鋼管高強灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁抗剪性能分析

江東，邵永波，鄧利霞，杜棲云

（西南石油大學 土木工程與測繪學院，成都 610500）

波紋腹板梁為普通工字型鋼梁的改進形式而被廣泛用于橋梁、房屋和工業廠房等結構中。波紋腹板的波折外形增加了平面外高度，從而在腹板厚度較小時依然具有較大的平面外剛度及較高的抗剪屈曲承載能力[1-3]。Yi等[4]采用數值計算方法研究梯形波紋腹板的剪切破壞模式時發現，梯形波紋腹板受剪時可能會發生3種不同的屈曲模式失效：局部屈曲、整體屈曲和耦合屈曲，并在參數研究基礎上提出了耦合屈曲承載力計算公式。對于波紋腹板的各種屈曲失效，國內外很多學者進行了相關研究。李時等[5]對波紋腹板梁在剪力作用下的破壞機理及基本性質進行了理論分析。李國強等[6]采用數值分析方法研究了波紋腹板H型鋼梁的抗剪性能，并以板的穩定理論為基礎提出了波紋腹板局部屈曲和整體屈曲的彈性極限強度以及剪切承載力計算公式。Sause等[7]提出了梯形波紋腹板發生局部屈曲和整體屈曲時波紋腹板的剛度計算公式。

考慮到工字梁一般承受彎矩和剪力作用，波紋腹板可顯著改善梁的抗剪屈曲性能，而彎矩則主要由翼緣承受。鋼板翼緣工字梁因其平板翼緣沒有足夠的抗扭剛度容易發生整體失穩現象[8]。采用矩形、圓形和五邊形等鋼管混凝土翼緣來代替平板翼緣可以很好地提高工字梁抗扭剛度[9-11]。與平板翼緣工字梁相比，鋼管翼緣梁慣性矩更大，截面抗扭剛度提升顯著[12-13]。Sause[14]對鋼管混凝土上翼緣平腹板工字型曲梁與平板翼緣工字形曲梁開展了對比試驗，結果表明鋼管混凝土翼緣梁扭轉剛度較大，曲梁的整體穩定性顯著提升。近年來，部分學者[15-17]將鋼管混凝土翼緣和波紋板相結合，提出了一種鋼管混凝土翼緣-波紋腹板工字梁構件，并對其抗彎和抗剪等性能進行試驗和理論研究。結果表明，鋼管翼緣可以有效增強鋼梁的整體穩定性，同時波紋腹板可以大幅提高鋼梁的抗剪承載力。

前期對波紋腹板以及鋼管翼緣工字梁的研究主要集中在直梁構件中。隨著曲梁在實際工程中的廣泛應用，其受力性能的研究也逐漸被重視，如：Yossef[18]提出了平板翼緣波紋腹板曲梁剪切強度的預測公式，Gao等[19]研究了鋼管混凝土翼緣平腹板曲梁的抗彎性能。考慮到鋼管翼緣具有優良的抗扭性能而波紋腹板具有很好的抗剪性能，設計了鋼管高強灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RGTF-CW），并通過試驗測試和數值模擬方法對其抗剪性能進行研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為研究鋼管高強灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RGTF-CW）受剪性能，參考《波紋腹板鋼結構技術規程》（CECS 291—2011）[20]設計制作了4個縮尺試件（包括1根直梁和3根曲梁）用于開展曲梁的受剪承載力試驗。試件設計過程中主要考慮以下幾個因素：1）為防止曲梁在加載過程中側翻而影響曲梁的受剪性能測試，曲梁弧度不宜設計過大，3個曲梁試件的弧度均取0.2 rad，對應曲率半徑R=11.25 m。2）鋼管內填充高強灌漿料以避免鋼管翼緣在受集中荷載時出現局部屈曲。由于鋼管翼緣尺寸限制，內部沒有填充混凝土而是代替以高強灌漿料，主要是考慮混凝土骨料對填充質量的影響。3）考慮到梁橫截面為單軸對稱截面，中和軸上移，為避免下翼緣過早屈服適當加大下翼緣厚度。最終設計加工的4個試件上翼緣尺寸為bf×hu×tf=160 mm×60 mm×2.5 mm，下翼緣尺寸bf×tf=160 mm×12 mm，腹板厚度tw為2 mm，腹板高度hw為708 mm，跨度a為2 160 mm。所有試件詳細尺寸如表1所示，其中ST-G1為直梁，CT-G1、CT-G2以及CT-G3為曲梁。試件正視圖和俯視圖如圖1(a)所示，圖1(b)為橫截面示意圖，圖1(c)為波紋示意圖，直梁和曲梁的波紋腹板均設計為直腹板。在曲梁的波紋腹板與翼緣焊接過程中，將直腹板彎曲成曲腹板。圖1（c）中b為波紋子平板寬度，d為波紋子斜板投影長度，c為波紋子斜板寬度，α為波紋傾角，hr為波紋深度。曲梁鋼管翼緣使用自動拉弧機進行彎曲加工，鋼管翼緣、波紋腹板、門式加載板和端板采用焊縫連接，鋼管內部填充普通型高強無收縮灌漿料。

