裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁抗剪承載力試驗(yàn)研究

周凌宇，石敬州，李分規(guī)，戴超虎，徐增武，廖飛，蔣衛(wèi)，朱志輝

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

鋼-混組合梁具有自身質(zhì)量小、承載力高、剛度大的優(yōu)點(diǎn)，在建筑和橋梁結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的應(yīng)用越來(lái)越廣泛[1]。裝配式組合梁在滿(mǎn)足剛度要求的情況下具有施工速率高、濕作業(yè)量小、節(jié)能環(huán)保的優(yōu)勢(shì)。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)裝配式鋼-混組合梁的抗彎性能[2-6]和縱向抗剪[7-9]性能進(jìn)行了深入研究，但對(duì)其豎向抗剪性能的研究很少[10-11]。目前，人們對(duì)現(xiàn)澆工字形鋼梁組合梁的豎向抗剪研究已取得一些成果[12-18]。聶建國(guó)等[12-14]對(duì)16根緊湊型鋼-混凝土組合梁進(jìn)行試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)組合梁破壞形態(tài)不僅與組合截面的剪跨比有關(guān)，而且受到鋼梁剪跨比的影響，提出了考慮混凝土影響的緊湊截面組合梁正彎矩和負(fù)彎矩下的抗剪承載力公式。VASDRAVELLIS 等[15]對(duì)14根組合梁和1根鋼梁進(jìn)行了彎曲和剪切試驗(yàn)，研究分析了彎剪相互作用規(guī)律，發(fā)現(xiàn)當(dāng)作用剪力超過(guò)組合截面抗剪強(qiáng)度的60%時(shí)，組合梁的抗彎承載力開(kāi)始降低。丁發(fā)興等[17]在工字鋼-混凝土組合梁試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行了有限元參數(shù)分析，確定了工字鋼-混凝土組合梁彎剪破壞與受彎破壞的界限剪跨比λ=3，提出了考慮混凝土板組合作用系數(shù)和鋼梁翼緣板貢獻(xiàn)的組合梁的抗剪承載力計(jì)算公式。

可見(jiàn)，研究者們提出的抗剪承載力計(jì)算公式能夠較好地預(yù)測(cè)組合梁抗剪承載力，但僅適用于傳統(tǒng)組合梁，具有很大的局限性。與工字形鋼梁組合梁相比，裝配式組合梁截面形式往往不同，導(dǎo)致抗剪性能存在差異，其混凝土板的抗剪承擔(dān)比例不明確，使用規(guī)范和現(xiàn)有公式進(jìn)行相關(guān)設(shè)計(jì)應(yīng)用適用性差。本文提出一種裝配式雙拼槽鋼-混凝土組合梁，由槽鋼焊接加勁肋和鋼板抗剪連接件，澆筑混凝土梁板形成預(yù)制模塊，通過(guò)高強(qiáng)螺栓連接，如圖1所示。組合梁混凝土板位于鋼梁上翼緣下方，能夠降低梁高，增大建筑物使用空間，具有廣闊的應(yīng)用前景。在剪跨比較小時(shí)，豎向剪力起控制作用，有必要對(duì)雙拼槽鋼-混凝土組合梁豎向抗剪性能進(jìn)行研究。本文基于雙拼槽鋼-混凝土組合梁的試驗(yàn)結(jié)果，使用ABAQUS 有限元軟件開(kāi)展組合梁抗剪性能參數(shù)化分析，根據(jù)疊加原理提出雙拼槽鋼-混凝土組合梁豎向抗剪承載力計(jì)算方法。

圖1 雙拼槽鋼-混凝土組合梁Fig. 1 Double-channel steel-concrete composite beam

1 試驗(yàn)結(jié)果與分析

對(duì)7 根雙拼槽鋼-混凝土組合梁的破壞模式、極限承載能力及變形剛度進(jìn)行研究，分析組合梁受力機(jī)理及各參數(shù)對(duì)極限承載力的影響規(guī)律。在試驗(yàn)基礎(chǔ)上對(duì)組合梁豎向抗剪性能進(jìn)行研究。

