周凌宇,范進凱,方蛟鵬,李分規(guī),戴超虎,曾 波,徐增武,劉曉春

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院,長沙 410075;2.中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國家工程研究中心,長沙 410075;3.中建五局第三建設(shè)有限公司,長沙 410004)

裝配式組合梁作為一種新型復(fù)合材料結(jié)構(gòu),因其生產(chǎn)效率高、可持續(xù)性能好、低碳環(huán)保等特點廣泛應(yīng)用于工業(yè)與民用建筑中[1-4]。本課題組首次提出了一種新型裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁,該組合梁是通過高強螺栓將兩個預(yù)制樓板背靠背連接起來疊合而成,如圖1所示。與現(xiàn)有的裝配式組合梁相比,該組合梁實現(xiàn)了全裝配施工,無需額外的現(xiàn)場澆筑和焊接,加快了施工速度;此外,混凝土板位于槽鋼翼緣下方,有效降低了梁高,增大了建筑使用空間,具有廣泛應(yīng)用前景和巨大商業(yè)價值。鋼-混組合梁通常是依靠剪力連接件來傳遞混凝土與鋼梁之間的界面剪力,保證兩者協(xié)同工作。國內(nèi)外常用的剪力連接件主要包括栓釘、螺栓剪力連接件等[5-7],但對于新型裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁,常規(guī)的剪力連接件無法滿足其構(gòu)造要求。為保證組合梁中混凝土板與槽鋼梁之間的組合作用,增強組合梁的整體工作性能,提出一種適用于該組合梁的新型開孔鋼板剪力連接件(PSP剪力連接件)。該剪力連接件是在組合梁的上翼緣和縱向加勁肋之間焊接特定的開孔鋼板形成(見圖1(b)),其不僅能夠有效防止混凝土板的縱向滑移和橫向分離,增強組合梁整體工作性能,還能作為槽鋼梁加勁肋,防止腹板和翼緣的屈曲和失穩(wěn)。

圖1 新型預(yù)制樓板及雙拼槽鋼-混凝土組合梁Fig.1 New type of prefabricated floor slab and double-channel steel-concrete composite beam

目前,對各類開孔鋼板剪力連接件抗剪性能的研究已較為系統(tǒng)。Oguejiofor等[8]研究了開孔鋼板孔洞數(shù)量、孔洞間距、混凝土強度以及橫向鋼筋對受剪承載力的影響,并提出了受剪承載力計算方法。Vianna等[9]開展了16組PBL剪力連接件推出試驗,討論了混凝土板厚度、混凝土強度、穿孔鋼筋等參數(shù)對PBL剪力連接件受剪承載力和剛度的影響并給出了計算建議。Ahn等[10]通過推出試驗發(fā)現(xiàn)雙排PBL連接件的平均受剪承載力約為單排受剪承載力的80%。Kim等[11]提出了一種新的Y型PBL剪力連接件并對其開展了推出試驗。Vianna等[12]對18組T型開孔鋼板剪力連接件開展了試驗研究,結(jié)果表明,T 型開孔鋼板剪力連接件具有較高的受剪承載力。肖林等[13-15]通過靜載試驗發(fā)現(xiàn)PBL連接件受剪承載力及破壞模式取決于開孔鋼板厚度,并給出了考慮鋼板厚度等參數(shù)的承載力計算公式。胡建華等[16]通過開展推出試驗發(fā)現(xiàn)PBL連接件具有延性破壞特征。衛(wèi)星等[17]對PBL剪力連接件疲勞性能開展了系統(tǒng)的試驗研究,并給出了采用殘余滑移量評估疲勞損傷發(fā)展的設(shè)計建議。張清華等[18-19]通過試驗、數(shù)值和理論方法研究了PBL剪力連接件群的傳力機制,并提出了荷載-滑移變形協(xié)調(diào)模型和極限承載力計算方法。汪維安等[20]通過靜載試驗研究了多排PBL連接件荷載-滑移分布特征,并給出了PBL剪力連接件群承載力計算方法。

