閻奇武 張正

摘 要：為研究新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力及其構(gòu)造要求，以已有內(nèi)翻U型外包鋼混凝土組合連續(xù)試驗(yàn)梁為參照，建立該組合連續(xù)梁非線性有限元模型，模擬組合連續(xù)梁有限元模型的荷載跨中撓度曲線，并與相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了該組合梁有限元模型的建模方法和參數(shù)選取的合理性與有效性。應(yīng)用建立的組合連續(xù)梁有限元模型，分析了內(nèi)翻外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力的主要影響參數(shù)。綜合內(nèi)翻U型外包鋼混凝土組合連續(xù)梁正截面抗彎承載力試驗(yàn)和模擬結(jié)果，提出采用簡(jiǎn)化塑性理論計(jì)算組合梁正截面抗彎承載力計(jì)算時(shí)，組合梁正截面抗彎承載力塑性理論計(jì)算值應(yīng)乘0.96的修正系數(shù)。0.96倍組合梁正截面抗彎承載力塑性理論計(jì)算值與組合梁有限元模型模擬計(jì)算值相比較，發(fā)現(xiàn)二者十分接近，偏于安全，提出的組合梁正截面抗彎承載力修正簡(jiǎn)化塑性理論計(jì)算值具有足夠的準(zhǔn)確性和可靠性。

關(guān)鍵詞：組合梁;正截面承載力;有限元分析;塑性理論;構(gòu)造

中圖分類號(hào)：TU398 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2096-6717（2020）06-0081-14

Abstract： In order to study the normal section bearing capacity and the formation requirements of a novel inverted U-shaped steel-encased concrete composite beam， the nonlinear finite element models of the composite continuous beams have been established based on the existing U-shaped steel-encased concrete composite continuous beams. The load-deflection curve at mid-span of the composite continuous beam finite element model was plotted， and compared with other test results. It proves the rationality and effectiveness of the modeling method and parameter selection of the composite beam finite element models. Using the established finite element model of composite continuous beams， the main influential parameters of normal section bearing capacity of the inverted steel-encased concrete composite beams are analyzed. Based on the test and simulation results of normal section bearing capacity of inverted U-shaped steel-encased concrete composite continuous beams， it is proposed that when the normal section bearing capacity of the composite beam is calculated by the simplified plastic theory， the plastic theoretical calculation value of the normal section bearing capacity of the composite beam should be multiplied by a correction factor of 0.96. Comparing the calculated value of 0.96 times the plastic theoretical calculation value of the normal section bending capacity of the composite beam with the calculated value of the finite element model of the composite beam， the two values are found very close in safe side. The proposed modified simplified plastic theory calculation value of the normal section bending capacity of the composite beam is accurate and reliable enough.

Keywords：composite beam; normal section bearing capacity; finite element analysis; plasticity theory; structures

鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)在土木工程發(fā)展中正扮演著愈加重要的角色，不少學(xué)者對(duì)外包鋼混凝土組合梁做了許多研究。操禮林等[1]對(duì)3根高強(qiáng)外翻U形外包鋼混凝土簡(jiǎn)支組合梁進(jìn)行兩點(diǎn)對(duì)稱集中加載試驗(yàn)，結(jié)果表明，在靜載作用下，外翻高強(qiáng)U形外包鋼混凝土組合梁的受彎承載力比普通外包鋼組合梁高60%以上，并基于簡(jiǎn)化塑性理論建立了其受彎承載力計(jì)算公式。陳大淀等[2]對(duì)4根跨度為4 m的外翻U形外包鋼混凝土組合連續(xù)梁的靜載試驗(yàn)結(jié)果表明，組合連續(xù)梁在兩跨跨中荷載作用下發(fā)生典型的彎曲破壞，有明顯塑性破壞特征。Keo等[3]、Liu等[4]提出在外翻U形外包鋼的外翻鋼翼緣上焊接角鋼作為抗剪和抗掀起連接件，研究表明，此連接件具有良好的工作性能。Zhou等[5]、Liu等[6]、Zhao等[7]在內(nèi)翻U型外包鋼翼緣上焊接連續(xù)Z字形鋼筋和布置“幾”字形箍筋來充當(dāng)栓釘，試驗(yàn)結(jié)果表明，組合梁整體工作性能良好。文獻(xiàn)[8]設(shè)計(jì)了一種新型的內(nèi)翻U型高強(qiáng)外包鋼高強(qiáng)混凝土組合梁，并對(duì)其進(jìn)行了截面設(shè)計(jì)與內(nèi)力重分布試驗(yàn)研究，該組合梁與傳統(tǒng)的U型外包鋼混凝土組合梁相比具有以下優(yōu)點(diǎn)：1）U型鋼板內(nèi)翻翼緣開孔，穿翼緣橫向鋼筋，作連接件（PBH[9]），將T形組合梁翼緣與腹板有效連成整體，新型組合梁能共同工作，發(fā)揮正截面抗彎承載力。2）一體式開孔板連接件不需要栓釘及其焊接施工，避免了因栓釘焊接鋼板產(chǎn)生局部殘余應(yīng)力的影響，組合梁制作速度加快，成本降低。

鑒于上述優(yōu)點(diǎn)，新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁具有較大的工程應(yīng)用前景，而文獻(xiàn)[8]的研究未涉及該新型組合梁的正截面抗彎承載力計(jì)算及其構(gòu)造措施，筆者在已有組合梁試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，利用ABAQUS[10]建立新型組合連續(xù)梁有限元模型，模擬組合連續(xù)梁有限元模型的荷載跨中撓度曲線，并與相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了該組合梁有限元模型的建模方法和參數(shù)選取的合理性和有效性。應(yīng)用建立的組合連續(xù)梁有限元模型，分析了內(nèi)翻外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力的主要影響參數(shù)。綜合內(nèi)翻U型外包鋼混凝土組合連續(xù)梁正截面抗彎承載力試驗(yàn)和模擬結(jié)果，提出了新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力計(jì)算方法及其構(gòu)造措施，以期為內(nèi)翻U型外包鋼混凝土組合梁的工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 組合梁有限元模型的建立和驗(yàn)證

1.1 組合連續(xù)梁有限元模型的建立

1.1.1 組合連續(xù)梁幾何模型

利用ABAQUS建立文獻(xiàn)[8]中的內(nèi)翻U形高強(qiáng)外包鋼高強(qiáng)混凝土連續(xù)組合梁有限元模型，組合連續(xù)梁跨度、荷載作用位置及截面尺寸分別見圖1、圖2。模型兩跨，每跨長(zhǎng)度為3 m。模型截面腹底布置2根、翼頂布置8根、翼底布置6根直徑均為6 mm的縱向鋼筋，翼緣橫向分布鋼筋直徑為6 mm，并穿過U型鋼板頂部?jī)?nèi)翻翼緣的開孔板孔洞，梁腹部采用雙肢6 mm箍筋。外包鋼板除底板厚為6 mm外，其他部位鋼板厚度均為3 mm，鋼板底部焊有直徑16 mm、高度70 mm、間距160 mm的栓釘，外包鋼形狀、尺寸見圖2。試件B1、B2、B3其他條件均相同，但翼頂6根縱向鋼筋直徑分別均為6、10、14 mm。試件混凝土強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fcuk=50.8 MPa，鋼筋、鋼板材料性能參數(shù)見表1。

1.1.2 材料本構(gòu)模型

組合梁有限元模型的混凝土本構(gòu)模型采用塑性損傷模型，混凝土的單軸受力應(yīng)變曲線采用過鎮(zhèn)海[11]建議的混凝土單軸受力本構(gòu)模型。其他參數(shù)取值為：混凝土的泊松比取0.2，流動(dòng)勢(shì)偏角取0.1，雙軸等壓時(shí)混凝土的強(qiáng)度和單軸強(qiáng)度的比值取1.16，拉壓子午線上的第二應(yīng)力不變量的比值取2/3，在保證計(jì)算速度以及收斂性的前提下，修正的粘性系數(shù)取10-5，膨脹角取38°。

