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摘要：
對中、美、歐現(xiàn)行規(guī)范關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)截面類型及寬厚比限值的要求進(jìn)行了歸納比較，利用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行了單根H形鋼梁考慮初始缺陷的屈曲承載力分析并與規(guī)范公式計算結(jié)果進(jìn)行了對比。在此基礎(chǔ)之上，以雄安站站房雨棚鋼結(jié)構(gòu)為背景，選取具有代表性的區(qū)域建立空間交叉H形鋼梁精細(xì)有限元模型。對不同板件寬厚比的空間交叉H形鋼梁進(jìn)行了非線性屈曲承載力分析，研究了翼緣寬厚比及腹板高厚比對空間交叉H形鋼梁局部穩(wěn)定性和屈曲性能的影響。研究結(jié)果表明：ABAQUS模型對鋼梁整體穩(wěn)定性計算結(jié)果與規(guī)范公式吻合度較高，設(shè)計中采用桿件單元模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性分析是安全合理的?？紤]翼緣約束作用的H形鋼梁腹板屈曲計算模型與該項目交叉鋼梁有限元彈性屈曲分析結(jié)果吻合良好，結(jié)構(gòu)起坡所引起的不均勻正應(yīng)力是導(dǎo)致鋼梁腹板失穩(wěn)的主要因素。翼緣厚度確定后，根據(jù)上翼緣失穩(wěn)與腹板局部屈曲臨界值確定腹板厚度，依據(jù)S3級截面要求所控制的次梁腹板厚度是經(jīng)濟(jì)合理的。
關(guān)鍵詞：H形鋼梁；有限元分析；屈曲；板件寬厚比；穩(wěn)定承載力。
Abstract: This paper summarizes and compares the requirements of current design standards in China, Europe and the United States on section types and limits of width-thickness ratio of steel structures. On this basis, the canopy steel structure of Xiong’an station is taken as the background, and an ABAQUS finite element model of typical space crossed H-shaped steel beam is built. The nonlinear buckling capacity of H-shaped steel beams with different width-thickness ratios is analyzed, and the influence of width-thickness ratio of flange and height-thickness ratio of web on the local stability and buckling performance of space crossed H-shaped steel beams is studied. It shows that the calculation results of the overall stability of steel beams in ABAQUS and the standard formula match well. Therefore, it is safe and reasonable to analyze the overall stability of the structure by using the element model of the rod in design. The buckling calculation model of the H-shaped steel girder considering the flange constraint is in a good agreement with the finite element elastic buckling analysis of cross-steel beam used in the project. The uneven stress caused by the structural slope is the main reason for the instability of steel beam web. The web thickness is determined according to the upper flange instability and the critical value of local buckling of the web after the flange thickness is determined, and it is economical and reasonable to determine the web thickness according to the requirements of Grade S3.
