鄭艷, 王澤博, 莫時(shí)旭, 蔣越

(1. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院， 廣西 桂林 541004；2. 桂林理工大學(xué) 廣西巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 廣西 桂林 541004)

混凝土-鋼箱連續(xù)組合梁橋因其可以發(fā)揮鋼材與混凝土各自的材料優(yōu)勢，施工便捷及造價(jià)較低等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用到中小跨徑橋梁的建設(shè)中，但是組合連續(xù)梁橋由于支座附近混凝土與鋼材皆處于不利的受力狀態(tài)，為了增大其跨越能力，以及提高其結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，一些學(xué)者提出了雙重組合結(jié)構(gòu).通過在中支座附近下緣增設(shè)混凝土，參與受壓，以達(dá)到增大跨越能力、降低工程造價(jià)、增大結(jié)構(gòu)剛度、調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)受力分布，以及減小鋼板厚度等目的.文獻(xiàn)[1-3]在中支座附近的鋼箱內(nèi)部填充混凝土以改善負(fù)彎矩區(qū)的受力性能，提高結(jié)構(gòu)整體的承載力和剛度.文獻(xiàn)[4-12]研究影響組合梁負(fù)彎矩區(qū)裂縫發(fā)展的因素以有效控制其裂縫發(fā)展.聶建國等[13]認(rèn)為綜合力比(R)及栓釘間距對組合梁負(fù)彎矩區(qū)裂縫發(fā)展有顯著影響，并推導(dǎo)考慮力比和栓釘間距影響的最大裂縫寬度計(jì)算公式.文獻(xiàn)[14-15]在試驗(yàn)基礎(chǔ)上，將橫向鋼筋間距和力比作為主要影響參數(shù)，給出混凝土橋面板的裂縫間距計(jì)算公式，并對相關(guān)規(guī)范中的鋼筋應(yīng)變不均勻系數(shù)進(jìn)行修正.文獻(xiàn)[16-18]理論推導(dǎo)組合梁混凝土開裂后截面鋼筋的應(yīng)力計(jì)算公式，但對部分充填混凝土-鋼箱連續(xù)組合梁的試驗(yàn)數(shù)據(jù)研究有限.

本文通過對5根部分充填混凝土-鋼箱連續(xù)組合梁進(jìn)行靜力加載試驗(yàn)，研究不同配筋率及抗剪連接度對負(fù)彎矩區(qū)開裂特征的影響，提出開裂彎矩和裂縫寬度計(jì)算公式.

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)方案

1.1.1 試驗(yàn)梁設(shè)計(jì) 設(shè)計(jì)5根部分充填混凝土-鋼箱連續(xù)的組合梁(PFCSB1～PFCSB5)，試件總高度為420 mm，全長為6 400 mm，兩端支座外預(yù)留長度為200 mm.鋼梁選用Q235級(jí)鋼板，由厚度為10 mm、寬度為220 mm的頂板和底板，以及厚度為6 mm、高度為300 mm的腹板共同焊接而成.將厚度為6 mm的Q235級(jí)鋼板作為水平隔板，將試驗(yàn)梁負(fù)彎矩區(qū)域的鋼箱分為上、下箱室，并在下箱室充填C40混凝土，充填高度為137 mm.試驗(yàn)梁構(gòu)造圖，如圖1所示.

(a) 縱截面圖

(b) 中支座截面圖 (c) 跨中截面圖圖1 試驗(yàn)梁構(gòu)造圖(單位：mm)Fig.1 Structure of test beam (unit: mm)

剪力連接件采用Φ12、長100 mm的栓釘，梁翼板采用HRB400級(jí)縱向鋼筋，HPB300級(jí)橫向鋼筋，所有試件跨中配筋率均為1%.5個(gè)試驗(yàn)梁均為同一批混凝土澆筑.連續(xù)梁試件參數(shù)表，如表1所示.表1中：p為負(fù)彎矩區(qū)栓釘間距.

鋼材材料特性表，如表2所示.表2中：h為鋼板厚度；Es為彈性模量；fs為極限抗拉強(qiáng)度；fy為屈服強(qiáng)度.翼板采用C40混凝土，截面尺寸為1 000 mm×120 mm，混凝土材料特性表，如表3所示.表3中：fcu為標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度.

