鋼-混凝土波形鋼腹板組合梁彎扭性能研究

李運生 李孟彪 王亞萍 張彥玲

摘 要：為進一步揭示彎扭作用下鋼-混凝土波形鋼腹板組合梁的開裂機理和彎扭破壞模式，完成了5片試驗梁在彎矩和扭矩聯合作用下的彎扭性能模型試驗，結合ANSYS有限元分析，給出彎扭作用下波形鋼腹板組合梁開裂彎矩折減系數和開裂扭矩折減系數計算公式，以及極限彎矩和極限扭矩相關關系。結果表明：隨著扭彎比增大，開裂彎矩減小，開裂扭矩增大，混凝土板斜裂縫與梁軸的夾角逐漸減小;破壞形式由正截面受彎破壞逐漸變化為以最大主拉斜裂縫開裂過大、裂縫間混凝土斜壓短柱達到極限壓應變為特征的受扭破壞。扭彎比k小于0.15時，極限彎矩基本不受扭矩影響;大于0.6時，極限扭矩基本不受彎矩影響;在0.15和0.6之間時，極限彎矩和極限扭矩均出現明顯削弱，二者呈現單調下降的直線相關關系。針對一定扭彎比范圍內的波形鋼腹板組合梁，提出的開裂彎矩和開裂扭矩折減系數計算公式以及極限彎-扭關系方程，揭示了彎扭作用下混凝土板的開裂機理和彎扭破壞模式，可為研究其他扭彎比條件下的波形鋼腹板組合梁彎扭性能提供參考。

關鍵詞：復合結構;鋼-混凝土波形鋼腹板組合梁;彎扭性能;開裂荷載;極限荷載

中圖分類號：U448.21?? 文獻標識碼：A

DOI：10.7535/hbkd.2022yx01011

收稿日期：2021-10-12;修回日期：2021-11-21;責任編輯：馮 民

基金項目：國家自然科學基金（51778377）;河北省自然科學基金（E2018210149）;石家莊鐵道大學研究生創新資助項目（YC2021084， YC2021017）

第一作者簡介：李運生（1970—），男，河南汝南人，教授，博士，主要從事組合結構、橋梁結構理論及應用方面的研究.

通訊作者：張彥玲教授。E-mail：06mzhang@163.com

Research on bending-torsional behaviors of steel-concrete composite beam with corrugated steel webs

LI Yunsheng1，2，LI Mengbiao1，2，WANG Yaping1，2，ZHANG Yanling1，2

（1.School of Civil Engineering，Shijiazhuang Tiedao University，Shijiazhuang，Hebei 050043，China;2.Key Lab of Roads and Railway Engineering Safety Control of Ministry of Education，Shijiazhuang Tiedao University，Shijiazhuang，Hebei 050043，China）

Abstract：To further reveal the cracking mechanism and the bending-torsional failure mode caused by the bending-torsional behaviors of the steel-concrete composite beam with corrugated steel webs，model experiments were conducted on five test beams under the combined bending-torsional load.Combined with ANSYS finite element analysis，reduction factors for both the cracking bending moment and torsional moment were proposed，and the bending-torsional correlation formula between the ultimate bending moment and torsional moment was suggested.The results show that，with the increase of the ratio of bending moment，the cracking torsional moment increases，while the cracking bending moment and the angle between the inclined crack and the longitudinal axis decrease gradually;the failure mode is changed from bending failure of normal section to torsional failure which is characterized by a main inclined crack and the inclined compressed concrete column reaching to the ultimate strain.When the torsional bending ratio k≤0.15，the torsional moment has little influence on the ultimate bending moment;when k≥0.6，the bending moment has little influence on the ultimate torsional moment;when 0.15<k<0.6，both the ultimate bending moment and the torsional moment are reduced apparently by the combined bending-torsional effect with a monotone decreasing linear correlation.The experimental study can reveal the interaction between the bending and torsional properties of composite beams with corrugated steel webs in a certain range of k，which reveals the cracking mechanism and bending torsion failure mode of concrete slabs under bending and torsion，provides some reference for the study of the bending and torsional properties of composite beams with corrugated steel webs in other range of k.