模型中的鋼板的本構(gòu)模型采用彈塑性硬化模型，強(qiáng)度準(zhǔn)則采用Mises屈服準(zhǔn)則和相關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則，其單軸應(yīng)力應(yīng)變表達(dá)式采用Ding等[12]建議的單軸本構(gòu)模型，鋼筋本構(gòu)采用單軸理想的彈塑性本構(gòu)模型。

1.1.3 接觸關(guān)系

U型箱梁與混凝土之間的接觸面存在切向和法向作用，其法向采用硬接觸，切向采用罰函數(shù)，摩擦因子根據(jù)劉威[13]的建議取0.25。加載板與混凝土、鋼梁綁定，不考慮混凝土與鋼筋、栓釘以及開孔板連接件之間的滑移，將鋼筋、栓釘及開孔板連接件嵌入混凝土中。

1.1.4 單元類型、網(wǎng)格劃分和邊界條件

混凝土和加載板采用八節(jié)點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元C3D8R;內(nèi)翻U型外包鋼采用四節(jié)點(diǎn)減縮積分殼單元S4R，沿殼單元的厚度方向采用9個(gè)節(jié)點(diǎn)的Simpson積分;鋼筋采用兩節(jié)點(diǎn)線性三維桁架單元T3D2;栓釘采用線性梁?jiǎn)卧狟31。組合兩跨連續(xù)梁有限元模型見圖3。

如圖3所示，組合梁模型模擬分析邊界條件與試驗(yàn)條件一致，中間支座為U1=U2=U3=UR2= UR3=0，即模型可以在中間支座繞X軸轉(zhuǎn)動(dòng);兩端支座為U1=U2=UR2=UR3=0，即模型可以在兩端支座繞X軸轉(zhuǎn)動(dòng)和沿Z軸移動(dòng)。

1.2 有限元模型驗(yàn)證

分別對(duì)文獻(xiàn)[8]中的3個(gè)試驗(yàn)試件B1、B2、B3建立組合兩跨連續(xù)梁有限元模型，利用建立的組合兩跨連續(xù)有限元模型進(jìn)行荷載跨中撓度數(shù)值模擬，并與文獻(xiàn)[8]的試件試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比來驗(yàn)證建立的組合梁有限元模型的材料本構(gòu)模型、單元類型、邊界條件和接觸等在數(shù)值模擬中的適用性。

1.2.1 梁試驗(yàn)試件現(xiàn)場(chǎng)變形與模型模擬變形比較

文獻(xiàn)[8]試件試驗(yàn)表明，組合兩跨連續(xù)梁3個(gè)試驗(yàn)試件B1、B2、B3從加載到破壞經(jīng)歷了彈性、彈塑性和破壞3個(gè)階段。每個(gè)試件當(dāng)試驗(yàn)荷載大于0.85峰值荷載時(shí)，U形外包鋼及部分縱向受力鋼筋已經(jīng)屈服，垂直于梁縱軸線裂縫快速發(fā)展，裂縫寬度超過0.3 mm。最后，試件中間支座截面縱向受拉鋼筋屈服形成塑性鉸，其后中間截面的負(fù)彎矩不再增加，兩跨跨中截面的正彎矩持續(xù)增加，直至試件兩跨跨中U形外包鋼底板也屈服，試件剛度急劇下降，撓度急劇增加，最后試件喪失截面承載力，試件破壞后的現(xiàn)場(chǎng)變形見圖4（a），表現(xiàn)出明顯的彎曲破壞特征。

