鄒昱瑄，周緒紅，管宇，姚欣梅，石宇

（1.長(zhǎng)安大學(xué) 建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710061；2.重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045）

冷彎薄壁型鋼結(jié)構(gòu)住宅具有綠色、自重輕、抗震性能好、施工速度快、利于住宅產(chǎn)業(yè)化等優(yōu)點(diǎn)，在我國(guó)有著廣泛的應(yīng)用前景.冷彎薄壁型鋼組合梁是冷彎薄壁樓蓋體系中主要的受力構(gòu)件，將樓面荷載傳給墻體，墻體再傳遞給基礎(chǔ)，同時(shí)也將各豎向受力構(gòu)件連接成一個(gè)整體，成為豎向承重結(jié)構(gòu)的水平支撐，從而增加整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性.冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁是由自攻螺釘連接壓型鋼板及冷彎薄壁型鋼梁，并將細(xì)石混凝土澆筑在壓型鋼板上所形成的組合結(jié)構(gòu).該結(jié)構(gòu)形式省去了底板支模，可明顯提高施工效率，具有自重輕、構(gòu)造簡(jiǎn)單、良好的流動(dòng)性等特點(diǎn).

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者分別對(duì)冷彎薄壁型鋼-混凝土組合梁的振動(dòng)性能[1-2]、螺釘連接受力性能[3]進(jìn)行了研究.聶建國(guó)等[4]采用試驗(yàn)方法研究將栓釘作為抗剪件的冷彎薄壁箱形組合梁，結(jié)果表明：組合梁表現(xiàn)出良好的整體工作性能和延性，其正截面極限抗彎強(qiáng)度可按等效矩形應(yīng)力圖方法計(jì)算.Wehbe 等[5]對(duì)輕鋼-混凝土組合梁的受彎性能和失效模式進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：螺釘間距是組合梁承載力的主要影響因素.Lakkavalli 等[6-7]設(shè)置3 種不同的抗剪構(gòu)造對(duì)冷彎薄壁型鋼-混凝土組合梁進(jìn)行了抗彎性能試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：設(shè)置抗剪件使得承載力平均增大8%，而增加C 形鋼截面厚度平均極限承載力可提高19%.Hsu 等[8-9]利用試驗(yàn)及有限元方法研究了冷彎薄壁型鋼-混凝土組合梁的受力性能.趙根田等[10]對(duì)采用彎起鋼筋抗剪件的冷彎薄壁C 形鋼-輕骨料混凝土組合梁試件進(jìn)行試驗(yàn)，結(jié)果表明：?jiǎn)沃獵 形截面組合梁的極限承載力小于雙肢組合梁極限承載力的一半.趙佩君[11]研究了鋼桁架-OSB 板組合梁，結(jié)果表明：相比桁架梁，組合梁承載能力提高20%，OSB 板對(duì)桁架上弦的約束作用能有效地限制上弦的塑性變形和側(cè)向彎曲.

綜上所述，國(guó)內(nèi)外學(xué)者試驗(yàn)研究得到了不同抗剪連接構(gòu)造對(duì)冷彎薄壁型鋼組合梁抗彎承載力的影響.但是對(duì)于采用Z 形抗剪件及鋼絲網(wǎng)作為抗剪構(gòu)造的冷彎薄壁型鋼組合梁的相關(guān)研究并不多見(jiàn)，且相關(guān)理論尚需完善.因此，為深入了解冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁的受力性能及破壞模式，并對(duì)后續(xù)研究設(shè)計(jì)方法提供依據(jù)，本文對(duì)3 個(gè)不同抗剪構(gòu)造的組合梁進(jìn)行抗彎承載力試驗(yàn)研究，分析組合梁的破壞特征及彎矩-跨中位移曲線，并采用ANSYS 有限元軟件進(jìn)行模擬并分析螺釘間距、托梁腹板高度、鋼材強(qiáng)度、混凝土厚度等因素的影響，最后提出冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁的抗彎承載力計(jì)算公式.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)3 個(gè)冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁試件，試件編號(hào)及構(gòu)造見(jiàn)表1，組合梁整體構(gòu)造見(jiàn)圖1.試件BM-B1 中U 型邊梁嵌套在C 型托梁端部，相交位置采用ST4.8 自鉆自攻螺釘連接且托梁跨中下翼緣設(shè)置50 mm×1.0 mm 的扁鋼帶.在托梁的末端設(shè)置加勁件，高度為250 mm，尺寸為C100 ×35 mm×12 mm×1.5 mm.在托梁上方垂直布置壓型鋼板，壓型鋼板板肋與托梁翼緣之間采用ST5.5 螺釘連接，螺釘周邊間距為288 mm，中間間距為252 mm.壓型鋼板表面涂刷一層界面連接劑并將細(xì)石混凝土澆筑在壓型鋼板表面.試件BM-B2 及BM-B3 的抗剪構(gòu)造分別采用在壓型鋼板與細(xì)石混凝土層間加入鋼絲網(wǎng)及Z 形抗剪件，其中鋼絲網(wǎng)直徑為1.9 mm，網(wǎng)格尺寸為60 mm×60 mm，Z 形抗剪件尺寸為Z20 mm×15 mm×1.5 mm，其余構(gòu)造均與試件BM-B1 相同.

