裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁受彎性能試驗(yàn)與承載能力分析

周凌宇 ，朱醫(yī)博 ，李分規(guī)，戴超虎，周泉，徐增武，方蛟鵬 ，劉曉春

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 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，湖南 長沙，410075；3.中建五局第三建設(shè)有限公司，湖南 長沙，410004)

鋼-混凝土組合梁具有截面高度小、自身質(zhì)量小、承載力高、剛度大等特點(diǎn)[1]，已廣泛應(yīng)用于建筑結(jié)構(gòu)[2-5]和公路橋梁[6-9]等領(lǐng)域。傳統(tǒng)組合梁采用現(xiàn)場澆筑的建造方式，濕作業(yè)量大，養(yǎng)護(hù)周期長。為適應(yīng)裝配式結(jié)構(gòu)發(fā)展，研究者提出多種形式裝配式組合梁，與傳統(tǒng)組合梁相比，可滿足快速施工，節(jié)能環(huán)保等建設(shè)要求。聶建國等[10-12]通過試驗(yàn)、有限元及理論分析等方法對(duì)疊合板組合梁和組合扁梁的承載力、剛度進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)疊合板、組合扁梁整體協(xié)同工作性能良好，疊合板有足夠的抗剪強(qiáng)度，扁梁在彈性工作范圍內(nèi)沒有明顯滑移，最后提出疊合板、組合扁梁承載能力計(jì)算方法。WANG等[13-14]對(duì)預(yù)留孔裝配整體式鋼-混組合梁進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析了剪力連接程度、預(yù)留孔形狀、混凝土板寬等對(duì)破壞模式、抗彎承載力的影響，發(fā)現(xiàn)預(yù)留孔的形狀對(duì)組合梁的剛度影響不大，組合梁具有較高的抗彎承載力與抗滑移剛度。CHEN等[15-19]采用試驗(yàn)、有限元等方式研究了以貫穿高強(qiáng)螺栓作為抗剪連接件的裝配式鋼-預(yù)制混凝土板組合梁，發(fā)現(xiàn)預(yù)制孔徑對(duì)組合梁的剛度和極限荷載影響較大，提高螺栓預(yù)緊力可提高組合梁的初始滑移荷載。在抗剪連接程度得到保證的前提下，該類組合梁具有較強(qiáng)的極限承載能力?？梢姡瑖鴥?nèi)外學(xué)者對(duì)裝配式組合梁的研究較多，但對(duì)于實(shí)際工程應(yīng)用仍存在以下不足：1) 部分組合梁仍需現(xiàn)場濕作業(yè)，施工速度慢，養(yǎng)護(hù)周期長；2) 通過使用螺栓連接混凝土板與鋼梁上翼緣的組合梁對(duì)施工精度與混凝土強(qiáng)度要求均較高，混凝土板與鋼梁上翼緣無自然黏結(jié)，預(yù)留孔徑對(duì)梁的剛度和極限荷載影響較大且螺栓預(yù)緊力易引起混凝土發(fā)生局部損傷?；诖耍疚淖髡咛岢鲆环N模塊化裝配式雙拼預(yù)制槽鋼-混凝土組合梁。該組合梁首先在工廠澆筑預(yù)制模塊，運(yùn)送至現(xiàn)場后通過高強(qiáng)螺栓連接預(yù)制模塊腹板形成雙拼槽鋼組合梁。與其他組合梁相比，模塊間完全實(shí)現(xiàn)干式連接；鋼梁與混凝土自然黏結(jié)充分，抗滑剛度高；混凝土板在槽鋼梁上翼緣下方，有效降低了梁高，增加了建筑使用凈空；預(yù)制模塊損壞后可快速拆卸更換，可實(shí)現(xiàn)對(duì)建筑的快速修復(fù)。為研究該組合梁的協(xié)同工作效應(yīng)及受力性能，以混凝土板寬、抗剪連接件間距、槽鋼型號(hào)為參數(shù)設(shè)計(jì)7根雙拼槽鋼預(yù)制混凝土板組合梁，并進(jìn)行受彎試驗(yàn)，分析此組合梁的破壞形態(tài)、平面外分離、應(yīng)變分布及抗彎承載能力等，提出極限抗彎承載力計(jì)算方法。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

