解威威，葉志權(quán)，楊綠峰

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧　530004；2.廣西大學(xué) 教育部工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 南寧　530004)

鋼管混凝土拱橋具有造型美觀、承載力高、跨越能力強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。2001年我國建成首座鐵路鋼管混凝土拱橋——水柏鐵路北盤江大橋[1]，此后鋼管混凝土拱橋在鐵路橋的建設(shè)中得到了越來越廣泛的應(yīng)用。鋼管混凝土拱橋的穩(wěn)定承載力是橋梁設(shè)計(jì)中重點(diǎn)關(guān)注的問題。

拱橋穩(wěn)定承載力的研究方法主要分為三類：試驗(yàn)法、解析法和數(shù)值法。

試驗(yàn)法能夠真實(shí)地模擬拱橋的受力狀態(tài)，從而獲取拱橋的荷載位移曲線與失穩(wěn)模態(tài)，其結(jié)果常作為檢驗(yàn)其余方法準(zhǔn)確性的基準(zhǔn)。陳寶春[2]以實(shí)橋?yàn)樵?，探討了鋼管混凝土拱肋分別在單點(diǎn)加載和兩點(diǎn)非對稱加載情況下的穩(wěn)定極限承載力，并分析了拱肋在不同荷載條件下的失穩(wěn)模態(tài)。Liu等[3]研究了矢跨比對拋物線鋼管混凝土拱肋極限承載力的影響規(guī)律，且分析了不同矢跨比下拱肋的破壞模式。但試驗(yàn)法模擬的工況有限，且需要消耗大量的人力和物力。

解析法旨在建立拱橋穩(wěn)定承載力的設(shè)計(jì)公式，常將拱肋等效為純壓柱或是壓彎柱，進(jìn)而結(jié)合鋼管混凝土柱的承載力相關(guān)方程驗(yàn)算拱肋的穩(wěn)定性是否滿足要求。由于鋼管混凝土拱軸線常為圓弧、拋物線或懸鏈線，與直柱的幾何形狀和受力狀態(tài)有較大差異[3]，因此拱肋穩(wěn)定系數(shù)顯著區(qū)別于柱的穩(wěn)定系數(shù)。為此，韋建剛等[4]根據(jù)初始幾何缺陷和矢跨比的影響建立了拱肋穩(wěn)定系數(shù)的計(jì)算公式，并結(jié)合鋼管混凝土穩(wěn)定承載力相關(guān)方程建立了鋼管混凝土壓彎拱非線性臨界荷載的等效梁柱法。同時(shí)，GB 50923—2013《鋼管混凝土拱橋技術(shù)規(guī)范》(簡稱鋼管混凝土拱橋規(guī)范)針對鋼管混凝土拱肋給出了穩(wěn)定系數(shù)的計(jì)算公式，Wu等[5]通過引入矢跨比的影響對拱橋規(guī)范穩(wěn)定系數(shù)公式進(jìn)行了修正。總體來說，解析法原理清晰，使用方便，但難以應(yīng)用于復(fù)雜工程結(jié)構(gòu)。

數(shù)值分析方法能夠有效克服模型試驗(yàn)和解析法在適用性方面的缺陷。目前，鋼管混凝土拱橋穩(wěn)定極限承載力分析的常用數(shù)值分析模型包括雙材料模型[2-3,5-7]和單一組合材料模型[2]兩類，其中雙材料模型利用鋼管單元和混凝土單元能夠準(zhǔn)確分析2種材料不同的本構(gòu)關(guān)系及非線性力學(xué)性能，物理意義明確，但需要引入2種材料之間的協(xié)調(diào)變形條件，理論復(fù)雜，且離散自由度較高，計(jì)算效率低。而單一組合材料模型基于鋼管混凝土統(tǒng)一理論[8]和鋼管混凝土組合材料本構(gòu)關(guān)系，采用單一組合材料梁單元分析鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的極限承載力，能夠一定程度上提高計(jì)算效率。然而，無論單一組合材料模型還是雙材料模型都需要依托增量非線性有限元法分析鋼管混凝土結(jié)構(gòu)極限承載力。由于增量非線性有限元法屬于非線性迭代分析方法，對離散網(wǎng)格、單元類型、收斂容差和迭代算法的選擇較為敏感，導(dǎo)致迭代收斂速度慢、計(jì)算結(jié)果有時(shí)不穩(wěn)定，計(jì)算效率和精度較低，難以應(yīng)用于工程實(shí)踐。

