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：TU375 文獻標志碼：A 文章編號：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）外包鋼對內部填充混凝土有較強的變形約束作用，能提高后者的抗壓強度，同時，內部填充混凝土能有效抑制外包鋼的內屈變形，使外包鋼局部屈曲半波由3個變為1個，提高了U形鋼組合梁的整體穩定性、抗彎承載力和塑性發展程度[1]。

目前，針對U形鋼組合梁的工作性能研究已經取得了一定成果，但大部分僅限于其極限承載力和抗剪連接設計等方面的內容，僅少部分涉及其外包鋼板件寬厚比的問題[2-6]。計明明等[2通過有限元分析研究了外包鋼厚度與截面尺寸對耐火極限的影響。黨相柱3、郭喜4研究了不同截面尺寸及外包鋼厚度對U形鋼組合梁抗彎承載力提高速率的影響規律。然而，以上工作僅限于研究局部穩定對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U形鋼組合梁屈曲變形及塑性變形能力的影響。單純針對局部穩定問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U形鋼組合梁基于寬厚比等級的截面分類準則更是少見。Zhao等5通過試驗觀察，初步提出了腹板高厚比建議值，然而該方法缺乏理論論證，還有待進一步研究。周學軍等則提出U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比限值依據《鋼結構設計標準》（GB50017—2017）[來確定。而現行的相關規范[8-11]也并未涉及此類新型構件，《組合結構設計規范》（JGJ138—2016）[8未給出受彎構件板件寬厚比限值，而《鋼管混凝土結構技術規范》（GB50936—2014）9也僅對圓形與矩形截面鋼管混凝土構件給出了相應寬厚比限值，且該限值未區分腹板與翼緣，更未確定構件的截面分類，因此，對于腹板與翼緣處于不同應力狀態的U形鋼組合梁，該限值適用范圍還有待明確。歐洲規范EC4[10]采用歐洲規范EC3[]的截面分類準則，將組合梁截面劃分為4類，而對組合梁中鋼構件腹板，EC4仍采用EC3中的寬厚比限值，這與其實際受力狀態不符。有研究表明，內部填充混凝土能提高組合梁的整體延性，使其在發生局部屈曲后仍存在良好的承載能力[12]。JBJ138—2016在框架柱章節也提及，日本學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，板件間相關作用對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件[14-16]。對于組合結構，特別是針對U形鋼組合梁外包鋼板件間的相關作用還未開展系統的研究。而在研究中考慮板件間相關作用才能清晰地認識板件受力行為間的相互影響，更符合其真實受力狀態。因此，考慮板件間相關作用，并基于截面分類，將板件寬厚比限值與構件的不同受力性能相對應，對U形鋼組合梁的外包鋼板件寬厚比限值進行深入研究十分必要。

為此，筆者基于5根U形鋼組合梁的單調靜力加載試驗，對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。通過有限元分析，研究外包鋼板件寬厚比對U形鋼組合梁塑性發展程度的影響。根據試驗與有限元分析結果，參考EC4組合梁截面分類準則，提出U形鋼組合梁Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值的計算公式，并將所提出的限值與規范限值進行對比分析。

1 試驗研究

在梁柱節點處，U形鋼組合梁承受負彎矩與剪力的共同作用，最易發生局部屈曲，從而影響其塑性發展程度。因此，試驗進行負彎矩方向（組合梁翼板受拉）單調靜力加載，為簡化模型，試件采用懸臂梁形式。為使討論結果具有參考性，定義腹板受壓區高厚比

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 為計算全塑性受彎承載力時腹板塑性受壓區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 為應力修正系數， f為鋼材實測屈服強度值。相關參數示意見圖1。

對于有抗震設計要求的建筑，截面設計通常采用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所示截面構造，設計并制作了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，外包鋼腹板受壓區高度占比 α 不為定值，可將EC3中Ⅱ類截面壓彎構件的板件寬厚比限值換算為 r_w 后，按文獻[15]所提建議放寬1.5倍，用于 r_w 試驗設計參考；下翼緣與鋼管混凝土構件翼緣的受力狀態相似， r_f 試驗設計時參考《鋼管混凝土結構技術規范》（GB50936—2014）[9中的矩形截面管壁寬厚比限值，如圖3所示。試驗的主要變化參數為梁高度h₀ 與下翼緣寬度b。試驗采用完全抗剪連接設計，且僅在外包鋼板上翼緣焊接槽鋼抗剪連接件。為使試件發生彎曲破壞，以全截面塑性時固定端截面所受剪力遠小于極限抗剪承載力且該截面外包鋼腹板所受剪應力小于剪切屈曲應力為原則，結合U形鋼組合梁在剪跨比小于2時仍呈現為彎曲破壞的研究理論，將剪跨比定為3左右，對各試件加載力臂 L 進行取值。試件的截面尺寸及配筋見圖4，各試件的詳細參數見表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混凝土進行澆筑。

