组合梁（由不同材料结合而成的梁）

组合梁抗弯性能

组合梁是钢梁和混凝土板通过抗剪连接件连成整体而共同受力的横向承重构件，能够充分发挥钢材抗拉、混凝土抗压性能好的优点，具有承载力高、刚度大、抗震和动力性能好、构件截面尺寸小、施工方便等优点。现有组合梁所采用的钢梁形式有工字形、箱形、钢桁架、蜂窝形钢梁等。本文旨在探讨波纹腹板H 型钢在组合梁中的应用，与普通H 型钢梁相比，波纹腹板H 型钢具有强度高、用钢量省、局部稳定承载力高的优点，可以进一步发挥组合梁的优势。奥地利的维也纳机场停车场采用过这种构件形式 聂建国提出过这种结构形式，在国内尚无应用。“波形钢腹板组合结构箱梁桥”采用混凝土翼板与波纹腹板组成闭口箱型截面的组合梁，但两者在设计原理存在一定的差异。波纹腹板H 型钢腹板厚度一般较薄，但却具有较高的平面外刚度和屈曲强度，腹板高厚比可以达到600，截面更为开展，所以非常适合作为横向受力构件使用。

在波纹腹板H 型钢梁的受弯性能研究方面，Elgaaly 进行了6 根波纹腹板H 型钢梁受弯试验和大量有限元分析，认为腹板对受弯承载力的贡献较少 可以忽略。Johnson 研究了梁的整体弯曲性能及受压翼缘局部屈曲。Jiho 给出了波纹腹板H 型钢截面剪切中心和翘曲常数的求解方法，对所提出的弯扭屈曲承载力的计算方法进行了有限元验证。郭彦林提出了波折腹板工形构件翼缘稳定性简化模型。在钢-混凝土组合梁抗弯承载力的计算理论方面，1912 年Andrews 首次提出基于弹性理论的换算截面法，即把混凝土或钢的截面换算成钢或混凝土的面积，然后根据初等弯曲理论进行截面设计和计算。1951 年，N．M．Newmark 提出了组合梁交界面纵向剪力的微分方程，第一个考虑了钢梁与混凝土板交界面上相对滑移对组合梁承载能力和变形的影响。

1959 ～1965 年，Thurlimann 通过一系列的试验研究，认为对于一般钢-混凝土组合梁，当其承受极限弯矩时，组合截面的中和轴通常在混凝土板内。在组合梁极限承载力的计算中，可以认为钢梁全截面均已达到抗拉屈服强度。欧洲钢结构协会(ECCS)的组合结构规程及我国重新修订的《钢结构设计规范》中，均采用了这种简化塑性理论。

由于波纹腹板的特殊形式导致其不能承受弯曲正应力，使得波纹腹板H 型钢组合梁抗弯承载力计算方法必然与普通组合梁不同。所以，本文将通过波纹腹板H 型钢组合梁试验研究，结合有限元分析，讨论波纹腹板H 型钢组合梁的抗弯承载力计算方法。

1．1 试件设计与制作

为了解波纹腹板H 型钢组合梁抗弯性能，共设计制作了4 根试件，试件主要的参数差异为梁的跨度、剪跨比等，同时考察有无荷载加劲肋对强度的影响。

1．2 试验装置和测量内容

试验采用两点对称加载，全部试件均为简支，一侧采用铰支座，另一侧采用滚动支座，采用两个500kN 千斤顶通过反力架施加单调静载，千斤顶下布置小型钢梁作为分配梁，避免混凝土翼板局部受压破坏，加载值由与计算机相连的传感器测量，两个千斤顶通过一个液压伺服仪控制同步加载，测点布置主要考虑测量剪跨段钢腹板的剪切应变，纯弯段截面的混凝土和钢翼缘的弯曲正应变。在梁的跨中下方设置位移计测挠度，构件左右两端分别设置位移计测量水平位移，并有一个相对位移计测量混凝土板和钢梁之间的滑移。

1．3 有限元数值模拟试验

为了对波纹腹板H 型钢组合梁的抗弯试验进行验证，研究采用有限元软件ANSYS 作为辅助工具，并借助有限元方法提取更多试验结果数据，得到更多有益的结论。数值模型中，混凝土翼板采用Solid65 单元，材料本构 关 系 按 照 材 性 试 验 结 果 确 定; 钢 梁 采 用 SHELL181 单元，材料采用切线模量为0．01E 的双折线模型。

波纹腹板H 型钢组合梁受弯试验的基本过程如下: 当初期荷载较小，材料处于线弹性阶段，构件的荷载挠度曲线接近于直线。随着荷载的增大，钢梁下翼缘开始屈服，中和轴上移，当混凝土板底部的拉应力超过混凝土的抗拉强度，板底出现裂缝。此时荷载挠度曲线出现转折，呈曲线发展态势。随后，梁的变形迅速增加，板底横向裂缝开始增大，混凝土板中裂缝宽度继续加大，并向上发展，中和轴进一步上移，荷载挠度曲线呈现水平发展趋势，进入塑性工作阶段。当荷载达到破坏荷载的90% 以上时，混凝土板的受弯裂缝开展比较密集，间距较小。接近破坏荷载时，钢梁的屈服区已经达到钢梁的上翼缘。由于弯曲变形过大，试件混凝土翼板沿梁长产生纵向裂缝。加载至最后混凝土板受压区完全达到混凝土的抗压强度，翼板顶部混凝土被压碎。

