng)度的比值為其整體穩(wěn)定系數(shù)φ，對(duì)于混合鋼U肋加勁板而言，由于被加勁板與U肋材料的強(qiáng)度不同，故將相應(yīng)各組成板件屈服強(qiáng)度與其橫截面面積的比值進(jìn)行加權(quán)得到等效屈服強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算。最后分析不同強(qiáng)度組合下，U肋加勁板相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比與整體穩(wěn)定系數(shù)φ之間的關(guān)系，如圖9所示。

從圖9可知，工程上常用尺寸U肋加勁板構(gòu)件的相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比主要分布于0.2～0.7內(nèi)。此外，不同強(qiáng)度組合U肋加勁板的整體穩(wěn)定系數(shù)φ分布范圍不同，但趨勢(shì)大體相同，其中等強(qiáng)鋼M345-U345的曲線(xiàn)高于其他強(qiáng)度組合的曲線(xiàn)，這說(shuō)明了強(qiáng)度組合對(duì)U肋加勁板的整體穩(wěn)定系數(shù)φ有很大的影響。當(dāng)U肋加勁板構(gòu)件的長(zhǎng)細(xì)比較小時(shí)，5種強(qiáng)度組合U肋加勁板的整體穩(wěn)定系數(shù)φ分布比較集中，而當(dāng)相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比增加時(shí)，U肋加勁板構(gòu)件的整體穩(wěn)定系數(shù)變得較為分散，但所有強(qiáng)度組合試件的整體穩(wěn)定系數(shù)φ都隨著構(gòu)件相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比的增加而減小。對(duì)于M345-U345強(qiáng)度組合的構(gòu)件而言，當(dāng)相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比接近0.2時(shí)，其整體穩(wěn)定系數(shù)φ趨近于1；對(duì)于M345-U420，M345-U390，M390-U345和M420-U345這4種強(qiáng)度組合的構(gòu)件而言，當(dāng)相對(duì)長(zhǎng)細(xì)比接近于0時(shí)，其整體穩(wěn)定系數(shù)值均小于1。這是由于混合鋼U肋加勁板強(qiáng)度較低的部件先達(dá)到屈服，強(qiáng)度較高的部件后達(dá)到屈服，從而導(dǎo)致原本的軸壓構(gòu)件變?yōu)槠珘簶?gòu)件。

3 整體穩(wěn)定承載力計(jì)算方法

3.1 Perry公式

以構(gòu)件的實(shí)際極限荷載作為分析整體穩(wěn)定系數(shù)的準(zhǔn)則，假定構(gòu)件兩端邊界條件均為簡(jiǎn)支，并考慮沿構(gòu)件軸向正弦分布初彎曲以及截面存在殘余應(yīng)力，得到構(gòu)件的整體穩(wěn)定系數(shù)φ[6,19]，并采用Perry公式對(duì)所得結(jié)果進(jìn)行擬合，即

(1)

(2)

(3)

3.2 強(qiáng)度組合擬合

以前文數(shù)值模擬得到的各種強(qiáng)度組合試件的數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，采用公式(3)并選擇平均值擬合與95%保證率擬合方式，分別對(duì)5種情況下的U肋加勁板整體穩(wěn)定系數(shù)φ進(jìn)行曲線(xiàn)擬合，擬合曲線(xiàn)如圖10所示，公式(3)中對(duì)應(yīng)的參數(shù)β以及缺陷系數(shù)α的取值如圖11所示。

從圖10可知，不同強(qiáng)度組合下的整體穩(wěn)定系數(shù)數(shù)據(jù)分布不盡相同，因此對(duì)應(yīng)整體穩(wěn)定系數(shù)φ擬合公式中參數(shù)β以及缺陷系數(shù)α取值也將不同。等強(qiáng)鋼U肋加勁板構(gòu)件整體穩(wěn)定系數(shù)φ的最大值趨近于1，而混合鋼U肋加勁板整體穩(wěn)定系數(shù)φ的最大值均小于1，其中M345-U420強(qiáng)度組合試件的最大值趨近于0.9；M345-U390強(qiáng)度組合試件的最大值趨近于0.97，M390-U345強(qiáng)度組合試件的最大值趨近于0.97，M420-U345強(qiáng)度組合試件的最大值趨近于0.95。由圖11可知，隨著強(qiáng)度比的增大，參數(shù)β也隨著增大，在強(qiáng)度比為1時(shí)(等強(qiáng)鋼組合)達(dá)到峰值，而當(dāng)強(qiáng)度比超過(guò)1后，參數(shù)β有所下降。缺陷系數(shù)α的變化與參數(shù)β的趨勢(shì)基本相同，均為強(qiáng)度比為1時(shí)達(dá)到最大值，但其取值的波動(dòng)較大。相比于強(qiáng)度比為1的等強(qiáng)鋼構(gòu)件來(lái)說(shuō)，提高U肋強(qiáng)度與提高被加勁板強(qiáng)度構(gòu)件的參數(shù)β與缺陷系數(shù)α的取值均有下降，但下降幅度不同：提高U肋強(qiáng)度(強(qiáng)度比小于1)的參數(shù)β值在平均值擬合與95%保證率擬合下的降幅與提高被加勁板強(qiáng)度(強(qiáng)度比大于1)的降幅差別不大；提高U肋強(qiáng)度(強(qiáng)度比小于1)的缺陷系數(shù)α值在平均值擬合與95%保證率擬合下的降幅比提高被加勁板強(qiáng)度(強(qiáng)度比大于1)的降幅更大。

