钢-混凝土组合结构在土木工程发展中正扮演着愈加重要的角色，不少学者对外包钢-混凝土组合梁做了许多研究。操礼林等[1]对3根高强外翻U形外包钢-混凝土简支组合梁进行两点对称集中加载试验，结果表明，在静载作用下，外翻高强U形外包钢-混凝土组合梁的受弯承载力比普通外包钢组合梁高60%以上，并基于简化塑性理论建立了其受弯承载力计算公式。陈大淀等[2]对4根跨度为4 m的外翻U形外包钢-混凝土组合连续梁的静载试验结果表明，组合连续梁在两跨跨中荷载作用下发生典型的弯曲破坏，有明显塑性破坏特征。Keo等[3]、Liu等[4]提出在外翻U形外包钢的外翻钢翼缘上焊接角钢作为抗剪和抗掀起连接件，研究表明，此连接件具有良好的工作性能。Zhou等[5]、Liu等[6]、Zhao等[7]在内翻U型外包钢翼缘上焊接连续Z字形钢筋和布置“几”字形箍筋来充当栓钉，试验结果表明，组合梁整体工作性能良好。文献[8]设计了一种新型的内翻U型高强外包钢-高强混凝土组合梁，并对其进行了截面设计与内力重分布试验研究，该组合梁与传统的U型外包钢-混凝土组合梁相比具有以下优点：1)U型钢板内翻翼缘开孔，穿翼缘横向钢筋，作连接件(PBH[9])，将T形组合梁翼缘与腹板有效连成整体，新型组合梁能共同工作，发挥正截面抗弯承载力。2)一体式开孔板连接件不需要栓钉及其焊接施工，避免了因栓钉焊接钢板产生局部残余应力的影响，组合梁制作速度加快，成本降低。
鉴于上述优点，新型内翻U形外包钢-混凝土组合梁具有较大的工程应用前景，而文献[8]的研究未涉及该新型组合梁的正截面抗弯承载力计算及其构造措施，笔者在已有组合梁试验研究的基础上，利用ABAQUS[10]建立新型组合连续梁有限元模型，模拟组合连续梁有限元模型的荷载-跨中挠度曲线，并与相关试验结果对比，验证了该组合梁有限元模型的建模方法和参数选取的合理性和有效性。应用建立的组合连续梁有限元模型，分析了内翻外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力的主要影响参数。综合内翻U型外包钢-混凝土组合连续梁正截面抗弯承载力试验和模拟结果，提出了新型内翻U形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力计算方法及其构造措施，以期为内翻U型外包钢-混凝土组合梁的工程设计提供参考。
利用ABAQUS建立文献[8]中的内翻U形高强外包钢-高强混凝土连续组合梁有限元模型，组合连续梁跨度、荷载作用位置及截面尺寸分别见图 1、图 2。模型两跨，每跨长度为3 m。模型截面腹底布置2根、翼顶布置8根、翼底布置6根直径均为6 mm的纵向钢筋，翼缘横向分布钢筋直径为6 mm，并穿过U型钢板顶部内翻翼缘的开孔板孔洞，梁腹部采用双肢6 mm箍筋。外包钢板除底板厚为6 mm外，其他部位钢板厚度均为3 mm，钢板底部焊有直径16 mm、高度70 mm、间距160 mm的栓钉，外包钢形状、尺寸见图 2。试件B1、B2、B3其他条件均相同，但翼顶6根纵向钢筋直径分别均为6、10、14 mm。试件混凝土强度标准值fcuk=50.8 MPa，钢筋、钢板材料性能参数见表 1。
组合梁有限元模型的混凝土本构模型采用塑性损伤模型，混凝土的单轴受力-应变曲线采用过镇海[11]建议的混凝土单轴受力本构模型。其他参数取值为：混凝土的泊松比取0.2，流动势偏角取0.1，双轴等压时混凝土的强度和单轴强度的比值取1.16，拉压子午线上的第二应力不变量的比值取2/3，在保证计算速度以及收敛性的前提下，修正的粘性系数取10-5，膨胀角取38°。
模型中的钢板的本构模型采用弹塑性硬化模型，强度准则采用Mises屈服准则和相关联流动法则，其单轴应力-应变表达式采用Ding等[12]建议的单轴本构模型，钢筋本构采用单轴理想的弹塑性本构模型。
U型箱梁与混凝土之间的接触面存在切向和法向作用，其法向采用硬接触，切向采用罚函数，摩擦因子根据刘威[13]的建议取0.25。加载板与混凝土、钢梁绑定，不考虑混凝土与钢筋、栓钉以及开孔板连接件之间的滑移，将钢筋、栓钉及开孔板连接件嵌入混凝土中。
混凝土和加载板采用八节点减缩积分实体单元C3D8R；内翻U型外包钢采用四节点减缩积分壳单元S4R，沿壳单元的厚度方向采用9个节点的Simpson积分；钢筋采用两节点线性三维桁架单元T3D2；栓钉采用线性梁单元B31。组合两跨连续梁有限元模型见图 3。