Keywords：

composite structure;steel-concrete composite beam with corrugated steel webs;bending-torsional behavior;cracking load;ultimate load

波形鋼腹板組合梁橋具有預應力效率高、自重輕、建筑高度低、鋼腹板抗屈曲性能好等優點，同時波形鋼腹板施工方便，拼裝條件好，具有良好的三維撓曲特性，在寬橋面橋梁和曲線橋梁中都非常適用，但也會由于寬橋的活載大偏心和曲梁梁軸曲率的影響產生復合彎扭作用。

根據對國內外相關資料的調查，發現目前針對該類型結構的抗剪性能[1-2]、抗彎性能[3-5]和抗扭性能[6-9]均已有較多研究成果，但有關波形鋼腹板組合梁復合彎扭性能的成果還較少。李宏江等[10]通過空間有限元，對波形鋼腹板箱梁偏載下的力學性能進行了研究，分析了高跨比、寬跨比、鋼腹板的波紋形狀及板厚等對其彎扭性能的影響;HU等 [11]分析了連續曲線波形鋼腹板組合梁剪力滯效應的特征，并對有效分布寬度進行了研究;楊丙文[12]推導了波形鋼腹板曲線箱梁的約束扭轉效應及箱梁角點畸變翹曲率表達式及畸變控制微分方程;丁勇等[13]采用縮尺模型試驗方法，對2根對稱配筋的波形鋼腹板直線PC組合梁進行了彎扭復合作用下的抗扭強度研究;仝波[14]在考慮豎向撓曲、腹板剪切、扭轉和外荷載情形下，推導了波形鋼腹板曲線梁橋的彎扭耦合表達式;SUNG等[15]對一座波形鋼腹板PC曲線組合梁橋進行了現場靜載試驗和動力測試，給出了橋梁狀態的安全閾值;LUKIN等[16]針對不同的鋼腹板波形，采用符拉索夫薄壁桿理論，對2點偏心加載的波形鋼腹板梁的彎扭性能進行了理論分析，但只限于彈性階段;李劍鋒[17]對考慮扭轉與畸變效應的波形鋼腹板組合箱梁的抗彎承載力進行了研究。

根據以上的研究現狀可以看出，雖然目前針對波形鋼腹板直梁的偏心扭轉和曲梁的彎扭耦合已有部分研究，但大部分是采用數值或理論分析，關于波形鋼腹板組合梁彎扭性能的試驗數據還較少，對其彎扭相互作用機理和彎扭相關關系等的研究還不夠系統和深入。鑒于此，本文通過5片波形鋼腹板預應力直線組合梁在彎矩與扭矩聯合作用下的全過程模型試驗，結合數值分析和理論推導，對彎扭破壞形態以及開裂彎矩和開裂扭矩、極限彎矩和極限扭矩的相互關系進行研究。

1 模型試驗

1.1 試驗設計

設計了5片試驗梁，其中2片分別進行純彎（SB）和純扭試驗（ST），3片進行彎扭試驗。根據所施加的扭矩T與彎矩M的比值（扭彎比k=T/M），彎扭試驗梁的扭彎比k分別為0.1（SBT1）、0.2（SBT2）和0.4（SBT3）。各試驗梁的截面形式及尺寸、計算跨徑、材料和配筋形式完全相同，均為單箱單室簡支箱梁，總跨徑4.7 m，計算跨徑4.4 m，梁高0.36 m。在2個梁端和2個三分點處共設置了4個橫隔板，其中中橫隔板厚0.1 m，端橫隔板厚0.25 m。在箱室內均勻地布置了2束7Φ5的鋼絞線，每束截面直徑為15.2 mm。主筋及箍筋經計算均采用Φ8 mm鋼筋。試驗梁截面尺寸及幾何尺寸分別見圖1和表1。