1.1 試驗(yàn)參數(shù)

組合梁主要研究參數(shù)如表1所示，其中，混凝土板厚度hc為100 mm，混凝土板寬bc分別為600、800、1 000 和1 200 mm；槽鋼型號(hào)選用32b 和40b，抗剪連接件間距分別為250 mm 和750 mm。采用跨中兩點(diǎn)對(duì)稱(chēng)單調(diào)靜力加載，如圖2 所示(其中，Pu為荷載)?；炷涟鍙?qiáng)度等級(jí)選用C30，材性試驗(yàn)測(cè)得彈性模量Ec=3.00×104MPa，抗壓強(qiáng)度f(wàn)c=34.94 MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)t=2.5 MPa。組合梁鋼材性能如表2所示。

表1 組合梁試件參數(shù)及抗剪承載力對(duì)比Table 1 Comparison of composite beam specimen parameters and shear capacity

表2 鋼材性能Table 2 Steel material properties

圖2 加載示意圖Fig. 2 Loading conditions

1.2 剪力-跨中撓度曲線(xiàn)

雙拼槽鋼-混凝土組合梁剪力-撓度曲線(xiàn)如圖3所示。從圖3可見(jiàn)：組合梁抗剪承載力隨著混凝土翼緣板寬度增大而增大；對(duì)于構(gòu)件DCCB-1、DCCB-2、DCCB-3 和DCCB-4，當(dāng)板寬由600 mm增大至1 200 mm 時(shí)，抗剪承載力提高了25.14%；增加抗剪連接件間距，抗剪承載力僅提高1.8%，說(shuō)明抗剪連接件可有效連接鋼梁與混凝土板，適當(dāng)增大抗剪連接件間距對(duì)承載力影響不大，此組合梁的組合作用較強(qiáng)。

圖3 剪力-跨中撓度曲線(xiàn)Fig. 3 Shear-mid-span deflection curves

1.3 荷載-垂直剪應(yīng)力曲線(xiàn)

在試件剪跨區(qū)中部測(cè)量槽鋼腹板、混凝土板剪切應(yīng)變。由于構(gòu)件的破壞模式相同，故僅以試件DCCB-1為例，分析組合梁1/4跨處剪力-應(yīng)力關(guān)系曲線(xiàn)，如圖4所示(其中S1、S2、S3、S4分別為鋼梁應(yīng)變測(cè)點(diǎn)，C1為混凝土板應(yīng)變測(cè)點(diǎn))。從圖4 可見(jiàn)：在加載初期，測(cè)點(diǎn)S2、S3、S4的剪力-剪應(yīng)力曲線(xiàn)呈線(xiàn)性上升，S1和C1應(yīng)變以相同的速率呈線(xiàn)性變化，腹板下部的剪應(yīng)變發(fā)展速率大于上部的剪應(yīng)變發(fā)展速率；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的35%左右時(shí)，鋼梁腹板的剪應(yīng)變發(fā)展速率提高，S1應(yīng)變?cè)龃蠖鳦1應(yīng)變減小。這是因?yàn)殇摿焊拱搴突炷烈砭壈褰唤缑孢_(dá)到極限黏結(jié)強(qiáng)度，自然黏結(jié)作用被破壞，鋼梁腹板承受了更多剪力。組合梁在進(jìn)入彈塑性階段后應(yīng)力重新分布，中性軸上移，混凝土板和高度為H1的鋼梁腹板承受更多剪力。當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的80%后，S1和C1處剪應(yīng)變發(fā)展速率急速上升。由S3和S4的應(yīng)變發(fā)展程度可知，鋼梁腹板在極限抗剪承載力下未進(jìn)入全截面屈服狀態(tài)。