組合兩跨連續(xù)梁有限元模型荷載跨中撓度數(shù)值模擬荷載達(dá)到彎曲破壞極限荷載時(shí)典型的混凝土、鋼板、鋼筋應(yīng)力云圖與變形見圖4（b）、（c）。由圖4可知，組合兩跨連續(xù)梁有限元模型模擬的彎曲破壞極限荷載應(yīng)力最不利位置位于兩跨跨中底部與中間支座負(fù)彎矩區(qū)，組合兩跨連續(xù)梁有限元模型模擬的梁跨中附近撓度最大，中間支座截面轉(zhuǎn)動(dòng)最大，組合兩跨連續(xù)梁有限元模型模擬的彎曲破壞極限荷載時(shí)梁的應(yīng)力與變形規(guī)律與梁試驗(yàn)彎曲破壞時(shí)變形現(xiàn)象一致。

1.2.2 梁模型模擬結(jié)果與試驗(yàn)荷載位移曲線特征點(diǎn)比較

試件B1、B2、B3試驗(yàn)荷載撓度曲線見圖5，3個(gè)試驗(yàn)試件試驗(yàn)時(shí)表示出明顯的彎曲破壞特征，試件達(dá)到屈服荷載后，荷載撓度曲線剛度逐漸下降，變化比較平穩(wěn)，連續(xù)組合梁中間支座和跨中截面塑性變形充分發(fā)展，連續(xù)組合梁延性較好。

利用建立的組合梁有限元模型對(duì)文獻(xiàn)[8]中的3個(gè)試件B1、B2、B3進(jìn)行荷載跨中撓度數(shù)值模擬，其組合梁有限元模型模擬結(jié)果與相應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見圖5（由于組合梁有限元模型的對(duì)稱性，只選取模型模擬的一跨荷載跨中撓度曲線與其試驗(yàn)荷載跨中撓度曲線進(jìn)行對(duì)比）。

由圖5對(duì)比可知，組合梁有限元模型荷載跨中撓度數(shù)值模擬結(jié)果與其試驗(yàn)的荷載跨中撓度曲線十分相似。采用“通用屈服彎矩法”（見圖6）求得組合梁有限元模型荷載跨中撓度數(shù)值模擬結(jié)果的相應(yīng)屈服荷載[14]，并將組合梁有限元模擬得到的屈服荷載和屈服位移、峰值荷載和峰值位移與相應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比列于表2中。由表2可知，組合兩跨連續(xù)梁有限元模型模擬的荷載跨中撓度的屈服、峰值荷載值與梁的試驗(yàn)荷載跨中撓度對(duì)應(yīng)值的最大誤差為9.9%。這是因?yàn)橛邢拊M誤差是由試件試驗(yàn)荷載、撓度測(cè)量與有限元模型材料本構(gòu)模型模擬誤差帶來的，但小于10%，這個(gè)計(jì)算精度對(duì)土木工程而言總體可以接受。

1.2.3 梁模型模擬的試驗(yàn)荷載位移曲線特征點(diǎn)應(yīng)力應(yīng)變分析

圖5中3個(gè)組合連續(xù)梁試驗(yàn)與模型模擬荷載跨中撓度曲線十分相似，因此，只取B1組合梁模型模擬結(jié)果為代表，提取B1組合梁模型鋼筋、鋼板和受壓混凝土邊緣混凝土關(guān)鍵點(diǎn)模型屈服、峰值時(shí)的應(yīng)力或應(yīng)變，列于表3中。依據(jù)材性試驗(yàn)，鋼筋（6 mm）屈服時(shí)的應(yīng)力為390 MPa，鋼板屈服時(shí)的應(yīng)力為465 MPa;混凝土的峰值壓應(yīng)變?yōu)?.002左右，混凝土極限壓應(yīng)變?yōu)?.003 3左右。從表3中可見，B1模型荷載撓度模擬過程中，在加載到峰值荷載時(shí)，除支座截面外包鋼板底部受壓應(yīng)力為142.10 MPa（<465 MPa）未屈服外，支座截面外包鋼板頂部、跨中外包鋼頂部和底部、全部受拉或受壓鋼筋均屈服，截面受壓混凝土塑性發(fā)展明顯，跨中、中支座受壓混凝土邊緣應(yīng)變?yōu)?.003 34和0.003 22，都大于受壓混凝土峰值應(yīng)變0.002，且接近或超過受壓混凝土極限壓應(yīng)變0.003 3。B1模型模擬的荷載撓度過程中，中間支座和跨中截面表現(xiàn)出明顯的彎曲破壞特征，與組合梁B1的試驗(yàn)試件試驗(yàn)荷載變形破壞特征高度一致。