綜上,雖然對開孔鋼板剪力連接件(PBL剪力連接件)已開展了大量研究并取得了豐富的研究成果,但主要都是圍繞垂直于穿孔鋼筋方向受剪的PBL剪力連接件,對于受剪方向平行于穿孔鋼筋的開孔鋼板剪力連接件的研究較少。本文提出的PSP剪力連接件屬于該類開孔鋼板剪力連接件,目前對PSP剪力連接件的研究尚屬空白。為此,在新型裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁基礎(chǔ)上,設(shè)計了7組試件并開展推出試驗,探討了不同參數(shù)PSP剪力連接件的受剪承載力及破壞模式。采用有限元方法開展了參數(shù)分析,進一步研究了開孔鋼板厚度、開孔直徑、混凝土強度、連接件間距和穿孔鋼筋對PSP剪力連接件力學(xué)性能的影響。根據(jù)試驗及有限元荷載-滑移曲線提出了裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁中單個PSP剪力連接件荷載滑移曲線計算公式,為裝配式雙拼槽鋼混組合梁的設(shè)計提供參考。

1 試 驗

1.1 試件設(shè)計

為研究新型裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁中PSP剪力連接件的力學(xué)性能,在雙拼槽鋼-混凝土組合梁基礎(chǔ)上,根據(jù) Eurocode4規(guī)范設(shè)計了標準推出試件,其詳細構(gòu)造及尺寸如圖2所示。

圖2 標準推出試件構(gòu)造及尺寸Fig.2 Structure and size of standard specimens

推出試件整體尺寸為400 mm×100 mm×400 mm。其中,鋼梁由沿腹板切割后的32b熱軋槽鋼和矩形鋼板焊接而成,長度為350 mm,矩形鋼板厚度為16 mm。PSP剪力連接件三邊焊接于鋼梁內(nèi)部,試件中所有焊接均采用一級全融透焊縫。為避免試件底部混凝土發(fā)生局部受壓破壞,在底部混凝土中設(shè)置了箍筋加密區(qū)。此外,混凝土澆筑前在鋼梁內(nèi)側(cè)涂抹了潤滑油,以減少鋼梁與混凝土之間的界面摩擦。

推出試件主要參數(shù)如表1所示。其中,試件SP2-6-30-C40-150和SP2-4-30-C40-150為間距150 mm雙剪力連接件試件,其余試件為單剪力連接件試件。所有試件均采用C40或C50混凝土,經(jīng)28 d自然養(yǎng)護,兩種實測混凝土立方體抗壓強度分別為42.5、50.4 MPa。試件中槽鋼、矩形鋼板及PSP剪力連接件鋼材材料均為Q235B。鋼筋采用HRB400,縱向鋼筋直徑為8 mm,箍筋直徑為6 mm。鋼材材料性能如表2所示。

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

表2 鋼材材料特性Tab.2 Properties of steel material

1.2 試驗裝置

試驗采用2 000 kN電伺服液壓機進行加載,加載裝置如圖3所示。為消除混凝土板與基座之間的縫隙,同時檢查各儀器儀表是否正常工作,正式加載前進行了2次預(yù)加載,加載值為60 kN。進入正式加載階段后采用位移控制,加載速率為0.2 mm/min,每級位移增量為0.4 mm,直至試件破壞。為保證試件加載過程中受力均勻,在每個試件頂部安裝了水平鋼板,底部鋪設(shè)了少量砂墊層。試件相對滑移通過位移計測量獲得,加載值則采用頂部壓力傳感器配合液壓機受力讀數(shù)獲得。

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Test set up

1.3 破壞形態(tài)

7個試件在加載初期并沒有發(fā)生明顯變化。隨著加載的進行,鋼梁與混凝土之間開始產(chǎn)生明顯的滑移,鋼混交界面處混凝土部分剝落。隨著荷載繼續(xù)增大,試件底部混凝土首先出現(xiàn)豎向裂紋。繼續(xù)加載,PSP剪力連接件處混凝土開始出現(xiàn)斜裂縫并逐漸向混凝土底部及側(cè)面延伸,如圖4所示。隨著荷載進一步增大,混凝土板兩側(cè)產(chǎn)生橫向和豎向裂縫,正面斜裂縫繼續(xù)發(fā)展。最終側(cè)面裂縫和正面斜裂縫貫通,底部混凝土保護層大量剝落,試件展示出混凝土壓碎破壞形式。