為了克服增量非線性有限元法的缺陷，國內(nèi)外發(fā)展了多種基于塑性極限理論的彈性模量調(diào)整法，包括mα-Tangent[9]、彈性補(bǔ)償法[10]和彈性模量縮減法[11-12]等。該類方法通過調(diào)整彈性模量實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)內(nèi)力重分布，并利用線彈性迭代分析獲得結(jié)構(gòu)的極限承載力，從而避免了增量非線性有限元法依賴于非線性分析導(dǎo)致的缺陷，能夠取得較高的計(jì)算效率和精度。為使用大尺寸單元模型，Hamilton和Boyle[13]，Yang等[11-12]先后將廣義屈服函數(shù)引入彈性模量調(diào)整法中，降低了離散未知量。但是，現(xiàn)行廣義屈服函數(shù)大多為非齊次函數(shù)，不滿足彈性模量調(diào)整法分析要求的比例條件，導(dǎo)致彈性模量調(diào)整法計(jì)算結(jié)果不穩(wěn)定，精度受損。為此，Yang等[12]針對廣義屈服函數(shù)進(jìn)行齊次化處理，建立齊次廣義屈服函數(shù)，克服了廣義屈服函數(shù)的缺陷。然而，現(xiàn)行的齊次化策略[12]只針對含無量綱內(nèi)力項(xiàng)的廣義屈服函數(shù)，當(dāng)考慮鋼管混凝土拱橋穩(wěn)定因素影響時(shí)，由于廣義屈服函數(shù)與拱肋幾何參數(shù)和材料參數(shù)相關(guān)，從而給齊次化處理帶來困難。

為此，本文研究建立新的廣義屈服函數(shù)齊次化策略，用于具有不同幾何和材料特性的鋼管混凝土拱橋穩(wěn)定性分析，并結(jié)合彈性模量縮減法研究建立鋼管混凝土拱橋穩(wěn)定極限承載力分析的線彈性迭代方法。

1　鋼管混凝土構(gòu)件齊次廣義屈服函數(shù)

1.1　壓彎穩(wěn)定承載力相關(guān)方程

對于圖1所示的圓形鋼管混凝土構(gòu)件，文獻(xiàn)[8]基于統(tǒng)一理論建立了構(gòu)件截面的壓彎穩(wěn)定承載力相關(guān)方程。

(1)

其中，

Npx=AscfscyMpy=γmWscfscy

圖1　截面內(nèi)力示意圖

度；Es為鋼材彈性模量；ri為鋼管內(nèi)半徑。

需要特別注意長細(xì)比λ表達(dá)式中的l0，對于受壓桿件l0取其有效長度，對于鋼管混凝土拱橋取l0=μslg，其中μs為等效計(jì)算長度系數(shù)，按鋼管混凝土拱橋規(guī)范取為0.36，lg為鋼管混凝土拱軸線長度。

1.2　拱橋穩(wěn)定系數(shù)φ

文獻(xiàn)[8]給出了式(1)用于鋼管混凝土柱穩(wěn)定承載力分析時(shí)穩(wěn)定系數(shù)φ的取值，但是當(dāng)式(1)用于鋼管混凝土拱肋穩(wěn)定承載力分析時(shí)，參數(shù)φ應(yīng)按照鋼管混凝土拱穩(wěn)定系數(shù)取值。韋建剛等[4]根據(jù)矢跨比和初始缺陷影響定義鋼管混凝土拱的穩(wěn)定系數(shù)為

