压型钢板混凝土组合楼板纵向受剪承载力试验研究

第２８卷第３期建筑结构学报Ｖｏｌ．　２８　，　Ｎｏ．　３２００７年６月Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｂｕｉｌｄｉｎｇ　ＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓＪｕｎｅ　２００７文章编号：１０００－６８６９（２００７）０３－０１１６－０６压型钢板一混凝土组合楼板纵向受剪承载力试验研究潘红霞’，何敏Ｍ　２，蔡飞’，米佳３０．上海城市管理职业技术学院，上海２００４３８；　２．同济大学土木工程学院，上海２０００９２；３．上海同济建设有限公司，上海２０００９２）摘要：针对组合楼板主要的破坏模式—纵向剪切破坏进行分析，对８块Ｕ７６型压型钢板一混凝土组合楼板进行了静力试验。试验结果表明：组合板越厚、剪跨越小、剪力横向钢筋越多，组合板纵向受剪承载力就越高。通过与无栓钉组合板的试验结果比较分析，表明组合板中剪跨区的栓钉，能极大地提高受剪承载力；并通过试验得到组合板的荷载一纵向相对滑移关系曲线图，采用欧洲规范４的建议公式，以试验数据为依据，回归得出组合楼板的剪力粘结系数ｍ，ｋ，为该种楼板的工程设计提供参考依据。关键词：压型钢板；组合楼板；纵向受剪；承载力中图分类号：ＴＵ３９８．９　　ＴＵ３１７．１文献标识码：：ＡＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｓｔｕｄｙ　ｏｆ　ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｓｈｅａｒ　ｃａｐａｃｉｔｙ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｌａｂｓＰＡＮ　Ｈｏｎｇｘｉａｌ，ＨＥ　Ｍｉｎｊｕａｎｚ，ＣＡＩ　Ｆｅｉｌ，ＭＩ　ＪｉＷ（１．Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ　Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｕｒｂａｎ　Ｍａｎａｇｅｍｅｎｔ，　Ｓｈａｎｇｈａｉ　２００４３２，Ｃｈｉｎａ；２．Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｃｉｖｉｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，　Ｔｏｎｇｊｉ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，　Ｓｈａｎｇｈａｉ　２０００９２，　Ｃｈｉｎａ；３．Ｓｈａｎｇｈａｉ　Ｔｏｎｇｊｉ　Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ　Ｃｏ．