Keywords: H-shaped steel beam; finite element analysis; buckling; plate width-thickness ratio; stability bearing capacity
近年來，H形鋼構(gòu)件在大跨度結(jié)構(gòu)得到廣泛應(yīng)用。與空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)相比，采用H形鋼梁用鋼量較大。為了有效減小用鋼量，需要針對結(jié)構(gòu)的受力特點(diǎn)，降低由于板件寬厚比構(gòu)造要求所引起用鋼量的增加。
國內(nèi)外學(xué)者針對鋼結(jié)構(gòu)板件局部屈曲問題進(jìn)行了大量的理論研究[1-8]，同時利用有限元分析及試驗(yàn)研究的方法對不同受力形態(tài)及構(gòu)造形式的H形鋼梁屈曲承載力及寬厚比限值進(jìn)行了研究和探討[9-13] 。目前研究內(nèi)容多為單個構(gòu)件板件屈曲承載力及寬厚比限值，對工程中由多個構(gòu)件所組成的空間H形鋼梁結(jié)構(gòu)的板件屈曲性能研究較少。在工程實(shí)際設(shè)計過程中，多采用桿線單元對空間梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行計算分析，無法模擬板件，特別是腹板的初始缺陷及局部屈曲的影響。因此需要采用更為精細(xì)的有限元分析模型作為設(shè)計計算的補(bǔ)充。
基于此，本文首先對國內(nèi)外相關(guān)設(shè)計規(guī)范關(guān)于確定H形鋼梁板件寬厚比的方法進(jìn)行了較為全面的總結(jié)和比較，考察了單個H形鋼梁考慮初始缺陷影響時的非線性屈曲承載力，并與現(xiàn)行規(guī)范公式進(jìn)行比較，在此基礎(chǔ)上研究了考慮初始缺陷時板件寬厚比對交叉梁空間結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力的影響。
1 H形鋼梁穩(wěn)定性能分析
1.1 H形鋼梁穩(wěn)定性設(shè)計計算方法
H形鋼梁穩(wěn)定性分為整體和局部穩(wěn)定性，其中整體穩(wěn)定性根據(jù)現(xiàn)行《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[14]采用一階彈性分析、二階彈性分析或直接分析法進(jìn)行相應(yīng)計算，局部穩(wěn)定性則通過限制板件寬厚比予以實(shí)現(xiàn)。
《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[14]關(guān)于鋼構(gòu)件寬厚比的截面分級規(guī)定與歐洲規(guī)范[15]相近，而美國規(guī)范[16]則通過兩種寬厚比λr和λp將板件劃分為厚實(shí)板件（λ＜λp）、非厚實(shí)板件（λp＜λ＜λr）及柔薄板件（λ＞λr），三種規(guī)范關(guān)于截面的劃分如表1所示。
對于本文研究的受彎H形鋼梁，以中國規(guī)范截面分級為基準(zhǔn)，三種規(guī)范對于不同截面類型的板件寬厚比限值如表2所示。
由表2可以看出，中國規(guī)范鋼構(gòu)件板件寬厚比限值與歐洲規(guī)范較為接近，其中翼緣寬厚比中國規(guī)范略寬松于歐洲規(guī)范，而腹板寬厚比則嚴(yán)于歐洲規(guī)范。
1.2 單根H形鋼梁有限元模型驗(yàn)證
在進(jìn)行空間H形鋼梁分析之前，本文首先對單根H形鋼梁建立有限元模型，進(jìn)行考慮初始缺陷影響的屈曲承載力分析，并與規(guī)范計算結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證有限元計算方法的準(zhǔn)確性。
對一系列不同翼緣寬厚比及腹板高厚比的H形鋼梁進(jìn)行了有限元分析。表3為有限元驗(yàn)證所采用的鋼梁截面。
鋼材材質(zhì)為Q390，材料本構(gòu)采用理想彈塑性模型，應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖1所示。
圖1 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線