有限元模型模擬和試驗(yàn)試件的荷載跨中撓度曲線表明，合理配置鋼筋的U型外包內(nèi)翻組合梁發(fā)生彎曲破壞，荷載達(dá)到組合梁峰值荷載時(shí)，組合梁跨中與中支座截面除中支座底板受壓沒屈服外，其他鋼筋或鋼板無論受拉還是受壓，都達(dá)到其屈服應(yīng)力，受壓的混凝土邊緣應(yīng)變接近或超過混凝土極限壓應(yīng)變0.003 3，受壓混凝土應(yīng)力基本都達(dá)到混凝土受壓峰值應(yīng)力，U型外包組合梁正截面承載力可以采用大多數(shù)組合梁正截面承載力計(jì)算采用的簡(jiǎn)化塑性理論計(jì)算。組合兩跨連續(xù)梁有限元模型荷載跨中撓度模擬與梁的試驗(yàn)荷載跨中撓度變形規(guī)律基本一致，說明組合兩跨連續(xù)梁建模方法及參數(shù)選取具有合理性，建立的組合兩跨連續(xù)梁有限元模型具有滿足工程要求的準(zhǔn)確性和可靠性。

2 組合梁模型正截面抗彎承載力影響參數(shù)分析

為了深入研究新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力，采用上述模擬較準(zhǔn)確的B1、B2有限元模型，對(duì)組合梁正截面抗彎承載力進(jìn)行參數(shù)分析。T形組合梁有限元模型荷載撓度模擬主要研究參數(shù)包括：腹板和翼緣受力縱筋直徑、U形外包鋼梁厚度、混凝土強(qiáng)度、翼緣尺寸、腹板尺寸、一體式開孔板連接件尺寸及其開孔間距、孔徑、貫通鋼筋直徑、底部栓釘尺寸及間距，組合梁有限元模型荷載撓度模擬參數(shù)見表4。表4中組合梁有限元模型編號(hào)，B1開頭的組合梁有限元模型以相應(yīng)試驗(yàn)試件B1幾何尺寸及截面配筋為參考建立，B2開頭的組合梁有限元模型以試驗(yàn)試件B2幾何尺寸及截面配筋為參考建立，僅改變表格中闡明的變量（其中，B2-PBLB3、4、5、6的側(cè)板、底板厚度均為6 mm）。各參數(shù)下的組合梁有限元模型模擬得到的各跨中荷載撓度曲線見圖7。

2.1 板和翼緣受力縱筋直徑

由圖7（a）可知，組合梁無論是增大腹板還是增大翼緣的鋼筋直徑，組合梁的正截面抗彎承載力和剛度均增加。保持其他參數(shù)不變，腹板縱筋直徑分別為10、14 mm的組合梁模型與腹板縱筋為6 mm的組合梁模型相比，組合梁的正截面抗彎承載力分別提高了3.1%和8.6%，初始剛度分別提高了1.8%和4.5%，而翼緣縱筋直徑分別為10、14 mm的組合梁模型與翼緣縱筋為6 mm的組合梁模型相比，組合梁的正截面抗彎承載力分別提高了6.7%和11.1%，初始剛度分別提高了1.3%和4.7%，但翼緣鋼筋直徑的增加會(huì)導(dǎo)致組合梁延性的下降。