圖4 DCCB-1剪力-剪應(yīng)力關(guān)系曲線(xiàn)Fig. 4 Shear-shear stress curve of DCCB-1

1.4 剪切應(yīng)變分布規(guī)律

在不同荷載下，沿鋼梁腹板高度測(cè)量點(diǎn)的剪應(yīng)變分布規(guī)律如圖5所示，圖中曲線(xiàn)是以雙槽鋼為整體按式(1)[19]計(jì)算得到的剪切應(yīng)變曲線(xiàn)，散點(diǎn)為實(shí)測(cè)剪切應(yīng)變。從圖5可見(jiàn)，實(shí)測(cè)剪切應(yīng)變與按式(1)計(jì)算得到的剪切應(yīng)變基本吻合，這表明高強(qiáng)螺栓連接的雙拼槽鋼協(xié)同工作良好，整體抗剪性能優(yōu)異。

圖5 DCCB-1沿截面高度剪應(yīng)變分布規(guī)律Fig. 5 Distribution law of shear strain of DCCB-1 along section height

式中：FS為截面上的剪力；Iz為整個(gè)截面對(duì)中性軸的慣性矩；Sz*為截面上測(cè)點(diǎn)以下部分的面積對(duì)中性軸的靜矩；b0為腹板寬度；E為鋼材彈性模量。

數(shù)值分析結(jié)果表明：當(dāng)加載至極限抗剪承載力時(shí)，H2腹板承擔(dān)了組合梁85%左右的剪力，H1腹板承擔(dān)了組合梁11%左右的剪力，混凝土在組合梁彎曲破壞模式下承擔(dān)了約4%的剪力。與傳統(tǒng)組合梁[12]相比，雙拼槽鋼-混凝土組合梁混凝土板位于鋼梁翼緣下部，鋼梁腹板和混凝土板協(xié)同受力，混凝土板抗剪承擔(dān)比例減小，降低了在局部剪力較大時(shí)混凝土板發(fā)生剪切脆性破壞的風(fēng)險(xiǎn)，組合梁的抗剪性能提高。但僅據(jù)7根組合梁的試驗(yàn)結(jié)果還不能得出經(jīng)驗(yàn)公式，下面通過(guò)有限元模型參數(shù)化分析，研究不同剪跨比的組合梁抗剪性能。

2 ABAQUS分析模型

2.1 建模方法

通過(guò)ABAQUS建立雙拼槽鋼-混凝土組合梁有限元計(jì)算模型，模型邊界條件按加載試驗(yàn)的簡(jiǎn)支梁約束，采用增量迭代法進(jìn)行非線(xiàn)性分析。

鋼梁的翼緣、腹板和加勁肋采用4節(jié)點(diǎn)線(xiàn)性減縮積分有限薄膜應(yīng)變殼單元(S4R)，沿厚度方向取5 個(gè)積分點(diǎn)，網(wǎng)格長(zhǎng)×寬為40 mm×40 mm?；炷涟宀捎? 節(jié)點(diǎn)等參三維線(xiàn)性減縮積分實(shí)體單元(C3D8R)，網(wǎng)格長(zhǎng)×寬×高為40 mm×40 mm×40 mm。鋼筋采用三維線(xiàn)性桁架單元(T3D2)，上下層鋼筋網(wǎng)由分布鋼筋合并而成，以模擬鋼筋的綁扎效果；鋼筋網(wǎng)通過(guò)內(nèi)置區(qū)域嵌于混凝土，模擬鋼筋網(wǎng)在混凝土板內(nèi)協(xié)同工作的性能，鋼筋網(wǎng)網(wǎng)格長(zhǎng)×寬×高為50 mm×50 mm×50 mm。組合梁2 個(gè)預(yù)制模塊螺栓連接處采用tie 連接方式?；炷涟迮c槽鋼、加勁肋、抗剪連接件之間法線(xiàn)方向相互作用采用“硬接觸”，允許接觸后分離，切線(xiàn)方向相互作用采用面與面接觸，定義為“罰”，摩擦因數(shù)為0.4，用于模擬組合梁中鋼梁翼緣、腹板和混凝土翼緣板的黏結(jié)作用。