Fig.1 Stress-strain curve of steel
為了方便與規(guī)范公式進(jìn)行比較，有限元模型采用端部固接、自由端施加上翼緣集中荷載的懸臂梁模型。利用ABAQUS通用有限元軟件采用S4R 4節(jié)點(diǎn)均勻殼單元模擬鋼構(gòu)件，有限元計算模型如圖2所示。
圖2 單根H形鋼梁有限元計算模型
Fig.2 Finite element model of single H-shaped steel beam
通過計算得到特征值屈曲模態(tài)，假定初始缺陷分布形態(tài)與第1階屈曲模態(tài)相同，圖3為計算得到的前3階屈曲模態(tài)，可見第1階屈曲模態(tài)為典型的面外整體失穩(wěn)，選取構(gòu)件長度的1/1 000作為最大值施加結(jié)構(gòu)初始缺陷。
圖3 單根H形鋼梁前3階特征值屈曲模態(tài)
Fig.3 Eigenvalue buckling modes of first 3 orders of single H-shaped steel beam
圖4為考慮初始缺陷、幾何非線性后計算得到的結(jié)構(gòu)極限破壞形態(tài)，與第1階屈曲模態(tài)相似，結(jié)構(gòu)破壞時表現(xiàn)出明顯的面外整體失穩(wěn)特征。
圖4 單根H形鋼梁破壞形態(tài)
Fig.4 Failure mode of single H-shaped steel beam
以加載端腹板中心點(diǎn)作為參考點(diǎn)，得到不同模型端部彎矩-參考點(diǎn)轉(zhuǎn)角曲線，如圖5所示。根據(jù)該曲線進(jìn)一步得到結(jié)構(gòu)等效彈性屈服彎矩，并與《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[14]第6.2.2條公式計算結(jié)果進(jìn)行對比，如表4所示?？梢钥闯?，有限元計算結(jié)果與規(guī)范值吻合良好，二者計算結(jié)果比值均值為1.03，驗(yàn)證了有限元計算模型的有效性；大部分情況下規(guī)范值大于有限元計算結(jié)果，說明規(guī)范公式是偏于安全的。
圖5 單根H形鋼梁端部彎矩-參考點(diǎn)轉(zhuǎn)角曲線
Fig.5 Bending moment-rotation of reference point curves of single H-shaped steel beam
2 空間交叉H形鋼梁有限元計算模型
在前述單根H形鋼梁ABAQUS有限元分析基礎(chǔ)上，以雄安站站房雨棚鋼結(jié)構(gòu)為背景，選取其中代表性的區(qū)域建立空間交叉梁精細(xì)有限元模型，對其屈曲和穩(wěn)定性能進(jìn)行研究。
2.1 工程概況
雄安站綜合交通樞紐位于河北省保定市雄縣城區(qū)東北部，距雄安新區(qū)起步區(qū)20km，京港臺高鐵、京雄城際、津雄城際3條線路匯聚于此。站房下部主體結(jié)構(gòu)平面布置呈矩形，南北方向總長度為606m，東西方向總長度為307.5m。站房屋蓋平面呈橢圓形，長軸長度為450m，短軸長度為360m。在與屋蓋橢圓長軸平行的方向（順軌方向）設(shè)置1道寬度為15m的光谷，將站房分為近期（Ⅰ區(qū)）和遠(yuǎn)期（Ⅱ區(qū)）兩大部分。雄安站站房總建筑面積約為47.2萬㎡，其中站臺雨棚總面積約為9.76萬㎡，站房效果圖及分區(qū)圖分別如圖6和圖7所示。
圖6 雄安站站房建筑效果圖
Fig.6 Architectural rendering of Xiong’an station
圖7 屋蓋結(jié)構(gòu)單元分區(qū)（單位：m）
Fig.7 Unit partition of roof structure （Unit：m）
其中I1/I3、Ⅱ1/Ⅱ3為站臺雨棚區(qū)域，雨棚結(jié)構(gòu)典型柱網(wǎng)尺寸為22m×24m及22m×30m，采用箱形鋼管柱支承屋蓋。柱頂設(shè)置抗震球形支座，主梁雙向剛接后與柱頂鉸接，除能有效減小超長結(jié)構(gòu)溫度效應(yīng)與地震作用外，還可以較好地適應(yīng)下部各混凝土結(jié)構(gòu)單元之間變形的差異。
2.2 有限元計算模型
為了分析簡明起見，并考慮到局部模型的典型性和最不利性的影響，選取了具有代表性的結(jié)構(gòu)單元即雨棚結(jié)構(gòu)I1區(qū)中的3×3跨區(qū)格進(jìn)行有限元分析。如圖8所示。
圖8 有限元計算選取的典型區(qū)格
Fig.8 Typical district selected for finite element calculation