表1 試件編號(hào)及構(gòu)造Tab.1 Numbering and configurations of specimens

圖1 試件構(gòu)造詳圖（mm）Fig.1 Construction details（all dimensions in mm）

1.2 材料性能

鋼材的材性試驗(yàn)依據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）[12]規(guī)定的試驗(yàn)方法進(jìn)行，分別從托梁腹板、壓型鋼板、鋼絲網(wǎng)上各截取3 個(gè)試樣進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2.混凝土材性試驗(yàn)根據(jù)《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50081—2002）[13]的規(guī)定，制作標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊，試塊與組合梁同條件養(yǎng)護(hù)28 d 后進(jìn)行軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值為16.50 MPa，彈性模量為2.34×104MPa.

表2 鋼材力學(xué)性能Tab.2 Material properties of steel

1.3 加載裝置與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用等效集中荷載來(lái)模擬樓面均布荷載，通過(guò)三級(jí)分配梁進(jìn)行加載.鋼框架臺(tái)座上焊接L50 mm×5 mm 角鋼作為試件的鉸支座，試驗(yàn)時(shí)將試件邊梁端部放置在鉸支座上，加載裝置如圖2 所示.試件按圖1 布置位移計(jì)，在壓型鋼板下側(cè)沿X 軸方向布置D1、D2 和D3，分別用來(lái)測(cè)量壓型鋼板左端支座、跨中、右端支座的豎向位移.

圖2 加載裝置（mm）Fig.2 Test set up（mm）

1.4 試驗(yàn)加載制度

正式加載前，先分三級(jí)進(jìn)行預(yù)加載，級(jí)差取預(yù)估極限荷載的5%，持荷3 min，并進(jìn)行對(duì)中.加載過(guò)程中每級(jí)級(jí)差取3 kN；當(dāng)試件出現(xiàn)屈曲或荷載達(dá)到預(yù)估極限荷載的80%后級(jí)差減小為1 kN，持荷時(shí)間不變.

1.5 試件破壞特征

由于3 個(gè)試件的破壞特征相近，現(xiàn)以試件BMB3 來(lái)說(shuō)明組合梁的破壞特征.

在荷載作用初期，16 kN 時(shí)靠近B-B、B′-B′處托梁腹板出現(xiàn)剪切變形；加載至24 kN 時(shí)，托梁輕微扭轉(zhuǎn)、跨中扁鋼帶向上凸起（圖3（a）），邊梁腹板輕微鼓曲.28 kN 時(shí)，剪切變形區(qū)域擴(kuò)大（圖3（b））；加至36 kN 時(shí)，組合梁端部壓型鋼板與混凝土間出現(xiàn)縫隙，連接壓型鋼板和托梁的自攻螺釘出現(xiàn)不同程度的傾斜現(xiàn)象.隨著荷載的增加，44 kN 時(shí)混凝土板出現(xiàn)裂紋，托梁扭轉(zhuǎn)加劇，兩托梁間距縮小，邊梁鼓屈明顯（圖3（c））.加至極限荷載73 kN 時(shí)，托梁跨中間距縮小至365 mm，細(xì)石混凝土板最大掀起高度4 mm（圖3（d））.此時(shí)荷載不再增加，托梁整體發(fā)生扭轉(zhuǎn)（圖3（e）），托梁翼緣畸變屈曲（圖3（f））及腹板壓屈，壓型鋼板與托梁之間的螺釘被部分拔出（圖3（g）），混凝土板出現(xiàn)三條貫通裂縫（圖3（h））.加載至荷載降低到極限荷載的85%，停止加載，認(rèn)為試件已不再具備承載能力.

