CN100549340C - 无连接件抗扭钢-混凝土组合梁 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，属于建工梁构件技术领域。该组合梁主要由翼板和支撑在翼板下面的钢梁构成，所述翼板主要由混凝土、包容于混凝土内间隔分布且纵横交叉连接的钢纵筋和钢箍筋构成，所述钢箍筋首尾闭合，所述钢梁由两侧面和底面构成并形成矩形截面；所述两侧面的下边缘分别与所述底面的两侧边固连，其上边缘固连有托板；所述托板位于翼板内并与钢箍筋焊接。该组合梁既节省了钢材，又得到精确的抗扭组合梁构造要求，从而大大降低组合梁的制造成本并提高安全系数；此外填补了钢和混凝土组合梁结构要求的空白。

Description

无连接件抗扭钢-混凝土组合梁

技术领域

本发明涉及一种广泛用于交通或建筑领域的钢-混凝土组合梁，尤其是一种满足抗扭要求的钢-混凝土组合梁及其结构参数确定，属于建工梁构件技术领域。

背景技术

在交通桥梁或建筑房梁建设中，出于充分利用不同材料的各自性能以发挥整体综合作用的考虑，越来越多地采用由两种材料组合而成的组合梁，比如钢-混凝土的组合梁。现有钢-混凝土组合梁在实际使用中往往是处于复合受力状态，而且一般都具有较好的抗剪和抗弯性能。

据申请人所知，现有钢-混凝土组合梁中常用的一种结构是：在混凝土内布置钢筋形成翼板，然后在翼板下面设框架式钢梁，翼板与钢梁之间通过埋设于翼板内的钢制连接件(常用有栓钉)进行连接。申请人发现：这种结构的钢-混凝土组合梁，其翼板与钢梁之间需耗费大量的钢制连接件；而且翼板与钢梁之间通过钢制连接件形成的是间隔分散的多点连接，因此在受扭下易引起翼板翘起等形变，从而影响整体协调性能。

此外，这种结构的现有钢-混凝土组合梁的抗扭性能往往不理想。这是因为在该组合梁的结构在抗扭设计上存在盲目性，基本处于无理论依据、无章可循的状态，其结构参数仅靠经验估计；因而造成要么材料浪费的情况，要么抗扭性能不佳，甚至于因估计的结构参数错误而使该组合梁不具有足够的抗扭性能，从而带来使用中的安全隐患。

发明内容

本发明要解决技术问题是：针对上述现有钢-混凝土组合梁结构耗材大的缺陷以及抗扭结构参数确定的盲目性，提出一种无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，该组合梁不仅可以节省大量钢材，而且应当能够保证足够的抗扭性能，从而彻底消除受扭下的钢-混凝土组合梁可能存有的工程隐患。

为了解决以上技术问题，本发明的无连接件抗扭钢-混凝土组合梁主要由翼板和支撑在翼板下面的钢梁构成，所述翼板主要由混凝土、包容于混凝土内间隔分布且纵横交叉连接的钢纵筋和钢箍筋构成，所述钢箍筋首尾闭合，所述钢梁由两侧面和底面构成，所述两侧面的下边缘分别与所述底面的两侧边固连，其上边缘固连有托板；所述托板位于翼板内并与钢箍筋焊接。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的具体分析如下：

1)由于翼板和钢梁形成的钢-混凝土组合梁的抗扭承载能力由翼板承担的扭矩和钢梁承担的扭矩两部分相加组成，而翼板和钢梁承担的扭矩仅与其截面参数有关，因此相比现有翼板和钢梁之间通过连接件连接的钢-混凝土组合梁，本发明的无连接件抗扭钢-混凝土组合梁在去掉连接件后，组合梁的抗扭性能不会受到影响，具体参见后述实施例。