φ=K1K2

(2)

式中：K1和K2分別為鋼管混凝土拱橋的矢跨比影響系數(shù)和初始幾何缺陷影響系數(shù)。

(3)

(4)

其中，

鋼管混凝土拱橋規(guī)范另外給出的穩(wěn)定系數(shù)φ的計(jì)算公式為

(5)

其中，

式中：λn為相對長細(xì)比。

Wu等[5]引入矢跨比的影響，對式(5)進(jìn)行了修正，為

(6)

1.3　廣義屈服函數(shù)

廣義屈服準(zhǔn)則是判斷鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)入全截面塑性屈服的重要依據(jù)，也是開展鋼管混凝土拱橋極限承載力分析的基礎(chǔ)，結(jié)合式(1)可建立鋼管混凝土構(gòu)件的廣義屈服準(zhǔn)則

f(nx,my)=1

(7)

其中，

式中：nx和my分別為軸力和彎矩的無量綱內(nèi)力。

結(jié)合式(1)、式(7)可得鋼管混凝土壓彎構(gòu)件穩(wěn)定廣義屈服函數(shù)為

f(nx,my)=

(8)

其中，

由于穩(wěn)定系數(shù)φ的取值范圍為(0,1)且有φNpx

1.4　廣義屈服函數(shù)齊次化

由式(8)可以看出，壓彎內(nèi)力組合作用下的廣義屈服函數(shù)是分段非齊次的，不滿足結(jié)構(gòu)極限分析的比例條件[12]，將導(dǎo)致彈性模量調(diào)整法計(jì)算結(jié)果受荷載初值影響，出現(xiàn)計(jì)算精度受損等問題，因此有必要對廣義屈服函數(shù)進(jìn)行齊次化處理。然而，式(8)定義的鋼管混凝土壓彎構(gòu)件的廣義屈服函數(shù)中不僅含有無量綱內(nèi)力，而且含有物理量aE，與穩(wěn)定系數(shù)、長細(xì)比和材料強(qiáng)度等有關(guān)，因而廣義屈服函數(shù)將隨著鋼管混凝土構(gòu)件幾何參數(shù)和材料參數(shù)的變化而發(fā)生改變。如果采用傳統(tǒng)的齊次化方法，需要對具有不同幾何參數(shù)和材料參數(shù)的圓形鋼管混凝土構(gòu)件的廣義屈服函數(shù)重復(fù)進(jìn)行齊次化處理，無法得到具有廣泛適用性的齊次廣義屈服函數(shù)。

為此，這里將aE作為參變量，將原有二維齊次化擬合擴(kuò)展至三維。由此建立齊次廣義屈服函數(shù)為

(9)

其中，

(10)

取極小值，即可分析確定齊次廣義屈服函數(shù)的待定系數(shù)。據(jù)此可定義殘差均方差δ為

(11)

表1　均方差

(12)

其中，

式中：c1—c5為系數(shù)。

圖2　aE=0.5時(shí)壓彎廣義屈服函數(shù)及其齊次化

1.5　齊次廣義屈服函數(shù)的準(zhǔn)確性驗(yàn)證

圖3　計(jì)算值Nuc和試驗(yàn)值Nut的比較

2　鋼管混凝土拱橋穩(wěn)定極限承載力

利用單一組合材料線彈性梁單元(ANSYS單元庫中的BEAM189單元)建立鋼管混凝土拱橋穩(wěn)定極限承載力分析的數(shù)值模型，進(jìn)而利用彈性模量縮減法計(jì)算鋼管混凝土拱橋結(jié)構(gòu)極限承載力。