Ｌｔｄ，Ｓｈａｎｇｈａｉ　２０００９２，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ；　Ｉｎ　ｏｒｄｅｒ　ｔｏ　ｓｔｕｄｙ　ｔｈｅ　ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｓｈｅａｒ　ｃａｐａｃｉｔｙ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂｓ，　ｓｔａｔｉｃ　ｌｏａｄｉｎｇ　ｔｅｓｔｓ　ｆｏｒ　ｅｉｇｈｔ　Ｕ７６　ｃｏｌｄ　ｆｏｒｍｅｄｓｔｅｅｌ　ｄｅｃｋ—　　　　ｃｏｎｃｒｅｔｅ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂｓ　ｗｅｒｅ　ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ．Ｔｈｅ　Ｔｅｓｔ　ｒｅｓｕｌｔ　ｓｈｏｗｅｄ　ｔｈａｔ　ｓｈｅａｒ　ｃａｐａｃｉｔｙ　ｉｓ　ｈｉｇｈｅｒ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｔｈｉｃｋｅｒｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂｓ，ｔｈｅ　ｓｍａｌｌｅｒ　ｓｈｅａｒ　ｓｐａｎ，　ｔｈｅ　ｍｏｒｅ　ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ　ｒｅｉｎｆｏｒｃｉｎｇ　ｂａｒ　ｉｎ　ｔｈｅ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂｓ．Ｂｙ　ｃｏｍｐａｒｉｎｇ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅｒｅｓｕｌｔ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｌａｂ　ｗｉｔｈｏｕｔ　ｓｔｕｄｓ，　ｔｈｅ　ｆｉｎｄｉｎｇｓ　ｓｈｏｗｅｄ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｓｔｕｄｓ　ｉｎ　ｓｈｅａｒ　ｓｐａｎ　ｃａｎ　ｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｔｈｅ　ｓｈｅａｒ　ｃａｐａｃｉｔｙ　ｍｏｓｔｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ａｌｓｏ　ｂａｓｅｄ　ｏｎ　ｔｅｓｔ　ｅｒｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｓｌｉｄｅ　ａｎｄ　ｌｏａｄ　ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｓ，ｓｈｅａｒｉｎｇ　ｂｏｎｄ　ｃｏｅｆｉｃｉｅｎｔｓ　ｍ　ａｎｄ　ｋ　ｏｆ　ｆｏｒｍｕｌａｓｕｇｇｅｓｔｅｄ　ｂｙ　Ｅｕｒｏｃｏｄｅ４　ｗｅｅｒ　ｄｅｆｉｎｅｄ　ｗｉｔｈ　ｒｅｇｒｅｓｓｉｏｎ　ａｎａｌｙｓｉｓ，ｗｈｉｃｈ　ｃａｎ　ｂｅ　ｕｓｅｄ　ｉｎ　ｐｒａｃｔｉｃａｌ　ｄｅｓｉｇｎ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｃｏｌｄ　ｆｏｒｍｅｄ　ｓｔｅｅｌ　ｄｅｃｋ；ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂ；　ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｓｈｅａｒ；　ｌｏａｄ　ｃａｒｙｒｉｎｇ　ｃａｐａｃｉｔｙ并已取得良好的经济效益和建筑效果，是一种发展前０月Ｕ台　　　　景广阔的楼板结构形式。