謝小華，呂曉勇，曹明遠(yuǎn)，蔡 勇

（1.長(zhǎng)沙市望城區(qū)建設(shè)工程質(zhì)量安全管理辦公室，湖南 長(zhǎng)沙 410200；2.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075）

1 研究背景

裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋[1-2]，是在鋼筋混凝土空腹夾層板樓蓋結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)之上提出的一種新型組合樓蓋。它是先由車間制作的T型鋼上、下肋組成“雙層井字”拼裝單元，再運(yùn)往施工現(xiàn)場(chǎng)；然后在上、下肋彎矩最小處，通過(guò)高強(qiáng)螺栓等強(qiáng)連接，并且在上面澆筑一層鋼筋混凝土板，通過(guò)栓釘與上肋T型鋼梁連接的一種新型組合樓蓋。

較多科研工作者對(duì)裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋的受力性能進(jìn)行了研究。如魏艷輝等[2]研究了在上、下弦反彎點(diǎn)處裝配整體式空腹夾層板，并對(duì)其進(jìn)行了分級(jí)加載靜力試驗(yàn)，且對(duì)建立的相對(duì)應(yīng)的有限元模型進(jìn)行了模擬對(duì)比分析，得出了結(jié)構(gòu)的整體剛度較好、荷載傳遞分配合理可靠，結(jié)構(gòu)具有較高的抗彎承載力的結(jié)論。楊期柱、張瑞鵬等[3-5]對(duì)大跨度空腹夾層板樓蓋的受力性能和設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了系統(tǒng)研究，結(jié)果表明，空腹夾層板鋼肋處于拉彎、壓彎受力狀態(tài)，樓蓋線性屈曲時(shí)以整體失穩(wěn)為主，穩(wěn)定性較好。吳幫等[6-7]對(duì)型鋼混凝土組合空腹夾層板及U形鋼板-混凝土組合空腹夾層板樓蓋的受力性能和設(shè)計(jì)方法進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，應(yīng)用現(xiàn)有實(shí)用計(jì)算方法進(jìn)行設(shè)計(jì)，其結(jié)果安全、可靠，且組合夾層板的整體性能較好，抗震性能良好。姚玲等[8]對(duì)混凝土空腹夾層板靜力性能進(jìn)行了有限元參數(shù)分析，結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布與空腹網(wǎng)架類似，但是剪力鍵變形時(shí)表現(xiàn)出整體轉(zhuǎn)動(dòng)的特點(diǎn)。

本文擬在已有研究成果的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步對(duì)裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋的理論計(jì)算公式進(jìn)行推導(dǎo)，并利用ABAQUS有限元分析軟件建立四邊簡(jiǎn)支承裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋的有限元模型，探討各影響因素的改變對(duì)該組合樓蓋抗彎承載力的影響程度，以期為裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋的設(shè)計(jì)提供理論參考依據(jù)。

2 理論計(jì)算公式

2.1 空腹夾層板內(nèi)力計(jì)算

本研究將鋼空腹夾層板連續(xù)化分析為擬夾層板，其計(jì)算模型和基本假定參考文獻(xiàn)[9-10]；上、下表層平面剛度以及空腹夾層板等效剪切剛度參考文獻(xiàn)[3，11-12]，取擬夾層板的上表層為計(jì)算參考面，并選用擬夾層板的3個(gè)廣義位移w、φx、φy，其基本的方程式參考文獻(xiàn)[7，13-15]。矩形平面的空腹夾層板在周邊簡(jiǎn)支條件下，根據(jù)簡(jiǎn)支邊矩形薄板的納維解法，采用重三角級(jí)數(shù)求解基本方程組，在求得鋼空腹夾層板整體內(nèi)力之后，就可以根據(jù)單位寬度擬夾層板上的內(nèi)力相等原則，求出混凝土板、上肋、下肋以及剪力鍵各類構(gòu)件所受的內(nèi)力，它們的計(jì)算公式參考文獻(xiàn)[7，13-15]。