如图 3所示，组合梁模型模拟分析边界条件与试验条件一致，中间支座为U1=U2=U3=UR2= UR3=0，即模型可以在中间支座绕X轴转动；两端支座为U1=U2=UR2=UR3=0，即模型可以在两端支座绕X轴转动和沿Z轴移动。
分别对文献[8]中的3个试验试件B1、B2、B3建立组合两跨连续梁有限元模型，利用建立的组合两跨连续有限元模型进行荷载-跨中挠度数值模拟，并与文献[8]的试件试验结果进行对比来验证建立的组合梁有限元模型的材料本构模型、单元类型、边界条件和接触等在数值模拟中的适用性。
文献[8]试件试验表明，组合两跨连续梁3个试验试件B1、B2、B3从加载到破坏经历了弹性、弹塑性和破坏3个阶段。每个试件当试验荷载大于0.85峰值荷载时，U形外包钢及部分纵向受力钢筋已经屈服，垂直于梁纵轴线裂缝快速发展，裂缝宽度超过0.3 mm。最后，试件中间支座截面纵向受拉钢筋屈服形成塑性铰，其后中间截面的负弯矩不再增加，两跨跨中截面的正弯矩持续增加，直至试件两跨跨中U形外包钢底板也屈服, 试件刚度急剧下降, 挠度急剧增加，最后试件丧失截面承载力，试件破坏后的现场变形见图 4(a)，表现出明显的弯曲破坏特征。
组合两跨连续梁有限元模型荷载-跨中挠度数值模拟荷载达到弯曲破坏极限荷载时典型的混凝土、钢板、钢筋应力云图与变形见图 4(b)、(c)。由图 4可知，组合两跨连续梁有限元模型模拟的弯曲破坏极限荷载应力最不利位置位于两跨跨中底部与中间支座负弯矩区，组合两跨连续梁有限元模型模拟的梁跨中附近挠度最大，中间支座截面转动最大，组合两跨连续梁有限元模型模拟的弯曲破坏极限荷载时梁的应力与变形规律与梁试验弯曲破坏时变形现象一致。
试件B1、B2、B3试验荷载-挠度曲线见图 5，3个试验试件试验时表示出明显的弯曲破坏特征，试件达到屈服荷载后，荷载-挠度曲线刚度逐渐下降，变化比较平稳，连续组合梁中间支座和跨中截面塑性变形充分发展，连续组合梁延性较好。
利用建立的组合梁有限元模型对文献[8]中的3个试件B1、B2、B3进行荷载-跨中挠度数值模拟，其组合梁有限元模型模拟结果与相应试验结果的对比见图 5(由于组合梁有限元模型的对称性，只选取模型模拟的一跨荷载-跨中挠度曲线与其试验荷载-跨中挠度曲线进行对比)。
由图 5对比可知，组合梁有限元模型荷载-跨中挠度数值模拟结果与其试验的荷载-跨中挠度曲线十分相似。采用“通用屈服弯矩法”(见图 6)求得组合梁有限元模型荷载-跨中挠度数值模拟结果的相应屈服荷载[14]，并将组合梁有限元模拟得到的屈服荷载和屈服位移、峰值荷载和峰值位移与相应试验结果的对比列于表 2中。由表 2可知，组合两跨连续梁有限元模型模拟的荷载-跨中挠度的屈服、峰值荷载值与梁的试验荷载-跨中挠度对应值的最大误差为9.9%。这是因为有限元模拟误差是由试件试验荷载、挠度测量与有限元模型材料本构模型模拟误差带来的，但小于10%，这个计算精度对土木工程而言总体可以接受。
图 5中3个组合连续梁试验与模型模拟荷载-跨中挠度曲线十分相似，因此，只取B1组合梁模型模拟结果为代表，提取B1组合梁模型钢筋、钢板和受压混凝土边缘混凝土关键点模型屈服、峰值时的应力或应变，列于表 3中。依据材性试验，钢筋(6 mm)屈服时的应力为390 MPa，钢板屈服时的应力为465 MPa；混凝土的峰值压应变为0.002左右，混凝土极限压应变为0.003 3左右。从表 3中可见，B1模型荷载-挠度模拟过程中，在加载到峰值荷载时，除支座截面外包钢板底部受压应力为142.10 MPa(< 465 MPa)未屈服外，支座截面外包钢板顶部、跨中外包钢顶部和底部、全部受拉或受压钢筋均屈服，截面受压混凝土塑性发展明显，跨中、中支座受压混凝土边缘应变为0.003 34和0.003 22，都大于受压混凝土峰值应变0.002，且接近或超过受压混凝土极限压应变0.003 3。B1模型模拟的荷载-挠度过程中，中间支座和跨中截面表现出明显的弯曲破坏特征，与组合梁B1的试验试件试验荷载变形破坏特征高度一致。
