基于截面分類的U形鋼-混凝土組合梁外包鋼板件寬厚比限值

中圖分類號(hào)：TU375 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2096-6717（2025）04-0066-12

Width-thickness ratio limit of outer steel plate of steel-concrete composite beam with U-section based on section classification

CHENG Rurb， YU Yuanlina，ZHANG Jiayu2， ZHANG Qingfenga （a. Schoolof Civil Enginering; b.Key Laboratory of New Technology for Construction of Cities in Mountain Area， Ministry of Education，Chongqing University，Chongqing 40oo45，P.R. China）

Abstract： In order to study the plate width-thickness ratio limits of steel palte based on section classification for Steel-Concrete Composite Beam with U-section （SCBU），monotonic static loading tests were conducted on five TSCU specimens. The damage modes，load-displacement curves and plastic deformation capacities of SCBU with different combinations ofheight-thicknessratios of outer steel-ncased web in compressionarea and widththickness ratios of compressed flange were analyzed.The testing results show that the width-thickness ratio of the steel plate has a direct influence on the buckling deformation and plastic deformation capacity of the SCBU. All the specimens sufered local buckling before reaching the peak bearing capacity，the failure mode was bending plastic damage.Meanwhile，the finite element analysis results show that the nonlinear behavior between the steel plate web and compressed flange interacts with each other，the buckling moment of the plate advances with the increase of width-thickness ratio of the adjacent plate，and the degree of plastic development of the SCBU decreases with the increase of width-thickness ratio of stel plate.Based on the results of the test and finite element parametric analysis，the recommended limit value of width-thickness ratio for class II section （Class 2）steel palte of SCBU is proposed，and the proposed limit is compared and analyzed with the code limit， and theresults show that this limit value is more consistent with the real force performance of the SCBU and could give fuller play to its structural advantages to a certain extent.

Keywords： steel-concrete composite beam with U-section （SCBU）；section classification；width-thickness ratio；experimental study；finite element analysis

U形鋼-混凝土組合梁（U形鋼組合梁）外包鋼對(duì)內(nèi)部填充混凝土有較強(qiáng)的變形約束作用，能提高后者的抗壓強(qiáng)度，同時(shí)，內(nèi)部填充混凝土能有效抑制外包鋼的內(nèi)屈變形，使外包鋼局部屈曲半波由3個(gè)變?yōu)?個(gè)，提高了U形鋼組合梁的整體穩(wěn)定性、抗彎承載力和塑性發(fā)展程度[1]。

目前，針對(duì)U形鋼組合梁的工作性能研究已經(jīng)取得了一定成果，但大部分僅限于其極限承載力和抗剪連接設(shè)計(jì)等方面的內(nèi)容，僅少部分涉及其外包鋼板件寬厚比的問(wèn)題[2-6]。計(jì)明明等[2通過(guò)有限元分析研究了外包鋼厚度與截面尺寸對(duì)耐火極限的影響。黨相柱3、郭喜4研究了不同截面尺寸及外包鋼厚度對(duì)U形鋼組合梁抗彎承載力提高速率的影響規(guī)律。然而，以上工作僅限于研究局部穩(wěn)定對(duì)U形鋼組合梁極限承載力的影響，均未討論外包鋼板件寬厚比對(duì)U形鋼組合梁屈曲變形及塑性變形能力的影響。單純針對(duì)局部穩(wěn)定問(wèn)題提出的外包鋼板件寬厚比限值研究仍然較少，特別是針對(duì)U形鋼組合梁基于寬厚比等級(jí)的截面分類準(zhǔn)則更是少見(jiàn)。Zhao等5通過(guò)試驗(yàn)觀察，初步提出了腹板高厚比建議值，然而該方法缺乏理論論證，還有待進(jìn)一步研究。周學(xué)軍等則提出U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比限值依據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB50017—2017）[來(lái)確定。而現(xiàn)行的相關(guān)規(guī)范[8-11]也并未涉及此類新型構(gòu)件，《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JGJ138—2016）[8未給出受彎構(gòu)件板件寬厚比限值，而《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB50936—2014）9也僅對(duì)圓形與矩形截面鋼管混凝土構(gòu)件給出了相應(yīng)寬厚比限值，且該限值未區(qū)分腹板與翼緣，更未確定構(gòu)件的截面分類，因此，對(duì)于腹板與翼緣處于不同應(yīng)力狀態(tài)的U形鋼組合梁，該限值適用范圍還有待明確。歐洲規(guī)范EC4[10]采用歐洲規(guī)范EC3[]的截面分類準(zhǔn)則，將組合梁截面劃分為4類，而對(duì)組合梁中鋼構(gòu)件腹板，EC4仍采用EC3中的寬厚比限值，這與其實(shí)際受力狀態(tài)不符。有研究表明，內(nèi)部填充混凝土能提高組合梁的整體延性，使其在發(fā)生局部屈曲后仍存在良好的承載能力[12]。JBJ138—2016在框架柱章節(jié)也提及，日本學(xué)者提出可將矩形鋼管混凝土柱的鋼管壁寬厚比限值條件相比箱形鋼管放寬1.5倍[13]