2.2 空腹夾層板組合樓蓋設(shè)計(jì)計(jì)算方法

空腹夾層板上表層中混凝土薄板會(huì)分擔(dān)一部分的平面力，并且可以考慮薄板的薄膜效應(yīng)，因此，在設(shè)計(jì)計(jì)算中，上層混凝土板在承載力和剛度這兩個(gè)方面的貢獻(xiàn)都應(yīng)予以考慮。

上部鋼結(jié)構(gòu)T型鋼梁和混凝土板通過(guò)T型鋼梁上的栓釘連接成整體，因而按組合結(jié)構(gòu)的組合構(gòu)件進(jìn)行截面承載力設(shè)計(jì)比較合理；下肋的實(shí)際受力狀態(tài)為拉彎，故將下肋構(gòu)件按拉彎構(gòu)件進(jìn)行截面承載力設(shè)計(jì)，這樣的設(shè)計(jì)符合鋼空腹夾層板組合樓蓋結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力狀態(tài)。將2.1節(jié)中計(jì)算得到的四邊簡(jiǎn)支裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋截面的整體彎矩，按上、下肋構(gòu)件截面的剛度進(jìn)行分配，然后分別進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。

2.2.1 上肋組合構(gòu)件的設(shè)計(jì)計(jì)算

分配到上肋組合構(gòu)件上的彎矩為

式中：M為整個(gè)截面上的彎矩；

Ma為分配到上肋組合構(gòu)件上的彎矩；

I′a為上肋組合構(gòu)件的慣性矩；

I′b為下肋鋼構(gòu)件的慣性矩。

將上弦鋼肋按組合構(gòu)件設(shè)計(jì)進(jìn)行計(jì)算，分兩種情況考慮。

1）完全抗剪連接

抗彎承載力由控制截面所能承擔(dān)的最大彎矩決定。計(jì)算截面的塑性承載力時(shí)，需要先做如下假定：

i）在承載力極限狀態(tài)，鋼梁和混凝土翼緣板之間的剪力可以通過(guò)抗剪連接件可靠地進(jìn)行傳遞；

ii）鋼梁和混凝土之間沒(méi)有滑移；

iii）忽略混凝土的抗拉作用；

iv）假定平截面適用于其截面應(yīng)變。

當(dāng)Af≤behc1fc（其中，A為T型鋼的截面面積，f為屈服強(qiáng)度，be為混凝土翼板有效寬度，hc1為混凝土有效高度，fc為抗壓強(qiáng)度），即組合截面塑性中和軸位于混凝土翼緣板內(nèi)時(shí)，其計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖1所示。

圖1 塑性中和軸在混凝土上翼板內(nèi)的應(yīng)力計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.1 Stress calculation map of plastic neutralization axis in concrete upper flange plate

式（2）（3）中：x為混凝土翼緣板的受壓區(qū)高度；

y為兩種不同材料（T型鋼和混凝土受壓區(qū)）截面應(yīng)力合力之間的距離。

當(dāng)Af>behc1fc，即組合截面塑性中和軸位于T型鋼截面內(nèi)時(shí)，其計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖2所示。

式（4）（5）中：A′為T型鋼受壓區(qū)截面面積；

y1為兩種不同材料（T型鋼受拉區(qū)和混凝土翼緣板）截面應(yīng)力合力之間的距離；

y2為T型鋼受拉區(qū)和其受壓區(qū)截面應(yīng)力合力之間的距離。

2）部分抗剪連接

部分抗剪連接時(shí)，組合構(gòu)件的極限抗彎承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖3所示。

圖3 部分抗剪連接構(gòu)件的極限抗彎承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig.3 Calculation sketch of ultimate flexural bearing capacity of partial shear connection

部分抗剪連接情況下，對(duì)組合構(gòu)件的極限抗彎承載力進(jìn)行計(jì)算時(shí)，做如下假定：

i）抗剪連接件必須有較好的塑性變形能力；

ii）計(jì)算截面的應(yīng)力呈矩形分布，混凝土翼緣板中的壓應(yīng)力達(dá)到其抗壓強(qiáng)度f(wàn)c，T型鋼的拉、壓應(yīng)力分別達(dá)到屈服強(qiáng)度f(wàn)；