2)本发明的组合梁在承受扭矩时，由于翼板的箍筋直接焊接在钢梁的托板上，使得翼板与钢梁由原来通过连接件形成的多点连接变成连续的近似线连接(相当于大幅增加翼板与钢梁的连接点数)，因此在组合梁的受扭过程中能使翼板和钢梁之间更好的协调工作，并有效的抑制翼板受扭时产生掀起等形变，从而提高组合梁的整体协调性和稳定性；并且最大优点是：此类组合梁能够避免原来含连接件的组合梁在受扭时，连接件根部周围混凝土因应力集中而容易引起的局部破坏的弊端。这也就是说，去掉连接件后，在保持组合梁的抗扭性能不受影响的基础上，组合梁在抗扭过程中的整体协调性和稳定性得以提升，并克服了混凝土局部易破坏的弊端。进一步地可以说，由于提高了组合梁在受扭过程中的整体协调性和稳定性，使得在同样的抗扭开裂值和极限值情况下，本发明组合梁的受扭后的变形量要小于现有含连接件的钢-混凝土组合梁的变形量；而受扭后变形量小的组合梁无疑更适合于工程应用，更加易于满足正常使用性能的要求。

值得一提的是，上述两点具体分析对于本领域的普通技术人员来说，并不是轻易想到的。首先，现有钢-混凝土组合梁的结构参数确定本就盲目，因此连接件对组合梁的抗扭有无影响也是模糊不清的(关于结构参数确定请见后述)；其次，翼板与钢梁去掉连接件后进行连接所带来组合梁变形量的减小更是出乎意料的。

综上，本发明的无连接件抗扭钢-混凝土组合梁相比现有钢-混凝土组合梁，由于一改常规地将钢梁直接与箍筋焊接，在保持抗扭性能不变的基础上，完全省去了连接件，因而节省了大量钢材；同时还提高组合梁在抗扭过程中的整体协调性和稳定性，从而为建筑或交通领域提供了一种又好又轻的能承载受扭的组合梁。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步要求之一是，所述翼板的宽度和高度之比满足下式： $12\≥\frac{b_c}{h_c}\≥(\frac{T_{1c}}{W_t{f}_c}-0.154)/0.0176,$ 式中：b_c-翼板宽度，h_c-翼板高度，T_1c-翼板抗开裂扭矩，T_1c＝α_k1α_k2W_tf_t，W_t-翼板截面塑性抵抗矩，f_c-翼板的混凝土抗压强度，α_k1-翼板的混凝土抗拉强度折减系数，α_k1取0.7，α_k2-翼板抗扭提高系数， ${\mathrm{\α}}_{k2}=0.95+0.057\frac{b_c}{h_c},$ f_t-翼板的混凝土抗拉强度；

所述箍筋的间距满足下式： $s_1\≤\min (\frac{b_{\mathrm{cor}}^{\′\′}+h_{\mathrm{cor}}^{\′\′}}{4},250)\mathrm{mm},$ 式中：s₁-箍筋间距， $s_1=\frac{2A_{\mathrm{svt}}\mathrm{\φ}{A}_0{f}_{\mathrm{yv}}\cot \mathrm{\α}}{T_{1c}},$ A_svt-单支箍筋截面积， $A_{\mathrm{svt}}=\mathrm{\π}{\left(\frac{d_1}{2}\right)}^2,$ φ＝0.85，A₀-剪力流中心线所围翼板横截面积，A₀＝(b_c-t)(h_c-t)，f_yv-箍筋屈服强度值，α-翼板主压应力倾角，30°≤α≤45°，b″_cor-箍筋长边中心线之间宽度，b″_cor＝b_c-2t_c-d₁，h″_cor-箍筋短边中心线之间宽度，h″_cor＝h_c-2t_c-d₁，d₁-箍筋直径，t-翼板斜压杆的有效厚度，取t＝h_c/3，t_c-翼板保护层厚度，15mm≤t_c≤40mm；

所述纵筋的直径满足下式： $25\≥d_2\≥\frac{s_1.\tan \mathrm{\α}}{16},$ 式中：d₂-纵筋直径；

所述纵筋的间距满足下式：：100mm≤s₂≤300mm，式中：s₂-纵筋间距。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁进一步要求的具体分析之一如下：