有限元模型模拟和试验试件的荷载-跨中挠度曲线表明，合理配置钢筋的U型外包内翻组合梁发生弯曲破坏，荷载达到组合梁峰值荷载时，组合梁跨中与中支座截面除中支座底板受压没屈服外，其他钢筋或钢板无论受拉还是受压，都达到其屈服应力，受压的混凝土边缘应变接近或超过混凝土极限压应变0.003 3，受压混凝土应力基本都达到混凝土受压峰值应力，U型外包组合梁正截面承载力可以采用大多数组合梁正截面承载力计算采用的简化塑性理论计算。组合两跨连续梁有限元模型荷载-跨中挠度模拟与梁的试验荷载-跨中挠度变形规律基本一致，说明组合两跨连续梁建模方法及参数选取具有合理性，建立的组合两跨连续梁有限元模型具有满足工程要求的准确性和可靠性。
为了深入研究新型内翻U形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力，采用上述模拟较准确的B1、B2有限元模型，对组合梁正截面抗弯承载力进行参数分析。T形组合梁有限元模型荷载-挠度模拟主要研究参数包括：腹板和翼缘受力纵筋直径、U形外包钢梁厚度、混凝土强度、翼缘尺寸、腹板尺寸、一体式开孔板连接件尺寸及其开孔间距、孔径、贯通钢筋直径、底部栓钉尺寸及间距，组合梁有限元模型荷载-挠度模拟参数见表 4。表 4中组合梁有限元模型编号，B1开头的组合梁有限元模型以相应试验试件B1几何尺寸及截面配筋为参考建立，B2开头的组合梁有限元模型以试验试件B2几何尺寸及截面配筋为参考建立，仅改变表格中阐明的变量(其中，B2-PBLB3、4、5、6的侧板、底板厚度均为6 mm)。各参数下的组合梁有限元模型模拟得到的各跨中荷载-挠度曲线见图 7。
由图 7(a)可知，组合梁无论是增大腹板还是增大翼缘的钢筋直径，组合梁的正截面抗弯承载力和刚度均增加。保持其他参数不变，腹板纵筋直径分别为10、14 mm的组合梁模型与腹板纵筋为6 mm的组合梁模型相比，组合梁的正截面抗弯承载力分别提高了3.1%和8.6%，初始刚度分别提高了1.8%和4.5%，而翼缘纵筋直径分别为10、14 mm的组合梁模型与翼缘纵筋为6 mm的组合梁模型相比，组合梁的正截面抗弯承载力分别提高了6.7%和11.1%，初始刚度分别提高了1.3%和4.7%，但翼缘钢筋直径的增加会导致组合梁延性的下降。
保持组合梁模型其他参数不变，不同侧板的厚度和底板厚度对组合梁正截面抗弯承载力的影响如图 7(b)所示。提高组合梁外包钢侧板和底板厚度，组合梁的正截面抗弯承载力和刚度都大大增加，但侧板厚度的增加对提高梁正截面抗弯承载力和刚度更加明显。侧板厚度分别为5、6 mm的组合梁模型与侧板厚为4 mm的组合梁模型相比，组合梁模型正截面抗弯承载力分别提高了13.1%和24.4%，初始刚度分别提高了4.9%和9.4%；底板厚度分别为9、10 mm的组合梁模型与侧板厚为8 mm的组合梁模型相比，组合梁模型正截面抗弯承载力分别提高了7.3%和14.5%，初始刚度分别提高了4%和7.9%。
保持组合梁模型其他参数不变，不同的混凝土强度等级对正截面抗弯承载力的影响如图 7(c)所示。混凝土强度对组合梁正截面抗弯承载力有一定影响，但对刚度影响较小。组合梁模型其他参数不变，仅改变组合梁混凝土强度等级时，C45、C60、C65强度等级的组合梁模型与C40强度等级的组合梁模型相比，组合梁的正截面抗弯承载力分别提高了0.3%、3%和4%，但初始刚度几乎没有变化。
如图 7(d)所示，在T形组合梁模型其他参数不变的情况下，增大组合梁翼缘高度，组合梁正截面抗弯承载力显著提高，刚度也随之提高。翼缘高度为100、120 mm的组合梁模型与翼缘高度为80 mm的模型相比，正截面抗弯承载力分别提高了13.1%和17.3%，初始刚度分别提高了20.8%和36.4%；翼缘宽度为680、700 mm的组合梁模型与翼缘宽度为660 mm的模型相比，正截面抗弯承载力和初始刚度几乎没有变化，这主要是由于该两跨连续组合梁的正截面抗弯承载力极限状态由中间支座负弯矩控制，支座负弯矩区组合梁翼缘处于受拉区，受拉区混凝土开裂后对正截面抗弯承载力和刚度几乎没有影响。
T形组合梁模型保持其他参数不变，仅改变梁腹板尺寸，组合梁有限元模型跨中荷载-挠度曲线模拟结果如图 7(e)。无论是增加腹板高度，还是腹板宽度，连续组合梁的正截面抗弯承载力和刚度都得到明显提高。仅改变腹板高度，高度为150、160 mm的模型与高度为140 mm的模型相比，正截面抗弯承载力分别提高了5.9%和6.3%，初始刚度分别提高了18.8%和27.7%。仅改变腹板宽度，宽度为120、130 mm的模型与宽度为110 mm的模型相比，正截面抗弯承载力分别提高了5.2%和9.3%，初始刚度分别提高了17.9%和20.3%。