組合梁基準(zhǔn)試件構(gòu)造示意圖如圖1所示，組合梁尺寸如圖2 所示，組合梁設(shè)計(jì)參數(shù)如表1 所示。共設(shè)計(jì)7 根組合梁，總長為4 300 mm，凈跨為4 000 mm，鋼梁采用Q235B級(jí)熱軋槽鋼(普通槽鋼32b和40b)。預(yù)制模塊由槽鋼、縱向加勁肋、抗剪連接件(厚度為16 mm)、鋼筋網(wǎng)片及混凝土翼緣板組成，在現(xiàn)場使用M20 高強(qiáng)螺栓連接槽鋼梁腹板腹板，形成雙拼槽鋼組合梁。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of test piece mm

圖1 基準(zhǔn)試件構(gòu)造示意圖Fig.1 Structural diagrams of reference specimen

圖2 基準(zhǔn)試件尺寸詳圖Fig.2 Detail drawing of reference specimen size

1.2 材性試驗(yàn)

澆筑組合梁混凝土的同時(shí)澆筑3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)材性試樣，并與組合梁在同等條件下養(yǎng)護(hù)28 d 后，參照GB/T 50081—2019《混凝土物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[20]，測得混凝土抗壓強(qiáng)度為34.94 MPa，彈性模量為3.0×104MPa。

從槽鋼腹板、縱向加勁肋和鋼筋截取標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行材性試驗(yàn)，所得力學(xué)性能如表2所示。

表2 鋼材材性力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of steel

1.3 加載裝置與測點(diǎn)布置

采用200 t 油壓千斤頂對(duì)組合梁進(jìn)行簡支兩點(diǎn)對(duì)稱加載，通過分配梁施加集中荷載，兩加載點(diǎn)間距為1 000 mm。試驗(yàn)前，對(duì)基準(zhǔn)試件的極限荷載進(jìn)行預(yù)估，按預(yù)估荷載的1/10～1/20 進(jìn)行分級(jí)加載[21]，由此確定的加載制度為：在加載前期，采用20 kN/min 的加載速率，每級(jí)施加40 kN，持荷5 min觀察試驗(yàn)現(xiàn)象并記錄數(shù)據(jù)；在加載后期，組合梁剛度下降較快。為更好地控制試驗(yàn)進(jìn)程，當(dāng)組合梁下翼緣達(dá)到屈服應(yīng)變后轉(zhuǎn)為每級(jí)4 mm持荷5 min的位移加載模式，直至試件破壞。正式加載前，對(duì)組合梁進(jìn)行預(yù)加載以確保各測量儀器正常工作。采用壓力傳感器測量荷載，在跨中及支座位置安裝位移計(jì)測量跨中撓度及支座沉降；在跨中截面布置應(yīng)變片測量鋼梁與混凝土的縱向應(yīng)變。試驗(yàn)加載裝置與測點(diǎn)布置如圖3所示(圖中，S表示鋼梁應(yīng)變片；C表示混凝土應(yīng)變片)。

圖3 加載裝置與測點(diǎn)布置示意圖Fig.3 Layout diagram of loading device and measuring points

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試件破壞形態(tài)如圖4所示。從圖4可見雙拼槽鋼組合梁在整個(gè)試驗(yàn)過程中協(xié)同工作性能良好，均發(fā)生以混凝土板壓潰為特征的彎曲破壞。

圖4 試件破壞特征Fig.4 Failure characteristics of specimen

7 個(gè)組合梁破壞過程相似，故以基準(zhǔn)試件DCCB-32-3 為例進(jìn)行分析。結(jié)果表明：當(dāng)荷載增至0.41Pu(Pu為峰值荷載)時(shí)，加載點(diǎn)處混凝土翼緣板板底出現(xiàn)第一條橫向裂紋；繼續(xù)加載時(shí)，加載點(diǎn)至跨中方向混凝土板底不斷有新的橫向裂紋出現(xiàn)，裂紋寬度增長較慢；當(dāng)荷載增至0.58Pu時(shí)，組合梁下翼緣屈服，跨中撓度增長變快，兩預(yù)制模塊有平面外分離趨勢，兩槽鋼梁跨中上翼緣處產(chǎn)生微小縫隙，混凝土板跨中下表面裂縫寬度迅速增大且延伸至混凝土板側(cè)面；當(dāng)荷載增至0.78Pu時(shí)，槽鋼梁上翼緣屈服，混凝土翼緣板側(cè)面豎向裂縫垂直向上延伸。當(dāng)荷載增至0.83Pu時(shí)，加載點(diǎn)處槽鋼梁上翼緣與混凝土板交接處出現(xiàn)縱向裂縫(圖4(c))；當(dāng)荷載增至Pu時(shí)，翼緣板上部混凝土在純彎段略微鼓起并伴有脆響，混凝土壓潰并剝離(圖4(d))，試件達(dá)到極限抗彎承載力，兩槽鋼梁在跨中縫隙略有增大(圖4(e))，高強(qiáng)螺栓未發(fā)生錯(cuò)動(dòng)，組合梁有微小滑移產(chǎn)生。