1.1 試驗設計

目前，中國的組合結構相關規范未對組合梁進行截面分類，而EC4采用EC3中的截面分類準則對組合梁截面進行4類劃分，定義I、Ⅱ類截面（Class1與Class2）均能達到全截面塑性，但Ⅱ類截面由于發生局部屈曲而塑性發展程度相對有限；Ⅱ類截（Class3）要求能達到屈服彎矩值即可。因此，采用EC4截面分類方法，對U形鋼組合梁進行截面劃分。

1. 2 材料性能

各類鋼材的屈服強度f極限強度f彈性模量E_s"和強屈比 f_u/f_y"見表2。混凝土立方體抗壓強度為35.2MPa ，彈性模量 E_c=29.6GPa 。

1.3 試驗裝置與測點布置

試驗裝置見圖5，試件進行負彎矩方向加載。通過加強固定混凝土墩，防止試件發生翻轉與滑移；在加載點處架設位移計，采集水平位移數據；在外包鋼腹板上布置傾角儀，采集截面旋轉角度。試驗采用單調加載，當承載力降至試驗極限荷載 P_T =時 （P_T，u=0.85P_T，max，P_T，max 為試驗峰值荷載），停止試驗。試件測試主要包括：試件加載點處水平位移值、梁端部轉角、U形鋼應變、混凝土翼板應變、翼板內縱筋應變。應變片布置見圖6。

2 試驗結果與討論

2.1 破壞模式

腹板受壓區高厚比試驗組由試件BM-50-50、BM-60-50及BM-70-50組成，試驗現象如圖7所示。在加載過程中，各試件靠近固定端部外包鋼板均發生了局部屈曲現象。試件首次發生局部屈曲時，外包鋼板對內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，發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展；試件承載力下降過程中，外包鋼對內部填充混凝土變形約束減弱，內部填充混凝土被壓碎，導致外包鋼板的局部屈曲變形明顯加快。各試件破壞時翼板內縱筋及外包鋼全截面均已達到屈服強度，發生彎曲塑性破壞。此外，試件BM-5O-5O腹板與翼緣幾乎同時發生屈曲變形，而隨著 r_w 的增大，腹板較下翼緣先發生局部外凸屈曲的現象愈加明顯。

2.1.2翼緣寬厚比試驗組

2.1.1腹板受壓區高厚比試驗組

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

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算值， P_c，max 為試件的全塑性荷載理論計算值， 。為采用能量法從試件荷載-位移曲線確定的屈服荷載值[18]。試驗各理論計算值均采用鋼材材性試驗實測的屈服強度計算，而試件在試驗時進人了強化階段，由表2可知，鋼材的強屈比為1.29，因此，各理論計算值均小于試驗值。

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變，當局部屈曲發生后，試件的承載力上升速度減緩，到達峰值點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處的荷載值，由表3可知，試件發生彈性屈曲后，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生局部屈曲，但此階段混凝土未被壓潰，仍能繼續承載，U形鋼組合梁甚至仍能達到全截面塑性承載力。而EC3截面分類中定義，彈性階段發生局部屈曲的構件將達不到全截面塑性承載力，應劃分為Ⅲ、Ⅳ類截面。對于組合結構，EC4也采用該類定義進行截面劃分，可見，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，試件試驗與理論計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，當受壓區混凝土抗壓強度下降時，截面內力重分布，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

