王曉明 ，張嘉鼎 ，2?，趙建領(lǐng) ，錄哲元 ，汪帆 ，王歡

（1.長安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；2.中交第二公路工程局有限公司，陜西 西安 710065；3.黃河勘測規(guī)劃設(shè)計研究院有限公司，河南 鄭州 450003；4.四川省公路規(guī)劃勘察設(shè)計研究院有限公司，四川 成都 610041）

隨著橋梁跨度的增大，大跨度波形鋼腹板組合梁橋在支座或墩頂處常承擔很大的剪力，進而導(dǎo)致主要承剪的波形鋼腹板承擔潛在的剪切屈曲風(fēng)險.此處腹板的抗剪穩(wěn)定是結(jié)構(gòu)安全的重要控制因素之一.宋建永等［1］的研究表明，增加腹板厚度能顯著提高波形鋼腹板的剪切屈曲強度，但較厚（大于30 mm）的波形鋼腹板的加工變得困難并且不經(jīng)濟.張峰等［2］指出在墩頂或支承處澆筑內(nèi)襯混凝土能夠為腹板提供足夠的抗剪穩(wěn)定性.

盡管在設(shè)置內(nèi)襯混凝土后波形鋼腹板結(jié)構(gòu)的彎曲、剪切強度和抗屈曲性能得到增強［3-6］，但同時，墩頂或支承處內(nèi)襯混凝土約束了波形鋼腹板的褶皺效應(yīng)［7］，明顯降低了支承區(qū)附近的預(yù)應(yīng)力導(dǎo)入效率.賀君等［8］研究發(fā)現(xiàn)，由于內(nèi)襯混凝土的存在，預(yù)應(yīng)力引起的頂板縱向壓應(yīng)力降低了18%；由于剛度的突然變化，設(shè)置內(nèi)襯混凝土和純波形鋼腹板之間的過渡段具有較大的應(yīng)力集中，導(dǎo)致該位置處的應(yīng)力突然變化［9］.

上述問題受到了學(xué)者們的廣泛關(guān)注，對于承擔負彎矩的支承區(qū)段而言，預(yù)應(yīng)力導(dǎo)入度的下降對頂板抗裂性影響顯著.此外，內(nèi)襯混凝土的存在增大了結(jié)構(gòu)的自重，這與使用鋼腹板實現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化［10-11］的初衷相悖.為了替代混凝土內(nèi)襯或是減小混凝土內(nèi)襯的布置長度以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化，并保證墩頂或支承處腹板的抗剪穩(wěn)定性，已有學(xué)者做了寶貴探索，如Wang等［12］和He等［13］及王思豪等［14］提出了一種加勁波形鋼腹板，并對其替代混凝土內(nèi)襯的可行性做了試驗和數(shù)值研究.

綜上，探索提升波形鋼腹板剪切穩(wěn)定性的新措施對于提高組合梁支承區(qū)段力學(xué)性能具有重要意義.本文提出了一種輕盈的滑槽-栓釘式內(nèi)襯組合波形鋼腹板.通過本構(gòu)關(guān)系、焊接殘余應(yīng)力和幾何初始缺陷的敏感性分析建立了數(shù)值模擬方案，結(jié)合文獻［12］中試件W1 的試驗數(shù)據(jù)證明了所采用的模擬方案的合理性，進而研究了新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板的軸向剛度和剪切性能.

1 滑槽-栓釘式內(nèi)襯的構(gòu)造設(shè)計

本文提出了一種采用滑槽-栓釘式連接的新型內(nèi)襯組合腹板，滑槽-栓釘式連接構(gòu)造如圖1所示.

圖1 滑槽-栓釘式連接構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic diagram of chute-stud connection

新型內(nèi)襯組合腹板的構(gòu)造如圖2 所示，約束立柱與頂?shù)滓砭壈搴附?，約束立柱與腹板通過滑槽-栓釘連接（滑槽焊接于約束立柱，抗拔不抗剪栓釘焊接于波形鋼腹板）.所提出構(gòu)造的作用機理為：連接構(gòu)造的抗拔作用使得腹板和約束立柱在面外方向協(xié)調(diào)變形，因此，具有較大面外剛度的約束立柱能有效限制腹板的面外屈曲變形，從而提高腹板的屈曲強度；由于低彈模發(fā)泡材料的存在，可允許滑槽內(nèi)的栓釘在一定范圍內(nèi)自由滑動，因此不會對腹板的面內(nèi)變形產(chǎn)生約束，從而使得波形鋼腹板的褶皺效應(yīng)不受影響.