由图 7(f)可知，一体式开孔板连接件尺寸对组合梁正截面抗弯承载力和刚度影响微弱。组合梁模型其他参数不变，仅改变PBL连接件厚度时，厚度为4、5、6 mm的模型与厚度为3 mm的模型相比，正截面抗弯承载力分别提高了1.0%、1.3%、1.9%，初始刚度提高幅度微弱，仅为0.5%左右。组合梁模型其他参数不变，仅改变PBL连接件高度时，高度为60、70 mm的模型与高度为50 mm的模型相比，正截面抗弯承载力分别提高了0.2%和0.5%，初始刚度几乎没有变化；组合梁模型其他参数不变，仅改变PBL连接件开孔直径时，直径为25、30 mm的模型与直径为20 mm的模型相比，正截面抗弯承载力和初始刚度几乎没有变化。原因是开孔板连接件在新型内翻U形外包钢-混凝土连续组合梁中主要作用为承担T形混凝土梁与U形钢梁之间的界面纵向剪力和抵抗T形混凝土梁整体弯曲导致组合结构分离而产生的掀起力，保证二者协同变形，共同工作，充分发挥各自的材料性能。
组合梁有限元模型开孔板连接件不同开孔间距的荷载-挠度曲线模拟结果如图 7(g)所示。在组合梁模型其他参数不变的情况下，随着连接板开孔间距的减小，组合梁模型的刚度增大，但对组合梁模型正截面抗弯承载力的影响不明显。连接板开孔间距为80、120 mm的组合梁模型与开孔间距为160 mm的模型相比，组合梁正截面抗弯承载力分别提高了2.0%和1.3%，初始刚度分别提高了16.4%和14.8%，初始刚度随着开孔间距的减小而提高明显。原因是开孔板剪力连接件的主要作用是使T形混凝土梁和外包钢组合成整体，抵抗混凝土梁与外包钢在外力作用下界面之间产生的剪力和掀起力，虽然对正截面抗弯承载力影响不大，但是对截面初始刚度影响明显。
保持组合梁模型其他参数不变，仅改变组合梁一体式开孔板贯通钢筋直径，其计算结果如图 7(g)所示。由图 7(g)可知，随着贯通钢筋直径的增加，增强了一体式开孔板剪力连接件孔洞中的混凝土榫[15]，使得组合梁整体刚度随直径增大而增大，但对组合梁正截面抗弯承载力影响不明显。贯通钢筋直径分别为10、14 mm的模型与直径为6 mm的模型相比，组合梁模型正截面抗弯承载力分别提高了1.3%和3.7%，初始刚度分别提高了16.3%和16.8%。
由图 7(h)可知，栓钉间距为80、120 mm的组合梁模型与间距为160 mm的模型相比，组合梁正截面抗弯承载力分别提高了6.6%和7.6%，初始刚度分别提高了4.2%和0.4%，但栓钉间距为80 mm的组合梁模型正截面抗弯承载力比栓钉间距为120 mm的组合梁模型正截面抗弯承载力低1%。可见，在一定范围内加密栓钉，可以稍微提高组合梁正截面承载力和刚度，当超过某一范围时，减少栓钉间距反而使得组合梁正截面承载力略微下降。从图 7(h)组合梁模型模拟计算结果出发，建议组合梁底板栓钉间距不小于80 mm或5d(d为栓钉直径)。如图 7(h)所示，组合梁底板不同的栓钉直径和长度对组合梁正截面抗弯承载力和刚度的影响微弱，正截面抗弯承载力和初始刚度均无明显变化。当T型组合梁底部腹板受拉时，T形截面混凝土和外包钢梁之间的剪力和掀起力大部分可由一体式开孔板剪力连接件承担，组合梁底部栓钉作用较弱。因此建议，当T形组合梁底部腹板受拉时，底部钢板可设置较少栓钉，减少现场焊接工作，降低施工难度和加快施工进度。
综上所述，影响新型内翻U形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力的关键因素为T形梁腹板和翼缘受力纵筋直径、U形外包钢梁厚度、混凝土轴心抗压强度、翼缘高度、腹板高度和宽度。
基于组合梁有限元模型模拟分析与组合梁试验成果，计算内翻U形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力时，可采用简化塑性理论，并假定[16-17]：
1) 混凝土翼板与内翻U形外包钢之间抗剪连接件的数量足以充分发挥组合梁截面的抗弯能力。
2) 组合梁的应变符合平截面假定。