圖4 混凝土裂縫Fig.4 Concrete cracks

7個試件拆除混凝土后的PSP剪力連接件變形情況如圖5所示?？梢钥闯?試件SP1-4-50-C40、SP1-4-30-C50、SP1-4-30-C40、SP2-4-30-C40-150以及SP2-6-30-C40-150的 PSP剪力連接件都發(fā)生了較為明顯的彎曲變形,其中,試件SP1-4-30-C50中還觀察到PSP剪力連接件的剪切破壞。而試件SP1-10-30-C40的PSP剪力連接件沒有觀察到明顯變形。對于具有雙排PSP剪力連接件的SP2-4-30-C40-150和SP2-6-30-C40-150試件,底部PSP剪力連接件比頂部PSP剪力連接件變形更明顯,這是由于PSP剪力連接件間距較小導(dǎo)致上下剪力連接件受力不均勻,底部PSP剪力連接件承擔更高的剪力。

圖5 拆除混凝土后剪力連接件變形Fig.5 Deformation of connectors after removing concrete

1.4 荷載-滑移曲線及力學(xué)性能

所有試件的荷載-滑移曲線如圖6所示?？梢钥闯?PSP剪力連接件荷載-滑移曲線主要分為彈性階段、彈塑性階段、平臺階段、破壞階段。加載初期,試件處于彈性階段,此時荷載-滑移曲線呈線性增長,直至A點,此時相對滑移約為0.3 mm,對應(yīng)荷載約為峰值荷載的40%。隨著荷載持續(xù)增大,混凝土板表面產(chǎn)生斜裂縫,曲線進入彈塑性階段,此時曲線呈非線性增長,斜率逐漸減小,直至達到峰值荷載B點。隨后,曲線進入平臺階段,在這一階段,混凝土裂縫繼續(xù)發(fā)展并相互貫通,裂縫寬度增大,部分混凝土逐漸退出工作。該階段中曲線接近水平發(fā)展,荷載保持在峰值荷載的95%以上。最后,曲線進入破壞階段,并迅速下降。在此期間,大量混凝土分離,混凝土壓碎。

圖6 荷載-滑移曲線Fig.6 Load-slip curve

所有試件的試驗結(jié)果如表3所示?？梢钥闯?試件SP1-10-30-C40受剪承載力較SP1-6-30-C40和SP1-4-30-C40提高了17.2%和32.5%,抗剪剛度提高5.6%和32.6%,由此說明,增大開孔鋼板厚度可以提高PSP剪力連接件受剪承載力和抗剪剛度。對比試件SP1-4-30-C50與試件SP1-4-30-C40,前者抗剪剛度較后者提高了9.2%,而受剪承載力差異較小,這可能是由于開孔鋼板厚度較小導(dǎo)致PSP剪力連接件受剪承載力主要由開孔鋼板控制。對比具有相同參數(shù)的雙剪力連接件試件與單剪力連接件試件,發(fā)現(xiàn)試件SP2-4-30-C40-150的極限承載力較試件SP1-4-30-C40提高了50.2%,試件SP2-6-30-C40-150的極限承載力較試件SP1-6-30-C40提高了49.1%。然而,均沒有實現(xiàn)兩倍的提高,雙剪力連接件試件中單個PSP剪力連接件平均受剪承載力均小于單個PSP剪力連接件的受剪承載力,這是由于較小的間距導(dǎo)致PSP剪力連接件受力不充分,其抗剪能力不能完全發(fā)揮。

表3 推出試驗結(jié)果Tab.3 The results of push-out tests

2 有限元分析

2.1 有限元模型

為進一步分析開孔鋼板厚度、開孔直徑、混凝土強度、剪力連接件間距對PSP剪力連接件力學(xué)性能的影響,利用有限元軟件ABAQUS對裝配式雙拼槽鋼組合梁中PSP剪力連接件進行了非線性參數(shù)分析。有限元模型由6部分組成,包括混凝土板、鋼梁、PSP剪力連接件、加載板、底板和鋼筋網(wǎng),如圖7所示。