工程設(shè)計中在確定框架梁截面尺寸時，框架梁按照端部節(jié)間抗震等級為二級、中間節(jié)間抗震等級為三級、次梁按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[14]中S3級的截面構(gòu)造要求控制，并根據(jù)結(jié)構(gòu)受力特性適當(dāng)優(yōu)化次梁中部截面。圖9為次梁分區(qū)域平面示意圖，其中虛線框內(nèi)部分次梁截面為H600mm×300mm×8mm×16mm，其他次梁截面為H600mm×300mm×10mm×20mm。
圖9 次梁分區(qū)域平面示意圖（單位：mm）
Fig.9 Divisional plan diagram of secondary beams （Unit：mm）
本文采用ABAQUS對選取的典型區(qū)格進(jìn)行有限元分析，采用S4R 4節(jié)點(diǎn)均勻殼單元進(jìn)行建模，建立的局部精細(xì)有限元模型如圖10所示。根據(jù)該局部模型在整體結(jié)構(gòu)中的位置以及受力特點(diǎn)，將各梁端設(shè)置為固接，主梁交接位置按下端鉸接進(jìn)行模擬，將屋面均布荷載等效為梁上均布線荷載。根據(jù)建筑效果要求，雨棚梁在垂軌方向按5%坡度從各跨跨中起坡，順軌方向次梁根據(jù)主梁的坡度轉(zhuǎn)動相應(yīng)角度方便連接施工，主梁變高度位置按1∶6設(shè)置變坡，并在梁內(nèi)部設(shè)置加勁肋。鋼材材質(zhì)為Q390，采用理想彈塑性本構(gòu)模型進(jìn)行模擬。
圖10 ABAQUS精細(xì)有限元模型
Fig.10 Refined ABAQUS finite element model
2.3 有限元屈曲分析技術(shù)路徑
利用ABAQUS對選定的典型區(qū)格進(jìn)行有限元屈曲分析時，首先進(jìn)行屈曲特征值分析，得到結(jié)構(gòu)前4~5階屈曲模態(tài)，并對第1階屈曲模態(tài)及屈曲特征值進(jìn)行重點(diǎn)分析和研究；后續(xù)采用一致模態(tài)法，假定初始幾何缺陷的分布與第1階屈曲模態(tài)相同，考慮幾何非線性與材料非線性，利用RIKS分析步求解得到結(jié)構(gòu)非線性屈曲因子，并對其屈曲形態(tài)及屈曲因子規(guī)律進(jìn)行分析。
2.4 計算模型構(gòu)件寬厚比參數(shù)
為了研究構(gòu)件寬厚比對結(jié)構(gòu)屈曲性能的影響，對易發(fā)生屈曲的次梁中部區(qū)域按翼緣寬厚比與腹板高厚比分別進(jìn)行單參數(shù)分析，模型編號及寬厚比參數(shù)如表5所示。
3 空間交叉H形鋼梁屈曲特征值分析
屈曲分析分為線性屈曲和非線性屈曲分析，其中線性屈曲分析又稱為屈曲特征值分析。屈曲特征值分析可以為非線性屈曲分析提供第1階屈曲模態(tài)作為缺陷分析的依據(jù)，并可提供供參考的臨界荷載。
3.1 屈曲模態(tài)
以荷載標(biāo)準(zhǔn)組合（1.0恒荷載+1.0活荷載）作為單位力進(jìn)行屈曲特征值分析，W2、W4為腹板局部屈曲，其他均為上翼緣局部失穩(wěn)，典型屈曲模態(tài)如圖11、圖12所示。
圖11 典型次梁上翼緣失穩(wěn)屈曲模態(tài)
Fig.11 Typical buckling mode of the top flange of secondary beams
圖12 典型次梁腹板失穩(wěn)屈曲模態(tài)
Fig.12 Typical buckling mode of the web of secondary beams
3.2 屈曲特征值
控制單一變量，分別研究翼緣厚度和腹板厚度對屈曲特征值的影響，并得出相關(guān)曲線，如圖13所示。
圖13 翼緣、腹板厚度與屈曲特征值的關(guān)系
Fig.13 Relationship between thickness of flange or web and buckling eigenvalue
分析可知，進(jìn)行屈曲特征值分析時，結(jié)構(gòu)屈曲模態(tài)及屈曲特征值與次梁腹板及翼緣厚度密切相關(guān)。當(dāng)腹板厚度為8mm時，屈曲模態(tài)均為次梁上翼緣失穩(wěn)，隨著翼緣厚度的增加，屈曲特征值基本呈線性增長；當(dāng)翼緣厚度為16mm、次梁腹板為8mm和10mm時，屈曲模態(tài)為上翼緣失穩(wěn)，且二者屈曲特征值較為接近；當(dāng)次梁腹板減小為6mm及以下時，屈曲模態(tài)變?yōu)楦拱寰植壳卣髦惦S之急劇下降；當(dāng)次梁腹板減小為4mm時，屈曲特征值僅為2.16。說明在屈曲特征值分析時，腹板厚度為影響屈曲模態(tài)和屈曲特征值的主要因素，當(dāng)腹板厚度≤6mm時，屈曲模態(tài)將由上翼緣失穩(wěn)變?yōu)楦拱寰植壳?，且屈曲特征值急劇減小；當(dāng)腹板厚度≥8mm時，屈曲模態(tài)均為上翼緣失穩(wěn)，繼續(xù)增加腹板厚度對于屈曲特征值影響較小。