1)受扭下的钢-混凝土组合梁的破坏是由于混凝土斜压杆被压碎引起的。由于混凝土翼板较薄，混凝土翼板受到钢筋的约束要比梁式构件(长短边比b_c/h_c＜6)更加强烈，表现出很大的塑性。为了避免组合梁的混凝土翼板过早的破坏，能够发挥钢梁应有的作用，需要规定组合梁混凝土翼板的最小截面尺寸，即规定混凝土翼板截面的限制条件。目前在国内，一、对梁式构件的截面限制条件是用塑性理论来表达的，即T_u＝ωW_tf_c，式中，T_u是梁式构件组合梁极限抗扭强度，ω是翼板截面未达到完全塑性的系数；二、对板式构件取 $\mathrm{\ω}=0.154+0.0176\frac{b_c}{h_c};$ 因此，板式组合梁的翼板截面的限制条件是 $\frac{b_c}{h_c}\≥(\frac{T_{1c}}{W_t{f}_c}-0.154)/0.0176.$ 又由于剪切变形影响弯曲应力的分布，翼板中存在剪力滞后现象，即纵向应力沿翼板宽度方向分布不均匀，在钢梁附近的翼板中应力大，远处的应力小。试验研究表明 $\frac{b_c}{h_c}\≤12$ 时翼板的性能能够得到很好的发挥。

2)因为开裂扭矩近似采用塑性材料的应力分布进行计算，所以板式构件混凝土翼板的抗拉强度要适当降低，统一取α_k1＝0.7，在具有相同的截面抗扭塑性抵抗矩的情况下，板式构件混凝土翼板的开裂强度要高于梁式构件，这是由于板式构件在钢梁和混凝土翼板的钢筋限制条件下，混凝土翼板的核心混凝土受到的约束要比梁式构件强的多，表现出很大的塑性。α_k2的值能反映出混凝土板的长宽比的影响，经回归可以把α_k2表示为 ${\mathrm{\α}}_{k2}=0.95+0.057\frac{b_c}{h_c}.$ 因此受扭下的钢-混凝土组合梁的抗开裂扭矩可表示为T_1c＝α_k1α_k2W_tf_t。

3)箍筋间距是影响受扭下的钢-混凝土组合梁抗扭强度的主要因素，但箍筋间距必须在一定范围内才能发挥作用。箍筋的间距也是限制组合梁斜裂缝开展的重要因素之一。通过试验和数值计算表明，对受扭下的钢-混凝土组合梁来说，过小的箍筋间距既不经济又不起作用；对于过大的箍筋间距，当斜裂缝一旦出现，裂缝宽度就比较大。试验表明，箍筋的间距满足下列关系式时可以限制使用条件下钢-混凝土组合梁的斜裂缝宽度：

(1) $s_1=\frac{2A_{\mathrm{svt}}\mathrm{\φ}{A}_0{f}_{\mathrm{yv}}\cot \mathrm{\α}}{T},$ (2) $s_1\≤\min (\frac{b_{\mathrm{cor}}^{\′\′}+h_{\mathrm{cor}}^{\′\′}}{4},250)\mathrm{mm}.$

4)在扭矩作用下，纵筋主要承受拉力和销栓力，角部的纵筋还承受斜压力所产生的外推力。角部纵筋起箍筋的锚板作用。当箍筋的间距过大而角部纵筋直径过小，纵筋间距很大时，角部斜压力将会将混凝土推出。纵筋直径过大偏于浪费。纵筋间距在100mm至300mm之间时，裂缝宽度较小。当角部纵筋的直径和间距满足下面的关系式时上述破坏可以避免：