2.2 本構(gòu)關(guān)系

考慮材料非線(xiàn)性和幾何非線(xiàn)性，根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[20]確定鋼材和混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。

鋼梁和鋼筋采用雙折線(xiàn)本構(gòu)模型，材料特性見(jiàn)表2，鋼材本構(gòu)曲線(xiàn)見(jiàn)圖6(a)。圖6中：fy為鋼材屈服強(qiáng)度；fu為鋼材極限強(qiáng)度；σs為鋼材應(yīng)力；εy為鋼材屈服時(shí)的應(yīng)變；εu為鋼材達(dá)到極限強(qiáng)度的應(yīng)變。

圖6 鋼材和混凝土本構(gòu)曲線(xiàn)Fig. 6 Constitutive curves of steel and concrete

式中：εs為鋼材應(yīng)變；Es為鋼材的彈性模量；k為鋼材硬化段斜率，k=(fu-fy)/(εu-εy)。

混凝土采用塑性損傷模型(CDP)，彈性模量Ec=3.00×104MPa，混凝土受拉/壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)見(jiàn)圖6(b)?；炷羻屋S受拉本構(gòu)關(guān)系如下：

式中：dt為單軸受拉損傷演化參數(shù)；ρt=ft,r/(Ecεt,r)；ft,r為混凝土單軸極限拉應(yīng)力，取試驗(yàn)值2.5 N/mm2；εt,r為混凝土單軸極限拉應(yīng)變，取規(guī)范值107×10-6；αt為混凝土單軸受拉應(yīng)力-應(yīng)變參數(shù)，C30 混凝土取1.95。

混凝土單軸受壓本構(gòu)關(guān)系表達(dá)式為

式中：dc為單軸受壓損傷演化參數(shù)；Ec為混凝土彈性模量；n=Ecεc,r/(Ecεc,r-fc,r)；ρc=fc,r/(Ecεc,r)；x=ε/εc,r；fc,r為混凝土單軸極限壓應(yīng)力，取試驗(yàn)值34.94 N/mm2，εc,r為混凝土單軸極限壓應(yīng)變，取規(guī)范值1 720×10-6；αc為混凝土單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變參數(shù)，C30混凝土取1.65。圖6(b)中，εcu為應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)下降段應(yīng)力等于0.5fc,r時(shí)的混凝土壓應(yīng)變，εcu/εc,r取2.10。

2.3 模型驗(yàn)證

以DCCB-2和DCCB-6為例，雙拼槽鋼混凝土組合梁的試驗(yàn)與模擬的剪力-跨中撓度曲線(xiàn)如圖7所示。由圖7可見(jiàn)：有限元模型預(yù)測(cè)的組合梁剛度與試驗(yàn)梁的剛度在70%極限荷載前基本相同。各個(gè)試驗(yàn)梁的極限承載力的對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表1，平均相對(duì)誤差為1.47%，標(biāo)準(zhǔn)偏差為1.84%，模型預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值之間的相對(duì)誤差在10.00%以?xún)?nèi)。組合梁DCCB-6的試驗(yàn)破壞形態(tài)和有限元模型破壞時(shí)的應(yīng)力云圖如圖8所示。通過(guò)有限元分析結(jié)果驗(yàn)證試驗(yàn)觀察的組合梁純彎段混凝土板頂部壓碎破壞模式，發(fā)現(xiàn)本文模型能夠較準(zhǔn)確地模擬組合梁的初始剛度以及彎剪強(qiáng)度，因此，所建立的有限元模型可用于雙拼槽鋼-混凝土組合梁的抗剪強(qiáng)度分析。

圖7 組合梁有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的比較Fig. 7 Comparison of finite element calculated values and test values of composite beams