試驗加載端的水平位移 主要分為兩部分：彈性變形產生的水平位移 和塑性變形產生的水平位移 Δ_p^[18] 。彈性變形的計算假設不發生塑性變形，計算公式為

式中： P 為試驗外加荷載實測值，且 為加載力臂； E_bI_b 為U形鋼組合梁的抗彎剛度。塑性變形的計算假定不發生彈性變形，計算公式為

Δ_p=πθL/180

式中： θ 為試驗時外包鋼板上傾角儀實測轉角， （^°） 。

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 Δ_e 與 占比的變化規律。由圖10可知，變形分析得出的彈性與塑性變形之和與試驗的總變形值吻合較好。承載力為 和 e時， 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生了彈性局部屈曲，而局部屈曲變形增大了 Δ_p 的占比。當承載力達到 P_T，u（P_T，u=0.85P_T，max） 時， 的占比隨著外包鋼板件寬厚比的增大而減小，這是因為屈曲變形使外包鋼參與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生局部屈曲，從而導致后續加載階段局部屈曲變形疊加效應明顯，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展， 在承載力為 P_T，u 時的占比也隨之減小。此外，隨著 r_w 的增大， P_T，u 時刻 的占比由 74% 降至 57% ，在相同增幅條件下增大 r_f，P_T，| 時刻 的占比由 74% 降至 67% ，可見增大 r_w 對U形鋼組合梁塑性發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作用，翼緣寬厚比試驗組腹板高度恒定，導致 r_f 增大時 r_w 相對減小，削弱了r_f 對試件塑性發展程度的影響。

2.4 應變分析

典型的截面應變變化規律如圖11所示（試件BM-50-60）。由圖11可知，外荷載約為 0.64P_T ，max之前，截面應變保持線性分布，符合平截面假定。應變片粘貼位置稍高于外包鋼屈曲位置，因此，當發生屈曲變形時，應變片表現為壓應突增。如圖11（a）所示，U形鋼上翼緣首先屈服，同時下翼緣處應變增長明顯加快，而腹板上應變分布仍保持線性關系。表明在此荷載水平下，下翼緣先于腹板發生屈曲變形，這與試驗觀測現象一致。試驗達到極限荷載時，外包鋼全截面與翼板內縱筋均達到屈服應變，表明該試件即使發生了局部屈曲，也仍達到全截面塑性，最終發生彎曲塑性破壞。

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，各構件模型尺寸、邊界條件及加載方式均與試驗保持一致，如圖12所示。為簡化模型，將混凝土墩簡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，其余部件均采用實體單元。混凝土采用塑性損傷模型，受壓本構采用文獻[19]中的單向壓應力-應變曲線，受拉本構采用《混凝土結構設計規范》（GB50010—2010）[2°中的單向拉應力-應變曲線，塑性流動參數取值為：膨脹角 ψ=35^° ；偏心率 ε=0.1;f_b0/f_c0=1.16 ；形狀系數 K_c=0.667 ；黏性系數 μ=0.000 1^[21] 。外包鋼采用基于Von-Mises屈服準則的雙折線模型，其彈性模量與強度均取材性實測數據（見表2），泊松比取0.3，為考慮屈曲變形對承載力的影響，引入鋼材的柔性損傷（ductiledamage）[22]，應力三軸度取 1/3 ，等效塑性應變比取0.1，損傷應變取鋼材實測的極限應變 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，切向采用罰函數定義的摩擦公式，摩擦系數為0.44，法向采用硬接觸，允許接觸后脫離。根據文獻[23-24的研究成果，冷軋型鋼在冷成型過程中對鋼材強度損失影響較大的薄膜殘余應力主要存在于構件的角部，其在平整區段的取值接近于零，而構件角部在冷成型過程中屈服強度會有所提高，可近似認為兩種相反的作用相互抵消，因此，在進行有限元分析時未考慮殘余應力的影響。圖13為有無幾何初始缺陷條件（局部鼓曲峰值取為截面各邊長的 1/200^[25]， 下部分U形鋼組合梁模型的極限抗彎承載力對比結果， 與M_FE，max⁰ 分別為有無幾何初始缺陷時的極限抗彎承載力。由圖13可知，幾何初始缺陷對U形鋼組合梁極限抗彎承載力的影響很小 1.01）。此外，文獻[26]的分析結果也表明，幾何初始缺陷對矩形鋼管混凝土構件中鋼壁板屈曲后強度的影響并不顯著，且界面摩擦也可以提高鋼壁板的屈曲后強度。因此，可以認為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，為節約計算成本，有限元分析時未考慮初始缺陷的影響。