(1) $25\≥d_2\≥\frac{s_1.\tan \mathrm{\α}}{16},$ (2)100mm≤s₂≤300mm。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步要求之二是：所述箍筋的两端弯成135°，其两端弯出部包住纵筋，其两端弯出部长度满足下式：l＝6d₁，式中：l-箍筋的两端弯出部长度。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步具体分析之二如下：在受扭下的钢-混凝土组合梁中，箍筋主要起竖向拉接作用，以平衡混凝土斜压力所产生的外推力。试验表明：箍筋满足搭接长度时，梁的抗扭强度有显著的提高。箍筋搭接太短的梁破坏时在箍筋接头处发生拉开现象，所以应注意箍筋有足够的锚固长度。箍筋自由端的锚固应弯入箍筋内侧范围内的混凝土中。纯扭组合梁翼板往往在四个侧面上都出现斜裂缝，所以箍筋必须作成封闭式，以便来抵抗四个侧面角部的外推力。国内外的抗扭的试验表明：当箍筋的两端弯成135°时，再伸长6d₁，并使弯钩包住纵筋，这种形式均可满足抗扭构造的要求。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步要求之三是：当所述翼板宽度b_c≤400mm时，所述纵筋布置于箍筋的四角；当所述翼板宽度b_c≥400mm时，所述纵筋沿箍筋的周边均布；所述纵筋最大配置根数满足下式： $n_{\max }=\frac{A_{\mathrm{svt}}}{{\mathrm{\π}\left(\frac{d_2}{2}\right)}^2{s}_1}{u}_{\mathrm{cor}}\left(\frac{f_{\mathrm{yv}}}{f_{\mathrm{sy}}}\right){\cot }^2\mathrm{\α},$ 式中：n_max-纵筋最大配置根数，u_cor-箍筋的内周长，u_cor＝2(b_cor+h_cor)，b_cor-箍筋长边内侧之间宽度，h_cor-箍筋短边内侧之间宽度，f_sy-纵筋屈服强度值。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步具体分析之三如下：在受扭下的钢-混凝土组合梁中，纵筋主要使组合梁起纵向拉接的作用，为此，纵筋端部应有适当的锚固长度。对于纯扭组合梁，翼板截面的宽度b_c小于400mm时，纵筋可以集中配置在箍筋四角；宽度b_c大于400mm时，纵筋可以沿箍筋的周边均匀布置。按纵筋间距布置纵筋时，需要控制最大配筋量n_max。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步要求之四是：所述翼板主压应力倾角α＝37.5°。

上述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的进一步具体分析之四如下：在受扭下的钢-混凝土组合梁中，混凝土主压应力的倾角α不仅与纵筋拉应变、箍筋拉应变、混凝土的主压应变的大小有关，还与作用在组合梁上的扭矩和弯矩的比值有关，随着扭弯比的减少，α将增大。α一般被限制在30°≤α≤45°，以便控制裂缝的开展。实验表明，当α大于上述范围时，裂缝的宽度增长的较快，对于框架式钢梁，由于钢梁的约束作用取α＝37.5°

综上，本发明的无连接件抗扭钢-混凝土组合梁相比现有钢-混凝土组合梁，在保证足够抗扭性能的基础上，既节省了钢材，又提高了抗扭中的整体协调性和稳定性，而且还得到了精确的抗扭构造要求，从而大大降低组合梁的制造成本并提高安全系数(应当能彻底消除工程隐患)。

附图说明

图1是本发明实施例无连接件抗扭钢-混凝土组合梁的横截面结构示意图。

图2是图1中A-A向剖面示意图。

图3是图1中翼板的横截面结构示意图。

图4是本发明实施例中作为对比的含连接件钢-混凝土组合梁的横截面结构示意图。

具体实施方式

实施例一

本实施例的无连接件抗扭钢-混凝土组合梁如图1、图2和图3所示，主要由横截面呈矩形的翼板1和支撑在翼板1下面的钢梁2构成。翼板1主要由混凝土、包容于混凝土内间隔分布且纵横交接的钢纵筋5和钢箍筋6构成，钢箍筋6首尾闭合。钢梁2由两侧面3和底面4构成并形成矩形横截面；两侧面3的下边缘分别与底面4的两侧边焊接，其上边缘焊接有托板7，托板7埋设于翼板内并与闭合钢箍筋6焊接。闭合钢箍筋6呈矩形。

该组合梁的参数确定如下：

1)组合梁的跨度为3m，总高h为270mm(如图1所示)，钢梁2高hs为200mm，高跨比为1/11.1。

对于建筑结构中的主要承重框架，一般可以取简支组合梁的高跨比为1/10～1/20，连续组合梁的高跨比为1/20～1/25，即组合梁的高跨比应是1/10-1/25之间；对于非承重框架的梁，截面高度还可进一步适当降低；某些特殊情况下，钢梁2的抗剪能力显得相对不足，为了避免这种情况，组合梁截面的总高度h不宜超过钢梁2截面高度h_S的2.5倍。