圖8 試驗(yàn)破壞形態(tài)和有限元應(yīng)力云圖對(duì)比Fig. 8 Comparison between test failure and finite element method

3 參數(shù)分析

采用前面經(jīng)驗(yàn)證的建模方式和材料本構(gòu)關(guān)系對(duì)組合梁的參數(shù)進(jìn)行分析。首先考慮剪跨比的影響，剪跨比λ=a/h，其中，a為剪跨長(zhǎng)度，h為梁高度。材料強(qiáng)度和組合截面尺寸對(duì)組合梁的承載力均有一定影響。為探究不同破壞模式下鋼梁腹板強(qiáng)度f(wàn)s和混凝土強(qiáng)度f(wàn)c、鋼梁腹板寬度×高度(tw×hw)、混凝土板寬度×高度(bc×hc)對(duì)組合梁承載力的影響，采用λ為0.20、1.25 和2.50 這3 種剪跨比的組合梁模型進(jìn)行參數(shù)化分析。組合梁有限元分析參數(shù)變化見(jiàn)表3。

表3 有限元分析參數(shù)變化Table 3 Variation of finite element analysis parameters

3.1 剪跨比

剪跨比是影響組合梁抗剪承載力的重要因素。以試件DCCB-2 和DCCB-6 為基礎(chǔ)建立有限元模型。計(jì)算中，保持梁跨L=4 000 mm，改變組合梁加載位置以調(diào)整剪跨比，研究不同剪跨比的組合梁的抗剪承載力的變化規(guī)律。

圖9所示為不同剪跨比下的組合梁剪力和彎矩的變化規(guī)律。從圖9可見(jiàn)：

圖9 不同剪跨比下組合梁剪力和彎矩的關(guān)系曲線(xiàn)Fig. 9 Relationship curves of shear and bending moment of composite beams with different shear-span ratios

1) 當(dāng)λ≤0.50 時(shí)，隨著剪跨比減小，組合梁抗剪承載力快速上升。這是因?yàn)榛炷涟逯鸩接杉魤浩茐霓D(zhuǎn)為傾向于斜壓破壞，且當(dāng)剪跨較小時(shí)，抗剪連接件、上翼緣和縱向加勁肋對(duì)混凝土板有雙軸圍壓的作用使得結(jié)構(gòu)具有更高的抗剪承載力。此時(shí)，模型的破壞以剪跨段混凝土板縱向剪切開(kāi)裂以及鋼梁支座處屈曲為主要特征。

2) 當(dāng)0.5<λ<2.5 時(shí)，隨著剪跨比增加，抗剪承載力下降平緩，結(jié)構(gòu)出現(xiàn)純彎段混凝土壓碎的特征，因此，認(rèn)為λ=0.50 是組合梁剪切破壞和彎剪破壞的界限剪跨比。當(dāng)λ=1.25時(shí)，組合梁抗剪承載力V與極限抗剪承載力Vu的比值為0.5～0.8，組合梁彎矩M與極限彎矩值Mu比值超過(guò)0.9，M/Mu-λ關(guān)系曲線(xiàn)上升趨勢(shì)變緩，此時(shí)，主要以跨中混凝土翼板壓碎為特征，抗剪不再起主導(dǎo)作用。

3) 當(dāng)λ≥2.50 時(shí)，跨中截面鋼梁首先達(dá)到屈服應(yīng)變，隨著荷載的增加，純彎段中部混凝土翼緣板頂部橫向裂縫逐漸增多、擴(kuò)展，在極限荷載時(shí)，純彎段頂部混凝土被壓碎，此時(shí)，組合梁彎矩M幾乎達(dá)到Mu。因此，將λ=2.5作為組合梁彎剪破壞與彎曲破壞的界限剪跨比。