压型钢板既可作为后浇混凝土的模板，又可作为组合楼板的受力钢筋或部分受力　　　　压型钢板一混凝土组合楼板是在带有各种形式的钢筋使用〔１－２］０凹凸肋或各种形式槽纹的钢板上浇筑混凝土形成的组　　　　纵向抗剪失效是指混凝土与压型钢板的叠合面出合楼板体系，它充分利用了钢材所具有的优越抗拉性现过度滑移而导致压型钢板与混凝土共同受力的组合能和混凝土所具有的抗压性能，具有轻质、高强、施工作用失效的特性［［２］。研究表明绝大多数组合板的失效周期短等各方面的优点，因而正被越来越广泛地运用，状态为纵向剪切破坏，组合楼板必须具备足够的叠合面受剪承载力，以防止压型钢板与混凝土之间产生纵作者简介：潘红霞（１９６８－），女，江苏淮安人，工学硕士，工程向滑移而影响二者间的组合作用〔２－３］。显而易见，对组师。合楼板进行纵向受剪分析尤为重要。收稿日期：２００６年４月１１６　　　　我国现行规范《高层民用建筑钢结构设计规程》　　　　（ＪＧＪ　９９－９８）　［４１中建议采用叠合面的受剪承载力来验算组合楼板的纵向受剪承载力，主要适用于早期国产光面开口压型钢板的计算，规范中没有给出纵向剪力设计值的形式。目前国内外主要采用欧洲规范４的建议公式［［２，５〕来计算组合板的纵向受剪承载力（详见文献「４］）。该公式是在对美国学者Ｐｏｔｒｅｒ等提出的公式加以改进后得出的闹，此公式反映了各种类型的压型钢板及相应组合板的特性，并在各种荷载工况和剪跨下进行了４００多次试验取得的线性回归关系经验公式。　　　　但该公式必须以试验数据为基础，公式中剪切粘结系数ｍ，ｋ需通过试验数据回归而得，ｋ为回归线的截距，ｍ为回归线的斜率。在试验中，由于考虑到试验的离散性（截面高度、尺寸误差），需将回归线的截距ｋ、斜率ｍ下降１５％，使试验值一般落在下降线的上方川。同时，影响组合板受剪承载力的因素有很多，如组合板的类型（齿槽、肋高等）、混凝土强度、楼板含钢率、剪跨比等［［５１。本文通过８块板的试验数据分析，得出剪切粘结系数ｍ，　ｋ，并分析板厚、剪跨等因素对受剪承载力的影响。１压型钢板一混凝土组合楼板纵向受剪承载力的试验研究１．１试件及加载装置为了研究组合楼板纵向受剪承载力，　　　　试验采用宝冶带压痕（Ｕ７６型）压型钢板，对厚度分别为１４０ｍｔｎ和２２５ｒｎｍ的组合楼板进行加载试验。试验采用的是足尺试件，以供厂家设计推广使用。压型钢板横截面如图１所示；厚度分别为１４０ｍｍ和２２５ｍｍ的组合楼板平面图、剖面图如图２所示，图２中的栓钉为两端对称布置，单侧为５１）１６，两端共计１０个栓钉，两端２０　ｘ　２００ｘ　１４００的钢板用栓钉与压型钢板焊接在一起；试件加载装置如图３所示；试件按其厚度分为三组，如表１所示。１．２测点布置为回归组合板剪切粘结系数，　　　　分析板厚、剪跨等因素对受剪承载力的影响，需要观测压型钢板和混凝土板的最大相对滑移，故在试件两端各布置两对位移计，如图４所示的位移计①一⑧。图１　　Ｕ７６型压型钢板横截面图Ｆｉｇ．　ｌ　Ｃｒｏｓｓ　ｓｅｃｔｉｏｎ　ｏｆ　Ｕ７６　ｓｔｅｅｌ－ｄｅｃｋ　ｓｌａｂ－２０ｘ２００ｘ１４００用栓钉与压型钥板焊接、１｜刻８　到　月寸｜［　　人　　（ａ）组合板平面图单层双向钢筋网　　　　　　　　　　　　（ｂ）１－１剖面图（注：括号内尺寸数字为２２５ｍｍ厚组合板）图２组合楼板截面尺寸图　　　　Ｆｉ　　ｇ．　