3.3 腹板失穩(wěn)時屈曲特征值與理論公式的比較
當(dāng)腹板厚度為6mm及以下時，結(jié)構(gòu)線性屈曲模態(tài)為典型的腹板失穩(wěn)，此類失穩(wěn)模態(tài)也是實(shí)際工程中應(yīng)予以避免的，有必要進(jìn)行重點(diǎn)研究。
由圖12可知，發(fā)生失穩(wěn)的次梁位于結(jié)構(gòu)起坡的垂軌向跨中，腹板處于壓彎剪復(fù)合受力狀態(tài)，如圖14所示。與經(jīng)典的四邊簡支非均勻受壓矩形板不同，H形鋼梁的翼緣對腹板有一定的彈性嵌固作用，需考慮翼緣約束的影響。
圖14 鋼梁腹板邊界條件及受力狀態(tài)
Fig.14 Steel beam web boundary conditions and stress state
陳紹蕃[7]給出了壓彎剪復(fù)合受力狀態(tài)下四邊支承板件彈性屈曲的臨界條件計算公式：
表5中W1～W4構(gòu)件線性屈曲模態(tài)為典型的次梁腹板失穩(wěn)，通過提取構(gòu)件在單位力作用下的腹板應(yīng)力代入式（11）中，計算得到的線性屈曲荷載因子φa與有限元屈曲特征值φe比較如表6所示。
可以看出，對于四種不同腹板厚度的構(gòu)件，線性屈曲荷載因子理論值與有限元計算結(jié)果吻合良好，誤差為2%～3%，考慮翼緣約束作用下的H形鋼梁腹板屈曲理論模型適用于本工程次梁腹板失穩(wěn)模態(tài)分析。將式（1）進(jìn)一步拆分為兩項：正應(yīng)力分量(σ10/σbar)2及剪應(yīng)力分量(τ0/τscr)2，如表7所示。
綜合表6和表7可以看出，正應(yīng)力對于腹板屈曲的影響要遠(yuǎn)大于剪應(yīng)力。圖15為正應(yīng)力不均勻系數(shù)ξ對壓彎屈曲系數(shù)Kbcr的影響曲線，其中ξ=－1.0為純彎狀態(tài)，ξ=1.0為純壓狀態(tài)?？梢钥闯?，隨著壓應(yīng)力的增加，Kbcr及腹板彈性屈曲臨界值急劇減小，同時H形鋼梁腹板最大彎曲正應(yīng)力σ10要大于結(jié)構(gòu)不起坡的情形，因此本工程交叉H形鋼梁結(jié)構(gòu)起坡所導(dǎo)致的不均勻正應(yīng)力是其腹板失穩(wěn)的主要誘因。
圖15 ξ-Kbcr曲線
Fig.15 ξ-Kbcr curve
4 空間交叉H形鋼梁非線性屈曲分析
采用一致缺陷模態(tài)法施加結(jié)構(gòu)初始缺陷，即假定初始幾何缺陷的分布與第1階屈曲模態(tài)相同，且最大值為腹板高度的1/200，同時考慮幾何大變形影響，去除實(shí)際工程中非常規(guī)的W1、W3構(gòu)件，對其他構(gòu)件進(jìn)行結(jié)構(gòu)非線性屈曲分析。
4.1 失穩(wěn)破壞過程
與特征值屈曲模態(tài)相近，極限破壞形態(tài)分為次梁腹板局部屈曲及上翼緣失穩(wěn)。其中W2為腹板局部屈曲破壞，W4為腹板局部屈曲與上翼緣失穩(wěn)綜合破壞，其他均為上翼緣失穩(wěn)破壞。
圖16為W4失穩(wěn)破壞過程，定義P為結(jié)構(gòu)上翼緣所施加的荷載，Pcr為結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力?？梢钥吹浇Y(jié)構(gòu)破壞進(jìn)程為：腹板局部屈曲→腹板屈曲與上翼緣失穩(wěn)同時發(fā)生→上翼緣變形急劇增大結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。W4腹板厚度為6mm，屬于發(fā)生上翼緣失穩(wěn)破壞與腹板局部屈曲的臨界腹板厚度，這也與屈曲特征值分析結(jié)果一致。
圖16 W4變形及破壞發(fā)展過程
Fig.16 Deformation and failure development process of W4
4.2 屈曲因子
仍然以荷載標(biāo)準(zhǔn)組合（1.0恒荷載+1.0活荷載）作為單位力進(jìn)行非線性屈曲分析，以變形最大的次梁中部腹板（W2）或次梁中部上翼緣（其他計算模型）作為控制點(diǎn)，并定義屈曲因子γ：
式中：Ps為標(biāo)準(zhǔn)組合荷載（1.0恒荷載+1.0活荷載）。
得到屈曲因子-控制點(diǎn)位移曲線如圖17所示。
圖17 控制點(diǎn)位移-屈曲因子曲線
Fig.17 Controlling point displacement-buckling factor curves