彈性模量縮減法能夠通過有策略地縮減鋼管混凝土拱橋中高承載單元的彈性模量，模擬鋼管混凝土拱橋在加載過程中的剛度損傷，并利用線彈性迭代分析計(jì)算鋼管混凝土拱橋的穩(wěn)定承載力。對于承受n個(gè)荷載P1,P2， …,Pn作用的鋼管混凝土拱橋結(jié)構(gòu)，可用向量P表示荷載為

P=P0αi=P0[α1,α2，…,αn]T

(13)

式中：P0和αi分別為荷載基準(zhǔn)值和荷載乘子。

(14)

式中：k為迭代步；e為單元編號。

(15)

其中，

式中：rkmax為結(jié)構(gòu)中最大單元承載比；rkmin為結(jié)構(gòu)中最小單元承載比；dk為承載比均勻度；NM為網(wǎng)格劃分單元總數(shù)。

(16)

(17)

重復(fù)以上計(jì)算過程，直到兩相鄰迭代步的極限承載力滿足以下收斂準(zhǔn)則。

(18)

式中：ε為收斂容差，作為收斂的判據(jù)，通常取值為0.001～0.01，本文取0.001。

如果第M次迭代滿足式(18)的收斂準(zhǔn)則時(shí)，則該結(jié)構(gòu)的極限承載力PL為

(19)

彈性模量縮減法從建模到迭代分析，只涉及到鋼管混凝土合成本構(gòu)關(guān)系中的線彈性段，而且整個(gè)計(jì)算過程屬于線彈性迭代分析，不涉及材料非線性行為，從而保證了迭代計(jì)算過程的穩(wěn)定性和高效率。同時(shí)，由于鋼管混凝土構(gòu)件承載力相關(guān)方程建立在試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，能夠真實(shí)反映鋼管混凝土構(gòu)件受力變形特性，因此通過單元承載比建立的鋼管混凝土拱極限承載力分析格式能夠合理體現(xiàn)鋼—混凝土協(xié)調(diào)變形模式。

3　算例分析及驗(yàn)證

3.1　拱頂和四分點(diǎn)加載拋物線鋼管混凝土深拱

文獻(xiàn)[2]給出了2個(gè)拋物線鋼管混凝土模型拱，拱軸線方程均為y=x2/3.45，跨度為4.6 m，矢跨比為0.33，在兩模型拱的拱頂和四分點(diǎn)分別作用集中力，如圖4所示。鋼管混凝土外直徑D=76 mm，鋼管厚度t=3.792 mm，鋼材屈服強(qiáng)度fy=307.67 MPa，彈性模量Es=206GPa；混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=36.8 MPa，彈性模量Ec=31 GPa。

圖4　拋物線深拱計(jì)算模型

首先，分析有限元網(wǎng)格劃分單元總數(shù)NM對彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果的影響。以拱橋規(guī)范給出的穩(wěn)定系數(shù)為例，極限承載力結(jié)果見表2。

表2　劃分不同網(wǎng)格下彈性模量縮減法的極限承載力結(jié)果　kN

由表2可知，對于拱頂和四分點(diǎn)加載2種不同的荷載工況，將鋼管混凝土模型拱離散為16個(gè)單元時(shí)，均可以得到穩(wěn)定收斂的計(jì)算結(jié)果。

其次，分析不同的穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式對穩(wěn)定極限承載力結(jié)果的影響，見表3。

表3　穩(wěn)定系數(shù)對極限承載力計(jì)算結(jié)果的影響　kN

由表3可知，對于單點(diǎn)加載矢跨比為0.33的深拱而言，不同公式定義的穩(wěn)定系數(shù)的計(jì)算結(jié)果差別不大，與試驗(yàn)值相比誤差均不超過5%，其中式(5)的計(jì)算精度最高，最大誤差僅為1.1%。