此外，板件間相關(guān)作用對(duì)板件寬厚比限值有重要影響，但目前該方面的研究工作主要集中于鋼構(gòu)件[14-16]。對(duì)于組合結(jié)構(gòu)，特別是針對(duì)U形鋼組合梁外包鋼板件間的相關(guān)作用還未開(kāi)展系統(tǒng)的研究。而在研究中考慮板件間相關(guān)作用才能清晰地認(rèn)識(shí)板件受力行為間的相互影響，更符合其真實(shí)受力狀態(tài)。因此，考慮板件間相關(guān)作用，并基于截面分類，將板件寬厚比限值與構(gòu)件的不同受力性能相對(duì)應(yīng)，對(duì)U形鋼組合梁的外包鋼板件寬厚比限值進(jìn)行深入研究十分必要。

為此，筆者基于5根U形鋼組合梁的單調(diào)靜力加載試驗(yàn)，對(duì)比考察不同外包鋼板件寬厚比下U形鋼組梁的破壞模式、荷載-位移曲線與塑性變形能力。通過(guò)有限元分析，研究外包鋼板件寬厚比對(duì)U形鋼組合梁塑性發(fā)展程度的影響。根據(jù)試驗(yàn)與有限元分析結(jié)果，參考EC4組合梁截面分類準(zhǔn)則，提出U形鋼組合梁Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值的計(jì)算公式，并將所提出的限值與規(guī)范限值進(jìn)行對(duì)比分析。

1 試驗(yàn)研究

在梁柱節(jié)點(diǎn)處，U形鋼組合梁承受負(fù)彎矩與剪力的共同作用，最易發(fā)生局部屈曲，從而影響其塑性發(fā)展程度。因此，試驗(yàn)進(jìn)行負(fù)彎矩方向（組合梁翼板受拉）單調(diào)靜力加載，為簡(jiǎn)化模型，試件采用懸臂梁形式。為使討論結(jié)果具有參考性，定義腹板受壓區(qū)高厚比

r_w=α?h_w/（t_w?ε_k）

下翼緣寬厚比

r_f=b/（t_b?_E）

式中： h_w 為外包鋼腹板高度； α 為計(jì)算全塑性受彎承載力時(shí)腹板塑性受壓區(qū)高度與腹板高度之比； t_w 與 t_b 分別為外包鋼腹板和下翼緣厚度； b 為下翼緣寬度；

ε_k 為應(yīng)力修正系數(shù)， f為鋼材實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度值。相關(guān)參數(shù)示意見(jiàn)圖1。