表1 連續(xù)梁試件參數(shù)表Tab.1 Parameters of continuous beam specimen

表2 鋼材材料特性表Tab.2 Steel material performances

表3 混凝土材料特性表Tab.3 Concrete material performances

1.1.2 試驗(yàn)加載裝置及測量系統(tǒng) 兩跨連續(xù)試驗(yàn)梁中支座采用固定鉸支座，邊支座采用可調(diào)移動(dòng)鉸支座，利用油壓千斤頂在試驗(yàn)梁跨中點(diǎn)加載.千斤頂上放置壓力傳感器，監(jiān)測每級(jí)施加的荷載值，支座安放壓力傳感器測定支座反力.試件加載裝置圖，如圖2所示.試驗(yàn)初裂階段，每級(jí)荷載為20 kN，待首條貫通裂縫產(chǎn)生后，將每級(jí)荷載增大至40 kN.

用記號(hào)筆將混凝土面板劃分成間距為100 mm的方格網(wǎng)，便于迅速標(biāo)注裂縫的位置及發(fā)展.每級(jí)加載結(jié)束后，待持荷穩(wěn)定，記錄裂縫發(fā)展長度，并用裂縫觀測儀讀取裂縫寬度.

圖2 試件加載裝置圖 圖3 連續(xù)組合梁撓度測定布置圖(單位：mm) Fig.2 Loading device of specimen Fig.3 Deflection measurements of continuous composite beams (unit: mm)

混凝土面板及混凝土翼板鋼筋應(yīng)力測點(diǎn)布置圖，分別如圖4,5所示.

圖4 混凝土面板測點(diǎn)布置圖(單位：mm) 圖5 混凝土翼板鋼筋應(yīng)變測點(diǎn)布置圖(單位：mm) Fig.4 Loading device of specimen Fig.5 Arrangement of strain measuring points for concrete panel (unit： mm) reinforcement of concrete flange (unit： mm)

1.2 試驗(yàn)梁受力過程

圖6 試驗(yàn)梁荷載-撓度圖Fig.6 Load-deflection relationship of test beams

試驗(yàn)梁荷載-撓度圖，如圖6所示.圖6中：P為荷載;f為撓度.

由圖6可知：試驗(yàn)梁整個(gè)受力過程分為3個(gè)階段.第1階段為彈性工作階段，該階段為試驗(yàn)梁從加載至鋼箱底板屈服前，荷載-撓度近似直線關(guān)系；第2階段為彈塑性工作階段，鋼箱底板開始屈服，組合梁剛度降低，撓度的增加速率明顯高于荷載的增加速率，跨中截面內(nèi)力重分布程度加大；第3階段為塑性破壞階段，跨中鋼箱腹板逐漸屈服，組合梁混凝土翼板塑性中和軸高度上升，混凝土底板、側(cè)板的開裂寬度加深.在試驗(yàn)梁達(dá)到極限承載力前，正彎矩區(qū)的鋼箱腹板出現(xiàn)斜向凹凸屈曲波，破壞時(shí)，承載力則取決于混凝土頂板極限壓應(yīng)力和鋼箱底板極限抗拉強(qiáng)度.

1.3 裂縫特征

試驗(yàn)梁各階段裂縫分布圖，如圖7所示.

(a) 試件PFSCB1

由圖7可知：第一條裂縫出現(xiàn)在組合梁中支座附近翼板中間區(qū)，隨著荷載的持續(xù)增加，并向翼板邊緣延伸，當(dāng)荷載為200 kN左右時(shí)，在翼板頂面出現(xiàn)橫向貫通裂縫；隨著荷載的繼續(xù)增加，橫向裂縫由中支座向跨中發(fā)展，逐漸形成多條橫向貫通的裂縫，間隔為80～150 mm；當(dāng)荷載超過600 kN，在已貫通的裂縫之間出現(xiàn)一些短小的次裂縫；在近跨中位置，受加載點(diǎn)局部應(yīng)力影響常產(chǎn)生C字形裂縫；隨著荷載的持續(xù)增加，主裂縫寬度隨著受拉鋼筋的屈服迅速增大，配筋率最大的PFSCB3與其他梁相比，裂縫分布更為均勻和密集.