圖2 新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板工字鋼梁構(gòu)造圖（單位：mm）Fig.2 Structure of corrugated web steel I-girder with new encasement（unit：mm）

提出的新型內(nèi)襯組合腹板結(jié)構(gòu)輕盈，不會顯著增加上部結(jié)構(gòu)自重，同時結(jié)構(gòu)的加工焊接可全部在工廠進行，保證精度的同時減少了現(xiàn)場作業(yè)量，具備應(yīng)用前景.

為了研究新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板的抗剪性能，結(jié)合文獻［12］設(shè)計了兩個工字鋼梁試件（分別采用純波形鋼腹板和新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板），并通過數(shù)值方法進行對比研究.新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板工字鋼梁的尺寸和構(gòu)造細節(jié)如圖2 所示，相應(yīng)的波形鋼腹板工字鋼梁除無內(nèi)襯外，其余尺寸和構(gòu)造均相同.

2 數(shù)值建模方案

2.1 單元類型和邊界條件

采用有限元分析軟件ANSYS，考慮初始幾何缺陷、焊接殘余應(yīng)力和材料非線性的影響，對結(jié)構(gòu)的剪切性能進行了模擬.采用SHELL181 單元模擬波形鋼腹板、翼緣板和加勁肋，采用BEAM188 單元模擬約束立柱，抗拔不抗剪栓釘采用COMBINE39單元模擬.

波形鋼腹板工字鋼梁的力和位移邊界條件如圖3 所示，試件采用簡支，左側(cè)為固定支座（所有節(jié)點約束所有平動自由度和轉(zhuǎn)動自由度），右側(cè)為滾動軸承支座［所有節(jié)點約束平移自由度（相對于Z、Y軸）和轉(zhuǎn)動自由度（相對于Z、Y軸）］，約束兩端加勁肋和跨中上、下翼緣的平移自由度（相對于X軸）模擬側(cè)向支承和側(cè)向位移限制裝置.相應(yīng)的新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板工字鋼梁的力和位移邊界條件均相同.

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element model

2.2 滑槽-栓釘式連接的模擬

為COMBINE39 單元設(shè)置合適的本構(gòu)模型以模擬滑槽-栓釘式連接.焊接在腹板上的抗拔不抗剪栓釘嵌入焊接在立柱上的滑槽將腹板和約束立柱連接，腹板和立柱間的相對變形大致可分為三個階段：1）外包發(fā)泡材料的彈性變形階段；2）外包發(fā)泡材料的塑性變形階段；3）栓釘變形階段，即為抗拔不抗剪栓釘?shù)淖冃芜^程.因此，腹板和立柱間的滑移關(guān)系可用抗拔不抗剪栓釘（URSP）連接器的剪力-滑移關(guān)系描述，本文采用Nie 等［15］建議的抗拔不抗剪栓釘（URSP）連接器的剪力-滑移關(guān)系（圖4）.

圖4 URSP剪力-滑移關(guān)系Fig.4 The stress-strain relationship of URSP

式中：u0表示外包發(fā)泡材料彈性階段的長度；k00表示彈性階段的剪切剛度；如式（4）所示，k11和ts滿足線性關(guān)系，k11表示發(fā)泡材料完全壓縮后的剪切剛度，ts表示泡沫厚度，Kt是剛度參數(shù)，采用了Nie 等［15］建議的值.