進(jìn)一步地，結(jié)合式(5)的穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式，分析廣義屈服函數(shù)與齊次廣義屈服函數(shù)對彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果的影響，如圖5所示，圖中GYF和HGYF分別代表廣義屈服函數(shù)和齊次廣義屈服函數(shù)。從圖5中可知，采用廣義屈服函數(shù)時(shí)，拱橋穩(wěn)定極限承載力計(jì)算結(jié)果隨荷載基準(zhǔn)值P0的改變而發(fā)生明顯變化，嚴(yán)重影響到計(jì)算精度和結(jié)果的穩(wěn)定性。而當(dāng)采用齊次廣義屈服函數(shù)分析時(shí)，彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定，不受荷載基準(zhǔn)值的影響，且具有較高的計(jì)算精度。

圖5　極限承載力迭代過程圖

將本文方法獲得的計(jì)算結(jié)果與增量非線性有限元法進(jìn)行對比，見表4。其中文獻(xiàn)[6]和文獻(xiàn)[7]采用纖維單元建立計(jì)算模型；文獻(xiàn)[2]給出了2種模型，其一是利用雙材料梁單元(即鋼管梁單元和混凝土梁單元)建立計(jì)算模型(見表4中的文獻(xiàn)[2]-1)，其二是利用單一組合材料梁單元建立計(jì)算模型(見表4中的文獻(xiàn)[2]-2)。從表4可以看出：采用不同的單元模型對增量非線性有限元法的計(jì)算結(jié)果有較大影響：單一組合材料梁單元計(jì)算結(jié)果的最大誤差達(dá)到18.6%，雙材料梁單元的計(jì)算結(jié)果的最大誤差也達(dá)到10%；纖維單元計(jì)算結(jié)果的最大誤差為6.7%，而且采用纖維單元時(shí)增量非線性有限元法計(jì)算模型的離散未知量非常大，從而導(dǎo)致增量非線性有限元法迭代計(jì)算耗時(shí)久，一個(gè)簡單的鋼管混凝土模型拱的計(jì)算有時(shí)需要長達(dá)10余小時(shí)[2]。與此形成對比的是，本文基于彈性模量縮減法建立的線彈性迭代方法最大誤差為1.1%。利用CPU為2.90 GHz、內(nèi)存為1.93 GB的普通臺(tái)式電腦，其計(jì)算耗時(shí)不超過25 s。充分證明了本文方法具有較高的計(jì)算精度和效率。

表4　結(jié)構(gòu)極限承載力分析結(jié)果　kN

導(dǎo)致上述結(jié)果的原因在于鋼管混凝土材料彈塑性本構(gòu)模型會(huì)直接影響到增量非線性有限元法的計(jì)算精度。由于迄今為止尚沒有建立適用于復(fù)雜受力條件下彈塑性分析的鋼管混凝土組合材料合成本構(gòu)關(guān)系，導(dǎo)致基于單一組合材料梁單元的增量非線性有限元法計(jì)算結(jié)果精度欠佳，而雙材料梁單元由于無法精細(xì)模擬鋼管和混凝土之間的相互作用以及混凝土脫空的影響，同時(shí)也難以考慮混凝土開裂對鋼管混凝土受力性能的影響[2]，因此計(jì)算精度也不理想。另外，纖維模型需要通過迭代分析確定截面剛度，理論復(fù)雜，同時(shí)需要將鋼管混凝土截面離散為大量纖維塊，將導(dǎo)致增量非線性有限元法迭代計(jì)算量大、耗時(shí)久。

本文方法采用齊次廣義屈服函數(shù)定義鋼管混凝土截面上的單元承載比，能夠合理體現(xiàn)截面上不同材料纖維之間的協(xié)調(diào)變形特性和的自適應(yīng)調(diào)整能力，減少人為干擾，且大幅降低離散未知量。同時(shí)在整個(gè)迭代計(jì)算過程中本文方法只用到鋼管混凝土的線彈性本構(gòu)方程，因此能夠取得遠(yuǎn)高于增量非線性有限元法的計(jì)算效率、計(jì)算精度和迭代穩(wěn)定性。