(b) 試件PFSCB2 (c) 試件PFSCB3

(d) 試件PFSCB4 (e) 試件PFSCB5圖7 試驗(yàn)梁裂縫分布圖Fig.7 Crack distributions of test beams

(a) PFSCB1

(b) PFSCB2 (c) PFSCB3

(d) PFSCB4 (e) PFSCB5圖8 試驗(yàn)梁荷載-裂縫關(guān)系圖Fig.8 Load-crack relationship of test beams

試驗(yàn)梁荷載-裂縫關(guān)系圖,如圖8所示.圖8中：ω為裂縫寬度.

由圖8(c)可知：PFSCB3的3條主要裂縫寬度發(fā)展相對比較均勻，裂縫寬度增大較緩慢，最大裂縫寬度達(dá)到0.2 mm時(shí)，荷載已達(dá)到1 000 kN，可見配筋率提高可以有效控制裂縫發(fā)展.

綜上分析，組合梁在全受力過程中負(fù)彎矩區(qū)翼板裂縫的發(fā)展大致呈現(xiàn)4個(gè)階段的特點(diǎn).

第1階段為初裂階段，在到達(dá)極限承載力約15%左右時(shí)，試驗(yàn)梁均在中支座板中心附近出現(xiàn)第1條裂縫，在到達(dá)極限承載力約20%時(shí)，第1條裂縫橫向貫通.

第2階段為裂縫均勻增加階段，荷載在極限承載力的20%～60%階段，翼板裂縫由中支座向跨中等間距發(fā)展，逐漸產(chǎn)生多條橫向貫通裂縫.

第3階段為裂縫加密階段，荷載增加至極限荷載的60%以后，在貫通橫向裂縫間產(chǎn)生次級(jí)加密裂縫.

第4階段為裂縫寬度快速增長階段，此時(shí)，組合進(jìn)入承載力極限狀態(tài)，梁變形快速增大，翼板不再產(chǎn)生新的裂縫，主要的裂縫寬度開始劇烈擴(kuò)展，直至組合梁破壞.

圖9 試驗(yàn)梁中支座混凝土面板荷載-應(yīng)變圖Fig.9 Load-strain relationship of bearing concrete slab of test beams

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 開裂彎矩

通過記錄翼板應(yīng)變片數(shù)據(jù)隨加載等級(jí)的變化，可以準(zhǔn)確得出混凝土面板的開裂荷載，進(jìn)而計(jì)算試驗(yàn)梁中支座截面實(shí)測開裂彎矩.試驗(yàn)梁的中支座混凝土翼板荷載-應(yīng)變曲線，如圖9所示.圖9中：εc為混凝土面板的應(yīng)變值.

由圖9可知:曲線的首個(gè)轉(zhuǎn)折點(diǎn)即為混凝土翼板開裂后，裂縫兩側(cè)混凝土翼板局部卸載，導(dǎo)致鄰近裂縫的應(yīng)變片記錄的應(yīng)變略有下降；試驗(yàn)梁PFSCB1～PFSCB5的開裂荷載分別為120，139，160，143，147 kN左右，這與試驗(yàn)過程中裂縫觀測記錄的試驗(yàn)梁開裂荷載基本吻合.

羊海林等[19]綜合考慮混凝土抗拉強(qiáng)度、收縮應(yīng)力及截面特征，推導(dǎo)出的負(fù)彎矩區(qū)混凝土面板的開裂彎矩計(jì)算公式為

Mc,r=(γscft-σcs)W′,

(1)

W′=Ics/y,

(2)

(3)

(4)

表4 開裂彎矩計(jì)算值與試驗(yàn)值Tab.4 Calculated values and experimental results of cracking-moment

由于試驗(yàn)梁PFSCB2，PFSCB4，PFSCB5的配筋率與其他截面特性相同，故其開裂彎矩理論值計(jì)算結(jié)果相同，在此只用PFSCB2進(jìn)行比較.