3) 不考虑开裂后受拉混凝土的作用，混凝土压应力为均匀分布的矩形应力分布，并达到混凝土轴心抗压强度设计值。
4) 根据塑性中和轴的位置，U形外包钢、钢筋可能全部受拉或部分受压部分受拉，但都假定为均匀受力，并达到钢材、钢筋的抗拉或抗压强度设计值。
组合梁配筋截面如图 8所示，其中bf、hf、bw、hw、h分别为翼缘宽度、高度、腹板宽度、高度与截面总高度；t1、t2、t3分别为开孔板剪力连接件厚度、钢梁侧板厚度以及底板厚度；h1、h2为开孔板连接件顶部混凝土保护层厚度、开孔板连接件上、下板条高度；as为钢筋合力作用点到近侧截面边缘的距离；b1为内翻钢梁翼缘宽度。根据组合梁正截面抗弯承载力计算假定，按组合梁T形截面承受的正负弯矩和T形截面塑性中性轴的不同，组合梁T形截面正截面抗弯承载力计算可分为图 9~图 12所示的4种计算简图计算。各计算简图根据T形截面平衡条件和组合梁截面设计要求，可以推出组合梁正截面抗弯承载力塑性理论计算公式。
1) 承受正弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面翼缘内，且在开孔板上翼缘与混凝土边缘之间，截面计算简图见图 9，当
则
式中：M为截面弯矩设计值，N·mm；Mu为截面抗弯承载力设计值，N·mm；A1、Ac、Asc、Ast分别为开孔板连接件上翼缘钢板面积、混凝土受压面积、钢板受压面积、钢板受拉面积，mm2；x为混凝土受压区高度，mm；y1为受压混凝土截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y2为翼缘板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y3为PBL上翼板截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y4为除PBL上翼板外，其他钢板(包括PBL下翼板、内翻钢板翼缘、U形板)截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y5为腹板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；fy、fc分别为钢板屈服强度和混凝土抗压强度设计值，N/mm2；f′ys为底部纵筋屈服强度设计值，N/mm2；Ays′为底部纵筋面积，mm2；fys为翼缘纵筋屈服强度设计值，N/mm2；Ays为翼缘纵筋面积，mm2。
2) 承受正弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面腹板内，如图 10所示，当
式中：Au、Apbl分别为内翻U形钢板全截面面积、PBL连接件截面面积，mm2；ya为翼缘板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；yb为PBL上翼板截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；yc为受压混凝土截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；yd为PBL下翼板、内翻钢板翼缘、U形钢板受压区截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；ye为腹板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；yf为U形钢梁受拉区截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm。
1) 承受负弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面腹板内, 如图 11所示，当