表1 試件幾何尺寸Table 1 Geometric dimensions of specimens

1.2 材性試驗

鋼材拉伸試件按照《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》（GB/T228.1—2010）[21]標準設計加工。拉伸試件分別在波紋腹板、鋼管上翼緣以及下翼緣取樣，每個位置取3個。材性試驗所得屈服強度fy、極限抗拉強度fu、斷裂后伸長率e和彈性模量Es平均值如表2所示。以《普通混凝土力學性能試驗方法標準》（GB/T50081—2002）[22]為依據制作3個邊長為150 mm的高強灌漿料立方體標準試塊，用于測試鋼管混凝土的立方體抗壓強度。養護28 d后測得高強灌漿料立方體抗壓強度平均值為69 MPa。

表2 鋼材材料屬性Table 2 Mechanical properties of steels

1.3 試驗方法

試驗在荷載量程為1 000 kN的四立柱壓力試驗機上進行，加載方案如圖2~3所示。試驗加載過程中約束曲梁兩側端板的側向位移，曲梁兩側底部采用簡支支座支撐。作動器下方設置刀鉸裝置以實現梁平面內自由轉動且不發生平面外側向翻轉，如圖3所示。試驗機進行校正清零后在梁試件跨中位置施加集中荷載。加載分為預加載和正式加載兩部分。首先預加載至0.2Pu（Pu為有限元模型預估的極限荷載），而后卸載并正式加載。正式加載過程首先采用位移控制加載至0.65Pu后，逐漸減緩加載速度直至腹板屈曲充分發展后終止試驗。

圖2 加載裝置Fig. 2 Test loading device

圖3 加載示意圖Fig. 3 Test loading diagram

1.4 初始缺陷測量

考慮到波紋腹板的幾何初始缺陷對CG-RGTF-CW的抗剪性能的影響，在有限元模型中需要引入幾何初始缺陷。波紋腹板的幾何初始缺陷主要是腹板的平面外變形，如圖4(a)所示。使用激光水平儀輔助梁調平以保證梁水平放置。借助鉛垂線和水平尺測量翼緣至腹板間每塊波紋子板的水平距離，將測得的值減去翼緣外伸長度便為腹板初始變形值。圖4(b)為測量的不同試件腹板的初始缺陷值，3個試件波紋腹板的面外變形基本在2 mm之內。

圖4 試件的初始缺陷Fig. 4 Initial geometric imperfections of specimens

1.5 測點布置

CG-RGTF-CW受剪承載力試驗中，采用三軸應變花監測波紋腹板失效過程的應變發展。試驗準備階段利用有限元模型模擬試件可能出現剪切屈曲的位置。在可能失效的位置布置一定數量的應變花用以監測腹板的應變。在腹板兩側對稱位置布置位移計用于監測腹板面外位移，基于測得的位移值判斷腹板的屈曲模式。在梁的跨中下翼緣兩側豎向對稱位置布置2個位移計，兩者測得的位移平均值做為試件的彎曲撓度。圖5為不同試件的應變花和位移計的測點布置示意圖，其中LVDT代表高精度電阻式位移計，數字1~54代表靜態應變數據采集儀的采集通道。