2)翼板1伸出钢梁2中心线229mm，翼板1伸出钢梁2边缘199mm。一般建筑结构中，翼板1应满足伸出钢梁2中心线不小于150mm，伸出钢梁2边缘不小于50mm的构造要求。

3)翼板1保护层厚度t_c为20mm，翼板1宽度b_c为700mm，翼板1高度hc为80mm，箍筋6屈服强度f_yv＝纵筋5屈服强度f_sy＝285.5MPa(实测值)，翼板1的混凝土抗拉强度f_t＝2.73MPa(实测值)，翼板1的混凝土抗压强度f_c＝23.45MPa(实测值)。

4)一般建筑结构中，翼板1截面受扭塑性抵抗矩按下式计算： $W_t=\frac{{h_c}^2}{6}({3b}_c-h_c)=\frac{{0.08}^2}{6}(3\×0.7-0.08)\≈0.002155,$ 则翼板1的抗开裂扭矩 $T_{1c}={\mathrm{\α}}_{k1}{\mathrm{\α}}_{k2}{W}_t{f}_t=0.7\×(0.95+0.057\×\frac{0.7}{0.08})\×0.002155\×2.73\×{10}^3=5.97\mathrm{kN}.m,$ 则 $(\frac{T_{1c}}{w_t{f}_c}-0.154)/.0176=(\frac{{5.97\×10}^3}{0.002155\×23.45\×{10}^6}-0.154)/0.0176\≈-2.077$ $\frac{b_c}{h_c}=\frac{700}{80}=8.75,$ 8.75＞-2.077，满足 $12\≥\frac{b_c}{h_c}\≥(\frac{T_{1c}}{W_t{f}_c}-0.154)/0.0176;$

5)箍筋6的直径按一般建筑构造要求选取，本实施例选择φ6mm的光圆钢筋作箍筋6，翼板1主压应力倾角α取37.5°，翼板1斜压杆有效厚度t＝h_c/3＝80/3＝26.7mm，翼板1保护厚度t_c取20mm，剪力流中心线所围翼板1的横截面积A₀＝(700-26.7)(80-26.7)＝35911mm²，箍筋6的单支截面积A_st＝3.14×3²，则箍筋6间距

$s_1=\frac{2\×3.14\×3^2\×0.85\×285.5\×1.3\×35911}{5.97\×{10}^6}=107\mathrm{mm},$ 取s₁＝100mm，b″_cor＝700-2×20-6＝654mm，h″_cor＝80-2×20-6＝34mm， $\frac{b_{\mathrm{cor}}^{\′\′}+h_{\mathrm{cor}}^{\′\′}}{4}=\frac{654+34}{4}=172$ mm，箍筋6间距s₁＝100mm≤min(172，250)mm，满足要求；

6)先试选直径d₂为6mm的光圆钢筋作为纵筋5，则

6mm＞4.8mm，经验算纵筋5直径d₂满足 $25\≥d_2\≥\frac{s_1\tan \mathrm{\α}}{16}$ 的要求；

7)箍筋6的两端弯成135°，箍筋6的两端弯出部包住纵筋，该两端弯出部长度的l＝6×6＝36mm；

8)b_cor＝700-2×20-2×6＝648mm，h_cor＝80-2×20-2×6＝28mm，u_cor＝2(b_cor+h_cor)＝2×(648+28)＝1352mm，纵筋5的最大配置根数 $n_{\max }=\frac{3.14\×9}{3.14\×9\×100}\×1352\×\left(\frac{285.5}{285.5}\right)\×{1.3}^2=22.8,$

取n_max＝23，纵筋5的间距取s₂＝125mm，上下均匀布置六根，满足100mm≤s₂≤300mm的要求。纵筋5沿箍筋6的周边均匀布置。

将上述本实施例的组合梁与带栓钉的钢-混凝土组合梁(即翼板1与钢梁2通过栓钉连接的钢-混凝土组合梁)进行抗扭力的比较计算如下：

1.选用带栓钉的钢-混凝土组合梁如图4所示，该组合梁的结构与本实施例组合梁基本相同，不同的是在翼板1内中部预埋间隔分布且端头外露的栓钉8，栓钉8的外露端与钢梁2的托板7焊接。其结构参数与本实施例组合梁相同。