圖7 有限元模型Fig.7 Finite element model

2.2 單元類型、邊界條件及網(wǎng)格劃分

有限元模型中鋼梁、PSP剪力連接件、混凝土板采用三維八節(jié)點單元(C3D8R),加載板和底板采用離散剛性單元(R3D4),內(nèi)部鋼筋網(wǎng)采用三維雙節(jié)點桁架單元(T3D2)。此外,內(nèi)部鋼筋網(wǎng)采用“Embedded Region”嵌入到混凝土中發(fā)揮作用。部件之間的接觸采用接觸單元進行模擬,其中,鋼梁與混凝土板、PSP剪力連接件與混凝土板、混凝土板與加載板及底板之間的接觸采用硬接觸模擬法向接觸行為,采用庫倫摩擦接觸模擬切向接觸行為?；炷涟迮c鋼梁和PSP剪力連接件的摩擦因數(shù)取0.4。由于底板與混凝土板之間存在砂墊層,底板與混凝土板之間的摩擦因數(shù)取0.3。為同時保證計算結(jié)果準確可靠,對PSP連接件進行了局部精密網(wǎng)格劃分。PSP連接件沿厚度方向采用4～8層單元,局部網(wǎng)格尺寸為5 mm,其余部件采用10 mm的網(wǎng)格尺寸。

2.3 材料性能

2.3.1 混凝土

混凝土拉壓本構(gòu)模型參考文獻[21-22],應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8所示。當混凝土受壓,應(yīng)力-應(yīng)變曲線分為上升和下降段。其中,上升段由式(1)、(2)控制,下降段為一條直線,在達到85%最大抗壓強度時終止,此時應(yīng)變?yōu)?4εcp。當混凝土受拉,應(yīng)力-應(yīng)變曲線由式(3)、(4)控制。

圖8 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curves of concrete

(1)

(2)

σt=(1.2x-0.2x6)ft

(3)

(4)

式中:σc和εc分別為曲線上升段的壓應(yīng)力及對應(yīng)的壓應(yīng)變;fc和εcp分別為最大壓應(yīng)力和最大壓應(yīng)變;Ec為混凝土彈性模量;σt和εt分別為拉應(yīng)力及對應(yīng)拉應(yīng)變;ft和εtp為極限拉應(yīng)力和極限拉應(yīng)變。

2.3.2 鋼材

PSP剪力連接件采用三線性等效強化模型進行模擬,其余鋼材采用雙線性理想模型進行模擬,應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖9所示。模型中所有鋼材均遵循Mises屈服準則,PSP剪力連接件極限應(yīng)變?nèi)?.2,鋼筋泊松比取0.3,其他材料參數(shù)見表2。

fy、εy、fu和εu分別為鋼材屈服應(yīng)力、屈服應(yīng)變、極限應(yīng)力和極限應(yīng)變。圖9 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curves of steel

2.4 模型驗證

圖10以SP1-4-50-C40、SP1-6-30-C40、SP1-10-30-C40為例,給出了推出試驗與有限元分析中荷載-滑移曲線對比,可以看出,有限元模擬得到的荷載-滑移曲線與推出試驗實測曲線吻合良好。以試件SP1-6-30-C40為例,對比了有限元分析和推出試驗中PSP 剪力連接件破壞形態(tài),如圖11所示。圖11(a)和(b)為有限元模擬得到的混凝土開裂狀態(tài)與試驗結(jié)果對比。圖11(c)為有限元模擬得到的開孔鋼板剪力連接件塑性變形與試驗結(jié)果對比。結(jié)果表明,有限元分析得到的破壞模式與實驗結(jié)果基本一致。因此,本文建立的有限元模型能夠較好地反映推出試件中PSP剪力連接件的剪切行為和最終破壞形態(tài)。

圖10 有限元分析荷載-滑移曲線與試驗結(jié)果對比Fig.10 Comparison of the load-slip curves calculated by the FEM and the test result

圖11 有限元計算結(jié)果與試驗破壞形態(tài)對比Fig.11 Comparison of the results calculated by the FEM and the experimental failure modes