式中：y′1为翼缘板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′2为PBL上翼板截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′3为PBL下翼板、内翻钢板翼缘、U形钢板受压区截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′4为受压混凝土截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′5为腹板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′为U形钢梁受压区截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm。
2) 承受负弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面翼缘内，如图 12所示，当
式中：y′a为翼缘板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′b为PBL上翼板截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′c为受压混凝土截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′d为PBL下翼板、内翻钢板翼缘、U形钢板受压区截面应力的合力作用点至中性轴的距离，mm；y′e为腹板主筋应力的合力作用点至中性轴的距离, mm。
组合梁正截面抗弯承载力有限元模型模拟值与相应组合梁正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值的比较见表 5、表 6。
由表 5可见，在承受正弯矩作用的54个组合梁T形截面正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值与相应正截面抗弯承载力的模型模拟值的比较中，有46个的相对误差在5%以内，占85%，而有8个的相对误差大于5%，最大误差为11.1%，说明组合梁正截面抗弯承载力采用简化塑性理论计算基本合理、正确。54个组合梁正截面抗弯承载力模型模拟值与相应正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值的比值平均值为0.967，方差为0.000 380，最大值为0.99，最小值为0.90，见图 13(a)。
由表 6可见，在承受负弯矩作用的54个组合梁T形截面正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值与相应正截面抗弯承载力的模型模拟值的比较中，有52个的相对误差在5%以内，占96%，而有1个的比值大于1，最大误差为5.84%，说明组合梁负弯矩区正截面抗弯承载力采用简化塑性理论计算基本合理、正确。54个组合梁正截面抗弯承载力模型模拟值与相应正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值的比值平均值为0.979，方差为0.000 202，最大值为1.02，最小值为0.94，见图 13(c)。
由上述组合梁T形截面承载力模拟值与计算值的对比分析可见，组合梁正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值与相应正截面抗弯承载力的模型模拟值比较接近，但组合梁正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值比绝大多数模型模拟值都大，说明组合梁正截面抗弯承载力按简化塑性理论计算时约高估了组合梁正截面抗弯承载力，组合梁达到正截面抗弯承载力极限状态时，靠近组合梁截面中性轴附近的混凝土或钢筋、钢板材料并没有达到完全塑性，有必要进一步修正组合梁T形截面承载力简化塑性理论计算值。
组合梁正截面抗弯承载力可采用简化塑性理论计算，但计算的组合梁正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值应乘小于1的修正系数rR。
对于承受正弯矩作用的组合梁T形截面正截面抗弯承载力计算时，由于54个组合梁正弯矩区正截面抗弯承载力有限元模型模拟值与理论计算值的比值平均值为0.967，方差为0.000 38，按具有95%以上的保证率，该组合梁正弯矩区正截面抗弯承载力修正系数应取rR=0.967-1.645×0.000 380=0.966。