2.组合梁开裂扭矩计算公式是：T_cr＝α_k1α_k2W_tf_t+2hbh_cf_t

其中：α₁＝0.7， ${\mathrm{\α}}_{k2}=0.95+0.057\frac{b_c}{h_c}$

$W_t=\frac{{h_c}^2}{6}({3b}_c-h_c)=\frac{{0.08}^2}{6}(3\×0.7-0.08)\≈0.002155$

2.1本实施例组合梁的开裂扭矩

$T_{\mathrm{cr}}=0.7\×(0.95+0.057\×\frac{0.7}{0.08})\×0.002155\×2.73\×{10}^3$

$+2\×0.27\×0.25\×0.08\×2.73\×{10}^3=35.45\mathrm{kN}.m$

2.2带栓钉的钢-混凝土组合梁的开裂扭矩

$T_{\mathrm{cr}}=0.7\×(0.95+0.057\×\frac{0.7}{0.08})\×0.002155\×2.73\×{10}^3$

$+2\×0.27\×0.25\×0.08\×2.73\×{10}^3=35.45\mathrm{kN}$

3.组合梁极限扭矩计算公式是： $T_u=A_0\mathrm{tk}{f}_c\sin 2\mathrm{\α}(1+\frac{\mathrm{GJ}}{K_{t0}^{\′\′}})$

其中：f_c＝23.45MPa， $t=\frac{h_c}{3}=26.7\mathrm{mm},$

A₀＝(700-26.7)(80-26.7)＝35911mm²，k＝1.15，G＝7.9×10⁴MPa，

J＝4.19×10⁵mm⁴，α＝37.5°，k″_t0＝4.13×10¹⁰N.mm²

3.1本实施例组合梁的极限扭矩

3.2带栓钉的钢-混凝土组合梁的极限扭矩

对比上述两种组合梁的开裂扭矩和极限扭矩，由于两种组合梁的开裂扭矩和极限扭矩计算公式相同，并且计算公式中各参数都不受栓钉的影响，因此，实际计算得出的两种组合梁的开裂扭矩和极限扭矩数值是完全相同的。由此可见，本实施例的组合梁在保证抗扭承载能力的基础上，节省了大量栓钉。

此外，在本实施例中，翼板1内的箍筋6与钢梁2的托板7直接焊接，由于箍筋6是在翼板1内周向布置，因此对于翼板1与钢梁2来说，其相互间形成的是连续的近似线连接而不是分散独立的点连接。这样，翼板1与钢梁2之间的连接整体性能更好。因此本实施例的组合梁整体在承受扭矩时，翼板1和钢梁2能够更好的协调工作，即本实施例的组合梁的整体协调性和稳定性好，从而在受扭过程中能有效抑制翼板1的掀起等翼板1或钢梁2的变形。

更进一步的是，本实施例的钢-混凝土组合梁给出了清晰明确的结构参数要求，一改以往钢-混凝土组合梁抗扭结构要求的盲目性，从而能够避免材料浪费或安全隐患。

除上述实施例外，本发明还可以有其他实施方式。比如容易理解，1)翼板1横截面也可以是梯形、其它四边形或多边形；2)钢梁2的两侧面3也可以是与底面4整体弯折而成；3)钢梁2的上边缘的托板7也可以是与钢梁2的上边缘制成整体；4)钢梁2的横截面也可以是梯形或其它的四边形；5)闭合钢箍筋6也可以形成棱形、六边形、其它多边形或圆、椭圆等形状；等等。凡采用等同替换或等效变换形成的技术方案，均落在本发明要求的保护范围。

Claims (8)

1.一种无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，主要由翼板和支撑在翼板下面的钢梁构成，所述翼板主要由混凝土、包容于混凝土内间隔分布且纵横交叉连接的钢纵筋和钢箍筋构成，所述钢箍筋首尾闭合，所述钢梁由两侧面和底面构成；其特征在于：所述两侧面的下边缘分别与所述底面的两侧边固连，所述两侧面的上边缘固连有托板；所述托板位于翼板内并与钢箍筋焊接。