如混凝土翼板上部的受压破碎，以及翼板下部的受拉开裂。同时，试件在整个试验过程，钢梁除了产生较大的弯曲变形外，未有其他明显破坏特征。试件表现出极好的塑性变形性能，延性系数均能达到8．0(取钢梁下翼缘开始屈服作为屈服弯矩，荷载下降到极值的 80% 作为极限状态)。

此外，CB5 和CB6 在加载位置均未设置加劲肋，当基本试验结果分别与CB3 和CB4 一致，说明在混凝板对荷载扩散作用下，纤薄的钢梁腹板，具有较载好的局部承压强度。参照这一结论，在有限元分析中，仅建立无加劲肋的模型。混凝土翼板和钢梁的上下翼缘剪应力较小，腹板剪应力较大，且腹板上剪应力近似均匀分布。梁截面以混凝土靠近下部位置为弹性中和轴，最大应变位于钢梁下翼缘，最大压应变位于混凝土板上边缘，而钢梁腹板大部分几乎没有弯曲正应变。

(1)波纹腹板H 型钢组合梁极限抗弯承载力高于截面塑性弯矩。

(2)波纹腹板H 型钢组合梁受弯过程中构件延性性能好。

(3)波纹腹板H 型钢组合梁截面应力分布基本符合平截面假定。

(4)波纹腹板H 型钢组合梁截面剪应力主要分布在钢梁腹板上，其呈均匀分布。

(5)钢梁腹板局部承压强度高，不需要设置加劲肋。

(6)采用截面塑性弯矩作为组合梁的设计弯矩。

组合梁受弯性能

随着结构工程的发展，单一材料组成的结构很难同时满足受力性能、耐久性、经济性、适用性和施工性能的综合要求以减小钢板厚度、减轻自重、节约材料和资金、减少资源消耗等关键 ．

外包钢-混凝土组合梁是一种新型组合梁，具有承载力高、延性好、稳定性好、施工方便、综合经试件均采用跨中两点对称静力加载试验，在12 00 kN 反力台架下进行．试验开始前，通过 1 000 kN 压力试验机对所有加载仪器、设备进行了检查和标定，确保试验量测结果准确、有效．试验加载过程中，通过布置相应的力传感器监控组合梁试件所需施加的各级荷载．

对高强U 形外包钢-混凝土组合简支梁( 以下简称组合梁) 进行了试验研究和理论分析，探讨由高强混凝土和高强度钢材有效结合形成的外包钢-混凝土组合梁的受力性能和破坏特征，建立高强U 形外包钢-混凝土组合梁正截面受弯承载力计算公式．

1．1 试验概况

为了探究高强度钢材(Q420 与Q460)和高强度混凝土(C60 与C80)有效结合形成的高强U 形外包钢-混凝土组合梁的受力性能，根据组合作用基本理论设计制作了3 根试件．组合梁内部高强混凝土与外包钢板之间均按照完全剪力连接设计，不考虑滑移效应对组合梁性能的影响．

1．2 加载过程与破坏特征

试件GCB5:荷载F 施加到270 kN (F /F= 0．857，F为极限荷载)时，组合梁底部外包高强钢板与内部高强混凝土交界面出现较细微的粘结滑移裂缝，此时组合梁跨中竖向位移已达24 mm．荷载增至280 kN(F /F= 0．889)时，组合梁跨中混凝土翼缘板与U 形外包钢腹板交界面出现较细微的裂缝．继续加载，试件跨中竖向位移不断发展，而裂缝张开不大．荷载增大到315 kN(F /F= 1．0)时，跨中翼缘板混凝土受压剥离破坏，试件受弯变形发展迅速．试件GCB6:荷载增大到140 kN (F /F=0．419)时，试件发出较大的吱吱声，表明化学粘结作用开始破坏．在组合梁两端，外包钢板与内部混凝土交界面出现细的粘结滑移裂缝; 继续加载，组合梁挠度缓慢增大，无其他现象发生; 加载至280kN(F /F= 0．838)时，组合梁跨中纯弯段混凝土翼缘板侧立面出现较细的纵向裂缝．荷载增大到335kN(F /F= 1．0)时，组合梁跨中纯弯段内部分混凝土翼缘板出现压溃剥离破坏，此时组合梁跨中竖向位移达到40 mm．试件GCB7:加载初期，试件跨中竖向位移缓慢增大，各部位无裂缝出现．荷载增至140 kN(F /F= 0．394)时，组合梁内部高强混凝土与U 形外包钢腹板界面出现较细的竖向裂缝．荷载施加至280kN(F /F= 0．789)时，组合梁右端底部外包钢板与内部高强混凝土之间出现横向微裂缝，试件跨中竖向位移发展到22 mm．当荷载达到300 kN(F /F= 0．845)时，组合梁左端底部外包钢板与内部高强混凝土之间也出现细的横向裂缝，并伴有翼缘板混凝土的开裂声． 当加载到 355 kN ( F /Fu =1． 0) 时，翼缘板高强混凝土上表面开始明显鼓起，直至混凝土压碎剥离破坏．