與組合梁DCCB-32-3相比，組合梁DCCB-32-5的縱向裂縫出現(xiàn)較早且梁端滑移明顯(圖4(f))。槽鋼型號(hào)不同，組合梁的破壞現(xiàn)象略有不同。槽鋼型號(hào)增加使組合梁中和軸位置降低，因此，組合梁DCCB-40-1 與DCCB-40-2 下翼緣先屈服，之后混凝土板下表面開裂，混凝土板跨中下表面出現(xiàn)的裂縫數(shù)量較少，混凝土板上出現(xiàn)的壓潰現(xiàn)象更明顯(圖4(g)、圖4(h))。

2.2 荷載-跨中相對(duì)撓度曲線

各組合梁荷載-跨中相對(duì)撓度曲線(相對(duì)撓度即撓度/跨度)變化趨勢大致相同，如圖5 所示，主要試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。以基準(zhǔn)試件DCCB-32-3的荷載-跨中相對(duì)撓度曲線為例進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)荷載-跨中相對(duì)撓度曲線分為3個(gè)階段。

表3 主要試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Main test results

圖5 各試件荷載-跨中相對(duì)撓度曲線Fig.5 Load mid span deflection curves of each specimen

1) 彈性階段。荷載-跨中相對(duì)撓度曲線呈線性發(fā)展。

2) 彈塑性階段?；炷涟逑卤砻骈_裂后，試件進(jìn)入彈塑性階段，隨著荷載增加，板底裂縫逐漸增多，曲線斜率逐漸減小，組合梁剛度逐漸退化，跨中相對(duì)撓度增加速率變快。

3) 塑性階段。鋼梁下翼緣屈服后，試件進(jìn)入塑性階段，荷載-跨中相對(duì)撓度曲線發(fā)展平緩，當(dāng)達(dá)到峰值荷載時(shí)，混凝土翼緣板壓潰，承載力急速下降。

DCCB-40-1和DCCB-40-2的荷載-跨中相對(duì)撓度曲線與其他試件的荷載-跨中相對(duì)撓度曲線變化趨勢相同，但彈性極限為鋼梁下翼緣屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載，彈塑性極限為混凝土板下表面開裂時(shí)所對(duì)應(yīng)的荷載。

對(duì)比各試件的荷載-跨中相對(duì)撓度曲線可知：

1) 當(dāng)槽鋼型號(hào)為32b的組合梁寬跨比由0.15增加至0.20、0.25、0.30 時(shí)，極限抗彎承載力分別提升7.9%、14.2%、18.8%?？梢姰?dāng)槽鋼型號(hào)一定時(shí)，在組合梁截面中，槽鋼梁截面面積所占的比例越高，混凝土板寬對(duì)抗彎極限承載力的影響就越大。

2) 當(dāng)抗剪連接件間距由250 mm增加至750 mm時(shí)，極限抗彎承載力降低1.8%。在初始階段，鋼梁與混凝土板的自然黏結(jié)可以有效傳遞縱向剪力，隨著荷載增加，自然黏結(jié)力破壞，縱向剪力由抗剪連接件傳遞，鋼梁與混凝土板之間產(chǎn)生相對(duì)滑移，DCCB-32-5 抗剪連接程度低，滑移現(xiàn)象較DCCB-32-3 更明顯?；菩?yīng)降低了混凝土板與槽鋼梁的組合作用。致使DCCB-32-5 的極限抗彎承載力小于DCCB-32-3 的極限抗彎承載力，DCCB-32-5 的延性比DCCB-32-3 的延性更好，槽鋼梁的塑性發(fā)展更充分，強(qiáng)化效應(yīng)更明顯。因此，強(qiáng)化效應(yīng)可彌補(bǔ)部分由于滑移效應(yīng)而引起的強(qiáng)度損失。