對(duì)于有抗震設(shè)計(jì)要求的建筑，截面設(shè)計(jì)通常采用I類或Ⅱ類截面。本研究主要確定U形鋼組合梁的Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值（即I、Ⅲ類截面板件寬厚比界限值）。按圖2所示截面構(gòu)造，設(shè)計(jì)并制作了5根U形鋼組合梁試件。由于混凝土翼板共同受力且外包鋼上翼緣并未封口，通常情況下，外包鋼腹板受壓區(qū)高度占比 α 不為定值，可將EC3中Ⅱ類截面壓彎構(gòu)件的板件寬厚比限值換算為 r_w 后，按文獻(xiàn)[15]所提建議放寬1.5倍，用于 r_w 試驗(yàn)設(shè)計(jì)參考；下翼緣與鋼管混凝土構(gòu)件翼緣的受力狀態(tài)相似， r_f 試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)參考《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》（GB50936—2014）[9中的矩形截面管壁寬厚比限值，如圖3所示。試驗(yàn)的主要變化參數(shù)為梁高度h₀ 與下翼緣寬度b。試驗(yàn)采用完全抗剪連接設(shè)計(jì)，且僅在外包鋼板上翼緣焊接槽鋼抗剪連接件。為使試件發(fā)生彎曲破壞，以全截面塑性時(shí)固定端截面所受剪力遠(yuǎn)小于極限抗剪承載力且該截面外包鋼腹板所受剪應(yīng)力小于剪切屈曲應(yīng)力為原則，結(jié)合U形鋼組合梁在剪跨比小于2時(shí)仍呈現(xiàn)為彎曲破壞的研究理論，將剪跨比定為3左右，對(duì)各試件加載力臂 L 進(jìn)行取值。試件的截面尺寸及配筋見(jiàn)圖4，各試件的詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。以試件BM-50-60為例（表示試件 r_w=50、r_f=60 ），外包鋼厚度均為 4mm ，鋼材為Q355B，采用C35混凝土進(jìn)行澆筑。

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

目前，中國(guó)的組合結(jié)構(gòu)相關(guān)規(guī)范未對(duì)組合梁進(jìn)行截面分類，而EC4采用EC3中的截面分類準(zhǔn)則對(duì)組合梁截面進(jìn)行4類劃分，定義I、Ⅱ類截面（Class1與Class2）均能達(dá)到全截面塑性，但Ⅱ類截面由于發(fā)生局部屈曲而塑性發(fā)展程度相對(duì)有限；Ⅱ類截（Class3）要求能達(dá)到屈服彎矩值即可。因此，采用EC4截面分類方法，對(duì)U形鋼組合梁進(jìn)行截面劃分。

1. 2 材料性能

各類鋼材的屈服強(qiáng)度f(wàn)極限強(qiáng)度f(wàn)彈性模量E_s"和強(qiáng)屈比 f_u/f_y"見(jiàn)表2?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度為35.2MPa ，彈性模量 E_c=29.6GPa 。

1.3 試驗(yàn)裝置與測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)裝置見(jiàn)圖5，試件進(jìn)行負(fù)彎矩方向加載。通過(guò)加強(qiáng)固定混凝土墩，防止試件發(fā)生翻轉(zhuǎn)與滑移；在加載點(diǎn)處架設(shè)位移計(jì)，采集水平位移數(shù)據(jù)；在外包鋼腹板上布置傾角儀，采集截面旋轉(zhuǎn)角度。試驗(yàn)采用單調(diào)加載，當(dāng)承載力降至試驗(yàn)極限荷載 P_T =時(shí) （P_T，u=0.85P_T，max，P_T，max 為試驗(yàn)峰值荷載），停止試驗(yàn)。試件測(cè)試主要包括：試件加載點(diǎn)處水平位移值、梁端部轉(zhuǎn)角、U形鋼應(yīng)變、混凝土翼板應(yīng)變、翼板內(nèi)縱筋應(yīng)變。應(yīng)變片布置見(jiàn)圖6。

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 破壞模式

腹板受壓區(qū)高厚比試驗(yàn)組由試件BM-50-50、BM-60-50及BM-70-50組成，試驗(yàn)現(xiàn)象如圖7所示。在加載過(guò)程中，各試件靠近固定端部外包鋼板均發(fā)生了局部屈曲現(xiàn)象。試件首次發(fā)生局部屈曲時(shí)，外包鋼板對(duì)內(nèi)部混凝土的約束減弱，試件荷載上升速度變緩；加載至峰值荷載時(shí)，發(fā)生了明顯的鼓曲變形，腹板上外凸屈曲波由下翼緣端向上翼緣端方向發(fā)展；試件承載力下降過(guò)程中，外包鋼對(duì)內(nèi)部填充混凝土變形約束減弱，內(nèi)部填充混凝土被壓碎，導(dǎo)致外包鋼板的局部屈曲變形明顯加快。各試件破壞時(shí)翼板內(nèi)縱筋及外包鋼全截面均已達(dá)到屈服強(qiáng)度，發(fā)生彎曲塑性破壞。此外，試件BM-5O-5O腹板與翼緣幾乎同時(shí)發(fā)生屈曲變形，而隨著 r_w 的增大，腹板較下翼緣先發(fā)生局部外凸屈曲的現(xiàn)象愈加明顯。