２　　Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂ千斤顶１叫，Ｌ，．，』Ｌ，月００Ｔ，印一ｌＴＩｒｒ－｛－．一－－一－－－一’一ｒＴ「ｌｅｅ１一一一一一一一一一压汗团ｍ比分配染压ｒ＊一一｝ｒ．厂Ｔ］１１一一一一一一一一一一一－一－－－－－－－－－－－－－－工ｒ二用团图３加载装置图Ｆｉｇ．　３　　Ｌｏａｄｉｎｇ　ｓｅｔ－ｕｐ　　　　此外，为观测组合板的其它受力情况，还布置了位移计、应变片、应变花。图４中位移计⑨、⑩观测板跨１１７　　　　　　　图４位移计布置Ｆｉｇ．　４　　Ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ｔｒａｎｓｄｕｃｅｒｓ中挠度；图５中混凝土表面贴应变片，共６片，用来测定混凝土的应变；图６压型钢板下翼缘和侧面分别贴应变片和应变花，以了解压型钢板中应力。‘、呱垫变巍星土丝瓢里垫ＩＩＩ　　Ｉ！！　　Ａｌｙ１１ＩＩＩ里一置一０１ＩＩＩＩＩＩＩｌＩ二１５００图５　　混凝土应变片布置Ｆｉｇ．　５　Ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ｓｔｒａｉｎ　ｇａｕｇｅｓ　ｏｎ　ｃｏｎｃｒｅｔｅ应变花应变片图６压型钢板表面应变片布置Ｆｉｇ．　６　　Ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ　ｏｆ　ｓｔｒａｉｎ　ｇａｕｇｅｓ　ｏｎ　ｓｔｅｅｌ－ｄｅｃｋ　ｓｌａｂ１．３加载方法加载方法采用竖向分级加载，每级加载后停顿—　　　　３ｍｉｎ或以上，以保证荷载、变形稳定。每一试件正式组３加载前，先预加两级荷载，每级２０ｋＮ，每级加载、卸载，１１８观测其荷载一变形是否正常，然后再正式加载、记录，直至试件破坏２试验现象及分析２．１荷载・相对滑移曲线２．１．１　　Ｕ７６型组合板荷载一相对滑移曲线按图４板端位移计布置，　　　　可得到每一测点的荷载－相对滑移曲线，如图７所示。图中尸为千斤顶所加荷载，Ｓ为板端位移计测得的滑移最大值。各曲线中Ａ点可视为弹性极限，Ｂ点视为强度极限，Ｂ点为曲线中荷载最高点。各曲线Ａ，Ｂ点荷载、相对滑移值见表１。以荷载一相对滑移曲线中基本保持直线的顶点为弹性极限，即Ａ点；当该点相对滑移较大时，以滑移值为０．５ｍｍ时的荷载值为弹性极限荷载。取弹性极限荷载与分配梁重之和的一半作为组合板受剪承载力试验值式．Ｂ点荷载即为极限荷载ＰＭ。２．１．２无栓钉组合板荷载一相对滑移曲线　　　　图８为文献「７〕中无栓钉压型钢板组合板的荷载－相对滑移曲线，曲线的上升段ＯＡ的荷载一滑移关系为直线，即在此荷载作用下，组合板没有发生滑移，组合板受剪主要由钢板与混凝土之间的粘结力以及压痕的机械咬合力来承担，一旦产生滑移，钢与混凝土之间的粘结力与机械咬合力基本消失，继续加载时，没有抵抗滑移的措施，所以一旦发生滑移组合板便不能继续承受荷载，组合板破坏无明显预兆，且变形的能力很小，破坏性质属于脆性破坏。本次试验采用两端各设５（　　　　１１６的栓钉连接，对于有栓钉的组合板，组合板受剪主要依靠钢与混凝土粘结力、机械咬合力以及栓钉共同作用。