3) 當(dāng)槽鋼型號(hào)由32b 增大至40b 時(shí)，DCCB-40-1 和DCCB-40-2 的極限抗彎承載力分別提高100.34%、95.65%。槽鋼型號(hào)增加，截面慣性矩增大，極限抗彎承載力顯著提高。

2.3 荷載-相對(duì)橫向分離曲線

荷載-相對(duì)橫向分離曲線即為兩槽鋼梁上翼緣之間分離距離與雙拼槽鋼梁上翼緣總寬度的比值隨荷載的變化曲線。該組合梁的整體協(xié)同工作性能在一定程度上取決于高強(qiáng)螺栓能否有效約束兩預(yù)制模塊。高強(qiáng)螺栓對(duì)組合梁的約束效果越好，其相對(duì)橫向分離距離越小，整體協(xié)同工作性能就越好。該組合梁的荷載-相對(duì)橫向分離曲線如圖6所示。

圖6 各試件荷載-相對(duì)橫向分離曲線Fig.6 Relationship between load and transverse separation of each specimen

各組合梁荷載-相對(duì)橫向分離曲線變化趨勢相似，以基準(zhǔn)試件DCCB-32-3 為例進(jìn)行分析，結(jié)果表明：

1) 在彈性階段，兩槽鋼間橫向幾千沒有分離，螺栓可有效約束2塊預(yù)制模塊，組合梁整體協(xié)同工作性能良好。隨著荷載的增加，鋼梁下翼緣屈服后，截面發(fā)生內(nèi)力重分布，混凝土板承擔(dān)荷載逐漸增多，2塊預(yù)制模塊橫向位移增長速率增大。在極限荷載時(shí)，橫向分離距離為1.72 mm，相對(duì)橫向分離距離為0.96%，橫向分離距離與翼緣板寬的比值為0.17%。

2) 寬跨比越大，極限荷載時(shí)橫向位移也越大。其原因在于混凝土板不連續(xù)，當(dāng)墊梁荷載施加于混凝土板上時(shí)，混凝土板類似于懸臂構(gòu)件，板寬增大，力臂增長，同時(shí)，板寬越大，組合梁的極限抗彎承載力就越大，在力與力臂的雙重作用下，其平面外彎矩就越大，所產(chǎn)生的橫向分離距離就越大。總體來看，槽鋼梁分開的間隙很小，并未影響兩單板梁協(xié)同工作性能，因此，可忽略橫向分離對(duì)整體工作性能的影響。

2.4 試件荷載-應(yīng)變曲線

試件DCCB-32-3 跨中截面混凝土板頂應(yīng)變與鋼梁上下翼緣應(yīng)變隨荷載變化曲線如圖7所示。各組合梁應(yīng)變隨荷載的變化規(guī)律相似，故以基準(zhǔn)試件DCCB-32-3為例進(jìn)行分析。

圖7 DCCB-32-3試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Relationship between load and strain of DCCB-32-3 specimen

鋼梁下翼緣屈服前，兩預(yù)制模塊的應(yīng)變均呈線性發(fā)展且高度重合，這是由于：1) 高強(qiáng)螺栓可有效約束兩預(yù)制模塊，使其應(yīng)變發(fā)展高度重合，整體協(xié)同工作性能優(yōu)良。2) 在同一預(yù)制模塊中，槽鋼梁與混凝土板之間自然黏結(jié)力使槽鋼梁與混凝土板協(xié)同變形，由此可得該階段組合梁組合作用良好。

鋼梁下翼緣屈服后至極限荷載，兩預(yù)制模塊荷載-應(yīng)變曲線產(chǎn)生較小偏差。這是由于隨著荷載增加，2塊預(yù)制模塊間產(chǎn)生平面外變形，整體工作性能略有降低，但荷載差值較小。在同一預(yù)制模塊中，鋼梁上翼緣與混凝土板頂應(yīng)變曲線亦不再重合。這是由于自然黏結(jié)力破壞后，鋼梁與混凝土板之間產(chǎn)生滑移，組合作用降低，鋼梁上翼緣應(yīng)變與混凝土板上表面應(yīng)變產(chǎn)生差值，但曲線發(fā)展趨勢仍保持一致。在加載全過程中，2塊預(yù)制模塊的混凝土板應(yīng)變差值較小，故可將其視為整板進(jìn)行分析。