对于承受负弯矩作用的组合梁T形截面正截面抗弯承载力计算时，由于54个组合梁负弯矩区正截面抗弯承载力有限元模型模拟值与理论计算值的比值平均值为0.979，方差为0.000 202，按具有95%以上的保证率，该组合梁负弯矩区正截面抗弯承载力修正系数应取rR=0.979-1.645×0.000 202=0.978。
为简化计算，无论承受正弯矩作用还是负弯矩作用，采用简化塑性理论计算组合梁T形截面正截面抗弯承载力时，建议组合梁正截面抗弯承载力塑性理论计算值应统一乘更偏安全的rR=0.96修正系数。
因此，采用简化塑性理论计算得到组合梁T形截面正截面抗弯承载力简化塑性理论计算值Mu，但应取0.96Mu作为组合梁T形截面正截面抗弯承载力设计计算值。
1) 承受正弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面翼缘内，且在开孔板上翼缘与混凝土边缘之间时
2) 承受正弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面腹板内时
采用0.96Mu作为组合梁正截面抗弯承载力设计计算值时与组合梁正截面抗弯承载力模型模拟计算值的对比值见表 5和图 13(b)，由图 13(b)可知，该54个比值的最大值为1.07，最小值为0.97，平均比值为0.99，方差为0.000 43，54个比值中有46个比值小于≤1.00，占85%，仅有8个比值大于1.00，占15%，说明0.96Mu作为组合梁正截面抗弯承载力设计计算值接近组合梁正截面抗弯承载力模型模拟计算值，偏于安全。
1) 承受负弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面腹板内时
2) 承受负弯矩作用的组合梁T形截面，塑性中和轴在T形截面翼缘内
采用0.96Mu作为组合梁正截面抗弯承载力设计计算值时与组合梁正截面抗弯承载力模型模拟计算值的对比值见表 6和图 13(d)，由图 13(d)可知，该54个比值的最大值为1.02，最小值为0.95，平均比值为0.98，方差为0.000 205，54个比值中均十分接近1，说明0.96作为组合梁正截面抗弯承载力设计计算值接近组合梁正截面抗弯承载力模型模拟计算值，偏于安全。
由于已经通过组合两跨连续梁荷载-跨中挠度试验现象成功验证了建立的组合两跨连续梁有限元模型的可靠性，因而0.96Mu作为组合梁正截面抗弯承载力设计计算值也就经过了组合梁试件试验、组合梁截面理论分析和组合梁有限元模型模拟分析，良好的一致性结果可综合判断为取组合梁正截面抗弯承载力设计计算值为0.96Mu具有准确性和可靠性。
通过内翻U型外包钢-混凝土组合连续梁试验成果验证了新型内翻U形外包钢-混凝土组合两跨连续梁有限元模型建模方法和参数选取的合理性和正确性，在综合组合梁正截面抗弯承载力的简化塑性理论计算和模型参数模拟成果基础上，提出了新型内翻U形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力计算方法及其构造措施，主要结论如下：
1) 影响组合梁正截面抗弯承载力的关键因素为：受力纵筋、U形外包钢板、混凝土强度、截面形状与尺寸。
2) 新型内翻U形外包钢-混凝土组合梁正截面抗弯承载力可采用简化塑性理论计算，但组合梁达到正截面抗弯承载力极限状态时，靠近组合梁截面中性轴附近的混凝土或钢筋、钢板材料并没有达到完全塑性。
3) 采用简化塑性理论计算组合梁正截面抗弯承载力时，组合梁正截面抗弯承载力塑性理论计算值应乘0.96的修正系数。
4) 当组合梁底部腹板受拉时，底部钢板可设置较少栓钉，外包钢底板栓钉间距宜不小于80 mm或5d(d为栓钉直径)。
2020, Vol. 42 Issue (6): 81-94 doi: 10.11835/j.issn.2096-6717.2020.025 
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2020, Vol. 42 Issue (6): 81-94 doi: 10.11835/j.issn.2096-6717.2020.025 PDF