3.2 模型驗證

各試件有限元模型計算所得荷載-位移曲線（FE）與試驗結果（Test）的對比見圖14，可見，有限元結果與試驗結果吻合較好，由于有限元無法考慮試件的內部缺陷，且無法真實模擬試驗過程中混凝土的開裂行為；此外，當加載力過大時，底座的約束限位裝置負擔過大，導致部分試件底座發生微量滑移，因此，試件有限元模型剛度大于試驗結果。圖15對比了試件有限元模型與試驗的破壞模式，有限元模型外包鋼屈曲位置與屈曲變形過程與試驗保持一致，該模型能較好地預測試件的破壞模式。表4對比了試驗與有限元計算的試件峰值承載力，兩者比值均值為0.99，標準差為0.02，可見，有限元模擬結果與試驗結果吻合較好，驗證了模型的合理性。

3.3板件寬厚比的影響參數分析

以試件BM-60-50的模型為基礎，通過改變外包鋼腹板與翼緣厚度，對U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比進行參數分析。參數設置見表5，將 r_w 和 r_f 進行兩兩組合建立模型，該參數范圍包含了實際工程中可能出現的大部分情況。

3.3.1板件屈曲相關行為對變形的影響

圖16顯示了試件腹板和下翼緣面外法向位移的發展過程，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，隨著加載的進行，腹板靠近下翼緣區域（W5）的面外法向位移因發生局部屈曲而迅速增長，增大 r_w 會使腹板屈曲變形向上翼緣方向發展，導致腹板靠近上翼緣區域（W1）的面外法向位移值也發生明顯增長。試件BM-50-50屈服后，腹板與下翼緣幾乎同時發生局部屈曲，增大板件寬厚比會使試件局部屈曲提前發生，且隨著r_w 的增大，試件BM-70-50腹板較下翼緣明顯先發生局部屈曲。隨著 r_f 的增大，試件BM-50-70的下翼緣明顯先于腹板發生局部屈曲，與試驗現象保持一致。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發生局部屈曲，可見，外包鋼腹板與翼緣之間的非線性行為（局部屈曲及變形發展）相互影響，增大 r_w（r_f） 會導致下翼緣（腹板）局部屈曲提前發生，從而降低U形鋼組合梁的塑性發展。因此，在研究U形鋼組合梁外包鋼板件寬厚比限值時，應考慮外包鋼腹板與翼緣之間的相關作用。

3.3.2有限元抗彎承載力計算結果

圖17所示為不同寬厚比參數下U形鋼組合梁極限抗彎承載力的變化規律。其中 M_FE，max 為有限元分析值，為直觀反應 r_w 與 r_f 對U形鋼組合梁塑性發展程度的影響，將其無量綱化為 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U形鋼組合梁的塑性發展有著直接影響；不同 r_w 與 r_f 的組合對U形鋼組合梁塑性發展的影響程度不同，當 r_w 與 r_f 超過一定限值時，U形鋼組合梁的極限抗彎承載力會低于全塑性受彎承載力理論計算值。

3.4Ⅱ類截面板件寬厚比限值

根據EC4的截面分類準則，將U形鋼組合梁劃分為4類（ I～N 類截面分別對應于Class 1～ Class4截面）。Ⅱ類與Ⅲ類截面均充許發生局部屈曲，本質區別在于構件是否能達到全截面塑性。根據圖16所示的U形鋼組合梁極限抗彎承載力分析結果，可得到在考慮外包鋼腹板與翼緣相互作用時U形鋼組合梁的I類截面（Class2）外包鋼板件寬厚比限值。采用線性內插法從圖16中提取出 M_FE，max/ M_C，max=1 的寬厚比值組配點 （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 關系表達式

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高厚比限值。

分析結果見圖18。由圖18可知，全截面塑性時，U形鋼組合梁外包鋼腹板的應力分布隨著截面尺寸及配筋構造的變化而變化，即 α 不恒為定值，因此，參考EC3中截面拉壓應力非對稱分布的板件寬厚比限值形式，需對式（5）進行更加嚴格的限定。試驗通過采用最大配筋率來提高 α 值，試驗及有限元分析中的外包鋼板件寬厚比參數包含了工程運用中可能出現的大部分情況，而滿足限值構件的 α 取值均不大于0.46。因此，綜合考慮，對U形鋼組合梁進行Ⅱ類截面設計時，外包鋼板件寬厚比應滿足式（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 與依據各鋼結構設計規范中Ⅱ類截面板件寬厚比限值放大1.5倍[13（1.5R）后的結果對比。如前文所述，考慮到全截面塑性時外包鋼腹板的應力分布情況，在進行寬厚比限值比較時， 1.5R 是基于各國鋼結構設計規范中考慮截面拉壓應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[13]所提建議，參考基于日本鋼結構規范 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，而上述試件都達到了全截面塑性，按照EC4的截面分類準則，均應劃分為Ⅱ類截面組合梁，可見，進行合理的截面板件寬厚比限值劃分能更充分地發揮U形鋼組合梁的優良性能。此外，對于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寬松，這是由于：一方面，EC3與GB50017進行截面劃分時未考慮板件間的相關作用，對此，相關研究也表明，單一板件的分析方法偏于保守，板件相關作用對截面分類具有重要影響，更符合截面的真實承載狀態[16-18];另一方面，AIJ雖然考慮了腹板與翼緣的相關作用，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回歸所確定的，且系數1.5也是基于對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，該限值與系數不一定合適。