在極限荷載時(shí)，槽鋼梁下翼緣拉應(yīng)變達(dá)到13 500με，上翼緣壓應(yīng)變達(dá)到4 200με，混凝土板壓應(yīng)變達(dá)到4 000με，混凝土與鋼材的材料力學(xué)性能均得到充分發(fā)揮。由于滑移效應(yīng)使組合梁的變形增大[22]，極限荷載時(shí)DCCB-32-5 的應(yīng)變發(fā)展相比DCCB-32-3 更充分(圖8)，其下翼緣極限拉應(yīng)變達(dá)到20 000με。

圖8 DCCB-32-5試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Relationship between load and strain of DCCB-32-5 specimen

2.5 跨中截面應(yīng)變

由荷載-應(yīng)變曲線可知，2 塊預(yù)制模塊應(yīng)變發(fā)展趨勢一致，差值較小，故取一側(cè)預(yù)制模塊跨中應(yīng)變作為組合梁跨中截面應(yīng)變。各組合梁跨中截面應(yīng)變相似，以基準(zhǔn)試件DCCB-32-3 為例進(jìn)行分析，其跨中截面縱向應(yīng)變沿梁高分布如圖9 所示。從圖9可見：槽鋼梁下翼緣屈服前，應(yīng)變沿截面高度自上而下呈線性分布，此時(shí)，中和軸位于縱向加勁肋中，混凝土板應(yīng)變與同一高度處鋼梁應(yīng)變幾乎相等，無滑移現(xiàn)象產(chǎn)生，符合平截面假定；隨著荷載增加，中和軸逐漸上升，在極限荷載時(shí)，中和軸位于混凝土板中，應(yīng)變沿高度方向基本呈線性分布，基本滿足平截面假定。由于滑移效應(yīng)，混凝土板應(yīng)變與同一高度處鋼梁應(yīng)變差值逐漸增大，但混凝土應(yīng)變沿高度方向的連線與鋼梁應(yīng)變沿高度方向的連線近似平行，說明在加載全過程中，混凝土板與槽鋼梁的彎曲曲率基本相同，預(yù)制模塊有較強(qiáng)的協(xié)同變形能力。

圖9 DCCB-32-3跨中截面應(yīng)變分布Fig.9 Mid span section strain distribution of DCCB-32-3

不完全抗剪組合梁DCCB-32-5 跨中截面應(yīng)變分布如圖10 所示，其組合效應(yīng)弱于DCCB-32-3。從圖10 可見：在加載初期，自然黏結(jié)力未發(fā)生破壞，滿足平截面假定；自然黏結(jié)力破壞后，隨著荷載增加，混凝土板應(yīng)變與同一高度處鋼梁應(yīng)變差值逐漸增大，在極限荷載狀態(tài)下，組合梁出現(xiàn)2條中和軸，組合梁不再滿足平截面假定，但混凝土板與鋼梁各自滿足平截面假定。

圖10 DCCB-32-5跨中截面應(yīng)變分布Fig.10 Mid span section strain distribution of DCCB-32-5

DCCB-40-1 與DCCB-40-2 由于梁高增加，在彈性階段時(shí)，中和軸位于加勁肋下方，槽鋼梁下翼緣鋼梁屈服后，中和軸逐漸上升；在極限荷載時(shí)，中和軸位于混凝土翼緣板中。

3 極限抗彎承載力計(jì)算

在承受極限荷載時(shí)，除組合梁DCCB-32-5外，其他組合梁跨中截面應(yīng)變沿高度方向分布基本符合平截面假定，參照簡化塑性分析方法對(duì)此組合梁的極限抗彎承載力進(jìn)行分析。