圖5 試件測量布置Fig. 5 Arrangement of strain rosettes and LVDTs

2 試驗結果分析

2.1 失效模式

為準確描述CG-RGTF-CW試件的失效模式，分別采用白色和紅色線條對波紋腹板屈曲位置和應變數據發生突變的位置進行突出標記，并對波紋子板自試件端板至跨中依次編號，如圖6所示。圖6(a)中白色線條標記了直梁試件ST-G1達到極限承載力時波紋腹板的屈曲位置，即3~5號波紋子板。屈曲位于單個波紋子板范圍內，表明腹板發生了局部剪切屈曲。曲梁試件CT-G1在達到極限承載力時其失效模式如圖6(b)所示，屈曲分別位于在6號和7號子板范圍內，其失效模式與直梁試件ST-G1類似，表現為局部剪切屈曲。試件STG1和CT-G1均發生腹板的局部剪切屈曲主要原因是2個試件的波紋子板寬厚比較大，剪切屈曲的擴展能夠被限制在較大寬度的子板區域內。圖6(c)顯示了曲梁試件CT-G2的失效模式，在1~6號波紋子板范圍內形成了1個近似45°的跨越多個子板的屈曲范圍，呈現出整體剪切屈曲特征。圖6(c)同時發現試件的整體剪切屈曲出現在靠近下翼緣的區域。這是由于鋼管上翼緣對波紋腹板的面外轉動約束作用較強，腹板靠近上翼緣的屈曲發生時間滯后于腹板靠近下翼緣的屈曲，故腹板的屈曲位置下移。曲梁試件CT-G3失效模式如圖6(d)所示。試件CT-G3達到極限承載力時，分別在1~3號波紋子板和4號波紋子板呈現出整體屈曲特征和局部屈曲特征，失效模式為耦合剪切屈曲。與試件GT-G2相比，試件CT-G3沿梁的高度方向呈現出更大的屈曲范圍，原因是試件CT-G3因具有更小的波紋傾角（α=20°），腹板平面外彎曲剛度降低，從而增大了波紋腹板的屈曲范圍，該現象與Yossef[18]的研究結果一致。

圖6 失效模式Fig. 6 Failure modes

綜上所述，不同波紋腹板形狀和尺寸的CG-RGTF-CW試件在剪切載荷作用下呈現出不同的失效模式，較稠密的波紋腹板曲梁易發生腹板的整體剪切屈曲，而較稀疏的波紋腹板曲梁易發生局部剪切屈曲。在曲率較小時，曲梁和直梁的波紋腹板失效模式基本一致，曲率對失效模式影響不明顯。

2.2 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖7所示。所有試件的荷載-位移曲線均呈現出線性增長至峰值載荷隨后突然下降的趨勢。試件CT-G1、CT-G2、CT-G3和ST-G1的波紋腹板屈曲失效時對應的跨中豎向位移分別為3.87、4.76、3.53、4.29 mm，均小于中國鋼結構設計標準中構件作為主梁時的撓度容許值l/400=5.4 mm[23]。對比4組曲線發現，曲梁試件CT-G1和直梁試件ST-G1的剛度基本保持一致，表明曲率較小時對試件剛度影響較小。同時可以發現試件CT-G1和ST-G1的剛度略低于試件CT-G2和CT-G3，這是因為前二者較大的波紋傾角降低了其豎向剛度。Yossef[18]在研究中指出增大波紋傾斜角度超過一定范圍時會降低梁的剛度，試驗結果與該研究結論相吻合。

圖7 跨中荷載-位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves at mid span

試件CT-G1、CT-G2、CT-G3和ST-G1分別加載至458、564、512、473 kN時腹板發生屈曲，隨后波紋腹板梁的荷載分別下降了峰值荷載的23%、55%、68%和41%。圖7同樣表明，所以試件的荷載達到極值點后均出現有大幅降低，表現出典型的回跳現象，屬于不穩定分岔屈曲。對比直梁試件ST-G1與曲梁試件CT-G1的荷載-位移曲線發現，曲梁的曲率較小時曲率對承載力影響較小，兩者的極限荷載接近。

2.3 荷載-應變曲線

波紋腹板的屈曲失效過程也可以通過布置的應變花監測的測點位置應變發展過程進行分析。將應變花所測的3個方向的線應變帶入式（1）得到測點的主應變，將主應變帶入式（2）得到等效應變。