4結論

通過對U形鋼組合梁Ⅱ類截面外包鋼板件寬厚比限值進行試驗研究與有限元分析，得出以下主要結論：

1）與普通鋼-混組合梁不同，由于內部填充混凝土的存在，即使外包鋼發生局部屈曲，U形鋼組合梁的承載力仍有明顯提升，且仍有可能達到全截面塑性，發生彎曲塑性破壞。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變為彈塑性局部屈曲，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（局部屈曲及變形發展）相互影響，板件的屈曲時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展程度。因此，進行基于截面分類的外包鋼板件寬厚比限值研究時，應考慮腹板受壓區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則對U形鋼組合梁進行截面劃分，根據試驗及有限元分析結果，在同時考慮外包鋼腹板與翼緣之間的相關作用及U形鋼組合梁塑性發展程度的條件下，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形鋼組合梁的真實受力性能，在一定程度上能更充分地發揮其結構優勢。

參考文獻

[1］趙慶龍，王偉，沈建華.薄壁U型鋼-混凝土組合梁抗 剪性能的試驗研究[J].土工基礎，2016，30（2）：274-280. ZHAO QL，WANG W，SHENJH.Experimental studyon the shearbehavior of theU-section thin-walled steel-concrete composite beams [J]. Soil Engineering and Foundation，2016，30（2）：274-280.（in Chinese）

［2］計明明.U形外包鋼再生塊體混凝土梁的受彎及耐火 性能研究[D].廣州：華南理工大學，2019. JI M M. Study on bending and fire resistance of Ushaped steel-clad recycled block concrete beams [D]. Guangzhou： South China University of Technology， 2019.（in Chinese）

[3]黨相柱.外包U型鋼-再生混凝土組合梁抗彎性能研究

[D].西安：長安大學，2018. DANG X Z. Study on flexural behavior of composite beams wrapped with U-shaped steel and recycled concrete[D].Xi'an： Changan University， 2Ol8. （in Chinese）

[4］郭喜.新型冷彎薄壁U型鋼-混凝土組合梁抗彎性能研 究[D].重慶：，2018 GUO X. Research on flexural behavior of a noval coldformed U-shaped steel-concrete composite beam [D]. Chongqing： Chongqing University， 2O18. （in Chinese）

[5] ZHAO Y，ZHOU X H，YANG Y L，et al. Shear behavior of a novel cold-formed U-shaped steel and concrete composite beam [J]. Engineering Structures， 2019，200：109745.

［6］周學軍，林彥.外包U型鋼混凝土組合梁理論研究與設 計應用[M].北京：科學出版社，2016：240. ZHOU X J，LIN Y. Theoretical research and design application of composite beam wrapped with U-shaped steel reinforced concrete [M]. Beijing： Science Press， 2016：240.（in Chinese）

[7］鋼結構設計標準：GB50017—2017[S].北京：中國建筑 工業出版社，2017. Code for design of steel structure： GB 500l7—2017 [S]. Beijing： China Architecture amp;.Building Press，2017. （in Chinese）

[8］組合結構設計規范：JGJ138—2016[S].北京：中國建筑 工業出版社，2016. Code for design of composite structures： JGJ 138—2016 [S]. Beijing： China Architecture amp;. Building Press， 2016. （in Chinese）

[9］鋼管混凝土結構技術規范：GB50936—2014[S].北京： 中國建筑工業出版社，2014. Technical code for concrete filled steel tubular structures： GB 50936—2O14 [S]. Beijing： China Architecture amp; Building Press，2014.（in Chinese）

[10] Eurocode 4：Design of composite steel and concrete structures Part 1-1： General rules and rules for buildings： EN 1994-1-1 [S]. London： British Standards Institution， 2004.