2.1.2翼緣寬厚比試驗(yàn)組

2.1.1腹板受壓區(qū)高厚比試驗(yàn)組

翼緣寬厚比試驗(yàn)組由試件BM-50-50、BM-50-60及BM-50-70組成，試驗(yàn)現(xiàn)象見(jiàn)圖8。該試驗(yàn)組試件加載變形過(guò)程與腹板受壓區(qū)高厚比試驗(yàn)組基本相同，各試件均發(fā)生彎曲塑性破壞。同時(shí)，增大 r_f 會(huì)使下翼緣早于腹板發(fā)生局部屈曲的現(xiàn)象愈加明顯；加載至峰值荷載時(shí)，試件BM-50-70下翼緣屈曲位置明顯高于腹板（如圖8（b）所示）?？梢?jiàn)，外包鋼板寬厚比對(duì)U形鋼組合梁的屈曲變形過(guò)程有直接影響。

2.2 荷載-位移曲線

各試件的荷載-位移曲線如圖9所示，其中 P_c， e為試件的屈服荷載理論計(jì)算值， P_c，max 為試件的全塑性荷載理論計(jì)算值， 。為采用能量法從試件荷載-位移曲線確定的屈服荷載值[18]。試驗(yàn)各理論計(jì)算值均采用鋼材材性試驗(yàn)實(shí)測(cè)的屈服強(qiáng)度計(jì)算，而試件在試驗(yàn)時(shí)進(jìn)人了強(qiáng)化階段，由表2可知，鋼材的強(qiáng)屈比為1.29，因此，各理論計(jì)算值均小于試驗(yàn)值。

由圖9可知，隨著外包鋼板件寬厚比的減小，試件由彈性屈曲逐步向彈塑性屈曲轉(zhuǎn)變，當(dāng)局部屈曲發(fā)生后，試件的承載力上升速度減緩，到達(dá)峰值點(diǎn)的荷載增幅隨著板件寬厚比的減小而下降。表3給出了試件各特征點(diǎn)處的荷載值，由表3可知，試件發(fā)生彈性屈曲后，其承載力仍有部分提升（增幅在10%P_T，max～16%P_T， max之間），這是由于U形鋼組合梁的受壓主體是混凝土，雖然外包鋼在彈性階段發(fā)生局部屈曲，但此階段混凝土未被壓潰，仍能繼續(xù)承載，U形鋼組合梁甚至仍能達(dá)到全截面塑性承載力。而EC3截面分類中定義，彈性階段發(fā)生局部屈曲的構(gòu)件將達(dá)不到全截面塑性承載力，應(yīng)劃分為Ⅲ、Ⅳ類截面。對(duì)于組合結(jié)構(gòu)，EC4也采用該類定義進(jìn)行截面劃分，可見(jiàn)，參考EC4，U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比限值偏于保守。此外，試件試驗(yàn)與理論計(jì)算彎矩峰值的比值隨著外包鋼板件寬厚比的增大而減小，原因在于，當(dāng)受壓區(qū)混凝土抗壓強(qiáng)度下降時(shí)，截面內(nèi)力重分布，寬厚比越大，試件外包鋼屈曲變形加劇速度越快，試件的塑性發(fā)展程度越低，從而降低了試件的承載能力。

2.3 變形分析

試驗(yàn)加載端的水平位移 主要分為兩部分：彈性變形產(chǎn)生的水平位移 和塑性變形產(chǎn)生的水平位移 Δ_p^[18] 。彈性變形的計(jì)算假設(shè)不發(fā)生塑性變形，計(jì)算公式為

式中： P 為試驗(yàn)外加荷載實(shí)測(cè)值，且 為加載力臂； E_bI_b 為U形鋼組合梁的抗彎剛度。塑性變形的計(jì)算假定不發(fā)生彈性變形，計(jì)算公式為