2.2 綜合力比對裂縫開展的影響

綜合考慮配筋率和鋼箱的共同作用，可以更好地了解組合結(jié)構(gòu)的裂縫開展特征.用綜合力比R表示組合梁負(fù)彎矩區(qū)截面的物理性能，即

(5)

式(5)中：Ar與fry分別為負(fù)彎矩區(qū)截面受拉鋼筋的截面積與屈服強(qiáng)度；As與fy分別為鋼梁的截面積和屈服強(qiáng)度；Ac與fc為鋼梁內(nèi)填充混凝土的截面積與屈服強(qiáng)度.

各試驗(yàn)梁裂縫特征數(shù)值，如表5所示.表5中：l為平均裂縫間距；ω為裂縫寬度.

通過混凝土面板應(yīng)變數(shù)據(jù)的突變點(diǎn)可以準(zhǔn)確得到各試驗(yàn)梁的開裂荷載.PFSCB1中支座負(fù)彎矩區(qū)共有8條可觀測的裂縫，縫有兩條，寬度分別為0.46,0.32 mm.其中，貫通裂PFSCB2在負(fù)彎矩區(qū)共產(chǎn)生9條可被觀測的裂縫，最大裂縫寬度為0.38 mm. 相比PFSCB1， PFSCB2混凝土面板的裂縫寬度發(fā)展較為緩慢.PFSCB1～ PFSCB3荷載-裂縫寬度對比圖,如圖10所示.

表5 各試驗(yàn)梁裂縫特征數(shù)值Tab.5 Crack characteristics value of every test beam

圖10 PFSCB1～PFSCB3荷載-裂縫寬度對比圖Fig.10 Load-crack width comparison of PFSCB1-PFSCB3

由圖10可知：雖然裂縫寬度增長緩慢，但PFSCB2在加載過程中產(chǎn)生了更多微小裂縫，裂縫密度也明顯大于PFSCB1；PFSCB3在負(fù)彎矩區(qū)一共產(chǎn)生了8條可被觀測的裂縫，其中的3條貫通裂縫的寬度分別為0.26，0.34，0.26 mm；PFSCB3的裂縫寬度發(fā)展速率大致與PFSCB2相近，但是純彎段的裂縫寬度明顯小于PFSCB2，在鋼筋受拉的階段裂縫發(fā)展在各試驗(yàn)梁中最為緩慢.

PFSCB1的R在所有試件中最小，裂縫發(fā)展特征與少筋梁的十分類似.當(dāng)可觀測的裂縫出現(xiàn)時(shí)，受拉鋼筋隨即屈服，裂縫寬度急劇增加，但是很少有細(xì)微裂縫產(chǎn)生，因此，其裂縫間距和裂縫寬度都偏大.由于鋼梁的共同作用，使全梁的延性提高，導(dǎo)致其并未呈現(xiàn)明顯的脆性破壞特征.隨著R的增加，PFSCB2與PFSCB3的裂縫寬度增加的速度明顯小于PFSCB1，且擁有更小的裂縫寬度與更大的裂縫密度.通過對裂縫產(chǎn)生荷載的分析研究，發(fā)現(xiàn)PFSCB1在300～400 kN的加載階段，有6條裂縫出現(xiàn).R相對較大的PFSCB2，PFSCB3梁裂縫的產(chǎn)生基本與加載等級(jí)呈現(xiàn)線性關(guān)系，即隨著荷載的增大裂縫逐條產(chǎn)生，未發(fā)現(xiàn)裂縫在某一等級(jí)階段集中出現(xiàn)的現(xiàn)象,可得出R較大的試驗(yàn)梁具有更大的剛度.

圖11 連續(xù)梁剪跨區(qū)劃分圖Fig.11 Shear-span area of continuous beam

綜上所述,綜合R對部分充填混凝土-鋼箱連續(xù)組合梁中支座區(qū)混凝土翼板裂縫寬度及開裂荷載均影響較大.適當(dāng)提高中支座區(qū)的配筋率可以在提高開裂彎矩的同時(shí)，降低最大裂縫寬度.通過對裂縫密度及裂縫間距的分析，可以看出R對裂縫的分布和開展也有一定的影響，R較大的試驗(yàn)梁擁有更大的開裂荷載、更慢的裂縫發(fā)展速度及更小的裂縫間距.