3 有限元分析

利用驗證后的有限元模型,通過改變開孔鋼板厚度、開孔直徑、混凝土強度、連接件間距、穿孔鋼筋,分析PSP剪力連接件不同參數(shù)變化對其荷載-滑移曲線及受剪承載力的影響。

3.1 開孔鋼板厚度的影響

圖12給出了不同厚度的PSP剪力連接件荷載-滑移曲線?？梢钥闯?隨著開孔鋼板厚度的增加,PSP剪力連接件抗剪剛度和受剪承載力均得到提高,當開孔鋼板厚度從8 mm增加到10、14、20 mm時,PSP剪力連接件受剪承載力分別提高了5.8%、12.6%、14.9%。受剪承載力隨開孔鋼板厚度呈現(xiàn)非線性增加,隨著厚度的增大,受剪承載力增加速度逐漸減小。這是由于開孔鋼板厚度的提高使得PSP剪力連接件更不容易產(chǎn)生變形,受剪承載力和抗剪剛度得到提高。然而,當開孔鋼板厚度增加到一定程度時,大厚度的開孔鋼板使得混凝土提前被壓碎,混凝土強度對受剪承載力的影響變得更為敏感,受剪承載力增加速度減小。因此,適當增加開孔鋼板厚度可以有效地提高PSP剪力連接件的受剪承載力。

圖12 不同開孔鋼板厚度的影響Fig.12 Effect of different thicknesses of perforated steel plate

3.2 開孔直徑的影響

圖13給出了鋼板厚度為10 mm時不同開孔直徑的PSP剪力連接件荷載-滑移曲線?？梢钥闯?隨著開孔直徑的增大,荷載-滑移曲線變化不明顯,當開孔直徑從10 mm增加到50 mm時,開孔鋼板受剪承載力僅減小了4.0%,而抗剪剛度沒有明顯變化。這可能是由于厚度較大的PSP剪力連接件的受剪承載力主要由焊縫周圍混凝土提供。在整個加載過程中,鋼板未發(fā)生明顯彎曲或剪切變形,而底部混凝土被壓潰。因此,對于大厚度PSP剪力連接件,開孔直徑對受剪承載力和抗剪剛度的影響較小。

圖13 不同開孔直徑的影響Fig.13 Effect of different opening diameters

3.3 混凝土強度的影響

圖14給出了不同混凝土強度下PSP剪力連接件的荷載-滑移曲線?？梢钥闯?隨著混凝土強度的提高,PSP剪力連接件的受剪承載力和抗剪剛度都得到了提高。當混凝土強度從50 MPa增加到60、70、80 MPa時,PSP剪力連接件的受剪承載力分別提高了9%、18%、28%。受剪承載力隨混凝土強度的提高近似呈線性增長,提高混凝土強度能有效增大PSP剪力連接件受剪承載力。因此,混凝土強度對PSP剪力連接件的力學(xué)性能有顯著影響。

圖14 不同混凝土強度的影響Fig.14 Effect of different strength of concrete

3.4 連接件間距的影響

圖15給出了不同連接件間距下PSP剪力連接件的荷載-滑移曲線?？梢钥闯?連接件間距對PSP剪力連接件的受剪承載力有顯著影響。當連接件間距較小時,由于相鄰剪力連接件間混凝土應(yīng)力重疊,頂部與底部PSP剪力連接件受力并不均勻,底部剪力連接件會比頂部連接件分擔到更高的剪力,隨著連接件間距的增大,應(yīng)力重疊減小,相鄰兩個PSP剪力連接件分擔的剪力趨于相等。間距為100、150、200、250 mm的單排平均承載力分別達到了單個PSP剪力連接件的66.2%、75.6%、87.7%、91.2%,均小于單個PSP剪力連接件受剪承載力。因此,在實際工程中PSP剪力連接件的間距取值建議大于250 mm。