iii）抗剪連接件所傳遞的縱向剪力之和就是混凝土翼緣板中的壓力；

iv）不考慮混凝土的抗拉作用。

式（6）～（8）中：nr為抗剪連接件個(gè)數(shù)，取計(jì)算截面兩側(cè)剪跨區(qū)內(nèi)數(shù)量較小的；

2.2.2 下肋鋼構(gòu)件的設(shè)計(jì)計(jì)算

下肋鋼構(gòu)件按拉彎構(gòu)件設(shè)計(jì)，其中下肋鋼構(gòu)件的彎矩按剛度分配，可得

式中，Mb為分配到下肋組合構(gòu)件上的彎矩。

下肋鋼構(gòu)件軸力如下：

式（10）～（12）中：Bb為下表層的薄膜剛度矩陣；Bs為下表層等效薄膜剛度；εa、εb分別為上表層的平面應(yīng)變、下表層的平面應(yīng)變；h為上、下弦層構(gòu)件截面形心之間的距離；χ為擬夾層板的彎曲應(yīng)變，且

求得下肋等效薄膜內(nèi)力之后，可根據(jù)網(wǎng)格尺寸反求出鋼肋構(gòu)件承受的x、y方向的軸力：

此時(shí)，將下弦鋼肋按照在軸力Nbs和彎矩Mb作用下的拉彎構(gòu)件計(jì)算：

式中：An為凈截面面積；

Wnx、Wny分別為對(duì)x軸、y軸凈截面抵抗矩；

γx、γy分別為對(duì)x軸、y軸凈截面抵抗矩系數(shù)。

3 組合樓蓋有限元模型驗(yàn)證

文獻(xiàn)[2]對(duì)上、下弦反彎點(diǎn)處裝配式鋼空腹夾層板做了分級(jí)加載靜力試驗(yàn)研究。本研究以ABAQUS有限元分析軟件為工具，建立了與文獻(xiàn)[2]試驗(yàn)相一致的有限元模型，如圖4所示。

圖4 與文獻(xiàn)[2]中試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的有限元分析模型Fig.4 Finite element analysis model corresponding to the experiment in reference[2]

所建立的有限元模型中，用4節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的殼單元（S4R）模擬T型鋼，沿殼單元的厚度方向采用9節(jié)點(diǎn)的Simpson積分，以滿足計(jì)算精度的要求。用8節(jié)點(diǎn)減縮積分格式的三維實(shí)體單元（C3D8R）模擬混凝土。有限元模擬時(shí)的邊界條件和加載方案與試驗(yàn)保持一致。網(wǎng)格劃分上，本研究采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分技術(shù)。為驗(yàn)證有限元模型的可靠性和有限元建模方法的正確性，將有限元模擬的計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[2]中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，部分?jǐn)?shù)據(jù)對(duì)比如圖5和圖6所示。

圖5 有限元分析與試驗(yàn)所得荷載-撓度曲線對(duì)比圖Fig.5 Comparison diagram of the load-deflection curves between finite element method and the test

圖6 有限元分析與試驗(yàn)所得荷載-應(yīng)變曲線對(duì)比圖Fig.6 Comparison diagram of the load-strain curves between finite element method and the test

由圖5和圖6可以得出，采用ABAQUS有限元模擬分析組合樓蓋得出的荷載-撓度曲線和試驗(yàn)得出的荷載-撓度曲線的吻合度較高。其中，9號(hào)測(cè)點(diǎn)在試驗(yàn)荷載下用有限元模擬得出的最大撓度為11.53 mm，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)所得的最大撓度值12.76 mm相比，誤差僅為9.64%；0號(hào)測(cè)點(diǎn)在試驗(yàn)荷載下用有限元模擬得出的最大撓度為0.339 mm，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)所得到的最大撓度值0.321 mm相比，誤差僅為5.61%；18號(hào)測(cè)點(diǎn)在試驗(yàn)荷載下用有限元模擬得出的最大應(yīng)變?yōu)? 167，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)所得的最大應(yīng)變1 123相比，誤差僅為3.92%；24號(hào)測(cè)點(diǎn)在試驗(yàn)荷載下用有限元模擬得出的最大應(yīng)變?yōu)? 150，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)所得的最大應(yīng)變1 121相比，誤差僅為2.59%。