3.2 彎剪相互作用

通過(guò)對(duì)不同剪跨比的組合梁進(jìn)行非線(xiàn)性分析，研究組合梁彎剪破壞時(shí)彎矩-剪力相互作用強(qiáng)度。

當(dāng)有限元模擬的剪跨比λ=0.5～2.5 時(shí)，各個(gè)算例的彎剪相關(guān)關(guān)系如圖10 所示，其中，極限抗剪承載力Vu取Vλ=0.5，極限彎矩Mu取Mλ=2.5。圖10 中，實(shí)線(xiàn)為本文建議的裝配式雙拼槽鋼混凝土組合梁彎矩-剪力相互作用曲線(xiàn)。

圖10 彎矩-剪力相互作用曲線(xiàn)Fig. 10 Bending moment-shear interaction curves

根據(jù)Von Mises 強(qiáng)度理論分析，受彎剪作用時(shí)，鋼梁腹板中存在的剪應(yīng)力對(duì)截面的極限抗彎承載力產(chǎn)生不利影響。由圖10 可見(jiàn)：在組合截面豎向抗剪承載力V大于Vu的70%時(shí)，組合梁的豎向剪力對(duì)其抗彎承載力的不利影響非常顯著。

3.3 材料強(qiáng)度

以DCCB-6為基礎(chǔ)建立有限元模型，分別采用Q235～Q420 的鋼材強(qiáng)度、C30～C60 的混凝土強(qiáng)度進(jìn)行模擬分析。結(jié)果表明：1) 鋼梁屈服強(qiáng)度變化對(duì)組合梁的抗剪承載力影響顯著，如圖11(a)所示，鋼梁型號(hào)由Q235提高至Q420，組合梁抗剪承載力提高56.40%；2) 混凝土強(qiáng)度的變化對(duì)組合梁抗剪承載力影響較小(如圖11(b)所示)，混凝土型號(hào)由C30提高至C60，組合梁抗剪承載力提高幅度低于4.20%。

隨著鄉(xiāng)村經(jīng)濟(jì)水平的不斷提高，貸款需求呈現(xiàn)多樣化趨勢(shì)，因此，必須創(chuàng)新農(nóng)村金融產(chǎn)品，堅(jiān)持以市場(chǎng)為導(dǎo)向，提供適合鄉(xiāng)村經(jīng)濟(jì)發(fā)展的信貸產(chǎn)品，根據(jù)土地、林地等，開(kāi)發(fā)土地承包經(jīng)營(yíng)權(quán)貸款、宅基地使用權(quán)貸款與林權(quán)抵押貸款以及信貸+保險(xiǎn)方面的貸款產(chǎn)品，滿(mǎn)足農(nóng)村新型經(jīng)濟(jì)組織多方面的金融需求，農(nóng)村金融產(chǎn)品可以從抵押形式、擔(dān)保機(jī)制、風(fēng)險(xiǎn)機(jī)制、信用增級(jí)和支付結(jié)算等方面進(jìn)行創(chuàng)新。

圖11 材料強(qiáng)度和截面尺寸對(duì)組合梁承載力的影響Fig. 11 Influence of material strength and section size on composite beam bearing capacity

3.4 截面尺寸

分別對(duì)DCCB-6數(shù)值模型的鋼梁腹板高度與厚度和混凝土板寬度與厚度進(jìn)行分析。鋼梁和混凝土板截面尺寸變化對(duì)抗剪承載力的影響規(guī)律如圖11(c)～(f)所示。由圖11(c)～(f)可知：

1) 鋼梁腹板高度與厚度變化對(duì)組合梁承載力影響較大。當(dāng)腹板hw×tw從15 mm×400 mm 增大至30 mm×400 mm 時(shí)，組合梁承載力提高30.17%；當(dāng)腹板hw×tw從25 mm×280 mm 增大至25 mm×400 mm時(shí)，組合梁承載力提高63.88%。