2.3 敏感性分析

2.3.1 本構(gòu)關(guān)系

波形鋼腹板加工過程中產(chǎn)生的塑性變形無法完全釋放，導(dǎo)致材料性能變化，故波形鋼腹板的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與平板鋼板有所不同，需進行本構(gòu)敏感性分析以獲得合適的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系. 分析了4種本構(gòu)模型（圖5）：理想彈塑性模型（EPP）［16］、考慮屈服平臺的彈塑性硬化模型（EPYP）［17］、雙折線彈塑性模型（EPSH）［18］和Ramburg-Osgood（RO）［19］模型.RO 模型的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為：

圖5 本構(gòu)關(guān)系曲線Fig.5 Constitutive model of stress-strain relationship

式中：σ和ε分別為應(yīng)力和應(yīng)變；σp為p%處殘余塑性應(yīng)變對應(yīng)的應(yīng)力，對于低碳鋼，p=0.2；n為應(yīng)力-應(yīng)變曲線的增強系數(shù)，對于波形鋼板，n=8［19］.加強肋和上下翼緣板采用EPYP 模型模擬.文獻［12］中波形鋼腹板的楊氏模量E為203 GPa，泊松比μ為0.3，屈服強度fy為400 MPa，極限強度fu為524 MPa.

圖6 繪出了采用不同本構(gòu)模型的荷載-撓度曲線.不同的本構(gòu)模型對試件的初始剛度沒有影響，RO 模型的荷載-撓度曲線比其他三種模型的荷載-撓度曲線表現(xiàn)出更早的非線性行為.EPP、EPSH 和EPYP 模型的承載能力幾乎相同，RO 模型模擬的極限承載力小于其他三種模型的極限承載力.不同本構(gòu)模型之間承載能力的相對誤差在10%以內(nèi).RO模型與文獻［12］試驗結(jié)果吻合得更好，因此在接下來的有限元分析中波形鋼腹板采用RO模型模擬.

圖6 本構(gòu)關(guān)系敏感性分析結(jié)果Fig.6 Results of material constitutive sensitivity analysis

2.3.2 焊接殘余應(yīng)力

殘余應(yīng)力對結(jié)構(gòu)力學(xué)性能有顯著影響.對于波形鋼腹板鋼梁，殘余應(yīng)力［20］產(chǎn)生的原因有：波形鋼腹板和上下翼緣板之間焊縫金屬的冷卻；由于冷成型而產(chǎn)生的波形彎曲區(qū)域；栓釘和腹板之間焊縫金屬的冷卻.栓釘焊接引起的殘余應(yīng)力僅分布在栓釘附近，其影響可忽略不計.由于屈曲破壞只發(fā)生在波形鋼腹板上，因此在接下來的分析中不考慮上下翼緣板內(nèi)的殘余應(yīng)力.

采用He 等［13］使用的殘余應(yīng)力分布模式（圖7），與翼緣焊接的波形鋼腹板邊緣拉伸屈服，并沿腹板高度線性降低至均布抗壓強度0.1fy.

圖7 殘余應(yīng)力分布Fig.7 Residual stress distribution

圖8 給出了考慮和不考慮殘余應(yīng)力的荷載-撓度曲線，兩條曲線的起始段幾乎重合，因此考慮或不考慮殘余應(yīng)力不會影響結(jié)構(gòu)的初始剛度，但殘余應(yīng)力的存在會降低波形鋼腹板梁的承載力，降低率為4.6%.

圖8 殘余應(yīng)力的影響Fig.8 Effect of welding residual stress

2.3.3 幾何初始缺陷

Elgaaly 等［21］發(fā)現(xiàn)，通過有限元計算的抗剪承載力高于試驗測得的抗剪承載力，引入雙曲正弦波形式的幾何缺陷后，分析結(jié)果與試驗結(jié)果的一致性更好.通常，按擬定幅值縮放的一階屈曲模式是考慮初始幾何缺陷的最佳選擇，且計算結(jié)果相對保守［21］，本文采用這種方法考慮初始幾何缺陷.

對于初始幾何缺陷的幅值，EN 1993-1-5［22］建議平腹板梁采用腹板高度的1/200，Jáger等［23］的研究證實了該值適用于波形鋼腹板梁.Driver 等［24］認為缺陷幅值應(yīng)等于腹板厚度.為確定等效幾何缺陷幅值，進行了參數(shù)分析，圖9 為不同初始幾何缺陷幅值的荷載-撓度曲線，隨著初始幾何缺陷幅值變大，試件的初始剛度逐漸降低，但降低幅度不大，表明初始幾何缺陷幅值對結(jié)構(gòu)的初始剛度影響很小，但初始幾何缺陷幅值的增加會導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的承載能力顯著降低.當幅值（I/A）從0 增加到2 mm 時，試樣的承載力降低了19%.隨后，隨著幅值的增大，承載能力近似線性下降.可以看出，結(jié)構(gòu)剛度對初始幾何缺陷幅值不是很敏感，承載能力對初始幾何缺陷幅值敏感.為了使計算結(jié)果與文獻［12］試驗結(jié)果一致，等效缺陷幅值取6 mm（腹板高度的1/200）.