开始加载时基表１　Ａ，Ｂ点荷载及纵向相对滑移值　　Ｔａｂｌｅ　１　　Ｌｏａｄ　ａｎｄ　ｌｏｎｇｉｄｘｌｕｔａｌ　ｓｌｉｄｅ组别试件板厚剪跨编号ｂ　／ｓｕｎ　Ｌ．．　／ｍｍ配筋即ｌａ１４０３０５中８＠１５０印ｌｂ１４００５３组１｝　　Ｓｐｌｃ　　　　１４０－０５４晾一乃／ｋＮ么２７８１８　　０．俪－Ｐｍ　／ｋＮ九／ｍｍ中８＠１５０２印．２１０８４中８＠１５０２１９．一８０．竺晾Ｓｐ２ａ　　　２２５－０５３中１０＠１５０－７１０．一３０７０３竺Ｄ２４－组２Ｓｐ２ｂ　　　２２５０５３中１０＠１５０３０５９５以０．３５２０１３肠一一期Ｓｐ２ｃ　　　２２５０５３巾１０＠　１５０７３２柳一卿Ｓｐ３ａ　　　２２５－８５４８３０．０５巾１０＠１５０　３５８．－肠０．竺５４８邓－塑Ｓｐ３ｂ　　　２２５０５中１０＠１５０　３３９．５８４８２０．５９４７４５４：一０２５叨之　越　气　　　０　　１　２　３　４　５　６　７　　８　９　１０　夕拍功　　　　　　试件的破坏过程大致可分为三个阶段。第一阶段，　　　　构件处于弹性阶段，试件加载过程中，０　１　　２　３　４　５　６　７　　８　９１０无声音发出，无裂缝产生，钢板与混凝土板之间无相对Ｓ／　　　　　　　　　　　　　　ｍｍ０叱０００力提高４一７倍。２．２试验现象（ａ）　Ｓｐｌａ助即１　　　　　　　　　　ｂ３０５）（０３０８鬓０５２０２０６０５ｌ）（０ｌ０４”２０００（ｃ）　Ｓｐｌｃ（ｄ）　Ｓｐ２ａ０８０）（０８嫩诩绷０４绷０２。粥。（ｅ）　Ｓｐ２ｂ（ｆ）　Ｓｐ２ｃ６０５００５４００４３００３０２０１０２００１。０　１　２　　３　４５　６７　　８９１０Ｓ／　　ｍｍ向即３ｂ荷载一相对滑移关系曲线图Ｌｏａｄ－ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｓｉｌｄｅ　ｃｕｒｖｅｓ７０印之　０５逻　０４鹅　椒０３　０２　　　　０　　　５１０　　　１５滑移Ｉｎｍ图８无栓钉组合板荷载一滑移曲线〔７］Ｆｉｇ．８　　Ｌｏａｄ－ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ　ｓｉｌｄｅ　ｃｕｒｖｅ　ｏｆ　ｓｐｅｃｉｍｅｎ　ｗｉｔｈｏｕｔ　ｓｔｕｄｓ本处于弹性阶段，当达到弹性极限之后，塑性发展较好，钢与混凝土之间的粘结力以及机械咬合力虽基本丧失，但栓钉仍可发挥作用。此种板表现出较好的塑性性能，破坏前有明显的预兆，在工程实际中，组合板一般都是依靠栓钉与钢梁连接的，对比无栓钉压型钢板组合板的荷载一相对滑移曲线和本次试验的荷载一相对滑移曲线，可知组合板中端部的栓钉，能使受剪承载滑移。第二阶段，　　　　弹塑性阶段。随着荷载的增加，在剪跨区产生微小的裂缝，此时的荷载已达到混凝土的开裂荷载，继续加载，裂缝开始在剪跨区产生，到Ａ点时，沿板长方向，较均匀地分布着多条混凝土裂缝。对于１４０ｍｍ厚的板，裂缝均布的间距约为２０ｃｍ，对于２２５　ｍｍ厚的板，裂缝均布时的间距约为３０ｃｍ，裂缝的最大宽度未超过０．３ｍｍ，并且在支座与剪跨区产生剪切斜裂缝。　　　　第三阶段，塑性阶段，两条裂缝之间的子裂缝已经产生，裂缝的宽度继续加大，到承载力极限状态Ｂ点时，裂缝宽度达到ｌｃｍ以上，并且产生很大的挠曲。端部压型钢板腹板发生屈曲。试件在加载过程中，　　　　在混凝土和压型钢板界面上的剪应力未超过剪切粘结强度之前，应变沿截面高度基本上呈线性分布规律。