圖3 試件BM-B3 破壞特征Fig.3 Failure characteristics of BM-B3

組合梁受力機(jī)制：在荷載作用初期，由于支座位置處托梁和壓型鋼板間的縱向剪力最大而遠(yuǎn)離支座處剪力最小.因此隨著荷載的增大，托梁在加載點(diǎn)B-B 和B′-B′附近位置，逐步出現(xiàn)剪切變形并伴隨扭轉(zhuǎn).隨著托梁腹板剪切變形和扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)的不斷發(fā)展，跨中變形不斷增大，細(xì)石混凝土板在兩端支座位置處掀起.此時(shí)在A-B（A′-B′）區(qū)域細(xì)石混凝土板逐漸退出工作，組合效應(yīng)失效，內(nèi)力進(jìn)行重分配，同時(shí)托梁屈曲范圍也逐漸發(fā)展至跨中，細(xì)石混凝土板出現(xiàn)脆性斷裂.最終試件發(fā)生托梁扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)、加載點(diǎn)B-B和B′-B′附近區(qū)域托梁畸變屈曲，螺釘拔出進(jìn)而組合梁?jiǎn)适С休d力.

1.6 試驗(yàn)結(jié)果及分析

各試件的極限荷載Pmax及相應(yīng)的跨中豎向位移Δmax、極限彎矩Mmax，見(jiàn)表3.圖4 為組合梁的彎矩-跨中位移曲線.結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象及圖表分析可知，三個(gè)試件的極限抗彎承載力均為73 kN 左右，無(wú)明顯差異，說(shuō)明抗剪件對(duì)組合梁的極限承載力無(wú)顯著影響，其承載力受托梁失穩(wěn)破壞的影響較大；與BM-B1 對(duì)比，BM-B2、BM-B3 的跨中豎向位移Δmax分別降低了13.49%、20.96%，彎矩-跨中位移曲線斜率分別增加13.84%、27.42%，可見(jiàn)鋼絲網(wǎng)、Z 形抗剪件可提高組合梁的抗彎剛度.

表3 試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test results

圖4 彎矩-跨中位移曲線Fig.4 Moment-mid-span deflection curves

結(jié)合1.5 節(jié)中破壞模式可知，在實(shí)際工程設(shè)計(jì)中應(yīng)防止以下3 種破壞模式以增加組合梁抗彎承載力：1）托梁剪切破壞；2）托梁扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)；3）托梁與壓型鋼板間連接破壞.針對(duì)托梁剪切破壞，可通過(guò)增加托梁腹板高度及鋼材強(qiáng)度提高托梁抗剪承載力.為防止托梁發(fā)生彎扭失穩(wěn)，實(shí)際工程中建議在托梁跨中或間隔設(shè)置X 形支撐，或在托梁下翼緣跨中位置處設(shè)置通長(zhǎng)的扁鋼帶，并在扁鋼帶的兩端和中部設(shè)置剛性支撐件以提高組合梁的整體性能.托梁與壓型鋼板間連接破壞可以通過(guò)增加自攻螺釘間距改善.

2 影響因素分析

2.1 有限元模型驗(yàn)證

采用ANSYS 有限元軟件并考慮幾何、材料非線性，模擬組合梁在靜力試驗(yàn)中的抗彎性能.采用SOLID65 單元模擬混凝土，SHELL181 單元模擬壓型鋼板、托梁、邊梁、加勁件、扁鋼帶.假定鋼材為理想彈塑性，模型鋼材采取雙線性等向強(qiáng)化準(zhǔn)則（BISO），考慮混凝土和壓型鋼板間滑移，將摩擦系數(shù)取為0.30，按材性試驗(yàn)選取各力學(xué)參數(shù).