1.2 試驗梁材料特性及性能試驗

試驗梁頂、底板及橫隔板混凝土均為C40，波形鋼腹板采用Q235，普通鋼筋均采用HRB400。通過材料性能試驗得到：混凝土立方體抗壓強度標準值為49.57 MPa，彈性模量Ec=3.5×104 MPa;縱向鋼筋及箍筋屈服強度為495.59 MPa，極限抗拉強度為659.88 MPa;3 mm厚波形鋼腹板的屈服強度為320.59 MPa，極限抗拉強度為454.74 MPa;6 mm厚波形鋼腹板上、下翼緣屈服強度為438.95 MPa，極限抗拉強度為504.82 MPa。預應力筋抗拉強度等級為1 860 MPa。

1.3 加載方案

試驗加載方案為在波形鋼腹板簡支直線組合梁上同步施加彎矩和扭矩。采用液壓伺服試驗機進行三分點豎向加載獲得跨中區域的純彎段（見圖2 a）、圖2 b））;通過在梁端張拉鋼絞線的方式對加載橫梁施加偏心豎向力獲得扭矩（見圖2 c））。試驗梁的支承方式縱向為簡支，一端為固定鉸支座（見圖2 d）），另一端為活動鉸支座（見圖2 e））。在固定鉸端反力架下方放置1個縱向的鉸支座（見圖2 f）），使反力架及梁整體可以繞梁軸轉動，從而通過千斤頂施加偏心豎向力以獲得扭矩。

對純彎梁SB，撤掉固定端的縱向鉸，只進行三分點豎向加載;對純扭梁ST，撤掉縱向的固定和活動鉸支座，一端固定，另一端設縱向鉸并施加扭矩;彎扭梁SBT1，SBT2，SBT3則分別按扭彎比0.1，0.2和0.4同步施加彎矩和扭矩。每片梁預應力筋的初始張拉力均為100 kN。采用分級加載制度，每級加載20 kN，在開裂荷載附近荷載等級加密，屈服后改為位移加載。

1.4 測點布置

每片梁選取2個純彎段內的截面進行測試：A截面為跨中截面，B截面距跨中約375 mm，是A截面的補充截面，其上的鋼筋測點減半。除鋼筋外，混凝土板和鋼梁腹板上均采用應變花。在跨中截面A和預應力筋起彎點截面C處共放置6個豎向位移計。截面A，B，C的位置見圖1 c），測點布置如圖3所示。

2 有限元模型

采用ANSYS有限元軟件建立了試驗梁的有限元模型。混凝土頂、底板及橫隔板采用Solid65單元，波形鋼腹板采用Shell43單元，預應力筋采用Link8單元，預應力通過初應變法來施加。鋼腹板與混凝土頂底板之間的抗剪連接件栓釘采用Combin39模擬。為了方便模型的收斂，建立了反力架模型，其中反力架采用Solid45單元進行模擬。

混凝土單軸受壓應力-應變關系采用MKIN多線性隨動強化模型。上升段采用GB 50010—2002推薦公式，下降段采用Hongnestad公式，如式（1）、式（2）所示：

σc=fc1-1-εc/ε02， εc≤ε0，（1）

σc=fc1-0.15εc-ε0/εcu-ε0， ε0<εc≤εcu ，（2）

式中： fc為混凝土軸心抗壓強度;εc，σc分別為混凝土受壓應力-應變關系曲線任一點的應變和應力值;ε0，εcu分別為混凝土受壓應力-應變關系曲線的峰值壓應變（0.002）和極限壓應變（0.003 3）。

混凝土受拉的本構關系曲線同樣采用MKIN材料模型來定義[9]，如式（3）、式（4）所示。

σts=Ecεts， εts≤εcr，（3）

σts=fcrεcr/εts0.4， εts>εcr，（4）

式中：εts，σts分別為混凝土受拉應力-應變關系曲線任一點的應變和應力值;Ec為混凝土彈性模量，取值為5 620（fc’）0.5，fc’為混凝土圓柱體抗壓強度，取值為0.79fcu，k，fcu，k為混凝土立方體試件抗壓強度;fcr為混凝土受拉斷裂點拉應力，取值Ecεcr;εcr為混凝土受拉斷裂點拉應變，取值0.000 115。