Δ_p=πθL/180

式中： θ 為試驗(yàn)時(shí)外包鋼板上傾角儀實(shí)測(cè)轉(zhuǎn)角， （^°） 。

圖10顯示了各試件在承載力分別為 、P_T，e，P_T，max 和 P_T 時(shí) Δ_e 與 占比的變化規(guī)律。由圖10可知，變形分析得出的彈性與塑性變形之和與試驗(yàn)的總變形值吻合較好。承載力為 和 e時(shí)， 的占比隨著外包鋼板件寬厚比的增大而增大，這是由于板件寬厚比較大的試件發(fā)生了彈性局部屈曲，而局部屈曲變形增大了 Δ_p 的占比。當(dāng)承載力達(dá)到 P_T，u（P_T，u=0.85P_T，max） 時(shí)， 的占比隨著外包鋼板件寬厚比的增大而減小，這是因?yàn)榍冃问雇獍搮⑴c承載的有效面積減小，而增大板件寬厚比使得外包鋼板提前發(fā)生局部屈曲，從而導(dǎo)致后續(xù)加載階段局部屈曲變形疊加效應(yīng)明顯，加快了有效面積的減小速率，使得試件的塑性變形得不到充分發(fā)展， 在承載力為 P_T，u 時(shí)的占比也隨之減小。此外，隨著 r_w 的增大， P_T，u 時(shí)刻 的占比由 74% 降至 57% ，在相同增幅條件下增大 r_f，P_T，| 時(shí)刻 的占比由 74% 降至 67% ，可見(jiàn)增大 r_w 對(duì)U形鋼組合梁塑性發(fā)展的不利影響更為明顯。原因可能在于外包鋼腹板與翼緣之間存在相關(guān)作用，翼緣寬厚比試驗(yàn)組腹板高度恒定，導(dǎo)致 r_f 增大時(shí) r_w 相對(duì)減小，削弱了r_f 對(duì)試件塑性發(fā)展程度的影響。

2.4 應(yīng)變分析

典型的截面應(yīng)變變化規(guī)律如圖11所示（試件BM-50-60）。由圖11可知，外荷載約為 0.64P_T ，max之前，截面應(yīng)變保持線性分布，符合平截面假定。應(yīng)變片粘貼位置稍高于外包鋼屈曲位置，因此，當(dāng)發(fā)生屈曲變形時(shí)，應(yīng)變片表現(xiàn)為壓應(yīng)突增。如圖11（a）所示，U形鋼上翼緣首先屈服，同時(shí)下翼緣處應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)明顯加快，而腹板上應(yīng)變分布仍保持線性關(guān)系。表明在此荷載水平下，下翼緣先于腹板發(fā)生屈曲變形，這與試驗(yàn)觀測(cè)現(xiàn)象一致。試驗(yàn)達(dá)到極限荷載時(shí)，外包鋼全截面與翼板內(nèi)縱筋均達(dá)到屈服應(yīng)變，表明該試件即使發(fā)生了局部屈曲，也仍達(dá)到全截面塑性，最終發(fā)生彎曲塑性破壞。