2.3 栓釘間距對裂縫發(fā)展的影響

連續(xù)梁剪跨區(qū)劃分圖,如圖11所示.圖11中:M+,M-分別為連續(xù)梁的正彎矩區(qū)和負(fù)彎矩區(qū);m1為正彎矩最大點(diǎn)到邊支座區(qū)段；m2,m3為正彎矩最大點(diǎn)到中支座區(qū)段.抗剪連接件作為組合梁的重要組成部分之一，在受力過程中的作用是傳遞剪力.組合梁負(fù)彎矩區(qū)混凝土受拉易開裂，而混凝土開裂退出工作后，縱向鋼筋則承受了大部分拉應(yīng)力，鋼筋的拉應(yīng)力又通過混凝土傳遞給栓釘.由于栓釘?shù)目辜魪?qiáng)度較大，進(jìn)而抑制混凝土面板裂縫寬度的發(fā)展.當(dāng)采用柔性抗剪連接件時(shí)，抗剪連接件的計(jì)算應(yīng)以彎矩絕對值最大點(diǎn)及支座為界限.

當(dāng)組合梁按完全抗剪連接設(shè)計(jì)時(shí)，每個(gè)剪跨區(qū)段內(nèi)需要的連接件總數(shù)nf為

nf=Vs/Ncv.

(6)

式(6)中：Vs為每個(gè)剪跨區(qū)段內(nèi)鋼梁與混凝土翼板交界面的縱向剪力；Ncv為單個(gè)抗剪連接件的受剪承載力設(shè)計(jì)值.部分抗剪連接組合梁連接件實(shí)配個(gè)數(shù)不得少于nf的50%，文中PFSCB4與PFSCB5各剪跨區(qū)段內(nèi)實(shí)配連接件的個(gè)數(shù)分別為0.5nf與0.75nf.

通過設(shè)計(jì)三根配筋率相同但抗剪連接度不同的試驗(yàn)梁分析栓釘間距對中支座負(fù)彎矩區(qū)裂縫發(fā)展的影響.PFSCB2，PFSCB5，PFSCB4試件中支座區(qū)栓釘間距分別為81.0，107.0，166.6 mm.栓釘間距對裂縫分布和平均裂縫間距的影響，如表6所示.表6中：rc為開裂范圍.

由表6可知：隨著栓釘間距的減小，裂縫平均間距及開裂范圍也隨之減小，且裂縫平均間距與栓釘間距十分相近.在裂縫分布范圍內(nèi)，絕大部分栓釘上都有開裂現(xiàn)象.這是因?yàn)殚_裂截面處，鋼筋應(yīng)變由于栓釘受到限制，鋼筋的拉力通過混凝土傳給栓釘，引起栓釘上方混凝土處的應(yīng)力集中,尤其當(dāng)裂縫開展較大時(shí)，連接件的作用更為明顯.栓釘間距越小的試驗(yàn)梁產(chǎn)生的裂縫受到的限制越大，越能促進(jìn)新裂縫的產(chǎn)生.除此之外，隨著栓釘間距的減小，組合梁翼板內(nèi)次生彎矩分布也相對更均勻一些，所以裂縫平均間距和最大裂縫寬度也隨之減小.

表6 栓釘間距對裂縫分布和平均裂縫間距的影響Tab.6 Influence of stud spacing on crack distribution and average crack spacing

3 裂縫寬度計(jì)算

文獻(xiàn)[13]考慮力比和栓釘間距的影響，建議組合梁最大裂縫的計(jì)算式為

ωmax=1.45ψεrLcr，

(7)

(8)

(9)

式(7)～(9)中：εr為鋼筋拉應(yīng)變；d為鋼筋直徑；p為栓釘連接件間距;C為最外層縱向受拉鋼筋外邊緣至受拉區(qū)底邊的距離;v為縱向受拉鋼筋表面特征系數(shù)，選取v=0.7；μct=Ar/(bchc),bc,hc分別表示混凝土翼緣有效寬度和厚度.

文獻(xiàn)[14]將橫向鋼筋間距和配筋力比作為重要影響參數(shù)，建議的連續(xù)組合梁橋面板最大裂縫計(jì)算公式為

(10)

式(10)中：la為橫向鋼筋平均間距.