壓型鋼板與邊梁和托梁上翼緣連接的螺釘均采用兩節(jié)點(diǎn)三維線性BEAM188 單元，該單元考慮剪切變形的影響，可用于大轉(zhuǎn)動(dòng)、線性或者非線性大應(yīng)變問(wèn)題，自攻螺釘力學(xué)性能按照文獻(xiàn)[3]中取值；采用耦合模擬連接托梁、邊梁、加勁件的螺釘.接觸部分采用CONTA173 單元，邊界條件為沿邊梁簡(jiǎn)支約束.由于組合梁試件是軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間、簡(jiǎn)化計(jì)算，沿對(duì)稱軸施加對(duì)稱約束即約束對(duì)稱面外平動(dòng)及對(duì)稱面內(nèi)轉(zhuǎn)動(dòng)，建立組合梁1/4 幾何模型.試驗(yàn)加載過(guò)程中分配梁與樓面板始終緊密接觸，且分配梁剛度遠(yuǎn)大于試件剛度，所以可認(rèn)為同一加載位置上豎向位移近似相等.故施加等效均布荷載在分配梁與組合梁的接觸處，有限元模型見(jiàn)圖5.有限元模型計(jì)算得到的跨中最大彎矩及對(duì)應(yīng)位移見(jiàn)表4，其中Mu、分別表示試驗(yàn)和有限元計(jì)算的最大彎矩，Δu、為對(duì)應(yīng)的梁跨中最大位移.圖6 給出了各試件試驗(yàn)與有限元分析得到的荷載-位移曲線的對(duì)比圖，從圖中可以看出兩者形狀、走勢(shì)基本一致.由表4 可知，有限元結(jié)果均略高于試驗(yàn)結(jié)果，最大誤差為12%，吻合度較好，產(chǎn)生差異的原因是由于加工、拼接等存在初偏心、初彎曲等初始缺陷，影響了試件抗彎性能.圖7 對(duì)比BM-B1 試件的有限元分析和試驗(yàn)得到的破壞特征，可以看出從初始階段托梁剪切變形到托梁扭轉(zhuǎn)、扁鋼帶凸起，以及最終破壞時(shí)托梁屈曲+整體彎扭的破壞模式，有限元和試驗(yàn)兩者吻合良好.綜上可以認(rèn)為此建模方法正確.

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

表4 有限元結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison of experimental results and finite element analysis results

圖6 有限元與試驗(yàn)彎矩-位移曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of moment-displacement curves between finite element method and test

圖7 破壞特征對(duì)比Fig.7 Comparison of failure characteristics

2.2 螺釘間距的影響

為分析螺釘間距對(duì)組合梁受彎承載力的影響，取連接壓型鋼板和托梁的螺釘間距分別為壓型鋼板的單波距（63 mm）的1～8 倍即63 mm、126 mm、189 mm、252 mm、315 mm、378 mm、441 mm、504 mm，其它參數(shù)均與BM-B1 模型相同.模型的主要參數(shù)及結(jié)果見(jiàn)表5.組合梁的彎矩-跨中位移曲線見(jiàn)圖8.

從表5、圖8 可知，當(dāng)螺釘間距逐漸降低時(shí)，組合梁的極限抗彎承載力逐漸提高，分別比螺釘間距504 mm 提高73.1%、58.98%、45.99%、30.52%、24.3%、20.9%、10.7%，表明組合梁受彎承載力受螺釘間距影響較大.當(dāng)螺釘間距在63～315 mm 范圍內(nèi)時(shí)，增加螺釘間距可有效提高組合梁受彎承載力，考慮工程實(shí)際建議合理的螺釘間距范圍為100～300 mm.

表5 螺釘間距的影響Tab.5 Effects of screw spacing

圖8 螺釘間距的影響Fig.8 Effects of screw spacing

2.3 腹板高度、鋼材強(qiáng)度的影響

為分析鋼材強(qiáng)度及腹板高度的影響，選用工程中常見(jiàn)的C205、C305 及本文試驗(yàn)所用C254 三種腹板高度，即腹板高度分別為205 mm、254 mm、305 mm.鋼材的屈服強(qiáng)度為235 N/mm2和345 N/mm2，其余均與試件BM-B1 的有限元模型相同.有限元模型計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表6，組合梁的彎矩-跨中位移曲線見(jiàn)圖9.

由表6 可知，當(dāng)鋼材屈服強(qiáng)度為235 N/mm2時(shí)，腹板高度由205 mm 增大為254 mm、305 mm 時(shí)，極限抗彎承載力分別提高了17.60%、27.58%；而當(dāng)鋼材屈服強(qiáng)度為345 N/mm2時(shí)，極限抗彎承載力分別提高了7.7%、27.5%.由圖9 可知，隨著腹板高度的增加，組合梁抗彎承載力增大，建議工程選取254 mm、305 mm 腹板高度.