圖9 初始幾何缺陷幅值的影響Fig.9 Effect of initial geometric imperfection amplitude

3 試驗驗證

3.1 屈曲模態(tài)

圖10 顯示了引入初始幾何缺陷、殘余應(yīng)力的FEA 結(jié)果和試驗結(jié)果的屈曲模態(tài)對比，可以觀察到很好的一致性，均為分布于多個波折范圍的交互屈曲，試樣屈曲范圍相對較小，集中在腹板高度的中部，這與He 等在文獻［13］中得到的結(jié)果一致.FEA結(jié)果與試驗結(jié)果的差異可能是由初始幾何缺陷和殘余應(yīng)力分布不一致導(dǎo)致，F(xiàn)EA 采用了按擬定幅值放縮的一階屈曲模態(tài)作為初始幾何缺陷，采用圖7 的殘余應(yīng)力分布模式，而實際情況往往更復(fù)雜.

圖10 屈曲模態(tài)對比Fig.10 Comparison of failure modes

3.2 荷載位移曲線

波形鋼腹板簡支工字鋼梁在跨中截面集中荷載P下的跨中撓度（Δ）可計算為Δ=P/k0，其中k0為彈性階段的初始剛度，同時考慮彎曲剛度kb和剪切剛度ks得出：

式中：E、G分別為彈性模量和剪切模量；I是截面的慣性矩，忽略了腹板因其縱向褶皺效應(yīng)而產(chǎn)生的貢獻，只考慮上、下翼緣；Aw為波形鋼腹板的截面積；L為簡支梁的跨度；η是波形鋼腹板的形狀系數(shù)，η=（a+b）/（a+c），反映了腹板波形的影響，a和c分別為平行和傾斜子面板的寬度，b為傾斜子面板的投影寬度.

圖11 給出了從試驗、理論和FEA 三種方法中獲得的施加荷載和跨中撓度的關(guān)系，三條曲線在起始階段吻合得很好，說明了有限元模型能很好地反映出結(jié)構(gòu)的初始剛度，F(xiàn)EA 得到的曲線與實測曲線吻合程度較高，表明有限元計算結(jié)果較好地預(yù)測了結(jié)構(gòu)的承載能力.

圖11 荷載-豎向撓度曲線對比Fig.11 Comparison of load-deflection curves

圖12 給出了試驗和有限元分析得到的外加荷載兩個剪切試驗區(qū)中心點的面外位移的關(guān)系，隨著荷載增加，有限元與試驗獲得的撓度都近似線性增長，雖然曲線的近似程度并不理想，但所建立的有限元模型對最終面外位移的大小預(yù)測得很好.曲線間的偏差可能同樣是由有限元分析采用的初始幾何缺陷及殘余應(yīng)力分布和實際情況不一致導(dǎo)致.

圖12 荷載-面外位移曲線對比Fig.12 Comparison of load-out of plane displacement curves

3.3 剪切承載能力

表1 給出了試驗和有限元得到的極限承載能力和最終撓度的比較.

有限元模型與文獻［12］試驗得到的極限荷載之比為1.001，誤差為0.1%，有限元計算撓度與試驗測量撓度之比為0.944，誤差為5.5%，表明所建立的有限元模型很好地預(yù)測了結(jié)構(gòu)的極限承載力和結(jié)構(gòu)的最終豎向撓曲變形.

3.4 應(yīng)變分布

圖13 顯示了在400 kN 的外加荷載下A-A截面的實測正應(yīng)變和有限元計算正應(yīng)變分布的比較.從圖13 中可以看出應(yīng)變分布的有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，波形鋼腹板的縱向應(yīng)變相對較小，表明波形鋼腹板幾乎不提供抗彎承載能力，頂?shù)滓砭壈宓恼龖?yīng)變相對較大，頂?shù)追ㄌm板提供了試件的抗彎承載能力.同時有限元結(jié)果與試驗結(jié)果均能較好地滿足擬平截面假定，有限元和試驗數(shù)據(jù)所反映出的中性軸的高度十分接近，均位于腹板高度中心附近.