鋼腹板、普通鋼筋和預應力筋本構模型均采用雙線性等向強化模型BISO。

有限元模型中施加的邊界條件為一端活動鉸支座，在圖2 d）所示實際活動鉸支座上墊板范圍內約束高度y方向和寬度z方向的自由度，另一端為固定鉸支座。固定鉸支座端有反力架，因此在反力架下方約束x（縱向）、y和z 3個方向的平動自由度和繞y軸的轉動自由度，這樣在固定鉸支座端梁就可與反力架一起繞z軸發生轉動，并且滿足簡支梁固定鉸支座的邊界條件。在三分點截面頂板中間施加豎向集中力用來施加彎矩荷載，在反力架一側施加一個向下的集中力用以產生扭矩荷載。有限元模型如圖4所示。

取各梁跨中截面3號和4號位移計平均值作為平均撓度，將二者差值除以其水平間距作為扭轉角，可得各梁彎矩-撓度和扭矩-扭率曲線實測值，其與有限元計算結果的對比見圖5。

由圖5可知，實測結果和有限元數值模擬結果吻合良好，可采用有限元模型對實測結果進行校核和補充分析。

3 彎扭受力性能分析

3.1 全過程彎扭受力特征

各試驗梁的彎矩-撓度曲線與扭矩-扭率曲線實測值的對比見圖6。

由圖6可知：1）由于各試驗梁具有相同的抗彎剛度和跨度，因此在混凝土開裂之前，彎矩-撓度曲線基本重合。開裂彎矩隨扭彎比的增大而減小，扭彎比最大的SBT3開裂彎矩最小，抗彎剛度先是由于混凝土開裂而減小，彎矩-撓度曲線變緩，偏離其他未開裂梁的曲線，其后SBT2，SBT1和SB分別因達到開裂彎矩使曲線斜率依次減小。總體來說，不同扭彎比下各梁的彎矩-撓度曲線相差不大，截面開裂并未對宏觀撓度造成明顯影響，但極限彎矩和極限撓度隨扭彎比的增大而下降。2）開裂之前扭矩-扭率曲線基本重合。開裂扭矩隨扭彎比的增大而增大，開裂后截面抗扭剛度下降，扭矩-扭率曲線的斜率依扭彎比從小到大而依次減小。與彎矩-撓度曲線不同的是，各梁在開裂之后扭矩-扭率曲線出現了較大差別，說明斜裂縫的產生對截面抗扭剛度的影響比對抗彎剛度的影響更大。

3.2 裂縫特征

不同扭彎比下，各試驗梁的裂縫特征也有明顯區別，如圖7所示。

圖7中，σ為混凝土板下表面任意單元上的正應力;τ為水平剪應力;σ1為主拉應力。由圖7可以看出：1）純彎梁SB在純彎矩區只有彎矩產生的正應變，因此主拉應力方向與梁軸平行，受拉裂縫始終與梁軸近似呈90°垂直（見圖7 a））;2）純扭梁ST在約束扭轉作用下產生扭轉剪應力和翹曲正應力，但后者較小，因此ST梁主要表現為扭轉變形，主拉應力方向與梁軸基本呈45°，斜裂縫始終與梁軸呈40°～48°，在45°附近（見圖7 e））;3）彎扭梁均首先在跨中混凝土底板底面與側面發生開裂，裂縫發展穩定后，扭彎比為0.1的SBT1梁以斜裂縫為主，夾雜少量垂直裂縫，斜裂縫與梁軸的夾角大部分在50°～73°之間，平均在65°左右（見圖7 b））;扭彎比為0.2和0.4的SBT2和SBT3梁均全部呈現為斜裂縫，SBT2斜裂縫與梁軸的夾角在50°～70°之間，平均在60°左右（見圖7 c）），SBT3在45°～55°之間，平均在50°左右（見圖7 d））;除純彎梁SB之外，其他各試驗梁在破壞之前均在支座處產生了較寬的受扭斜裂縫（見圖7 f））。彎扭梁SBT1，SBT2和SBT3在彎矩和扭矩的共同作用下，受拉區同時產生彎矩下的拉應力和扭矩下的水平剪應力，使主拉應力與梁軸不再平行，受拉裂縫由純彎時的垂直裂縫變為斜裂縫。根據彎扭區混凝土底板應變花的測點數據，開裂前3片彎扭梁底板下表面主拉應變與梁軸的夾角α如表2所示。