[11]Eurocode 3： Design of steel structures Part 1-1： General rules and rules for buildings： EN 1993-1-1 [S]. Brussels： European Committee for Standardization，2005.

[12]席季柳，盧春玲，鄭艷.部分充填混凝土窄幅鋼箱連續 組合梁負彎矩區局部屈曲分析與試驗研究[J].建筑結 構，2016，46（2）： 54-58，81. XI JL，LU C L， ZHENG Y. Analysis and experimental study on local buckling behavior of negative bending region of partial-concrete-filled narrow-width steel box continuous composite beams [J]. Building Structure， 2016，46（2）： 54-58，81.（in Chinese）

[13]MATSUI C.Local buckling of concrete filled steel square tubular columns [C]// IABSE-ECCS Sympo sium Luxembourg，1985.

[14]程欣，侯雪松，李卓峰.考慮板件相關作用的H形截面 分類準則[J].工程力學，2020，37（4）：178-185. CHENG X，HOU X S，LI ZF. Cross-section classification criteria of steel H-sections considering the plate interaction effect [J].Engineering Mechanics，2O2O，37（4）： 178-185.（in Chinese）

[15]楊悅.冷成型鋼矩形管梁截面分類的研究[D].哈爾濱： 哈爾濱工業大學，2016. YANG Y. Study on section classification of cold-formed steel rectangular tube beam [D].Harbin：Harbin Institute of Technology，2016.（in Chinese）

[16]李娟.冷成形鋼矩形管梁在循環荷載作用下的截面分 類研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業大學，2018. LI J. Study on section classification of cold-formed steel rectangular tube beam under cyclic load [D]. Harbin： Harbin Institute of Technology，2O18.（in Chinese）

[17] XU X，CHENG R，YANG P，et al. Experimental and numerical investigations on square CFST column to Ushaped steel-concrete composite beam jointswith internal T-shaped diaphragms [J]. Journal of Building Engineering，2022，60：105172.

[18] XU X，CHENG R，YANG P，et al.Experimental study of U-shaped steel-concrete composite beam to square CFST column joint [J]. Journal of Constructional SteelResearch，2022，192：107220.

[19]成宇，楊遠龍，李彬洋.多腔式鋼管混凝土異形柱-H形 鋼梁框架U形板連接節點承載力研究[J].建筑結構學 報，2021，42（增刊2）：100-108. CHENG Y， YANG Y L，LIB Y. Research on strength of U-shaped diaphragm joint between multi-cell specialshaped CFST column and H-shaped steel beam [J]. Journal of Building Structures，2021，42（Sup 2）：100- 108.（in Chinese）

[20]混凝土結構設計規范：GB50010—2010[M].北京：中 國建筑工業出版社，2016. Code for design of concrete structures： GB 5Ool0—2010 [M]. Beijing： China Architecture amp; Building Press， 2016.（in Chinese）

[21] LIUXG，LIUJP，YANGYL，et al.Resistance of special-shaped concrete-filled steel tube columns under compression and bending [J]. Journal of Constructional Steel Research，2020，169： 106038.

[22]李文超.鋼材微觀損傷準則在鋼框架極端荷載條件下 損傷分析中的應用[D].西安：長安大學，2014. LI W C. The application of micromechanical damage criterion of structural steel in damage analysis of steel frame under extreme loads [D]. Xi'an：Chang'an University，2Ol4.（inChinese）

[23]SCHAFERB W，PEKOZT.Computational modelingof cold-formed steel： Characterizing geometric imperfections andresidual stresses[J].Journal ofConstructional Steel Research，1998，47（3）：193-210.

[24]DUBINA D，UNGUREANU V. Effect of imperfectionson numerical simulation of instability behaviour of cold-formed steel members[J]. Thin-Walled Structures， 2002，40（3）： 239-262.

[25]Eurocode 3：Design of steel structures：Part 1-5：Plated structural elements： EN 1993-1-5 [S]. Brussels：Europe anCommittee for Standardization，2006.

[26]孫立鵬，劉永健.矩形鋼管混凝土壁板的屈曲后強度 [J].建筑結構學報，2022，43（10）：259-273. SUNL P，LIU YJ.Post-buckling strength of rectangu larconcrete-filled steel tube panels[J]. Journal of BuildingStructures，2022，43（1O）： 259-273.（in Chinese）

[27]Recommendation for limit state design of steel structures： AIJ98[S]. Tokyo：Architecture Institute of Japan，2002.

（編輯王秀玲）