在尸。作用时，端部混凝土和压型钢板出现明显的相对滑移，构件失去了承载力。２．３组合板各阶段荷载组合板各阶段试验荷载值，见表２。从表２中可　　　　以看出：（１）允许裂缝宽度０．　　　　３ｍｍ时荷载为极限荷载的２８．６％一６２．４％；允许挠度（Ｌ　／２００）时的荷载为极限荷载的２５．０％一４７．２％；由此可见用《混凝土结构设计规范》（ＧＢ　５００１０－２００２　）　［８〕规定的允许裂缝宽度值和允许挠度值作为组合板正常使用极限状态限制是偏于安全的。　　　　（２）在其它参数相同的情况下，组合板厚度增大，剪跨减小，试件的承载力也增大，两者近似呈线性关系。由表１可知，剪力横向钢筋［（５］布置越多，试件的承载力也增大。这主要是因为受剪能力增强，导致纵向滑移受到更多的约束，从而增强试件的承载力。２．４纵向剪切粘结系数ｍ，　ｋ根据板端位移和荷载之间的关系，将试验数据按　　　　欧洲规范４的建议公式图处理，公式为Ｖｕ＝＊［ｂｈｓ［ｏｍＬｐｈ，・ｏ“｝］］“，１１９　之创　叹　　　　表２组合楼板各阶段荷载值　　Ｔａｂｌｅ　２亡ｎｊＪ“凡卜ｎ乡１Ｌｏａｄｓ　　　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｓｌａｂｓ）＝３１２．４５ｘ＋０．０１８４回归线　　试件组别编号配筋ＰＭ　ＡＮ　Ｐｏ．３　ＡＮ　Ｐ２ｗ　ＡＮ　Ｐｍ　ＡＮ　　ＰＩ．３／Ｐｍ　　Ｐ２ｏｏ／Ｐｍ１１２１（Ｘ１１４６１２０＠　１５０Ｓｐｌａ巾８　＠　１５０知１ｂ巾８　１５０１０５组１‘知ｉｓ巾８＠１５０Ｓ　　　　ｐ２ａ中１０＠　１５０组２　Ｓｐ２ｂ中１０＠　１５０１０｛０２０４２１Ｄ３一０６２０４３１０３８５３０７０２４一０１３一）（９６５４８３９．５％２８．６％４１．９％３．７％７２．１％５５％４．０５０％２一３一ｇ％４味省咬０２｝０２卜Ｕ０－亡Ｊ八１ｎＵＯ０ｌ巴ｎ｜一折减后回归线－２５６．）５８ｘ＋０．０１５６０　　　　０．０００２　　　　０．０００４　　０．０００６　　　０．０００８　　　０．００１４５ＬＵ％＿ｐｈ．　　　　　　　　　　　　　　　　Ｓ　　　　ｐ２ｃ中１０＠　１５０２０Ｄ４ｎ凡％工石竺一二二　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　Ｓｐ３ａ中１０＠　１５０一－２０１０７２－５０２塑６２．４％９２一５．７％一２４Ｌ．　　　　　　　　　　　　　　　４ｆＳｐ３ｂ中１０＠　１５００４１咖０４２０１２５８４５４５３．９％　　　４７．２％图９　　　　　ｍ，几统计图注：Ｐ，，为开裂荷载，Ｐ．为极限荷载，ｘ＇０．３为试件裂缝宽度达到。．　３ｍｍ时的荷载Ｆｉｇ．　９　　Ｓｔａｔｉｓｔｉｃｓ　ｏｆ　ｍ　ａｎｄ　ｋ值，Ｐ二为试件挠度达到Ｌ　　　／２００时的荷载值。表３试验值与公式计算值的比较式中，Ｖ󰀀为叠合面纵向抗剪强度；Ｔ为强度折减系数，Ｔａｂｌｅ　３ｎ　ｏｆ　ｔｅｓｔ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ａｎｄ　ｆｏｒｍｕｌａｅ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ取０．