斜裂縫角度近似與主拉應變的方向垂直，因此根據表2主拉應變的方向可以得到3片試驗梁斜裂縫與梁軸的夾角分別為64°，58°和48°，這與圖7中實測的斜裂縫角度變化區間比較吻合。試驗結果顯示，在彎扭聯合作用下，斜裂縫與梁軸的夾角介于純彎和純扭作用之間，且隨著扭彎比的增加而逐漸減小，顯示了由彎曲受力狀態向扭轉受力狀態的逐漸轉變。

3.3 彎扭破壞特征

隨扭彎比的增大，試驗梁的極限荷載減小。純彎梁SB和扭彎比為0.1的SBT1梁在極限狀態時受拉區鋼筋大面積屈服，受壓區混凝土達到極限壓應變被壓碎，發生明顯的彎曲變形，SBT1梁在扭矩加載端產生扭轉角，但扭轉變形較小，總體來說均呈現正截面受彎破壞形態;扭彎比為0.2的SBT2梁破壞時也主要以彎曲變形為主，但扭轉變形較STB1梁明顯;SBT3和ST梁最終由于混凝土板主拉裂縫過大，發生剪切破壞，梁體發生明顯的扭轉變形，其中SBT3梁跨中產生撓度，但極限撓度小于SB，SBT1和SBT2梁。試驗結果說明，隨扭彎比的增大，梁體破壞從彎曲變形為主逐漸變化為扭轉變形為主，出現了正截面受彎破壞—彎扭破壞—扭轉破壞的轉變。

4 彎扭相互作用

4.1 開裂彎矩和開裂扭矩的相互影響

梁體開裂之前處于彈性階段，可采用疊加原理計算應力。在彎扭荷載作用下（不考慮剪力），取跨中截面受拉區底板角點處（該處應力為最不利）的混凝土單元體，其應力狀態為平面應力狀態，如圖7 b）—圖7 d）所示，圖中正應力σ由彎曲正應力σm、扭轉翹曲正應力σω與畸變翹曲正應力σdω 3部分組成，即σ=σm+σω+σdω。

1）彎曲正應力σm

在計算彎曲正應力時，需考慮預應力造成的混凝土消壓現象，σm按式（5）計算。

σm=MyIz-ApσpeA0-ApσpeepyIz，（5）

式中：M為跨中截面彎矩;y為截面底板下緣到換算截面形心的距離;Iz為換算截面慣性矩;Ap為鋼束截面面積;σpe為預應力筋初始張拉應力;A0為換算截面面積;ep為預應力束截面中心到換算截面形心的距離。

由本文試驗現象和文獻[18—20]可知，波形鋼腹板幾乎不承擔正應力，因此在進行彎曲效應計算時可忽略波形鋼腹板。將本文相關試驗梁數據代入式（5），并將彎矩M作為參數，則跨中截面底板角點處彎曲正應力σm表達式為

σm=9.049×10-8M-3.684。（6）

2）剛性扭轉效應

剛性扭矩效應包括剛性扭轉翹曲正應力σω、自由扭轉剪應力τ0和約束扭轉附加剪應力τω，其中τω很小，可忽略不計。根據烏氏第二理論，剛性扭轉翹曲正應力σω可按式（7）計算：