圖13 正應(yīng)變結(jié)果對比Fig.13 Comparison of normal strain

圖14 顯示了在400 kN 的外加荷載下A-A截面的實測剪應(yīng)變和有限元計算剪應(yīng)變分布的比較.從圖14 中可以看出剪應(yīng)變分布的有限元分析結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，波形鋼腹板的剪應(yīng)變相對較大，表明波形鋼腹板提供了結(jié)構(gòu)主要的抗剪承載能力，同時剪應(yīng)力沿腹板高度均勻分布.

圖14 剪應(yīng)變結(jié)果對比Fig.14 Comparison of shear strain

4 新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板的縱向剛度和剪切行為

4.1 縱向剛度

為了探究新型內(nèi)襯對波形鋼腹板縱向褶皺效應(yīng)的影響，比較了純波形鋼腹板工字梁和新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板工字梁在相同的位移邊界條件和縱向荷載作用下結(jié)構(gòu)的變形值.有限元模型的位移邊界條件和加載如圖15 所示，左側(cè)節(jié)點的6 個自由度均加以約束以模擬固結(jié)邊界條件，在右側(cè)施加了10 kN軸向荷載，計算結(jié)果如表2所示.

表2 縱向剛度對比Tab.2 Comparison of axial stiffness

圖15 邊界條件Fig.15 Boundary conditions

軸向荷載作用下，結(jié)構(gòu)的縱向變形（Δl）可以計算為Δl=P/ka，ka為結(jié)構(gòu)縱向剛度：

式中：kw為腹板剛度，kf為頂?shù)装鍎偠?；Ef為頂?shù)装鍙椥阅Ａ?；Af為頂?shù)装迕娣e；L為結(jié)構(gòu)長度.計算腹板剛度時，需要對波形鋼腹板縱向彈性模量E0進行修正，采用有效彈性模量Ew的方式，腹板有效彈性模量Ew的計算原理如下：將波形鋼腹板等效為等高度的平面鋼腹板，采用兩者軸力作用下，縱向變形相同的條件［25］.如圖16所示.

圖16 波形鋼腹板幾何參數(shù)示意圖Fig.16 Schematic diagram of geometric parameters of corrugated steel web

腹板有效彈性模量Ew按式（3）計算：

從表2 的結(jié)果可以看出，設(shè)置新型內(nèi)襯前后結(jié)構(gòu)的縱向剛度相差很小，這表明新型內(nèi)襯并不約束波形鋼腹板的縱向變形，不影響波形鋼腹板縱向褶皺效應(yīng).

4.2 應(yīng)變分布

圖17 顯示了在400 kN 的外加荷載下，新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板和純波形鋼腹板結(jié)構(gòu)A-A截面的剪應(yīng)變分布情況的有限元計算結(jié)果.可以看出兩個結(jié)構(gòu)的應(yīng)變分布十分接近，且都呈現(xiàn)出相同的規(guī)律：波形鋼腹板的剪應(yīng)變相對較大，頂?shù)滓砭壈宓募魬?yīng)變相對較小.表明波形鋼腹板提供了結(jié)構(gòu)主要的抗剪承載能力，而頂?shù)追ㄌm板承擔的剪力相對較小.

圖17 剪應(yīng)變分布Fig.17 Distribution of shear strain

圖18 顯示了在400 kN 的外加荷載下，新型內(nèi)襯組合波形鋼腹板和純波形鋼腹板結(jié)構(gòu)A-A截面的正應(yīng)變分布情況的有限元計算結(jié)果.可以看出兩個結(jié)構(gòu)的應(yīng)變分布十分接近，且都呈現(xiàn)出相同的規(guī)律：波形鋼腹板的正應(yīng)變相對較小，頂?shù)滓砭壈寮捌涓浇拱宓恼龖?yīng)變相對較大.表明波形鋼腹板幾乎不抵抗彎矩，頂?shù)滓砭壈逄峁┝嗽嚰目箯澇休d能力，在栓釘附近位置并未出現(xiàn)正應(yīng)變突變，表明內(nèi)襯的設(shè)置不影響波形鋼腹板的縱向剛度.兩者均能較好地滿足擬平截面假定，中性軸的高度均位于腹板高度中心附近.