８；　ｏ为含钢率，Ｌ，为剪跨；若压型钢板与混凝土的组合作用靠凹凸不平的齿槽，或靠压型钢板凹入闭试件编号试验荷载ＰＡ／ｋＮＶ，　／ｋＮ　　　　　Ｖ󰀀，　／巧Ｖ󰀀　ＡＮ　　　　　Ｖ｝／巧合式外形，或靠压型钢板表面涂料提高组合作用时，则即ａ　　２４１４７１４３．１７　　　　　１．００５７１３８．０．８７２孙ＬＵ１４３．１７　　　　　１．０加：取１；而ｍ，ｋ则为待求的剪切粘结系数。此外公式７１３８００４８即０４１０３Ｃ８０９３９３５０．７６还包括了组合板的宽度ｂ、组合板的有效厚度ｈ。和混即０２１９１１１３．５８　　　　　０．ａ１６２５８２６２．４８　　　　　１．００２６１２３００．２８凝土轴心抗压强度设计值ｆ｝　ａ印Ｌ习２６２．４８　　　　　０．９０６６１２３０．０．６４７２６２．４８　　　　　１．０９６对公式（１）进行一次回归正交方差分析，式中Ｖｕ　　　　即９８２５７Ｃ６１２３００．２０９印９３２４ａ９８１８５１８９．２４　　　　　０．９９８５１９８０２８取试验值巧，用ｍ－１８９．２４　　　　　１．０５２－一犷、－・－…一一－ｎ，・，＿・，・，。一’ｋ关系式拟合，‘．＿．一、＿．‘‘一＿．’一’即设：Ｙ二下ｕ－＿＿、一”一ｂ＿ｈｏ溉’Ｖ旨，即ｔＤ９７１９８５１９８．０７６８二二奥．　　　　板的静力试验，得到组合板的纵向滑移一荷载的关Ｌ　　　　　　　ｌｆ｝则，＝ｍ＝、＊。系曲线，并利用欧洲规范４的建议公式回归出该种板经曲线拟合后，　　　　求出斜率ｍｌ、截距ｋ，；在试验中，的剪切粘结系数ｍ和ｋ，为该种板的工程设计提供参由于考虑到试验的离散性（截面高度、尺寸误差），需将考依据。回归线的截距ｋ下降１５％，用上述方法回归得到：ｍｌ（２）分析对比文献「　　　　７」中无栓钉压型钢板组合板的＝３１２．４５，　ｋ，＝０．０１８４，　ｍ＝２５６．５８，ｋ　＝０．０１５６。回归荷载一相对滑移曲线和本次试验的荷载一相对滑移曲线见图９ａ线，结果表明组合板中剪跨区的栓钉，能使受剪承载力　　　　为了验证公式的准确性，分别应用公式（２）和公式提高４一７倍。（３）计算出每块试件的Ｖ󰀀，及Ｖ󰀀，并与试验荷载进行　　　　（３）通过对试验数据分析可知：当组合板高度增比较，见表３。从结果可知，采用公式（３）计算该组合大、剪跨减小、剪力横向钢筋越多时，组合楼板的纵向板纵向受剪承载力更具合理性。受剪承载力都将提高。Ｖ．，、｝ｐｈｏ（—３１２．４５Ａ＋０．０　１８４　ｂ）了‘　　　　　　　　　　　　　　　　　　考文献气，、参．、‘产［１］严正庭，严立．钢与混凝土组合结构计算构造手册【Ｍ］．：、Ｔｈｏ（２５６．５８Ａ。一、了、－，瓦一＋０．０１５６６　．ｆｆ－｝），　　　　北京：中国建筑工业出版社，１９９６：５－８５．．内、ｊ．Ｊ产［２〕周起敬，姜维山，潘泰华．钢与混凝土组合结构设计施工手册仁Ｍ］，北京：中国建筑工业出版社，　　　　　　１９９４：４７－６９．３结论［３」陈世鸣．压型钢板一混凝土组合楼板的承载能力研究【Ｊ］．　　　　建筑结构学报，２００２，２３（３）　：１９－２５．（１）通过８块宝冶Ｕ７６型压型钢板一混凝土组合楼［４１　　ＪＧＪ　９９－９８・高层民用建筑钢结构技术规程［Ｓ］［５」王连广．钢与混凝土组合结构理论与计算〔Ｍ］．北京：科１２０ｒ．．Ｊ６「一一〕学出版社，２００５：２２０－２３２．詹建敏，昊炎海压型钢板一混凝土组合楼板剪切粘结承板的组合板静力试验研究报告〔ｘ］．