σω=Bl’s/Ivs，（7）

式中：Bl為約束扭轉雙力矩，可采用初參數法求得;’s為廣義扇性坐標;Ivs為主扇性慣性矩。

扭轉剪應力τ0按式（8）計算：

τ0=T/tΩ，（8）

式中：T為跨中截面扭矩;t為箱梁混凝土底板厚度;Ω為箱梁中心線所圍成面積的2倍。

將本文相關試驗梁數據代入式（7）和式（8），并將扭矩T作為參數，可得跨中截面受拉區底板角點處的扭轉翹曲正應力σω和扭轉剪應力τ0的表達式分別為

σω=5.9×10-7T，（9）

τ=7.22×10-8T。（10）

3）畸變效應

畸變效應包括縱向畸變翹曲正應力σdω、剪應力和橫向畸變應力，其中畸變剪應力數值較小，本文也忽略不計;對橫向畸變應力不作研究。

縱向畸變翹曲正應力為

σdω=BdK4/JA，（11）

式中：Bd為截面畸變雙力矩，可采用彈性地基梁法求解;JA為畸變翹曲慣性矩;K4為與箱形截面尺寸有關的常數。

將本文相關試驗梁數據代入式（11），并將扭矩T作為參數，可得跨中截面受拉區底板角點處的畸變翹曲正應力σdω表達式為

σdω=5.98×10-8T。（12）

4）開裂荷載

由式（6）、式（9）、式（10）和式（12）可得：

σ=σm+σω+σdω=9×10-8M+1.5×10-7T-3.684，（13）

τ=τ0=7.22×10-8T，（14）

故主拉應力為

σ1=σ2+12σ2+4τ2。（15）

以上各式中，彎矩和扭矩的單位均為N·mm，尺寸單位均為mm，應力單位均為MPa。

混凝土在主拉應變達到極限拉應變時發生開裂，但混凝土極限拉應變的取值區間較大，為簡化分析，本文直接取混凝土主拉應力達到其極限抗拉強度fcr為開裂條件。將式（13）、式（14）代入式（15），并令σ1等于fcr（根據式（4），本文取fcr=Ecεcr =4.08 MPa），在已知扭彎比時，即可得到開裂彎矩與開裂扭矩，其與試驗值和有限元值的對比見表3。

由以上分析可知，理論計算結果與試驗值和有限元值比較吻合，但彎扭共同作用下截面某一點的應力計算過程比較繁瑣，而純彎下的應力計算則較為簡單，如果能將扭矩對開裂彎矩的影響采用一個折減系數來表示，則可簡化計算過程。在一般的直線橋和曲線半徑較小的曲線橋中，扭矩主要由活載偏心造成，通常扭彎比較小，構件以彎曲受力為主，此時只需關心扭矩對開裂彎矩的影響，因此定義開裂彎矩折減系數ηMcr= Mcr/Mcr，0，其中Mcr，0為純彎作用下開裂彎矩值，計算方法見文獻[18]。

而對于曲線半徑較大的曲線橋，在梁軸曲率和活載偏心的共同作用下，會出現扭彎比較大、構件以扭轉受力為主的情況，則需要關注彎矩對開裂扭矩的影響，故定義開裂扭矩折減系數ηTcr=Tcr/Tcr，0，其中Tcr，0為純扭作用下的開裂扭矩值，計算方法見文獻[19]。

彎矩折減系數ηMcr和扭矩折減系數ηTcr隨扭彎比k的變化如圖8所示。

由圖8可知，隨扭彎比的增大，開裂彎矩減小，開裂扭矩增大。但圖8只是在同一種截面參數下的計算結果，以變化截面的彎扭剛度比r=EI/GId、混凝土頂底板的厚度、配筋力比和預應力筋初始應力，分析這4種參數對開裂荷載折減系數的影響，由于ηMcr和ηTcr呈明顯的負相關關系，因此只對ηMcr進行分析，結果見圖9。