3.2　兩點(diǎn)非對稱加載拋物線鋼管混凝土深拱

文獻(xiàn)[2]給出了1個(gè)鋼管混凝土模型拱，軸線方程為y=x2/9.375，跨度為7.5 m，矢跨比為0.2，在模型拱2L/3和5L/6處分別作用一集中力，如圖6所示。鋼管混凝土外直徑D=121 mm，鋼管厚度t=4.5 mm，屈服強(qiáng)度fy=245 MPa，彈性模量Es=180 GPa；混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=25.2 MPa，彈性模量Ec=30 GPa。

首先，分析有限元離散網(wǎng)格對彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果的影響，同樣以拱橋規(guī)范給出的穩(wěn)定系數(shù)為例，結(jié)果見表5。

圖6　拋物線深拱計(jì)算模型

由表5可知，對于該兩點(diǎn)非對稱加載工況，將鋼管混凝土模型拱離散為24個(gè)單元時(shí)，可以得到穩(wěn)定收斂的計(jì)算結(jié)果。

其次，分析不同的穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式對穩(wěn)定極限承載力結(jié)果的影響，見表6。

表6　穩(wěn)定系數(shù)對極限承載力計(jì)算結(jié)果的影響　kN

由表6的計(jì)算結(jié)果可知，對于兩點(diǎn)非對稱加載矢跨比為0.2的深拱而言，不同公式定義的穩(wěn)定系數(shù)計(jì)算結(jié)果差別不大，與試驗(yàn)值相比誤差均在10%之內(nèi)，其中式(5)和式(6)的計(jì)算誤差分別為8.9%和7.0%，均具有較高的計(jì)算精度。采用與算例1相同的PC機(jī)，計(jì)算耗時(shí)為21.8 s，表明本文方法具有較高的計(jì)算效率。

最后，結(jié)合式(5)穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式，分析廣義屈服函數(shù)與齊次廣義屈服函數(shù)對彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果的影響，如圖7所示。由圖7可知，采用廣義屈服函數(shù)分析時(shí)，拱橋穩(wěn)定極限承載力的計(jì)算結(jié)果隨著荷載初始值的取值不同而出現(xiàn)明顯變化，嚴(yán)重影響到彈性模量縮減法的計(jì)算精度和穩(wěn)定性。而當(dāng)采用齊次廣義屈服函數(shù)時(shí)，彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定，不受初始荷載的影響。

圖7　極限承載力迭代過程圖

3.3　拱頂和四分點(diǎn)加載拋物線鋼管混凝土淺拱

文獻(xiàn)[3]進(jìn)行了2個(gè)拋物線鋼管混凝土淺拱模型試驗(yàn)，其中一個(gè)模型拱的軸線方程為y=x2/20.25，跨度為9.0 m，矢跨比為1/9，在拱頂處作用集中力，如圖8(a)所示。另一個(gè)模型拱的軸線方程為y=x2/13.50，跨度為9.0 m，矢跨比為1/6，在四分點(diǎn)處作用集中力，如圖8(b)所示。2個(gè)模型拱的截面尺寸與材料參數(shù)相同，其中鋼管外直徑D=159 mm，鋼管厚度t=4.5 mm，鋼材屈服強(qiáng)度fy=376.2 MPa，彈性模量Es=204 GPa；混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=41.6 MPa，彈性模量Ec=31.3 GPa。

圖8　拋物線淺拱計(jì)算模型

首先，分析有限元離散網(wǎng)格對彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果的影響，以拱橋規(guī)范給出的穩(wěn)定系數(shù)為例，結(jié)果見表7。

由表7可知，對于拱頂和四分點(diǎn)加載2種不同的荷載工況，將模型拱離散為24個(gè)單元時(shí)，均可以得到穩(wěn)定收斂的計(jì)算結(jié)果。