上海：同济大学，２００４．载力实验研究【Ｊ］．福建建筑，２００２，１０（３）　：２７－２９．［８１　　ＧＢ　５００１０－２００２混凝土结构设计规范〔Ｓ］．Ｆ．１』一一Ｌ了一〕黄永强．采用ＹＸ５１－２６６－６７８型和ＹＸ７６－３４４－６８８型压型钢（上接第１０９页）４结论　　　　（１）腐蚀环境下钢筋混凝土构件正截面的应变增长率大于空气环境下的应变增长率，构件在承受疲劳荷载作用的全过程中，腐蚀的影响是连续的，每个循环过程中腐蚀对构件的疲劳损伤都有影响。（　　　　２）腐蚀环境中，腐蚀疲劳构件正截面上的应变发展也具有明显的三阶段特性，存在着初始阶段、发展阶段和破坏阶段，应相应于构件中的钢筋腐蚀疲劳裂纹的萌生、裂纹的稳定发展阶段以及裂纹的不稳定发展阶段。　　　　（３）腐蚀疲劳试验的应变测试结果表明，不同环境中的应变发展过程相似，但应变增长率不同。钢筋和混凝土最大平均应变的增长率，在腐蚀环境相同的情况下，受荷载水平控制；在荷载水平相同的情况下，受腐蚀环境的作用强度控制。参　　　　　　　　　　　　　　　　　　考文献仁１」赵国藩．广东某斜拉桥断索事故的分析及思考〔ｃ　］　／／混　　　　　　凝土结构耐久性及耐久性设计会议论文集．北京：清华大学，　　　　　　２００２：５１－５３．［２］桩谷辉彦，岛居和之，佐滕健一，川村满纪．海洋ｒＲ境下　　　　忆打汁７ａ习夕夕１）一卜内壕化物了才夕浸透性Ｏ）砰俩忆Ｒ寸ａ研究［　　　　．１］．土木学会ａｍ文集，１９９７，３６（５７１）：９１－１０４．［３〕神谷昌文，［４〕洪定海．［５〕松岛学，［６〕福手勤，［７〕竹田宣典，［８〕王海超，［９］混凝土结构疲劳专课组．［１０］同村甫，［１１］惠云玲，［１２］袁迎曙，圃田淳，阴口信一郎，下林清一．海洋璨境下三十年固曝吞扎ｆ　　　　２－－２　；／夕１）一卜内物理化学的砰俩［．］Ｊ土木学会箫文集，　　　　１９９８，３９（５９２）：１３１－１４５．混凝土中钢筋的锈蚀与保护〔Ｍ］，第一版．北京：中国铁道出版社，　　　　　　１９９８．中川贵子，堤知明谧害它受汁４：既殷横造物刃劣化予测６　　　　ｚ　ｑｐ寸６研究〔Ｊ］．土木学会？ＧＡ．ＡＢ文集，２００１，５１（　　　　　　６７９）：９３－１００．演田秀则，山本邦夫．海洋填境４２０年简暴露吞扎ｔ　　　　，：　Ｊ；／夕１）一卜。耐久性忆阴才乙研究【Ｊ］．土木学会输文集，１　　　　９９３，１６（４４２）　：４３－５２．十河茂幸，迫田惠三，出光隆．植令０）海洋境境条件忆Ｊ　　　　　　３汁石口夕夕１）一卜０）温分浸透Ｌ铁筋腐食忆阴寸石寅段的研究【　　　　Ｊ］．土木学会ｒｍ文集，１９９８，４０（５９５）：９１－１０４．　　　　　　　　钢筋混凝土结构腐蚀疲劳试验研究与理论分析［Ｄ］．　　　　大连：大连理工大学，２００４．混凝土受弯构件疲劳可靠性验算方法的研究，　　　　混凝土结构报告选集【３］［Ｃ］．第一版．北　　　　京：中国建筑工业出版社，１９９４：５３８－５９２．二羽淳一郎．铁筋｝夕　　ｌ　｝１－　ｌ｝部材０）疲劳［Ｊ］习夕夕Ｕ一卜工学，　　　　　　１９８３，２１（１）：２２－３０．李荣，林志伸，全明研．混凝土基本构件钢筋锈蚀前后性能试验研究「　　　　Ｊ」工业建筑，１９９７，２７（６）：１４－１８．贾福萍，蔡跃．锈蚀钢筋的力学性能退化研究〔Ｊ］．工业建筑，　　　　　　２０００，３０（１）：４３－４６．１２１