3.3 柱子曲線(xiàn)對(duì)比

歐洲規(guī)范[20]在制定軸心受壓構(gòu)件的柱子曲線(xiàn)時(shí)，根據(jù)不同的截面類(lèi)型而將柱子曲線(xiàn)分類(lèi)為a0，a，b，c，d五種曲線(xiàn)，其中a，b，c曲線(xiàn)分別由鋼管、焊接箱形截面和軋制H型鋼繞弱軸屈曲確定，曲線(xiàn)c通過(guò)分析與試驗(yàn)結(jié)果獲得，此外，歐洲鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)在考慮翼緣外邊緣焊接殘余壓應(yīng)力較大的情況下，對(duì)于板件厚度超過(guò)40 mm的重型截面添加了1條比c類(lèi)曲線(xiàn)更低的d類(lèi)曲線(xiàn)。a0曲線(xiàn)比a曲線(xiàn)更高，它是適用于屈服強(qiáng)度f(wàn)y=430 MPa的鋼材。中國(guó)現(xiàn)行的《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64—2015)以歐洲規(guī)范中的a，b，c，d四條屈曲曲線(xiàn)為基礎(chǔ)，通過(guò)將其中的缺陷系數(shù)α取整而得到新的a，b，c，d四條屈曲曲線(xiàn)?？梢哉J(rèn)為，中國(guó)《公路鋼結(jié)構(gòu)橋梁設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D64—2015)的屈曲曲線(xiàn)與歐洲規(guī)范的屈曲曲線(xiàn)類(lèi)型相同。

從本質(zhì)上說(shuō)，整體穩(wěn)定系數(shù)取值的比較即為各國(guó)規(guī)范中柱子曲線(xiàn)的比較?，F(xiàn)將Eurocode規(guī)定的5條曲線(xiàn)、BS5400規(guī)定的4條曲線(xiàn)、AASHTO與日本道橋示方書(shū)規(guī)定的2條曲線(xiàn)以及本文提出的5種柱子曲線(xiàn)繪制于圖12中進(jìn)行比較，此外，在圖12中還示出了歐拉臨界曲線(xiàn)。分析圖12中的曲線(xiàn)可比較直觀地發(fā)現(xiàn)各條曲線(xiàn)的特點(diǎn)及之間的相對(duì)關(guān)系。

4 結(jié) 語(yǔ)

(1)在梁?jiǎn)卧邢拊Ｐ椭?，可以通過(guò)施加等效初應(yīng)力與殘余應(yīng)力的方式來(lái)模擬混合鋼U肋加勁板中被加勁板與U肋強(qiáng)度不同的情況。

(2)以受壓混合鋼U肋加勁板梁?jiǎn)卧邢拊Ｐ蜑榛A(chǔ)，在考慮焊接殘余應(yīng)力與初始幾何缺陷的情況下進(jìn)行受壓整體穩(wěn)定模擬，并將分析結(jié)果與3種不同強(qiáng)度組合的混合鋼U肋加勁板受壓整體穩(wěn)定試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果發(fā)現(xiàn)2種情況下試件的破壞模式基本一致，且荷載-位移曲線(xiàn)較為吻合，證明了本文提出的受壓混合鋼U肋加勁板整體穩(wěn)定梁?jiǎn)卧邢拊Ｐ偷臏?zhǔn)確性。

(3)混合鋼U肋加勁板的受壓整體穩(wěn)定系數(shù)φ在U肋-被加勁板強(qiáng)度組合不同情況下的分布區(qū)域不盡相同。非等強(qiáng)鋼U肋加勁板由于U肋與被加勁板的屈服強(qiáng)度不同，在加載過(guò)程中出現(xiàn)偏心受壓現(xiàn)象，從而導(dǎo)致受壓整體穩(wěn)定系數(shù)均低于1。