分析組合梁時(shí)，采用基本假定如下：

1) 槽鋼梁與混凝土翼緣板連接可靠，在承載力極限狀態(tài)時(shí)，抗剪連接件能夠有效傳遞鋼梁和混凝土翼板之間的剪力；

2) 忽略翼緣板中的鋼筋對(duì)極限抗彎承載力的貢獻(xiàn)；

3) 忽略中和軸下方混凝土翼緣板的抗拉貢獻(xiàn)；

4) 忽略抗剪連接件的抗彎作用；

5) 忽略縱向加勁肋對(duì)抗彎承載力的貢獻(xiàn)；

6) 在極限狀態(tài)時(shí)，受壓區(qū)混凝土均達(dá)到極限壓應(yīng)變，壓應(yīng)力分布等效為矩形；

7) 在極限狀態(tài)時(shí)，混凝土板寬即為有效寬度；

8) 在極限狀態(tài)時(shí)，槽鋼梁的受拉區(qū)和受壓區(qū)均達(dá)到屈服強(qiáng)度，其應(yīng)力分布形狀等效為矩形。

根據(jù)塑性中和軸位置不同，將其分為以下2種情況：

1) 當(dāng)塑性中和軸位于混凝土翼緣板中即2hctwfy+behcfc≥2(h-hc-2d)twfy時(shí)，組合梁截面應(yīng)力及參數(shù)如圖11(a)所示，極限抗彎承載力為

圖11 組合梁截面應(yīng)力分布簡圖Fig.11 Stress distribution diagrams of composite beam section

式中：x為塑性中和軸至混凝土板頂?shù)木嚯x；t為槽鋼梁翼緣等效厚度；fc為混凝土抗壓強(qiáng)度；fy為鋼材抗拉強(qiáng)度；A′s為組合梁中槽鋼受壓面積；As為組合梁中槽鋼總面積；y1和y2分別為混凝土板截面形心與受壓槽鋼截面形心至受拉槽鋼截面形心的距離；hc為混凝土板的厚度；tw為槽鋼腹板的厚度；be為混凝土翼緣板的寬度；h為組合梁的高度；d為螺栓孔的直徑；Mut為極限抗彎承載力理論計(jì)算值。

2) 當(dāng)塑性中和軸位于混凝土翼緣板下方，即2hctwfy+behcfc＜2(h-hc-2d)twfy時(shí)，組合梁截面應(yīng)力及參數(shù)如圖11(b)所示，極限抗彎承載力為

極限抗彎承載力計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表4所示。由表4可知：極限抗彎承載力理論計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好，且相對(duì)誤差均在10%以內(nèi)，表明該計(jì)算公式可較好地預(yù)測該組合梁的極限抗彎承載力。

表4 極限抗彎承載力理論計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比Table 4 Comparison between theoretical and experimental values of ultimate flexural capacity

DCCB-32-5 為不完全抗剪組合梁，在計(jì)算極限抗彎承載力時(shí)，需要進(jìn)行試驗(yàn)進(jìn)一步確定單個(gè)抗剪連接件的縱向抗剪承載力，故本文未對(duì)組合梁DCCB-32-5承載力進(jìn)行驗(yàn)算。

4 結(jié)論

1) 提出一種模塊化裝配式雙拼預(yù)制槽鋼混凝土組合梁，與傳統(tǒng)組合梁相比，該組合梁具有模塊化生產(chǎn)、無現(xiàn)場濕作業(yè)、可快速裝配、可快速更換等優(yōu)點(diǎn)，適用于結(jié)構(gòu)平面規(guī)整的教室、宿舍等模塊化結(jié)構(gòu)。

2) 在加載全過程中，高強(qiáng)螺栓可有效約束2塊預(yù)制模塊，平面外分離對(duì)組合梁受力性能無影響，混凝土板可作為整板進(jìn)行分析。該組合梁最終均發(fā)生以混凝土板上表面壓潰為特征的受彎破壞，除組合梁DCCB-32-5 外，其他組合梁跨中截面應(yīng)變沿高度分布基本符合平截面假定。

3) 本文提出的組合梁具有較高的極限抗彎承載力，增加混凝土板翼緣板寬對(duì)極限抗彎承載力提升較?。辉龃蟛垆撔吞?hào)對(duì)極限抗彎承載力提升顯著。

4) 組合梁DCCB-32-5 的極限抗彎承載力為組合梁DCCB-32-3 的極限抗彎承載力的98.23%。該新型抗剪連接件可有效傳遞縱向剪力，組合作用良好，從極限抗彎承載力看，其間距對(duì)此組合梁強(qiáng)度影響較小。

5) 基于簡化塑性理論，提出該組合梁極限抗彎承載力計(jì)算方法，計(jì)算值與試驗(yàn)值相對(duì)誤差在10%以內(nèi)，可為實(shí)際工程應(yīng)用提供參考。