表7　劃分不同網(wǎng)格下彈性模量縮減法的極限承載力結(jié)果 kN

其次，分析不同的穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式對穩(wěn)定極限承載力結(jié)果的影響，結(jié)果見表8。

表8　穩(wěn)定系數(shù)對極限承載力計(jì)算結(jié)果的影響　kN

由表8可知，對于拱頂加載矢跨比為1/9和四分點(diǎn)加載矢跨比為1/6的淺拱2種工況，不同穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式下的穩(wěn)定極限承載力計(jì)算結(jié)果有一定差異。當(dāng)拱頂加載矢跨比為1/9時(shí)，與試驗(yàn)值相比，式(2)計(jì)算精度最高，誤差不足1.0%，而式(6)誤差則達(dá)到7.8%；當(dāng)四分點(diǎn)加載矢跨比為1/6時(shí)，剛好相反，式(6)計(jì)算精度最高，誤差為4.3%，而式(2)精度最差，誤差為6.5%。相比之下，式(5)在2種工況下的誤差分別是2.6%和5.4%，均能取得良好的計(jì)算精度，穩(wěn)定性較強(qiáng)，同時(shí)采用與算例1相同的PC機(jī)計(jì)算耗時(shí)分別為25.7和28.2 s，表明本文方法具有較高的計(jì)算效率。

最后，結(jié)合式(5)穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式，再一次分析廣義屈服函數(shù)與齊次廣義屈服函數(shù)對彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果的影響，如圖9所示。由圖9可知，采用廣義屈服函數(shù)進(jìn)行分析時(shí)，拱橋穩(wěn)定極限承載力的計(jì)算結(jié)果隨荷載初始值改變而呈現(xiàn)明顯變化，嚴(yán)重影響到彈性模量縮減法計(jì)算精度和穩(wěn)定性。而當(dāng)采用齊次廣義屈服函數(shù)時(shí)，彈性模量縮減法計(jì)算結(jié)果穩(wěn)定，不受初始荷載的影響。

綜合以上3個(gè)算例計(jì)算結(jié)果和誤差分析可知，常用的3種穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式的計(jì)算誤差均不超過10%，都能夠滿足工程實(shí)踐要求，其中鋼管混凝土拱橋規(guī)范建議的穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式(5)在不同荷載工況、不同矢跨比情況下具有更好的穩(wěn)定性與良好的計(jì)算精度。

圖9　極限承載力迭代過程圖

4　結(jié)　論

(1)本文建立的鋼管混凝土構(gòu)件壓彎穩(wěn)定分析的齊次廣義屈服函數(shù)克服了廣義屈服函數(shù)受荷載初始值和鋼管混凝土截面幾何參數(shù)、材料參數(shù)影響的缺陷，具有較強(qiáng)的適用性。

(2)本文方法克服了鋼管混凝土拋物線拱結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力分析的增量非線性有限元法的缺陷，具有較高的計(jì)算精度和效率。

(3)當(dāng)前常用的3種穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式都能夠取得滿意的計(jì)算精度，其中鋼管混凝土拱橋規(guī)范建議的穩(wěn)定系數(shù)表達(dá)式具有更好的穩(wěn)定性與良好的計(jì)算精度。

[1]徐勇,馬庭林,陳克堅(jiān). 水柏鐵路北盤江大橋鋼管混凝土拱設(shè)計(jì)[J]. 中國鐵道科學(xué), 2003, 24(5): 35-40.

(XU Yong, MA Tinglin, CHEN Kejian. Steel Tube with Concrete Filling Arch Design of Beipanjiang Large Bridge[J]. China Railway Science, 2003, 24(5): 35-40. in Chinese)

[2]陳寶春. 鋼管混凝土拱橋[M]. 北京: 人民交通出版社, 2007: 135, 719-757.