表6 腹板高度及鋼材強(qiáng)度的影響Tab.6 Effects of web height and steel strength

圖9 腹板高度及鋼材強(qiáng)度的影響Fig.9 Effects of web height and steel strength

當(dāng)鋼材屈服強(qiáng)度從235 N/mm2增加至345 N/mm2時(shí)，組合梁腹板高度分別為205 mm、254 mm、305 mm 時(shí)，抗彎承載力分別提高了22.1%、11.8%、22.0%，說(shuō)明提高鋼材強(qiáng)度可以有效提高組合梁的承載力.

2.4 混凝土厚度的影響

取細(xì)石混凝土厚度分別為0 mm、20 mm、30 mm、40 mm、50 mm、60 mm、70 mm、80 mm，其它參數(shù)均與試件BM-B1 有限元模型一致.試件的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7，試件的彎矩-跨中位移曲線見(jiàn)圖10.

由圖10 可知，混凝土厚度在50～70 mm 范圍內(nèi)時(shí)，隨混凝土厚度增加組合梁承載力有較大提高；混凝土厚度在其余范圍時(shí)，增加混凝土厚度對(duì)組合梁承載力提升有限.

由表7 可知，混凝土厚度由0 mm 依次增至80 mm 時(shí)，組合梁的極限抗彎承載力分別增加了1.7%、5.7%、12.8%、15.8%、24.1%、32.6%、35.9%.可見(jiàn)增加混凝土厚度可以增加組合梁的極限承載力.建議工程選取50～70 mm 厚混凝土.

表7 混凝土厚度的影響Tab.7 Effects of concrete thickness

圖10 混凝土厚度的影響Fig.10 Effects of concrete thickness

3 極限承載力的簡(jiǎn)化計(jì)算方法

按現(xiàn)行《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50017—2017）[14]中的規(guī)定計(jì)算組合梁承載力，計(jì)算結(jié)果偏大.原因是混凝土受壓區(qū)高度由抗剪連接件決定，但由試驗(yàn)可知抗剪連接件對(duì)組合梁的承載力影響較小.故按照加拿大輕鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范[15]，計(jì)算抗彎極限承載力時(shí)應(yīng)考慮腹板的剪應(yīng)力.取組合梁截面（見(jiàn)圖11）為研究對(duì)象，其抗彎極限承載力計(jì)算公式如下：

式中：Qr為組合翼板受壓區(qū)合力，按公式（2）計(jì)算；Cr為托梁受壓區(qū)合力，按公式（4）計(jì)算；e′為托梁受拉區(qū)合力至組合板受壓區(qū)合力間的距離，按公式（10）或（12）計(jì)算；e 為托梁受拉區(qū)合力至托梁受壓區(qū)合力間的距離，按公式（9）或（11）計(jì)算.

式中：φc為混凝土折減系數(shù)，根據(jù)規(guī)范[15]取0.6；fc為混凝土抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；b1為組合翼板的有效寬度；a 為混凝土受壓區(qū)厚度，按式（5）計(jì)算.

圖11 組合梁截面應(yīng)力圖Fig.11 Stress diagram of composite beam section

按照極限平衡的方法，可以得到：

式中：Tr為托梁受拉區(qū)截面應(yīng)力的合力；As為托梁截面面積；fy為鋼材的屈服強(qiáng)度；φ 為鋼材折減系數(shù)，根據(jù)規(guī)范[15]取為0.9.

根據(jù)公式（3a）和（3b），可推導(dǎo)出：

組合梁所受壓力Qr與托梁和壓型鋼板交界面上的剪力V1是平衡力；托梁腹板剪力Vn與托梁和壓型鋼板交界面上的剪力V2也是平衡力；由于剪力V1、V2是互為反力，故其大小相等.因此，組合梁所受壓力Qr與托梁腹板剪力Vn大小相等，即Qr=Vn.結(jié)合公式（2），組合梁中混凝土受壓區(qū)厚度a 可以表述為：

式中：Vn為托梁腹板剪力，按公式（6）計(jì)算.