由上述分析可以得知，采用ABAQUS有限元模擬分析組合樓蓋得出的結(jié)果數(shù)據(jù)曲線與試驗(yàn)所得出的吻合度較高，各測(cè)點(diǎn)分析結(jié)果誤差均在10%以內(nèi)。說(shuō)明文獻(xiàn)[4]中用ABAQUS有限元分析軟件所建立的上、下弦反彎點(diǎn)處裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋有限元模型是可靠的，其有限元建模方法是可行的，具有較高的精度。

4 四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋受力性能有限元分析

4.1 四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋有限元模型

用已經(jīng)在前文經(jīng)過(guò)可行性驗(yàn)證的有限元建模方法，建立4.5 m×4.5 m的四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋有限元模型，構(gòu)件的截面尺寸與文獻(xiàn)[2]中的一致，該ABAQUS有限元模型的單元選取、材料本構(gòu)關(guān)系、接觸相互作用、網(wǎng)格劃分等均與上一章相同，在邊界條件上采用的是四邊簡(jiǎn)支，即在組合樓蓋的1條邊上施加x、y、z3個(gè)方向上的位移約束，另外3條邊上僅施加z方向上的位移約束。該組合樓蓋有限元模型如圖7所示。

圖7 四邊簡(jiǎn)支鋼空腹夾層板樓蓋有限元模型Fig.7 Finite element model for the composite floor of fourside supported steel sandwich plate

4.2 組合樓蓋抗彎承載力有限元分析

按組合樓蓋在使用過(guò)程中的實(shí)際受力形式進(jìn)行加載，即在上層混凝土板面上施加均布荷載，直至加載過(guò)程中結(jié)構(gòu)中有鋼梁達(dá)到其鋼材的抗拉強(qiáng)度進(jìn)而斷裂為止（由于該組合樓蓋結(jié)構(gòu)是超靜定結(jié)構(gòu)，盡管有鋼梁因斷裂而退出工作，承載力仍能繼續(xù)提高，因而其荷載-撓度曲線并沒(méi)有出現(xiàn)下降段），分別研究下部鋼結(jié)構(gòu)所用鋼材的鋼板厚度、下部鋼結(jié)構(gòu)所用的鋼材牌號(hào)、上層澆筑混凝土板的厚度、上層混凝土板所用的混凝土強(qiáng)度等級(jí)、連接上層混凝土板與下部鋼結(jié)構(gòu)的栓釘間距等影響因素的改變，對(duì)組合樓蓋抗彎承載力的影響。

4.2.1 鋼材鋼板厚度對(duì)抗彎承載力的影響

研究下部鋼結(jié)構(gòu)所用鋼材的鋼板厚度對(duì)四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的影響時(shí)，分別對(duì)建立的鋼板厚度為6,7,8,10 mm 4個(gè)組合樓蓋有限元模型進(jìn)行分析，其他影響因素均相同，得到的荷載-撓度曲線如圖8所示。

圖8 不同鋼板厚度組合樓蓋荷載-撓度曲線Fig.8 Load-deflection curves of the composite floors with different thickness of steel plate

由圖8可以看出，鋼板厚度的增加對(duì)于提高四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力具有明顯的作用。4種不同鋼板厚度的組合樓蓋模型的抗彎承載力分別為203.005,230.462,264.220,338.264 t，其抗彎承載力依次比上一鋼板厚度的提高了13.53%,14.65%,28.02%。由此可見(jiàn)，四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力隨著鋼板厚度的增加而提高，并且提高效果顯著。

4.2.2 鋼材強(qiáng)度等級(jí)對(duì)抗彎承載力的影響

為研究下部鋼結(jié)構(gòu)所用鋼材的強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）對(duì)四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的影響，分別對(duì)建立的鋼板牌號(hào)為Q235、Q290、Q310、Q345、Q420共5個(gè)組合樓蓋的有限元模型進(jìn)行分析，其他影響因素均相同，所得各模型的荷載-撓度曲線如圖9所示。

圖9 不同鋼材強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）的組合樓蓋荷載-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curves of the composite floors with different grades of steel strength (steel grade)