[3]LIU C Y, WANG Y Y, WU X R, et al. In-Plane Stability of Fixed Concrete-Filled Steel Tubular Parabolic Arches under Combined Bending and Compression[J]. Journal of Bridge Engineering, 2016, 22(2): 4016116.

[4]韋建剛,陳寶春,吳慶雄. 鋼管混凝土壓彎拱非線性臨界荷載計(jì)算的等效梁柱法[J]. 工程力學(xué), 2010, 27(10): 104-109.

(WEI Jiangang, CHEN Baochun, WU Qingxiong. Equivalent Beam-Column Method to Calculate Nonlinear Critical Load for CFST Arch under Compression and Bending [J]. Engineering Mechanics, 2010, 27(10): 104-109. in Chinese)

[5]WU X R,LIU C Y,WANG W, et al. In-Plane Strength and Design of Fixed Concrete-Filled Steel Tubular Parabolic Arches[J]. Journal of Bridge Engineering, 2015, 20(12): 4015016.

[6]鄧?yán)^華,周福霖,譚平. 圓鋼管混凝土拱空間極限荷載計(jì)算方法研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2014, 35(11): 28-35.

(DENG Jihua, ZHOU Fulin, TAN Ping. Study on Method for Calculating Spatial Ultimate Load of Circular CFST Arch [J]. Journal of Building Structures, 2014, 35(11): 28-35. in Chinese)

[7]丁發(fā)興,余志武,蔣麗忠. 圓鋼管混凝土結(jié)構(gòu)非線性有限元分析[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2006, 27(4): 110-115.

(DING Faxing, YU Zhiwu, JIANG Lizhong. Nonlinear Finite Element Analysis of Concrete Filled Circular Steel Tubular Structures [J]. Journal of Building Structures, 2006, 27(4): 110-115. in Chinese)

[8]鐘善桐. 鋼管混凝土統(tǒng)一理論: 研究與應(yīng)用[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2006: 99-101.

[9]SESHADRI R, HOSSAIN M M. Simplified Limit Load Determination Using theMα-Tangent Method[J]. Journal of Pressure Vessel Technology, 2009, 131(2): 021213.

[10]MACKENZIE D, BOYLE J T. Elastic Compensation Method for Limit and Shakedown Analysis: a Review[J]. Journal of Strain Analysis for Engineering Design, 2000, 35(3): 171-188.

[11]YANG L F, YU B, JU J W. Incorporated Strength Capacity Technique for Limit Load Evaluation of Trusses and Framed Structures under Constant Loading[J]. Journal of Structural Engineering, 2015, 141(11): 4015023.

[12]YANG LF, LI Q, ZHANG W, et al. Homogeneous Generalized Yield Criterion Based Elastic Modulus Reduction Method for Limit Analysis of Thin-Walled Structures with Angle Steel[J]. Thin-Walled Structures, 2014, 80(9): 153-158.

[13]HAMILTON R, BOYLE J. Simplified Lower Bound Limit Analysis of Transversely Loaded Thin Plates Using Generalised Yield Criteria[J]. Thin-Walled Structures, 2002, 40(6): 503-522.

[14]鐘善桐. 鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M]. 哈爾濱: 科學(xué)技術(shù)出版社, 1994: 281-284.

(ZHONG Shantong. Concrete Filled Steel Tubelar Structures [M]. Harbin：Heilongjiang Science and Technology Press,1994：281-284. in Chinese)

[15]蔡紹懷. 現(xiàn)代鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[M]. 北京: 人民交通出版社, 2003: 74-75,152-153.

(CAI Shaohuai. Modern Steel Tube Confined Concrete Structures[M].Beijing: China Communications Press,2003：74-75,152-153. in Chinese)

[16]LEE S H, UY B, KIM SH, et al. Behavior of High-Strength Circular Concrete-Filled Steel Tubular (CFST) Column under Eccentric Loading[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2011, 67(1): 1-13.