3 有限元分析

3.1有限元模型建立

采用有限元分析軟件ABAQUS建模，各構(gòu)件模型尺寸、邊界條件及加載方式均與試驗(yàn)保持一致，如圖12所示。為簡(jiǎn)化模型，將混凝土墩簡(jiǎn)化為高彈性模量的鋼塊，將外包鋼、混凝土與縱筋端部綁定于鋼塊，形成懸臂梁。外包鋼板采用殼單元，鋼筋采用桁架單元，其余部件均采用實(shí)體單元?；炷敛捎盟苄該p傷模型，受壓本構(gòu)采用文獻(xiàn)[19]中的單向壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線，受拉本構(gòu)采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50010—2010）[2°中的單向拉應(yīng)力-應(yīng)變曲線，塑性流動(dòng)參數(shù)取值為：膨脹角 ψ=35^° ；偏心率 ε=0.1;f_b0/f_c0=1.16 ；形狀系數(shù) K_c=0.667 ；黏性系數(shù) μ=0.000 1^[21] 。外包鋼采用基于Von-Mises屈服準(zhǔn)則的雙折線模型，其彈性模量與強(qiáng)度均取材性實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)（見(jiàn)表2），泊松比取0.3，為考慮屈曲變形對(duì)承載力的影響，引入鋼材的柔性損傷（ductiledamage）[22]，應(yīng)力三軸度取 1/3 ，等效塑性應(yīng)變比取0.1，損傷應(yīng)變?nèi)′摬膶?shí)測(cè)的極限應(yīng)變 0.0549 。其余鋼材均采用理想彈塑性模型。外包鋼板與混凝土之間采用面與面接觸，切向采用罰函數(shù)定義的摩擦公式，摩擦系數(shù)為0.44，法向采用硬接觸，允許接觸后脫離。根據(jù)文獻(xiàn)[23-24的研究成果，冷軋型鋼在冷成型過(guò)程中對(duì)鋼材強(qiáng)度損失影響較大的薄膜殘余應(yīng)力主要存在于構(gòu)件的角部，其在平整區(qū)段的取值接近于零，而構(gòu)件角部在冷成型過(guò)程中屈服強(qiáng)度會(huì)有所提高，可近似認(rèn)為兩種相反的作用相互抵消，因此，在進(jìn)行有限元分析時(shí)未考慮殘余應(yīng)力的影響。圖13為有無(wú)幾何初始缺陷條件（局部鼓曲峰值取為截面各邊長(zhǎng)的 1/200^[25]， 下部分U形鋼組合梁模型的極限抗彎承載力對(duì)比結(jié)果， 與M_{FE，max}⁰ 分別為有無(wú)幾何初始缺陷時(shí)的極限抗彎承載力。由圖13可知，幾何初始缺陷對(duì)U形鋼組合梁極限抗彎承載力的影響很小 1.01）。此外，文獻(xiàn)[26]的分析結(jié)果也表明，幾何初始缺陷對(duì)矩形鋼管混凝土構(gòu)件中鋼壁板屈曲后強(qiáng)度的影響并不顯著，且界面摩擦也可以提高鋼壁板的屈曲后強(qiáng)度。因此，可以認(rèn)為U形鋼組合梁極限抗彎承載力受幾何初始缺陷影響的程度很小，為節(jié)約計(jì)算成本，有限元分析時(shí)未考慮初始缺陷的影響。

3.2 模型驗(yàn)證

各試件有限元模型計(jì)算所得荷載-位移曲線（FE）與試驗(yàn)結(jié)果（Test）的對(duì)比見(jiàn)圖14，可見(jiàn)，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，由于有限元無(wú)法考慮試件的內(nèi)部缺陷，且無(wú)法真實(shí)模擬試驗(yàn)過(guò)程中混凝土的開(kāi)裂行為；此外，當(dāng)加載力過(guò)大時(shí)，底座的約束限位裝置負(fù)擔(dān)過(guò)大，導(dǎo)致部分試件底座發(fā)生微量滑移，因此，試件有限元模型剛度大于試驗(yàn)結(jié)果。圖15對(duì)比了試件有限元模型與試驗(yàn)的破壞模式，有限元模型外包鋼屈曲位置與屈曲變形過(guò)程與試驗(yàn)保持一致，該模型能較好地預(yù)測(cè)試件的破壞模式。表4對(duì)比了試驗(yàn)與有限元計(jì)算的試件峰值承載力，兩者比值均值為0.99，標(biāo)準(zhǔn)差為0.02，可見(jiàn)，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了模型的合理性。

3.3板件寬厚比的影響參數(shù)分析

以試件BM-60-50的模型為基礎(chǔ)，通過(guò)改變外包鋼腹板與翼緣厚度，對(duì)U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比進(jìn)行參數(shù)分析。參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表5，將 r_w 和 r_f 進(jìn)行兩兩組合建立模型，該參數(shù)范圍包含了實(shí)際工程中可能出現(xiàn)的大部分情況。