分別統(tǒng)計得到翼緣、腹板厚度與屈曲因子關(guān)系曲線如圖18所示?？梢钥闯觯c屈曲特征值分析類似，對于給定的腹板厚度（8mm），結(jié)構(gòu)均發(fā)生上翼緣失穩(wěn)破壞，屈曲因子與翼緣厚度線性相關(guān)；對于給定的翼緣厚度（16mm），當(dāng)腹板厚度小于臨界值（6mm）時，結(jié)構(gòu)發(fā)生腹板局部屈曲破壞，屈曲因子急劇下降；當(dāng)腹板厚度等于臨界值時，結(jié)構(gòu)發(fā)生腹板局部屈曲與上翼緣失穩(wěn)綜合破壞；當(dāng)腹板厚度大于臨界值時，結(jié)構(gòu)發(fā)生上翼緣失穩(wěn)破壞，此時繼續(xù)增加腹板厚度對結(jié)構(gòu)屈曲因子影響較小。
圖18 翼緣、腹板厚度與屈曲因子的關(guān)系
Fig.18 Relationship between thickness of flange，web and buckling factors
4.3 對實(shí)際工程的指導(dǎo)意義
計算模型F2/W5為雄安站站房雨棚結(jié)構(gòu)擬設(shè)計截面，腹板厚度為8mm，翼緣厚度為16mm，翼緣寬厚比為9.13，腹板高厚比為71.00，滿足S3級截面寬厚比控制的最小要求。由前文計算分析結(jié)果可知，由于腹板厚度大于臨界值（6mm），因此其屈曲破壞形態(tài)為承載力較高的上翼緣失穩(wěn)破壞，但繼續(xù)增加腹板厚度對穩(wěn)定承載力無明顯影響；結(jié)構(gòu)屈曲因子也達(dá)到了4.54，滿足結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力的需求。因此，根據(jù)S3級截面對雄安站站房雨棚次梁進(jìn)行寬厚比設(shè)計是安全、經(jīng)濟(jì)、合理的。
5 結(jié) 論
（1）本文對一系列不同板件寬厚比的單根H形鋼梁進(jìn)行了考慮初始缺陷影響的穩(wěn)定承載力有限元分析，并與規(guī)范值進(jìn)行了對比，二者吻合良好，有限元計算結(jié)果與規(guī)范公式結(jié)果比值均值為1.03，驗(yàn)證了有限元計算模型及方法的有效性。
（2）本文以雄安站站房雨棚鋼結(jié)構(gòu)為背景，利用ABAQUS選取其中具有代表性的區(qū)域建立空間交叉H形鋼梁精細(xì)有限元模型，考察了板件寬厚比對空間交叉H形鋼梁屈曲性能的影響。計算結(jié)果表明，非線性屈曲變形與特征值屈曲模態(tài)基本一致，最大變形集中在次梁中部區(qū)域，隨著板件寬厚比的不同分為上翼緣局部失穩(wěn)與腹板局部屈曲兩種形態(tài)。
（3）經(jīng)過不同參數(shù)模型計算對比發(fā)現(xiàn)，考慮翼緣約束作用的H形鋼梁腹板屈曲理論計算公式與本工程交叉H形鋼梁腹板失穩(wěn)彈性屈曲有限元結(jié)果吻合良好。進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)起坡所引起的不均勻正應(yīng)力是交叉H形鋼梁腹板失穩(wěn)的主要誘因。
（4）對于給定的翼緣厚度，存在結(jié)構(gòu)發(fā)生上翼緣局部失穩(wěn)與腹板局部屈曲的臨界腹板厚度。當(dāng)腹板厚度小于該臨界值時，結(jié)構(gòu)發(fā)生腹板局部屈曲，穩(wěn)定承載力急劇下降；當(dāng)腹板厚度等于該臨界值時，結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)腹板局部屈曲與上翼緣失穩(wěn)綜合破壞形態(tài)，穩(wěn)定承載力明顯提升，但仍低于發(fā)生上翼緣失穩(wěn)時的穩(wěn)定承載力；當(dāng)腹板厚度大于該臨界值時，結(jié)構(gòu)發(fā)生上翼緣局部失穩(wěn)，此時腹板厚度對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力影響較小。
（5）對于給定的腹板厚度，當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生上翼緣失穩(wěn)破壞時，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力與翼緣寬厚比呈線性相關(guān)。
（6）根據(jù)雄安站站房雨棚結(jié)構(gòu)受力特性，對空間交叉H形鋼梁擬按S3級截面進(jìn)行板件寬厚比控制，此時腹板厚度大于發(fā)生腹板局部屈曲的臨界值，翼緣厚度也滿足結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力的需求。因此，根據(jù)S3級截面進(jìn)行板件寬厚比設(shè)計是安全、經(jīng)濟(jì)、合理的。
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