2) 混凝土板尺寸變化對(duì)組合梁承載力影響較小。當(dāng)混凝土板寬由600 mm增大到1 200 mm，剪跨比λ為0.20、1.25 和2.50 時(shí)，組合梁抗剪承載力分別提高了3.98%、4.55%和6.41%；當(dāng)混凝土板厚度從80 mm 增大到120 mm，剪跨比λ為0.20、1.25 和2.50 時(shí)，組合梁抗剪承載力分別提高了4.06%、3.90%和2.53%。

3) 隨著剪跨比增大，板寬變化對(duì)抗剪承載力的影響更加顯著，板高變化對(duì)抗剪承載力的影響程度降低。當(dāng)構(gòu)件DCCB-1 與DCCB-4 的剪跨比λ=4.69，板寬從600 mm增大至1 200 mm時(shí)，組合梁抗剪承載力提高了25.14%。

4 組合梁計(jì)算公式

由于組合梁抗剪機(jī)理復(fù)雜，難以獲得可靠的理論公式。本文在對(duì)試驗(yàn)結(jié)果分析的基礎(chǔ)上，通過(guò)有限元分析方法研究影響抗剪承載力的主要因素，然后提出經(jīng)驗(yàn)回歸公式。

4.1 抗剪承擔(dān)比例

不同剪跨比下純鋼梁和組合梁的抗剪承載力對(duì)比見(jiàn)圖12。從圖12 可見(jiàn)：與純鋼梁相比，組合梁的抗剪承載力提升了14.23%～25.68%，隨著剪跨比的減小而增大；受組合作用的影響，鋼梁的抗剪承載力較純鋼梁的抗剪承載力略微增加；當(dāng)剪跨比減小時(shí)，其抗剪承載力顯著降低。組合梁抗剪承擔(dān)比例見(jiàn)圖13。從圖13 可知：在剪跨比較小時(shí)，混凝土板的抗剪承擔(dān)比例達(dá)到了42.66%，其對(duì)于組合梁的抗剪貢獻(xiàn)顯著，抗剪作用不容忽視。

圖12 純鋼梁和組合梁的抗剪承載力對(duì)比Fig. 12 Comparison of shear capacity between pure steel beam and composite beam

圖13 組合梁抗剪承擔(dān)比例Fig. 13 Shear bearing ratio of composite beams

雙拼槽鋼-混凝土組合梁的抗剪承載力Vu可由鋼梁的抗剪承載力Vs與混凝土板抗剪承載力Vc疊加得到：

4.2 抗剪承載力公式

4.2.1 混凝土板

對(duì)于組合梁混凝土板抗剪承載力的計(jì)算，LIANG等[21]采用Vc=k1fc1/3Ace的計(jì)算模型，其中，Ace為混凝土板有效抗剪面積，Ace=(bf+hc)hc，朱勁松等[10,17,22]考慮剪跨比的影響，采用Vc=k1fck2bchc/(k3+λ)的計(jì)算模型；聶建國(guó)等[13-14]考慮混凝土板寬厚比和鋼梁剪跨比的影響，采用Vc=m=(bc/hc)(hc/hs)3的計(jì)算模型。本文通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，混凝土板寬度和厚度對(duì)該組合梁抗剪承載力的影響程度隨剪跨比λ變化，而變化其關(guān)系式[23]為

式中：α=hc/bc。對(duì)式(9)進(jìn)行擬合，得出混凝土翼板抗剪承載力計(jì)算式(10)，混凝土板抗剪承載力-剪跨比關(guān)系曲線(xiàn)如圖14 所示，相關(guān)系數(shù)R2=0.88，相關(guān)性良好。

圖14 混凝土板抗剪承載力-剪跨比曲線(xiàn)Fig. 14 Shear load-shear span ratio curve of concrete slab

4.2.2 鋼梁

對(duì)于組合梁鋼梁抗剪承載力Vs的計(jì)算，朱勁松等[10,13-14,21-23]采用Vs=hwtwfv的模型、丁發(fā)興等[17]發(fā)現(xiàn)剪跨比對(duì)鋼梁抗剪貢獻(xiàn)的影響顯著，采用了Vs=k1hwtwfv/(k2λ)的模型。本文基于試驗(yàn)和有限元分析結(jié)果，采用Vs=?(λ)hwtwfv的計(jì)算模型得出雙拼槽鋼-混凝土組合梁的鋼梁抗剪承載力計(jì)算式(11)，鋼梁抗剪承載力-剪跨比關(guān)系曲線(xiàn)如圖15所示。