圖18 正應(yīng)變分布Fig.18 Distribution of normal strain

4.3 屈曲模態(tài)

圖19 展示了跨中加載時，引入初始幾何缺陷后新型內(nèi)襯組合腹板的屈曲模態(tài)，可以看到新型內(nèi)襯組合腹板的屈曲模式與純腹板的屈曲模式一致，均屬于跨越多個波形的交互屈曲模式，屈曲高度集中在腹板高度中部.

圖19 屈曲模態(tài)Fig.19 Buckling mode

4.4 荷載位移曲線

分別從理論和有限元分析兩種方法中獲得了帶有新型內(nèi)襯的波形鋼腹板梁的跨中施加荷載和跨中撓度關(guān)系，如圖20 所示.圖20 中兩條曲線在起始階段吻合得很好，有限元分析結(jié)果和理論結(jié)果吻合程度較高，隨著荷載增大到約900 kN，荷載位移曲線開始表現(xiàn)出了明顯的非線性，這表明結(jié)構(gòu)已加載至非線性受力階段，這與純波形鋼腹板模擬得到的進入非線性階段的荷載水平相近，但帶有新型內(nèi)襯的波形鋼腹板梁的剪切承載能力更高，約為1 400 kN，增幅約為23%，破壞時跨中的豎向撓度達到了約13 mm，增幅約71%，在承載力提高的同時結(jié)構(gòu)整體的延性也有所提高.

圖20 荷載-撓度曲線Fig.20 Load-displacement curves

圖21 給出了帶有新型內(nèi)襯波形鋼腹板兩個剪切試驗區(qū)中心點B2、B3的荷載與側(cè)向位移的關(guān)系曲線.在加載早期，B2 與B3 兩個位置處的面外位移幾乎隨外加荷載的增加而線性增加，但變形增加較為緩慢.在加載至約1 000 kN 時，面外變形迅速開展，荷載與側(cè)向位移的關(guān)系曲線顯示出了明顯的非線性特征.同無內(nèi)襯結(jié)構(gòu)的面外位移荷載曲線對比可以看出，在加載初期，新型內(nèi)襯為腹板提供了有效的面外約束，提升了腹板的初始面外剛度，約束了早期面外位移的開展速度；在加載后期，新型內(nèi)襯的存在限制了面外位移的開展程度，推遲了腹板屈曲的發(fā)生，從而提升了結(jié)構(gòu)的承載能力.

圖21 荷載-面外位移曲線Fig.21 Load-out of plane displacement curves

5 結(jié)論

針對傳統(tǒng)混凝土內(nèi)襯約束波形鋼腹板褶皺效應(yīng)的問題，提出了一種滑槽-栓釘式連接的新型內(nèi)襯，并進行了數(shù)值研究，分析了新型內(nèi)襯對波形鋼腹板褶皺效應(yīng)和抗剪性能的影響，得出如下結(jié)論：

1）通過既有試驗數(shù)據(jù)驗證，說明所采用的數(shù)值模擬方案能有效模擬結(jié)構(gòu)的剪切行為，包括剪切屈曲模態(tài)、剪切強度和剛度.

2）設(shè)置新型內(nèi)襯前后，結(jié)構(gòu)的縱向剛度幾乎不變，表明新型內(nèi)襯并不約束波形鋼腹板的縱向變形，對波形鋼腹板的縱向褶皺效應(yīng)影響很小.

3）設(shè)置新型內(nèi)襯后，剪應(yīng)變?nèi)匝馗拱甯叨染鶆蚍植记艺龖?yīng)變?nèi)苑臄M平截面假定.

4）設(shè)置新型內(nèi)襯后，結(jié)構(gòu)的極限承載能力和破壞時的延性均有提升，同時設(shè)置新型內(nèi)襯前后結(jié)構(gòu)剪切屈曲模態(tài)并未改變，均為交互屈曲.其中，結(jié)構(gòu)的極限承載能力提高約23%，破壞時的豎向撓度增大約71%.

5）新型內(nèi)襯為腹板提供了有效的面外約束，提升了腹板的面外剛度，約束了早期面外位移的開展速度；在加載后期，新型內(nèi)襯的存在限制了面外位移的開展程度，推遲了腹板屈曲的發(fā)生.