由圖9可以看出，鋼材的強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）的提高，對(duì)于提高四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力具有明顯的作用。5種不同鋼材牌號(hào)組合樓蓋模型的抗彎承載力分別為203.005,266.952,289.970,333.346,443.070 t，其抗彎承載力依次比上一鋼材強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）的提高了31.50%,8.62%,14.96%,32.92%。由此可見(jiàn)，四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力隨著鋼材強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）的提高而提高，且提高效果顯著。在T型鋼梁與剪力鍵的連接處應(yīng)力最大，各種牌號(hào)的鋼板分別達(dá)到其極限強(qiáng)度352.5,435,465,518,630 MPa。

4.2.3 混凝土厚度對(duì)抗彎承載力的影響

為研究上層澆筑混凝土板的厚度對(duì)四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的影響，分別對(duì)建立的混凝土板板厚度為80,90,100,110,120 mm 5個(gè)組合樓蓋有限元模型進(jìn)行分析，其他影響因素均相同，得到的荷載-撓度曲線如圖10所示。

圖10 不同混凝土板厚度的組合樓蓋荷載-撓度曲線Fig.10 Load-deflection curves of the composite floors with different concrete slab thickness

由圖10可以看出，混凝土板厚度的增加對(duì)于提高四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力具有一定的作用。5個(gè)不同混凝土板厚度的組合樓蓋模型的抗彎承載力分別為176.691,192.287,203.005,222.986,243.590 t，其抗彎承載力依次比上一混凝土板厚度的提高了8.83%,5.57%,9.84%,9.24%。由此可見(jiàn)，四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力隨著混凝土板厚度的增加而提高，且具有一定的提高效果。在T型鋼梁與剪力鍵的連接處應(yīng)力最大，鋼板達(dá)到其352.5 MPa的極限強(qiáng)度。

4.2.4 混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)抗彎承載力的影響

為研究上層澆筑混凝土板的混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的影響，分別對(duì)建立的混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30、C40、C50、C60共4個(gè)組合樓蓋有限元模型進(jìn)行分析，其他影響因素均相同，所得組合樓蓋達(dá)極限承載力的應(yīng)力云圖見(jiàn)圖11，其荷載-撓度曲線見(jiàn)圖12。

圖11 組合樓蓋達(dá)到極限承載力的應(yīng)力云圖Fig.11 Stress nephogram of the composite floors reaching ultimate bearing capacity

由圖11可知，在T型鋼梁與剪力鍵的連接處應(yīng)力最大，鋼板達(dá)到其352.5 MPa的極限強(qiáng)度。

圖12 不同混凝土強(qiáng)度等級(jí)組合樓蓋荷載-撓度曲線Fig.12 Load-deflection curves of the floors with different concrete strength grades

由圖12可看出，上層澆筑混凝土板的混凝土強(qiáng)度等級(jí)增加對(duì)于提高四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的作用很小。4個(gè)不同混凝土板厚度組合樓蓋模型的抗彎承載力分別為203.005,205.858,213.113,217.338 t，其抗彎承載力依次比上一混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高了1.41%,3.52%,1.98%，由此可見(jiàn)，四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力隨著混凝土板的混凝土強(qiáng)度等級(jí)提高而提高，但提高效果有限。

4.2.5 栓釘間距對(duì)抗彎承載力的影響

為研究連接上層混凝土板與下部鋼結(jié)構(gòu)的栓釘間距對(duì)四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的影響，分別對(duì)建立的栓釘間距為150,120,100,80 mm的4個(gè)組合樓蓋有限元模型進(jìn)行分析，其他影響因素均相同，得到的荷載-撓度曲線如圖13所示。

圖13 不同栓釘間距組合樓蓋荷載-撓度曲線Fig.13 Load-deflection curves of the composite floors with different spacing of studs

由圖13可以看出，栓釘間距的減小對(duì)于提高四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的作用很小。4個(gè)不同栓釘間距的組合樓蓋模型的抗彎承載力分別為203.005,208.632,214.235,21.716 t，其抗彎承載力依次比上一栓釘間距的提高了2.77%,2.69%,1.37%，四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力隨著栓釘間距的減小而提高，連接上層混凝土板與下部鋼結(jié)構(gòu)的栓釘間距越小，下部鋼結(jié)構(gòu)和上層混凝土板的組合效應(yīng)越好，但提高效果十分有限。在T型鋼梁與剪力鍵的連接處應(yīng)力最大，鋼板達(dá)到其352.5 MPa的極限強(qiáng)度。