2.根据权利要求1所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：1)所述翼板的宽度和高度之比满足下式：

$12\≥\frac{b_c}{h_c}\≥(\frac{T_{1c}}{W_t{f}_c}-0.154)/0.0176,$ 式中：b_c-翼板宽度，h_c-翼板高度，T_1c-翼板抗开裂扭矩，T_1c＝α_k1α_k2W_tf_t，Wt-翼板截面塑性抵抗矩，f_c-翼板的混凝土抗压强度，α_k1-翼板的混凝土抗拉强度折减系数，α_k1取0.7，α_k2-翼板抗扭提高系数， ${\mathrm{\α}}_{k2}=0.95+0.57\frac{b_c}{h_c},$ f_t-翼板的混凝土抗拉强度；

2)所述箍筋的间距满足下式： $s_1\≤\min (\frac{b_{\mathrm{cor}}^{\′\′}+h_{\mathrm{cor}}}{4},250)\mathrm{mm},$ 式中：s₁-箍筋间距， $s_1=\frac{{2A}_{\mathrm{svt}}\mathrm{\φ}{A}_0{f}_{\mathrm{yv}}\cot \mathrm{\α}}{T_{1c}},$ A_svt-单支箍筋截面积， $A_{\mathrm{svt}}=\mathrm{\π}{\left(\frac{d_1}{2}\right)}^2,$ φ＝0.85，A₀-剪力流中心线所围翼板横截面积，A₀＝(b_c-t)(h_c-t)，f_yv-箍筋屈服强度值，α-翼板主压应力倾角，30°≤α≤45°，b″_cor-箍筋长边中心线之间宽度，b″_cor＝b_c-2t_c-d₁，h″_cor-箍筋短边中心线之间宽度，h″_cor＝h_c-2t_c-d₁，d₁-箍筋直径，t-翼板斜压杆的有效厚度，取t＝h_c/3，t_c-翼板保护层厚度，15mm≤t_c≤40mm；

3)所述纵筋的直径满足下式： $25\≥d_2\≥\frac{s_1\·\tan \mathrm{\α}}{16},$ 式中：d₂-纵筋直径；

4)所述纵筋的间距满足下式：100mm≤s₂≤300mm，式中：s₂-纵筋间距。

3.根据权利要求2所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：所述箍筋的两端弯成135°，其两端弯出部包住所述纵筋，其两端弯出部长度满足下式：l＝6d₁，式中：l-箍筋的两端弯出部长度。

4.根据权利要求3所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：当所述翼板宽度小于等于400mm时，所述纵筋布置于箍筋的四角；当所述翼板宽度大于400mm时，所述纵筋沿箍筋的周边均布；所述纵筋最大配置根数满足下式： $n_{\max }=\frac{A_{\mathrm{svt}}}{\mathrm{\π}{\left(\frac{d_2}{2}\right)}^2{s}_1}{u}_{\cot }\left(\frac{f_{\mathrm{yv}}}{f_{\mathrm{sy}}}\right){\cot }^2\mathrm{\α},$ 式中：n_max-纵筋最大配置根数，u_cor-箍筋的内周长，u_cor＝2(b_cor+h_cor)，b_cor-箍筋长边内侧之间宽度，h_cor-箍筋短边内侧之间宽度，f_sy-纵筋屈服强度值。

5.根据权利要求4所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：所述翼板主压应力倾角是37.5°。

6.根据权利要求5所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：所述翼板截面塑性抵抗矩 $W_t=\frac{{h_c}^2}{6}({3b}_c-h_c).$

7.根据权利要求6所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：所述翼板横截面呈矩形，所述钢梁横截面呈矩形，所述钢箍筋呈矩形。

8.根据权利要求7所述无连接件抗扭钢-混凝土组合梁，其特征在于：所述组合梁的高跨比是1/10-1/25，其截面总高度小于等于钢梁截面高度的2.5倍；所述翼板伸出钢梁中心线的距离大于等于150mm，其伸出钢梁边缘的距离大于等于50mm。

Images