2.2 U形外包鋼梁厚度

保持組合梁模型其他參數(shù)不變，不同側(cè)板的厚度和底板厚度對(duì)組合梁正截面抗彎承載力的影響如圖7（b）所示。提高組合梁外包鋼側(cè)板和底板厚度，組合梁的正截面抗彎承載力和剛度都大大增加，但側(cè)板厚度的增加對(duì)提高梁正截面抗彎承載力和剛度更加明顯。側(cè)板厚度分別為5、6 mm的組合梁模型與側(cè)板厚為4 mm的組合梁模型相比，組合梁模型正截面抗彎承載力分別提高了13.1%和24.4%，初始剛度分別提高了4.9%和9.4%;底板厚度分別為9、10 mm的組合梁模型與側(cè)板厚為8 mm的組合梁模型相比，組合梁模型正截面抗彎承載力分別提高了7.3%和14.5%，初始剛度分別提高了4%和7.9%。

2.3 混凝土強(qiáng)度

保持組合梁模型其他參數(shù)不變，不同的混凝土強(qiáng)度等級(jí)對(duì)正截面抗彎承載力的影響如圖7（c）所示?；炷翉?qiáng)度對(duì)組合梁正截面抗彎承載力有一定影響，但對(duì)剛度影響較小。組合梁模型其他參數(shù)不變，僅改變組合梁混凝土強(qiáng)度等級(jí)時(shí)，C45、C60、C65強(qiáng)度等級(jí)的組合梁模型與C40強(qiáng)度等級(jí)的組合梁模型相比，組合梁的正截面抗彎承載力分別提高了0.3%、3%和4%，但初始剛度幾乎沒有變化。

2.4 梁翼緣尺寸

如圖7（d）所示，在T形組合梁模型其他參數(shù)不變的情況下，增大組合梁翼緣高度，組合梁正截面抗彎承載力顯著提高，剛度也隨之提高。翼緣高度為100、120 mm的組合梁模型與翼緣高度為80 mm的模型相比，正截面抗彎承載力分別提高了13.1%和17.3%，初始剛度分別提高了20.8%和36.4%;翼緣寬度為680、700 mm的組合梁模型與翼緣寬度為660 mm的模型相比，正截面抗彎承載力和初始剛度幾乎沒有變化，這主要是由于該兩跨連續(xù)組合梁的正截面抗彎承載力極限狀態(tài)由中間支座負(fù)彎矩控制，支座負(fù)彎矩區(qū)組合梁翼緣處于受拉區(qū)，受拉區(qū)混凝土開裂后對(duì)正截面抗彎承載力和剛度幾乎沒有影響。

2.5 梁腹板尺寸

T形組合梁模型保持其他參數(shù)不變，僅改變梁腹板尺寸，組合梁有限元模型跨中荷載撓度曲線模擬結(jié)果如圖7（e）。無論是增加腹板高度，還是腹板寬度，連續(xù)組合梁的正截面抗彎承載力和剛度都得到明顯提高。僅改變腹板高度，高度為150、160 mm的模型與高度為140 mm的模型相比，正截面抗彎承載力分別提高了5.9%和6.3%，初始剛度分別提高了18.8%和27.7%。僅改變腹板寬度，寬度為120、130 mm的模型與寬度為110 mm的模型相比，正截面抗彎承載力分別提高了5.2%和9.3%，初始剛度分別提高了17.9%和20.3%。