3.3.1板件屈曲相關(guān)行為對(duì)變形的影響

圖16顯示了試件腹板和下翼緣面外法向位移的發(fā)展過(guò)程，圖中 為加載水平位移值， 為試件水平屈服位移值。由圖16可知，隨著加載的進(jìn)行，腹板靠近下翼緣區(qū)域（W5）的面外法向位移因發(fā)生局部屈曲而迅速增長(zhǎng)，增大 r_w 會(huì)使腹板屈曲變形向上翼緣方向發(fā)展，導(dǎo)致腹板靠近上翼緣區(qū)域（W1）的面外法向位移值也發(fā)生明顯增長(zhǎng)。試件BM-50-50屈服后，腹板與下翼緣幾乎同時(shí)發(fā)生局部屈曲，增大板件寬厚比會(huì)使試件局部屈曲提前發(fā)生，且隨著r_w 的增大，試件BM-70-50腹板較下翼緣明顯先發(fā)生局部屈曲。隨著 r_f 的增大，試件BM-50-70的下翼緣明顯先于腹板發(fā)生局部屈曲，與試驗(yàn)現(xiàn)象保持一致。此外，試件BM-70-50的下翼緣明顯先于試件BM-50-50發(fā)生局部屈曲，且試件BM-50-70的腹板也明顯先于試件BM-50-50發(fā)生局部屈曲，可見(jiàn)，外包鋼腹板與翼緣之間的非線性行為（局部屈曲及變形發(fā)展）相互影響，增大 r_w（r_f） 會(huì)導(dǎo)致下翼緣（腹板）局部屈曲提前發(fā)生，從而降低U形鋼組合梁的塑性發(fā)展。因此，在研究U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比限值時(shí)，應(yīng)考慮外包鋼腹板與翼緣之間的相關(guān)作用。

3.3.2有限元抗彎承載力計(jì)算結(jié)果

圖17所示為不同寬厚比參數(shù)下U形鋼組合梁極限抗彎承載力的變化規(guī)律。其中 M_FE，max 為有限元分析值，為直觀反應(yīng) r_w 與 r_f 對(duì)U形鋼組合梁塑性發(fā)展程度的影響，將其無(wú)量綱化為 M_FE，max/M_C，max 由圖17可知，寬厚比越大， M_FE，max/M_C，max 比值越小，表明 r_w 與 r_f 對(duì)U形鋼組合梁的塑性發(fā)展有著直接影響；不同 r_w 與 r_f 的組合對(duì)U形鋼組合梁塑性發(fā)展的影響程度不同，當(dāng) r_w 與 r_f 超過(guò)一定限值時(shí)，U形鋼組合梁的極限抗彎承載力會(huì)低于全塑性受彎承載力理論計(jì)算值。

3.4Ⅱ類截面板件寬厚比限值

根據(jù)EC4的截面分類準(zhǔn)則，將U形鋼組合梁劃分為4類（ I～N 類截面分別對(duì)應(yīng)于Class 1～ Class4截面）。Ⅱ類與Ⅲ類截面均充許發(fā)生局部屈曲，本質(zhì)區(qū)別在于構(gòu)件是否能達(dá)到全截面塑性。根據(jù)圖16所示的U形鋼組合梁極限抗彎承載力分析結(jié)果，可得到在考慮外包鋼腹板與翼緣相互作用時(shí)U形鋼組合梁的I類截面（Class2）外包鋼板件寬厚比限值。采用線性內(nèi)插法從圖16中提取出 M_FE，max/ M_C，max=1 的寬厚比值組配點(diǎn) （r_f，r_w） 。用最小二乘法回歸出 M_FE，max/M_C，max=1 的 r_w 與 r_f 關(guān)系表達(dá)式

R_w=-1.052r_f+161.57

式中： R_w 為U形鋼組合梁的 I 類截面外包鋼腹板受壓區(qū)高厚比限值。

分析結(jié)果見(jiàn)圖18。由圖18可知，全截面塑性時(shí)，U形鋼組合梁外包鋼腹板的應(yīng)力分布隨著截面尺寸及配筋構(gòu)造的變化而變化，即 α 不恒為定值，因此，參考EC3中截面拉壓應(yīng)力非對(duì)稱分布的板件寬厚比限值形式，需對(duì)式（5）進(jìn)行更加嚴(yán)格的限定。試驗(yàn)通過(guò)采用最大配筋率來(lái)提高 α 值，試驗(yàn)及有限元分析中的外包鋼板件寬厚比參數(shù)包含了工程運(yùn)用中可能出現(xiàn)的大部分情況，而滿足限值構(gòu)件的 α 取值均不大于0.46。因此，綜合考慮，對(duì)U形鋼組合梁進(jìn)行Ⅱ類截面設(shè)計(jì)時(shí)，外包鋼板件寬厚比應(yīng)滿足式（6）。