圖15 不同連接件間距的影響Fig.15 Effect of different connector spacing

3.5 穿孔鋼筋的影響

穿孔鋼筋是各種形式開孔鋼板連接件中至關(guān)重要的研究參數(shù),以試件SP2-6-30-C40-O(無穿孔鋼筋)和試件SP2-6-30-C40-I(含直徑為16 mm的穿孔鋼筋)研究穿孔鋼筋對PSP剪力連接件抗剪能力的影響。從圖16可以看出,穿孔鋼筋對PSP剪力連接件的受剪承載力和抗剪剛度影響較小。相比試件SP2-6-30-C40-O,試件SP2-6-30-C40-I的受剪承載力僅提高了2.2%。此外,在開孔鋼板中設(shè)置穿孔鋼筋可以在很大程度上提高PSP剪力連接件的面外抗剪能力和抗拉能力。因此,有必要在PSP剪力連接件孔中設(shè)置穿孔鋼筋,以保證裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁中混凝土板和鋼梁之間的共同工作性能。

圖16 穿孔鋼筋的影響Fig.16 Effect of perforated reinforcement

4 PSP連接件荷載-滑移行為研究

剪力連接件的荷載-滑移行為是評價鋼-混凝土組合梁界面特性的重要指標。對于大多數(shù)鋼-混凝土組合梁,在彈性階段,剪力連接件對組合梁力學(xué)性能的影響不顯著。而在塑性階段,組合梁內(nèi)部剪力連接件、混凝土和鋼梁三者之間應(yīng)力開始重新分布,需要通過荷載-滑移關(guān)系考慮剪力連接件變形和鋼-混凝土相互作用。而目前對PSP剪力連接件荷載-滑移關(guān)系的研究基本屬于空白。常見的荷載-滑移曲線公式主要是針對栓釘和螺栓等剪力連接件,表4總結(jié)了不同學(xué)者提出的荷載-滑移曲線經(jīng)驗公式。

表4 荷載-滑移曲線經(jīng)驗公式Tab.4 Practical formulas of load-slip curve

將試驗及有限元荷載-滑移曲線與表4所建議公式進行對比,結(jié)果如圖17所示?？梢钥闯?公式與試驗及有限元結(jié)果擬合精度較差,現(xiàn)存經(jīng)驗公式不適用本文提出的PSP剪力連接件。因此,有必要研究和建立PSP剪力連接件的荷載-滑移曲線關(guān)系式。

圖17 試驗及有限元結(jié)果與荷載-滑移預(yù)測公式對比Fig.17 Comparison between the experimental and finite element results and the prediction equations of load-slip curve

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)和有限元計算結(jié)果,參考文獻[25,27]中的荷載-滑移關(guān)系公式形式,擬合得到PSP連接件荷載-滑移關(guān)系計算公式(5)。試驗數(shù)據(jù)和有限元計算結(jié)果與本文提出公式的對比如圖18所示,該公式適用于不考慮群連接件效應(yīng)的單個PSP剪力連接件。可以看出,公式預(yù)測結(jié)果與試驗及有限元獲得的荷載-滑移曲線吻合良好。

圖18 試驗及有限元結(jié)果與本文公式對比Fig.18 Comparison between the experimental and finite element results and the proposed equation

(5)

5 結(jié) 論

1)試驗結(jié)果表明,除10 mm厚度PSP剪力連接件外,所有4 mm與6 mm厚度的PSP剪力連接件均發(fā)生了明顯彎曲變形,其中,試件SP1-4-30-C50中PSP剪力連接件還觀察到了剪切破壞。對于雙排連接件試件,底部PSP剪力連接件變形比頂部連接件更明顯。所有試件破壞時剪力連接件周圍混凝土均出現(xiàn)了斜向裂縫。

2)增加開孔鋼板厚度可以提高PSP剪力連接件受剪承載力。但隨著厚度的增大,受剪承載力增加速度逐漸減小。

3)提高混凝土強度可以顯著提高PSP剪力連接件受剪承載力和抗剪剛度,而開孔直徑和穿孔鋼筋對受剪承載力和抗剪剛度影響較小。

4)增大連接件間距能夠顯著提高單排PSP剪力連接件平均受剪承載力,當間距為100、150、200、250 mm時,單排平均承載力分別達到單個PSP剪力連接件的66.2%、75.6%、87.7%、91.2%。因此,實際工程中PSP剪力連接件的間距取值建議大于250 mm。

5)提出了裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁中單個PSP剪力連接件荷載-滑移曲線計算公式,為裝配式雙拼槽鋼混組合梁的設(shè)計提供參考。