2.6 開孔板連接件尺寸

由圖7（f）可知，一體式開孔板連接件尺寸對(duì)組合梁正截面抗彎承載力和剛度影響微弱。組合梁模型其他參數(shù)不變，僅改變PBL連接件厚度時(shí)，厚度為4、5、6 mm的模型與厚度為3 mm的模型相比，正截面抗彎承載力分別提高了1.0%、1.3%、1.9%，初始剛度提高幅度微弱，僅為0.5%左右。組合梁模型其他參數(shù)不變，僅改變PBL連接件高度時(shí)，高度為60、70 mm的模型與高度為50 mm的模型相比，正截面抗彎承載力分別提高了0.2%和0.5%，初始剛度幾乎沒有變化;組合梁模型其他參數(shù)不變，僅改變PBL連接件開孔直徑時(shí)，直徑為25、30 mm的模型與直徑為20 mm的模型相比，正截面抗彎承載力和初始剛度幾乎沒有變化。原因是開孔板連接件在新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土連續(xù)組合梁中主要作用為承擔(dān)T形混凝土梁與U形鋼梁之間的界面縱向剪力和抵抗T形混凝土梁整體彎曲導(dǎo)致組合結(jié)構(gòu)分離而產(chǎn)生的掀起力，保證二者協(xié)同變形，共同工作，充分發(fā)揮各自的材料性能。

2.7 開孔板連接件開孔間距

組合梁有限元模型開孔板連接件不同開孔間距的荷載撓度曲線模擬結(jié)果如圖7（g）所示。在組合梁模型其他參數(shù)不變的情況下，隨著連接板開孔間距的減小，組合梁模型的剛度增大，但對(duì)組合梁模型正截面抗彎承載力的影響不明顯。連接板開孔間距為80、120 mm的組合梁模型與開孔間距為160 mm的模型相比，組合梁正截面抗彎承載力分別提高了2.0%和1.3%，初始剛度分別提高了16.4%和14.8%，初始剛度隨著開孔間距的減小而提高明顯。原因是開孔板剪力連接件的主要作用是使T形混凝土梁和外包鋼組合成整體，抵抗混凝土梁與外包鋼在外力作用下界面之間產(chǎn)生的剪力和掀起力，雖然對(duì)正截面抗彎承載力影響不大，但是對(duì)截面初始剛度影響明顯。

2.8 開孔板貫通鋼筋直徑

保持組合梁模型其他參數(shù)不變，僅改變組合梁一體式開孔板貫通鋼筋直徑，其計(jì)算結(jié)果如圖7（g）所示。由圖7（g）可知，隨著貫通鋼筋直徑的增加，增強(qiáng)了一體式開孔板剪力連接件孔洞中的混凝土榫[15]，使得組合梁整體剛度隨直徑增大而增大，但對(duì)組合梁正截面抗彎承載力影響不明顯。貫通鋼筋直徑分別為10、14 mm的模型與直徑為6 mm的模型相比，組合梁模型正截面抗彎承載力分別提高了1.3%和3.7%，初始剛度分別提高了16.3%和16.8%。

2.9 底部栓釘尺寸及間距

由圖7（h）可知，栓釘間距為80、120 mm的組合梁模型與間距為160 mm的模型相比，組合梁正截面抗彎承載力分別提高了6.6%和7.6%，初始剛度分別提高了4.2%和0.4%，但栓釘間距為80 mm的組合梁模型正截面抗彎承載力比栓釘間距為120 mm的組合梁模型正截面抗彎承載力低1%?？梢?，在一定范圍內(nèi)加密栓釘，可以稍微提高組合梁正截面承載力和剛度，當(dāng)超過某一范圍時(shí)，減少栓釘間距反而使得組合梁正截面承載力略微下降。從圖7（h）組合梁模型模擬計(jì)算結(jié)果出發(fā)，建議組合梁底板栓釘間距不小于80 mm或5d（d為栓釘直徑）。如圖7（h）所示，組合梁底板不同的栓釘直徑和長(zhǎng)度對(duì)組合梁正截面抗彎承載力和剛度的影響微弱，正截面抗彎承載力和初始剛度均無明顯變化。當(dāng)T型組合梁底部腹板受拉時(shí)，T形截面混凝土和外包鋼梁之間的剪力和掀起力大部分可由一體式開孔板剪力連接件承擔(dān)，組合梁底部栓釘作用較弱。因此建議，當(dāng)T形組合梁底部腹板受拉時(shí)，底部鋼板可設(shè)置較少栓釘，減少現(xiàn)場(chǎng)焊接工作，降低施工難度和加快施工進(jìn)度。