圖15 鋼梁抗剪承載力-剪跨比關(guān)系曲線(xiàn)Fig. 15 Shear load-span ratio curve of steel beam

4.2.3 組合梁抗剪承載力計(jì)算公式

通過(guò)回歸得到混凝土板和鋼梁的抗剪承載力與剪跨比關(guān)系曲線(xiàn)，整合式(8)～(11)，可得雙拼槽鋼-混凝土組合梁抗剪承載力公式為

式中：α為組合梁混凝土板的高寬比，α=hc/bc。

4.3 公式驗(yàn)證

采用本文建立的63組有限元模型計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果，與式(12)的計(jì)算結(jié)果、GB 50017—2017[24]中的結(jié)果、文獻(xiàn)[17]建議的組合梁抗剪極限承載力計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較，如圖16 所示。從圖16 可見(jiàn)：相比GB 50017—2017 和文獻(xiàn)[17]中的結(jié)果，本文建議的組合梁抗剪承載力公式具有較高的精度，與有限元計(jì)算結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果都較吻合，且相比文獻(xiàn)[17]中的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果，對(duì)于極限抗剪承載力較高的組合梁，采用式(12)得出的計(jì)算結(jié)果是偏于安全的。采用式(12)所得結(jié)果、GB 50017—2017中結(jié)果、文獻(xiàn)[17]中結(jié)果與有限元計(jì)算值以及試驗(yàn)值的比值均值和離散系數(shù)見(jiàn)表4。從表4可見(jiàn)：采用式(12)所得計(jì)算結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果、試驗(yàn)結(jié)果都非常接近，比值均值為1.07，離散系數(shù)為0.15，準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)了不同破壞模式下的組合梁抗剪承載力，較其他公式所得結(jié)果精度更高，適用性好。

表4 試驗(yàn)結(jié)果和有限元計(jì)算結(jié)果與不同公式計(jì)算結(jié)果比較Table 4 Comparison of test results and finite element calculation results with those calculated by different formulas

圖16 組合梁抗剪承載力試驗(yàn)值和有限元計(jì)算值與公式計(jì)算值比較結(jié)果Fig. 16 Comparison of test shear capacity of composite beam and finite element calculated value with formula calculated value

5 結(jié)論

1) 雙拼槽鋼-混凝土組合梁的2 個(gè)預(yù)制模塊協(xié)同工作良好。與傳統(tǒng)的工字形鋼梁組合梁相比，混凝土板抗剪承擔(dān)比例更小，該組合梁具有更優(yōu)異的抗剪性能。

2) 確定了雙拼槽鋼-混凝土組合梁剪切破壞、彎剪破壞與彎曲破壞的界限剪跨比λ分別為0.5 和2.5；得出了組合梁彎剪破壞狀態(tài)時(shí)的彎剪相互作用曲線(xiàn)。

3) 組合梁抗剪由混凝土板和鋼梁共同承擔(dān)，混凝土板抗剪貢獻(xiàn)為3.42%～42.66%，混凝土板抗剪貢獻(xiàn)隨剪跨比減小而增大。

4) 提出了考慮混凝土板的抗剪貢獻(xiàn)、剪跨比對(duì)抗剪分擔(dān)比例影響的組合梁極限抗剪承載力計(jì)算公式。相比規(guī)范中的組合梁抗剪承載力計(jì)算公式和其他學(xué)者建議的組合梁抗剪承載力計(jì)算公式，本文提出的計(jì)算公式所得結(jié)果計(jì)算精度較高，可為相關(guān)組合梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和建造提供參考。