圖8~11為試件的荷載-等效應變曲線，其中(a)圖為應變突變區域的荷載-等效應變曲線，(b)圖為應變未突變區域的荷載-等效應變曲線。所有試件的荷載-等效應變曲線表明，加載過程中波紋腹板上的應變發展可以分為兩個階段：1）加載初期至荷載達到極值點前，應變隨荷載呈線性增加；2）荷載達到極值點后，部分區域因屈曲引起應變值發生突變。應變未突變位置鋼材仍處于彈性階段，隨著荷載的下降腹板表現為彈性恢復。將圖8～11的(a)圖中顯示出應變值突變的應變花位置在圖6中用紅色方框標出。發現應變突變位置均處在屈曲范圍內，可輔助驗證試件的失效模式。

圖8 ST-G1荷載-等效應變曲線Fig. 8 Load-equivalent strain curves for specimen ST-G1

圖9 CT-G1荷載-等效應變曲線Fig. 9 Load-equivalent strain curves for specimen CT-G1

圖11 CT-G3荷載-等效應變曲線Fig. 11 Load-equivalent strain curves for specimen CT-G3

2.4 荷載-側向位移曲線

為便于描述腹板側向位移的發展，在試件失效模式圖（如圖6所示）用黃色圓點標記位移計布置位置。圖12(a)為直梁試件ST-G1的荷載-側向位移曲線。在達到峰值荷載474 kN時，2號及3號位移計測量值發生突變，其余測量值沒有顯著變化，這與實驗中觀察到的現象一致，即腹板屈曲只發生在3～5號波紋子板。從圖12(b)中可見，曲梁試件CT-G1達到峰值荷載時，位移計的測量值均未出現突變。隨著荷載下降至330 kN，3號位移計測量值開始突變。荷載進一步下降至310 kN后，同樣的現象出現在2號位移計中。位移計測量值的變化情況與試驗中所觀察的現象一致，曲梁試件CT-G1的屈曲從6、7號子板靠近跨中下翼緣處開始，而后沿45°方向向上依次延伸至5號子板及3號子板。曲梁試件CT-G2的荷載-側向位移曲線如圖12(c)所示。峰值荷載后，1~3號位移計因所在子板屈曲引起側向位移值突變。7號及8號位移計均在試件未破壞的一側，在荷載下降過程中測量值也出現增大，這是由于曲梁試件發生平面外傾斜所導致的。曲梁試件CT-G3的荷載-側向位移曲線見圖12(d)。5號及6號位移計測量值因腹板屈曲產生突變。4號位移計不在屈曲范圍但監測到相對較小的側向位移突變，這可能是由于1~4號子板較大的屈曲變形影響相鄰子板所導致。

圖12 腹板荷載-側向位移曲線Fig. 12 Load-lateral displacement curves of corrugated web

3 有限元分析

3.1 有限元模型

在有限元模型中，采用8節點線性縮減積分三維實體單元（C3D8R）模擬上翼緣鋼管內的高強灌漿料，鋼管和鋼板采用4節點縮減積分曲殼單元（S4R）模擬。模型采用結構式網絡劃分技術。經過收斂性試算，網格尺寸取翼緣寬度1/5可以在滿足計算結果收斂的要求下提高計算效率。在相互作用方面，假定鋼管與混凝土表面無相對滑移，并采用“Tie”約束將矩形鋼管與混凝土進行綁定。在門式墊板中間設置參考點與墊板上表面進行耦合。邊界約束及加載情況如圖13所示。鋼材采用Han等[24]提出的簡化五階段本構關系，其中彈性模量、屈服強度和極限強度采用實測拉伸試驗數據。高強灌漿料的材料屬性使用Han等[24]提出的等效應力-應變關系進行定義。將Buckle分析中第一階屈曲模態作為初始幾何缺陷引入Risk非線性靜力分析中，缺陷取試驗測得最大值。

圖13 邊界約束Fig. 13 Boundary conditions

3.2 結果分析

圖14為4個試件在極限荷載時的破壞模式對比圖。從圖14(a)和圖14(b)可知，試件ST-G1和CT-G1的屈曲都發生在單個子板，均為局部剪切屈曲。試件CT-G2子板較窄，屈曲橫跨多個子板為整體剪切屈曲，如圖14(c)所示。從圖14(d)可見，波紋腹板發生耦合剪切屈曲。綜上，4個試件的有限元失效模式均與試驗結果相同。試驗與有限元模型所得荷載-位移曲線對比如圖15所示。試驗試件承載力和剛度與有限元模擬結果接近。表3中列出了詳細的承載力對比，結果表明有限元結果誤差均在10%以內，驗證了有限元模型的精確性。