綜上所述，影響新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力的關(guān)鍵因素為T形梁腹板和翼緣受力縱筋直徑、U形外包鋼梁厚度、混凝土軸心抗壓強(qiáng)度、翼緣高度、腹板高度和寬度。

3 組合梁正截面抗彎承載力計(jì)算方法

3.1 基本假定

基于組合梁有限元模型模擬分析與組合梁試驗(yàn)成果，計(jì)算內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力時(shí)，可采用簡(jiǎn)化塑性理論，并假定[16-17]：

1）混凝土翼板與內(nèi)翻U形外包鋼之間抗剪連接件的數(shù)量足以充分發(fā)揮組合梁截面的抗彎能力。

2）組合梁的應(yīng)變符合平截面假定。

3）不考慮開裂后受拉混凝土的作用，混凝土壓應(yīng)力為均勻分布的矩形應(yīng)力分布，并達(dá)到混凝土軸心抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

4）根據(jù)塑性中和軸的位置，U形外包鋼、鋼筋可能全部受拉或部分受壓部分受拉，但都假定為均勻受力，并達(dá)到鋼材、鋼筋的抗拉或抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

3.2 正截面抗彎承載力計(jì)算理論分析

組合梁配筋截面如圖8所示，其中bf、hf、bw、hw、h分別為翼緣寬度、高度、腹板寬度、高度與截面總高度;t1、t2、t3分別為開孔板剪力連接件厚度、鋼梁側(cè)板厚度以及底板厚度;h1、h2為開孔板連接件頂部混凝土保護(hù)層厚度、開孔板連接件上、下板條高度;as為鋼筋合力作用點(diǎn)到近側(cè)截面邊緣的距離;b1為內(nèi)翻鋼梁翼緣寬度。根據(jù)組合梁正截面抗彎承載力計(jì)算假定，按組合梁T形截面承受的正負(fù)彎矩和T形截面塑性中性軸的不同，組合梁T形截面正截面抗彎承載力計(jì)算可分為圖9～圖12所示的4種計(jì)算簡(jiǎn)圖計(jì)算。各計(jì)算簡(jiǎn)圖根據(jù)T形截面平衡條件和組合梁截面設(shè)計(jì)要求，可以推出組合梁正截面抗彎承載力塑性理論計(jì)算公式。

4 結(jié)論

通過內(nèi)翻U型外包鋼混凝土組合連續(xù)梁試驗(yàn)成果驗(yàn)證了新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合兩跨連續(xù)梁有限元模型建模方法和參數(shù)選取的合理性和正確性，在綜合組合梁正截面抗彎承載力的簡(jiǎn)化塑性理論計(jì)算和模型參數(shù)模擬成果基礎(chǔ)上，提出了新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力計(jì)算方法及其構(gòu)造措施，主要結(jié)論如下：

1）影響組合梁正截面抗彎承載力的關(guān)鍵因素為：受力縱筋、U形外包鋼板、混凝土強(qiáng)度、截面形狀與尺寸。

2）新型內(nèi)翻U形外包鋼混凝土組合梁正截面抗彎承載力可采用簡(jiǎn)化塑性理論計(jì)算，但組合梁達(dá)到正截面抗彎承載力極限狀態(tài)時(shí)，靠近組合梁截面中性軸附近的混凝土或鋼筋、鋼板材料并沒有達(dá)到完全塑性。

3）采用簡(jiǎn)化塑性理論計(jì)算組合梁正截面抗彎承載力時(shí)，組合梁正截面抗彎承載力塑性理論計(jì)算值應(yīng)乘0.96的修正系數(shù)。

4）當(dāng)組合梁底部腹板受拉時(shí)，底部鋼板可設(shè)置較少栓釘，外包鋼底板栓釘間距宜不小于80 mm或5d（d為栓釘直徑）。參考文獻(xiàn)：

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（編輯 王秀玲）