由圖9可知，僅有彎扭剛度比對不同扭彎比下的開裂彎矩折減系數有較大影響，其他參數均影響不大。考慮彎扭剛度比r的影響，對彎矩折減系數ηMcr和扭矩折減系數ηTcr隨扭彎比k的變化曲線進行擬合，得到的擬合公式如式（16）、式（17）所示。

ηMcr=0.746e-2.169k+0.002r+0.219，（16）

ηTcr=-0.754e-2.639k+0.001r+0.756。（17）

4.2 極限彎矩和極限扭矩的彎扭相關關系

基于試驗梁模型，采用有限元模型補充扭彎比工況，得到不同扭彎比下彎扭梁的極限彎矩Mu和極限扭矩Tu，二者的相關關系曲線如圖10所示，相關關系方程如式（18）所示，其中，Mu，0為純彎作用下的極限彎矩，計算方法見文獻[18];Tu，0為純扭作用下的極限扭矩，計算方法見文獻[19]。

Tu/Tu，0=1， k≥0.6，Tu/Tu，0=-1.67Mu/Mu，0+2.023， 0.15<k<0.6，Mu/Mu，0=1， k≤0.15。（18）

由圖10與式（18）可知：波形鋼腹板組合梁在彎扭作用下，當外荷載扭彎比小于0.15時，其極限彎矩與純彎受力作用下的極限彎矩基本相同，扭矩對極限彎矩基本不產生影響;當外荷載扭彎比大于0.6后，極限扭矩與純扭受力作用下的極限扭矩基本相同，彎矩對極限扭矩的影響也很小;而當外荷載扭彎比在0.15～0.6之間時，極限彎矩與極限扭矩則均小于單一受力狀態下的極限荷載，扭矩對抗彎強度的削弱及彎矩對抗扭強度的削弱作用較為明顯，極限彎矩和極限扭矩呈單調下降的直線相關關系。

5 結 論

本文完成了5片波形鋼腹板組合梁在彎矩和扭矩聯合作用下的彎扭性能模型試驗，揭示了彎扭作用下混凝土板的開裂機理和彎扭破壞模式，結合ANSYS有限元分析，給出了波形鋼腹板組合梁在彎扭作用下開裂彎矩和開裂扭矩的折減系數表達式，以及彎扭相關關系方程，主要結論如下。

1）不同扭彎比下各梁的彎矩-撓度曲線相差不大，截面開裂并未對宏觀撓度造成明顯影響，但使扭矩-扭率曲線出現了較大差別，說明斜裂縫的產生對截面抗扭剛度的影響比對抗彎剛度的影響更大。

2）隨著扭彎比的增大，混凝土斜裂縫與梁軸的夾角逐漸減小;破壞形式由受拉鋼筋屈服、受壓區混凝土達到極限壓應變的正截面抗彎破壞模式逐漸變化為最大主拉斜裂縫開裂過大、裂縫間混凝土斜壓短柱達到極限壓應變的彎扭破壞模式，顯示了由彎曲受力狀態向扭轉受力狀態的逐漸轉變。

3）隨扭彎比的增大，開裂彎矩減小，開裂扭矩增大。可采用彎矩折減系數對純彎作用下的開裂彎矩、扭矩折減系數對純扭作用下的開裂扭矩進行修正，得到彎扭作用下的開裂彎矩和開裂扭矩。

4）扭彎比小于0.15時，波形鋼腹板組合梁極限彎矩基本不受扭矩影響;扭彎比大于0.6時，極限扭矩基本不受彎矩影響;扭彎比在0.15～0.6之間時，扭矩對抗彎強度的削弱及彎矩對抗扭強度的削弱作用較為明顯，極限彎矩和極限扭矩呈單調下降的直線相關關系。

由于彎扭共同加載下的試驗裝置比較復雜，本文尚欠缺對于大扭彎比下波形鋼腹板組合梁的彎扭性能試驗研究，這是今后需要努力的方向。

參考文獻/References：

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