圖14 試驗與FE破壞模式對比Fig. 14 Comparison of failure modes between test and FE for four specimens

圖15 試驗與FE荷載位移曲線對比Fig. 15 Comparison of load-displacement curves between the test and FE results

表3 試驗與FE極限荷載對比Table 3 Comparison of the ultimate capacity between FE and test results

4 參數分析

為進一步研究不同參數對CG-RGTF-CW抗剪性能的影響，采用提出的有限元模型進行了參數分析。根據文獻[25]的參數范圍建議，分析了曲率，腹板高厚比hw/tw，波紋子平板寬b，波紋傾角α，波紋深度hr和腹板約束條件等參數對CG-RGTF-CW抗剪性能的影響。參數分析中采用的CG-RGTF-CW模型基本尺寸如表4所示。

表4 模型基本幾何尺寸Table 4 Basic geometric dimensions of models

4.1 曲率（Z）的影響

曲率參數Z反應曲梁的彎曲程度，由式（3）計算得到[18]，式中a為跨度、R是曲率半徑、tw為腹板厚度、ν是泊松比。參數分析中，模型的Z值分別取0、200、400、600、800、899。

隨著梁曲率的增加，失效模式（10倍放大圖）及荷載-位移曲線出現顯著變化，分別如圖16~17所示。當曲率參數Z從0增加到200時，腹板發生耦合剪切屈曲，梁的剛度有所降低，承載力下降約1.5%?？紤]曲梁扭轉變形影響，腹板發生屈曲破壞時腹板上剪力分量為F×cosφ=0.98F，如圖18所示。可近似認為該峰值荷載即為腹板屈曲失效的承載力。此時曲率較小，對腹板剪切屈曲強度影響不大。

圖17 不同Z模型的荷載-位移曲線Fig. 17 Load-displacement curves with different curvatures

圖18 模型受載偏轉示意圖Fig.18 Diagram of model deflection

隨著曲率進一步增大，梁彈性階段剛度逐漸降低，承載力大幅下降，構件失效模式由腹板屈曲向整體彎扭失效轉變。與小曲率梁(Z<200)不同，在達到峰值荷載時，曲率較大的梁的鋼管翼緣進入屈服。這意味著上翼緣承擔的荷載增大，鋼管高強灌漿料翼緣抗彎扭性能得以發揮。上翼緣彎曲產生的附加扭矩，使模型發生整體彎扭變形失效，腹板并未屈曲。

4.2 波紋子平板寬度（b）的影響

通過改變波紋子平板寬度(b)以研究子板寬高比(b/hw)對CG-RCFTF-CW抗剪性能的影響。b分別取30、50、80、100、130、230 mm。hw保持不變為700 mm，b/hw分別為0.04、0.07、0.11、0.14、0.18、0.32。第一階屈曲模態如圖19所示。從圖19中可知，隨著b增加，b/hw增大，屈曲模式由耦合剪切屈曲向局部剪切屈曲轉變。荷載-位移曲線如圖20所示，隨著b/hw增大，試件承載力有所降低，試件剛度變化不顯著。當b/hw＜0.14時腹板發生耦合剪切屈曲。此時b/hw對梁的極限承載力影響不大。當b/hw＞0.18時，腹板發生局部剪切屈曲，極限承載力有較大幅度下降。由此可見，在波紋尺寸設計中，合理調整子板水平板寬，降低寬高比b/hw，可改善CG-RCFTF-CW的承載力，充分發揮腹板材料性能。

圖19 不同b模型的屈曲模態Fig. 19 Buckling modes with different corrugation lengths

圖20 不同b模型的荷載-位移曲線Fig. 20 Load-displacement curves with different corrugation lengths

4.3 波紋傾角（α）的影響

波紋傾角(α)分別取23°、30°、45°、50°。荷載-位移曲線和第一階屈曲模態分別如圖21~22所示。隨著波紋傾角增加，承載力逐漸提高，剛度呈略微下降趨勢。當波紋傾角小于30°時，腹板發生耦合剪切屈曲。保持子斜板水平投影長度(d)不變，增大波紋傾角同時會增大子斜板寬度(c)。當α為45°和50°時，較大的子斜板寬度會導致腹板發生局部剪切屈曲。因局部屈曲不涉及相鄰子板，所以α對局部剪切屈曲強度影響不大。此時增加α承載力不再顯著變化。