式中：Aw為托梁腹板截面面積；fv為托梁腹板剪應(yīng)力，按公式（7a）～（7c）計(jì)算.即：

式中：E 為鋼材彈性模量；kv為腹板剪切屈曲系數(shù)，按公式（8a）～（8b）計(jì)算；d 為托梁腹板高度；t 為托梁腹板厚度.

當(dāng)跨高比l/h ＜1 時(shí)，

當(dāng)跨高比l/h ≥1 時(shí)，

式中：l 為托梁中加勁件之間的距離.

如圖11（b）所示，當(dāng)Cr≤φbtfy，即塑性中和軸位于托梁上翼緣時(shí)：

式中：b 為托梁翼緣寬度；to為組合板厚度；tc為混凝土厚度.

如圖11（c）所示，當(dāng)Cr＞φbtfy，即塑性中和軸位于托梁的腹板位置時(shí)：

式中：h2為托梁受拉區(qū)截面應(yīng)力的合力至托梁下翼緣邊緣間的距離；h3為托梁受壓區(qū)截面應(yīng)力的合力至托梁上翼緣邊緣間的距離.

由有限元參數(shù)分析可知，螺釘間距、托梁腹板高度等均對(duì)組合梁的抗彎極限承載力有一定的影響.結(jié)合本文2.2～2.4 節(jié)中有限元計(jì)算結(jié)果Mu*與理論計(jì)算結(jié)果Mcr，分析對(duì)比不同影響因素下Mu*/Mcr，利用Matlab 對(duì)所得Mu*/Mcr進(jìn)行線性回歸得到考慮螺釘間距、托梁腹板高度等因素的修正系數(shù)η.修正公式（1）得到考慮修正系數(shù)η 的抗彎極限承載力公式（13），理論結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果、有限元結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)表8、表9，其中M 為試驗(yàn)結(jié)果，Mu*為有限元計(jì)算結(jié)果，Mur為理論所得結(jié)果.

式中η 為修正系數(shù)，取值為：

對(duì)Q235：

式中：h 為托梁腹板高度；s 為螺釘間距.

表8 理論結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較Tab.8 Comparison of test results and theoretical calculation results

表9 理論結(jié)果與有限元結(jié)果的比較Tab.9 Comparison of theoretical calculation results and finite element analysis results

由表8、表9 可知，采用修正抗剪連接公式（13）計(jì)算組合梁極限抗彎承載力，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值最大誤差不超過(guò)7%，與有限元計(jì)算結(jié)果相比平均誤差為4.78%，最大誤差不超過(guò)13%.證明了公式的正確性，為冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁在多層冷彎型鋼住宅中的應(yīng)用提供了設(shè)計(jì)方法.

4 結(jié)論

1）組合梁的破壞特征為托梁腹板剪切破壞并出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)，托梁上翼緣屈服、部分抗剪螺釘拔起、混凝土出現(xiàn)貫通裂紋繼而組合梁發(fā)生整體破壞.設(shè)置Z形抗剪件、鋼絲網(wǎng)對(duì)極限抗彎承載力無(wú)顯著影響，但可以提高組合梁抗彎剛度.組合梁抗彎承載力受托梁失穩(wěn)破壞影響較大，為防止托梁發(fā)生彎扭失穩(wěn)，實(shí)際工程中建議在托梁跨中或間隔設(shè)置X 形支撐，或在托梁下翼緣扁鋼帶設(shè)置剛性支撐件.

2）在設(shè)計(jì)階段為提高組合梁的抗彎承載力，可優(yōu)先減小螺釘間距，其次為增大托梁腹板高度，最后再考慮增加鋼材強(qiáng)度；應(yīng)嚴(yán)格控制螺釘間距和數(shù)量，建議合理的螺釘間距范圍為100～300 mm.

3）混凝土厚度在50～70 mm 范圍內(nèi)，增加混凝土厚度對(duì)組合梁承載力有較大提高；當(dāng)混凝土厚度超過(guò)或小于這一范圍時(shí)，組合梁承載力增加有限.建議工程選取50～70 mm 厚細(xì)石混凝土.

4）考慮托梁鋼材強(qiáng)度、螺釘間距等因素，并引進(jìn)修正系數(shù)η，提出抗彎極限承載力公式.對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果，最大誤差約為7%，驗(yàn)證了理論方法的正確性，為冷彎薄壁型鋼-細(xì)石混凝土組合梁在多層冷彎型鋼住宅中的應(yīng)用提供了設(shè)計(jì)方法.