PFSCB1～PFSCB5的彈性極限荷載為Py，翼板頂面裂縫貫通后荷載達(dá)到0.8Py和Py時(shí)，試驗(yàn)梁翼板裂縫寬度，如表7，8所示.表7,8中：ω0.8Py為荷載等級(jí)0.8Py時(shí)的最大裂縫寬度實(shí)測值；ωp為彈性極限狀態(tài)試驗(yàn)梁最大裂縫寬度實(shí)測值；ω1，ω2分別對應(yīng)式(7)，(10)計(jì)算所得的最大裂縫寬度.

由表7，8可知：文獻(xiàn)[14]所得的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值相差較大，而文獻(xiàn)[13]由于綜合考慮鋼箱-混凝土組合梁的R、栓釘間距對裂縫寬度的影響，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)值更為接近，對裂縫最大寬度的計(jì)算具有一定的參考意義.

為研究鋼梁內(nèi)有無填充混凝土對彈性階段內(nèi)連續(xù)組合梁混凝土翼板裂縫寬度的影響，采用文獻(xiàn)[13]的公式計(jì)算無填充混凝土-鋼箱連續(xù)組合梁在彈性階段內(nèi)的翼板最大裂縫寬度，并與部分填充混凝土鋼箱連續(xù)組合梁的最大裂縫寬度進(jìn)行對比.有、無填充混凝土連續(xù)組合梁翼板裂縫寬度對比，如表9所示.表9中：ω3與ω5分別為部分填充混凝土連續(xù)組合梁在0.8Py與Py荷載等級(jí)下的最大裂縫寬度計(jì)算值；ω4與ω6分別為無填充混凝土連續(xù)組合梁在0.8Py與Py荷載等級(jí)下的最大裂縫寬度計(jì)算值.

表7 P=0.8Py時(shí)試驗(yàn)梁翼板裂縫寬度Tab.7 Crack widths of test beams when P=0.8Py

表8 P=0.8Py時(shí)試驗(yàn)梁翼板裂縫寬度Tab.8 Crack widths of test beams when P=0.8Py

表9 有、無填充混凝土連續(xù)組合梁翼板裂縫寬度對比Tab.9 Comparison of flange crack width of continuous composite beam with and without concrete filling

由表9可知:在彈性階段內(nèi),部分填充混凝土鋼箱連續(xù)組合梁的最大裂縫寬度計(jì)算值小于無填充混凝土連續(xù)組合梁的計(jì)算值.這主要由于鋼梁內(nèi)填充混凝土提高了中支座負(fù)彎矩區(qū)截面的抗彎剛度，使得部分填充混凝土鋼箱連續(xù)梁受拉鋼筋的拉應(yīng)力小于同一荷載等級(jí)下無填充混凝土連續(xù)梁的受拉鋼筋.

4 結(jié)論

1) 部分充填混凝土-鋼箱連續(xù)組合梁負(fù)彎矩區(qū)配筋率配筋率提高，裂縫密度增大，裂縫寬度增大減緩，當(dāng)組合梁負(fù)彎矩區(qū)配筋率為1.0%，1.5%，2.0%時(shí)，對應(yīng)試驗(yàn)梁彈性極限荷載時(shí)的裂縫寬度分別為0.24，0.22，0.14 mm，組合梁負(fù)彎矩區(qū)翼板配筋率對裂縫控制作用明顯.

2) 當(dāng)裂縫開展較大時(shí)，栓釘可以有效限制裂縫寬度的進(jìn)一步增加，轉(zhuǎn)而促進(jìn)更多次生裂縫的產(chǎn)生.

3) 考慮混凝土收縮應(yīng)力影響和組合截面塑性系數(shù)，計(jì)算開裂彎矩與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，當(dāng)組合梁負(fù)彎矩區(qū)配筋率為1.0%，1.5%,2.0%時(shí)，對應(yīng)試驗(yàn)梁的開裂彎矩分別為78.13，80.52，81.69 kN·m，表明混凝土翼板配筋率提高對開裂彎矩的影響不大.

4) 部分充填混凝土-鋼箱組合梁彈性工作階段混凝土翼板最大裂縫寬度的計(jì)算應(yīng)綜合考慮組合梁的配筋率、力比、栓釘間距及鋼箱內(nèi)混凝土填充度的影響.