圖21 不同α模型的荷載-位移曲線Fig. 21 Load-displacement curves with different corrugation angles

圖22 不同α模型的屈曲模態Fig. 22 Buckling modes with different corrugation angles

4.4 腹板高厚比（hw/tw）的影響

腹板高度(hw=700 mm)不變，腹板厚度(tw)分別取1、1.5、2、2.5、3、3.5、4 mm，hw/tw分別為700、466、350、280、233、200、175。如圖23所示，隨著tw值增大，梁的剛度和承載力均增大。對于280

圖23 不同hw/tw模型的荷載-位移曲線Fig. 23 Load-displacement curves with different hw/tw ratios

圖24 不同hw/tw模型的屈曲模態Fig. 24 Buckling modes with different hw/tw ratios

4.5 波紋深度（hr）的影響

腹板厚度(tw=2 mm)保持不變，hr分別取23.16、40.52、57.85、69.37、127.27 mm，相應的hr/tw為11.58、20.26、28.92、34.68、63.63。當hr/tw＜20.26時，腹板發生耦合剪切屈曲。保持波紋傾角α不變，增大hr的同時會引起波紋子斜板寬度c的增大。當hr/tw超過28.92時，因子斜板寬度較大，腹板發生局部剪切屈曲，如圖25所示。

圖25 不同hr模型的屈曲模態Fig. 25 Buckling modes with different corrugation depths

圖26中的荷載-位移曲線表明，腹板發生耦合剪切屈曲時極限承載力較大。腹板發生局部剪切屈曲時，承載力隨hr/tw增加而逐漸減小。

圖26 不同hr模型的荷載-位移曲線Fig. 26 Load-displacement curves with different corrugation depths

4.6 翼緣與腹板約束條件的影響

波紋腹板剪切屈曲強度受邊界約束條件影響，為研究鋼管高強灌漿料翼緣對波紋腹板抗剪屈曲性能影響，分別對簡支(simple juncture, S)和固支(fixed juncture, F)下的波紋腹板進行彈性屈曲分析[26]。腹板臨界剪切屈曲強度如表5所示，表中τcr,S為簡支條件下的剪切屈曲強度，τcr,F為固支條件下的剪切屈曲強度。從表5中可知，固支邊界約束下波紋腹板的臨界剪切屈曲強度稍高，CG-RCFTF-CW臨界屈曲荷載比腹板在固支約束條件下的臨界屈曲荷載高，原因有兩方面：一是由于鋼管翼緣對波紋腹板約束較強；二是鋼管高強灌漿料翼緣承擔了部分剪力。當波紋腹板厚度較小時，翼緣與腹板的約束對腹板臨界剪切屈曲強度影響更為顯著。降低波紋腹板高厚比也可以提高腹板抗剪性能。曲率大小對波紋腹板抗剪屈曲性能影響較小。鋼管高強灌漿料翼緣對腹板的約束作用較強且能承擔部分剪力，對波紋腹板抗剪屈曲性能具有顯著提升作用。

表5 不同約束臨界剪切屈曲強度Table 5 Critical shear stress of the corrugated web with different constraints

5 結 論

對鋼管高強灌漿料翼緣-波紋腹板新型曲梁和直梁的抗剪切性能進行了試驗和有限元分析，基于研究結果可得出以下結論：

1）鋼管高強灌漿料翼緣-波紋腹板曲梁（CG-RCFTF-CW）的波紋疏密程度不同會導致梁的失效模式發生改變。波紋較稠密易發生腹板整體屈曲，較稀疏易發生腹板局部屈曲。

2）曲率較小時，曲梁與直梁承載力基本一致。隨著曲率參數Z增大，承載力下降，曲梁破壞模式由腹板屈曲向整體彎扭屈曲轉變。

3）增大腹板厚度tw，降低腹板高厚比(hw/tw)，可顯著提高CG-RCFTF-CW的承載力。波紋傾角α和波紋深度hr的不同會造成腹板屈曲形式的不同。

4）鋼管高強灌漿料翼緣對腹板約束較強且能承擔部分剪力，在梁總體高度不變的情況下，鋼管翼緣由于具有一定高度可降低腹板高厚比，從而提高波紋腹板抗剪屈曲性能。