5 理論計(jì)算方法驗(yàn)證

以第三節(jié)所建立的4.5 m×4.5 m四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋有限元模型為算例。T型鋼和圓鋼管剪力鍵的截面尺寸參考文獻(xiàn)[2]中上、下弦反彎點(diǎn)處鋼空腹夾層板試驗(yàn)中構(gòu)件的截面尺寸，具體尺寸見(jiàn)表1。

表1 鋼構(gòu)件截面尺寸Table1 Section dimensions of steel members

上層混凝土板中砼強(qiáng)度等級(jí)是C30，其板厚為100 mm，鋼材牌號(hào)為Q235。

計(jì)算得到上部組合構(gòu)件換算截面的慣性矩為2.208 542 9×107mm4，下部鋼結(jié)構(gòu)截面的慣性矩為0.665 171 2×107mm4，上、下肋截面剛度比為3.38:1。在2.0 kN/m2樓面均布荷載作用下，按上述理論公式計(jì)算得組合樓蓋跨中撓度為0.738 mm，ABAQUS有限元分析軟件得到的組合樓蓋跨中撓度值為0.817 mm，相差9.67%。ABAQUS有限元分析軟件計(jì)算得到的四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋任意截面的上部組合構(gòu)件截面彎矩與下部鋼結(jié)構(gòu)截面彎矩的比值約為3:1，上部組合構(gòu)件截面應(yīng)力與下部鋼結(jié)構(gòu)截面應(yīng)力的比值也約為3:1，與上、下肋截面的剛度比基本一致。因此，將組合樓蓋截面的整體彎矩按上、下肋構(gòu)件截面剛度進(jìn)行分配，再分別按組合構(gòu)件和拉彎構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算的方法是可行的。

6 結(jié)論

1）上部鋼結(jié)構(gòu)T型鋼梁和混凝土板通過(guò)T型鋼梁上的栓釘連接成整體，按組合結(jié)構(gòu)的組合構(gòu)件進(jìn)行截面承載力設(shè)計(jì)比較合理；下肋的實(shí)際受力狀態(tài)為拉彎，將下肋構(gòu)件按拉彎構(gòu)件進(jìn)行截面承載力設(shè)計(jì)比較合理，這樣也符合鋼空腹夾層板組合樓蓋結(jié)構(gòu)的實(shí)際受力狀態(tài)。

2）提出了將按“擬夾層板”方法計(jì)算得到的四邊簡(jiǎn)支裝配式T型鋼空腹夾層板組合樓蓋截面的整體彎矩，按上、下肋構(gòu)件截面的剛度進(jìn)行分配，再將上、下肋構(gòu)件分別按組合構(gòu)件和拉彎構(gòu)件進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算的方法。并且通過(guò)相關(guān)算例與有限元模擬分析結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了該設(shè)計(jì)計(jì)算方法是可行的。

3）鋼板厚度的增加、鋼材強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）的提高、上層澆筑混凝土板厚度的增加、上層澆筑混凝土板的混凝土強(qiáng)度等級(jí)的提高以及連接上層混凝土板與下部鋼結(jié)構(gòu)的栓釘間距的減小都會(huì)提高四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋的抗彎承載力。在影響四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力的各種因素中，鋼板厚度和鋼材強(qiáng)度等級(jí)（鋼材牌號(hào)）的改變對(duì)組合樓蓋的抗彎承載力的影響十分明顯；混凝土板的厚度在一定范圍內(nèi)時(shí)，四邊簡(jiǎn)支裝配式鋼空腹夾層板組合樓蓋抗彎承載力隨著混凝土板厚度的增加有較明顯的提高；而栓釘間距在滿足最小間距的要求后，其間距的改變對(duì)抗彎承載力的影響相對(duì)較?。簧蠈訚仓炷涟宓幕炷翉?qiáng)度等級(jí)的改變對(duì)組合樓蓋的抗彎承載力的影響則作用很小。