试件 GCB5、GCB6 和 GCB7 均发生了典型的正截面弯曲受压破坏，承载力极限状态标志为跨中最大弯矩区翼缘板高强混凝土压溃剥离． U 形外包钢组合梁混凝土强度从 C60 提高到 C80 时，混凝土受压破坏更趋于剧烈的崩裂破坏． 3 根试件破坏时，U 形高强外包钢底板已全部屈服，外包钢板均未发生局部屈曲和相对掀起． 试验过程中，高强外包钢板与内部混凝土之间均未出现剪切滑移，这与试件按照完全剪力连接设计结果相符，也为下面计算受弯承载力时不考虑滑移效应的影响提供了试验依据．

1．3 荷载-挠度曲线

荷载-跨中挠度曲线分为3 个主要阶段．

(1)弹性阶段

从试验开始到U 形外包钢底部钢板屈服之前，外包钢组合梁处于弹性阶段，挠度和荷载呈线性关系变化，可见：在试件截面尺寸、外包钢板厚度及强度等参数相同的情况下 ( 试件 GCB6 与GCB7)，若组合梁抗剪措施符合完全剪力连接设计，翼缘板高强混凝土强度(C60 与C80)对高强U 形外包钢-混凝土组合梁弹性阶段的刚度影响不大; 在试件截面尺寸、抗剪措施、外包钢板厚度和混凝土强度等参数相同的情况下 ( 试件 GCB5 与GCB6 )，U 形外包钢板强度(Q420 与Q460)对组合梁弹性阶段的刚度影响较小．

(2)弹塑性阶段

组合梁U 形外包钢底板屈服后，试件进入弹塑性工作阶段，截面刚度逐渐减小．并且，由于翼缘板高强混凝土不断出现细微裂缝，使试件挠度的发展速率明显快于荷载，组合梁截面内力发生重分布，挠度与荷载呈显著的非线性关系．荷载达极限值时，3 个试件跨中挠度均在40 mm 以上．

(3)破坏阶段

当组合梁跨中截面达到极限弯矩后，翼缘板高强混凝土受压破碎甚至剥落，组合梁受弯承载力下降迅速． 内部混凝土强度较接近的情况(C60 与C80)下，U 形外包钢板屈服强度较低的组合梁试件，荷载-跨中挠度曲线包络面积相对较小．

1．4 跨中沿截面高度纵向应变发展

高强U 形外包钢-混凝土组合梁跨中截面纵向应变沿截面高度的分布及发展情况．以试件GCB5 为例说明，其他试件的试验结果类似．图5 中，M表示高强U 形外包钢-混凝土组合梁跨中截面极限弯矩，M /M表示组合梁跨中截面实测弯矩比．跨中弯矩达到M时，外包钢组合梁截面塑性发展较为充分，高强混凝土翼缘板部分与外包钢板保持基本一致的弯曲曲率．实测的纵向应变沿组合梁截面高度基本呈线性关系分布，符合平截面基本假定．

1． 5 试验结果分析

构造2 个与试件GCB5、GCB6 和GCB7 同截面但不同材料的普通U 形外包钢-混凝土组合梁试件PCB1(外包钢Q235，混凝土C30)、PCB2 (外包钢Q345，混凝土C30)．提出的计算方法，得试件PCB1 和PCB2 的受弯承载力分别为165．2 和191．1 kN·m，高强U 形外包钢组合梁试件GCB5 和GCB7 的受弯承载力分别是试件PCB1的1．85 倍和2．08 倍，是试件PCB2 的1．60 倍和1．81 倍，表明高强钢(Q420 和Q460)和高强混凝土(C60 和C80)有效结合形成的U 形外包钢-混凝土组合梁具有较高的受弯承载力．试件GCB5、GCB6 和GCB7 的屈服弯矩与极限弯矩之比约为0．72，普通U 形外包钢-混凝土组合梁的屈服荷载约为其极限荷载的0．61 倍 高强外包钢组合梁承载力的安全储备比普通外包钢组合梁略低，但其承载力的安全储备仍然较大．试件GCB5、GCB6 和GCB7 的位移延性系数分别为2．16、2．79 和2．34，3 根高强U 形外包钢组合梁均具有良好的延性性能．上述分析表明，高强U 形外包钢-混凝土组合梁的整体工作性能更优越．

假定

基于试验结果，计算高强U 形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力时，假定:

( 1) 组合梁截面的应变符合平截面基本假定;

( 2) 忽略受拉区混凝土作用，极限状态下混凝土压应力呈矩形分布;

( 3) 不考虑钢筋混凝土翼缘板与 U 形外包钢滑移和掀起的影响;

( 4) 外包钢受拉及受压承载力均取 0． 9fy( fy 为钢材强度设计值) ，不考虑钢板局部屈曲．