rw≤min{Rw，113.49}， r_f?76.16 且 α?0.46

3.5 寬厚比限值比較

圖19為式（6）劃定的U形鋼組合梁Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值 R_w 與依據(jù)各鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中Ⅱ類截面板件寬厚比限值放大1.5倍[13（1.5R）后的結(jié)果對(duì)比。如前文所述，考慮到全截面塑性時(shí)外包鋼腹板的應(yīng)力分布情況，在進(jìn)行寬厚比限值比較時(shí)， 1.5R 是基于各國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中考慮截面拉壓應(yīng)力分布不均情況下的Ⅱ類截面板件寬厚比限值而得到。

由圖19可知，按文獻(xiàn)[13]所提建議，參考基于日本鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范 AIJ^[27] 、EC3和GB50017中Ⅱ類截面板件寬厚比限值所得的1.5倍界限值，試件BM-50-60與BM-50-70均不屬于Ⅱ類截面組合梁，而上述試件都達(dá)到了全截面塑性，按照EC4的截面分類準(zhǔn)則，均應(yīng)劃分為Ⅱ類截面組合梁，可見(jiàn)，進(jìn)行合理的截面板件寬厚比限值劃分能更充分地發(fā)揮U形鋼組合梁的優(yōu)良性能。此外，對(duì)于U形鋼組合梁，式（6）所劃定的Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值相對(duì)寬松，這是由于：一方面，EC3與GB50017進(jìn)行截面劃分時(shí)未考慮板件間的相關(guān)作用，對(duì)此，相關(guān)研究也表明，單一板件的分析方法偏于保守，板件相關(guān)作用對(duì)截面分類具有重要影響，更符合截面的真實(shí)承載狀態(tài)[16-18];另一方面，AIJ雖然考慮了腹板與翼緣的相關(guān)作用，但其板件寬厚比限值是基于I類截面中H形截面軸壓短柱試驗(yàn)回歸所確定的，且系數(shù)1.5也是基于對(duì)矩形鋼管混凝土柱的研究所得，將其與受彎為主的U形鋼組合梁Ⅱ類截面板件寬厚比限值比較，該限值與系數(shù)不一定合適。

4結(jié)論

通過(guò)對(duì)U形鋼組合梁Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值進(jìn)行試驗(yàn)研究與有限元分析，得出以下主要結(jié)論：

1）與普通鋼-混組合梁不同，由于內(nèi)部填充混凝土的存在，即使外包鋼發(fā)生局部屈曲，U形鋼組合梁的承載力仍有明顯提升，且仍有可能達(dá)到全截面塑性，發(fā)生彎曲塑性破壞。減小外包鋼板件寬厚比，U形鋼組合梁外包鋼板由彈性局部屈曲轉(zhuǎn)變?yōu)閺椝苄跃植壳?，而屈曲后的承載力提升幅度隨板件寬厚比的增大而增大。

2）外包鋼腹板與翼緣之間存在相互作用，兩者的非線性行為（局部屈曲及變形發(fā)展）相互影響，板件的屈曲時(shí)刻隨著相鄰板件寬厚比的增大而提前，而屈曲變形直接影響U形鋼組合梁的塑性發(fā)展程度。因此，進(jìn)行基于截面分類的外包鋼板件寬厚比限值研究時(shí)，應(yīng)考慮腹板受壓區(qū)高厚比與翼緣寬厚比的共同作用。

3）參考EC4中組合梁的截面分類準(zhǔn)則對(duì)U形鋼組合梁進(jìn)行截面劃分，根據(jù)試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果，在同時(shí)考慮外包鋼腹板與翼緣之間的相關(guān)作用及U形鋼組合梁塑性發(fā)展程度的條件下，提出了U形鋼組合梁I類截面（Class2）外包鋼板件寬厚比限值建議，該方法更符合U形鋼組合梁的真實(shí)受力性能，在一定程度上能更充分地發(fā)揮其結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)。

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（編輯王秀玲）