可循環(huán)使用全裝配鋼-混凝土組合梁抗彎性能試驗(yàn)研究

侯和濤，魯玉曦，臧增運(yùn)，高夢(mèng)起，熊方明

(1.山東大學(xué) 土建與水利工程學(xué)院，濟(jì)南 250061；2.鄭州城建集團(tuán)投資有限公司，鄭州 450001；3.青島鑫光正鋼結(jié)構(gòu)股份有限公司，山東 青島 266700)

鋼-混凝土組合梁是現(xiàn)代鋼框架建筑樓面結(jié)構(gòu)體系中常用的結(jié)構(gòu)形式，由混凝土板、鋼梁和剪力連接件組成。通過在鋼梁和混凝土樓板之間設(shè)置剪力連接件，抵抗兩者在交界面處的豎向掀起及相對(duì)滑移，使二者共同工作。與無組合作用的梁相比，其利用了混凝土的高抗壓強(qiáng)度和鋼的高抗拉強(qiáng)度，顯著提高了梁的抗彎承載力。

作為鋼-混凝土組合梁的關(guān)鍵部位，剪力連接件的力學(xué)性能直接影響到整個(gè)組合梁的承載能力[1-2]。根據(jù)剪力連接件的不同進(jìn)行分類，可分為采用剛性剪力連接件和采用柔性剪力連接件的鋼-混凝土組合梁。柔性剪力連接件的剛度較小，作用面上的剪力會(huì)使連接件變形，當(dāng)混凝土板與鋼梁產(chǎn)生一定滑移時(shí)，其抗剪強(qiáng)度不會(huì)降低，建筑領(lǐng)域組合梁中使用的剪力連接件多為柔性剪力連接件[3-4]。常用的柔性剪力連接件有栓釘、C形鋼和PBL剪力連接件等。自20世紀(jì)50年代開始，栓釘作為剪力連接件的鋼-混凝土組合梁得到了廣泛的研究和推廣[5-8]。與栓釘相比，C形剪力連接件具有更高的承載力，可以更加輕松地焊接在鋼梁上，因此，C形剪力連接件逐漸成為替代栓釘?shù)囊环N選擇，并且得到了眾多學(xué)者的關(guān)注[9-13]。近年來，PBL剪力連接件由于其力學(xué)性能優(yōu)良、施工方便、使用壽命長等特點(diǎn)，在鋼-混凝土組合梁中得到了廣泛的應(yīng)用和研究[14-16]。

根據(jù)剪力連接程度的不同，可將鋼-混凝土組合梁分為完全剪力連接組合梁和部分剪力連接組合梁。部分組合作用組合梁是指剪力連接件所能承擔(dān)的剪力小于極限彎矩作用下在鋼梁和混凝土樓板交界面處產(chǎn)生的縱向剪力[17-18]。在鋼-混凝土組合梁的承載力和變形許可的情況下,采用部分剪力連接可以減少連接件用量、降低造價(jià)并方便施工。Nie等[19]對(duì)有異形板的部分剪力連接鋼-混凝土組合梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，在連續(xù)組合梁的正彎矩和負(fù)彎矩區(qū)段均可采用部分剪力連接。

傳統(tǒng)的鋼-混凝土組合梁通常是將剪力連接件焊接在鋼梁上，然后澆筑在混凝土中，這使得鋼-混凝土組合梁的拆除和其中某些構(gòu)件的重復(fù)利用難以實(shí)現(xiàn)。為了實(shí)現(xiàn)全裝配施工，減少現(xiàn)場(chǎng)濕作業(yè)，加快施工速度，近年來出現(xiàn)了許多新的裝配式鋼-混凝土組合梁形式。Kwon等[20-21]介紹了3種后裝螺栓的剪力連接件形式，對(duì)單個(gè)剪力連接件進(jìn)行了疲勞加載試驗(yàn)和足尺組合梁的抗彎試驗(yàn)，以及得克薩斯州翁多鎮(zhèn)附近的真實(shí)橋梁的加固試驗(yàn)。Wang等[22]進(jìn)行了裝配整體式鋼-混凝土組合梁的試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)使用栓釘組和鋼塊作為剪力連接件時(shí)裝配整體式鋼-混凝土組合梁的彈性剛度分別提高了50%和174%。Ataei等[23]提出了一種使用可拆卸抗剪螺栓作為剪力連接件和聚合物混凝土代替普通硅酸鹽水泥的鋼-混凝土組合梁并進(jìn)行了試驗(yàn)研究，證實(shí)了此種組合梁在使用壽命結(jié)束時(shí)可以實(shí)現(xiàn)快速拆卸，部分構(gòu)件可以重復(fù)使用。

針對(duì)目前組合梁領(lǐng)域無法實(shí)現(xiàn)的全裝配與可循環(huán)使用的問題，筆者提出了一種可循環(huán)使用的全裝配鋼-混凝土組合梁結(jié)構(gòu)，主要由預(yù)制混凝土樓板、TJ型剪力連接件[24-25](以下簡稱緊固件)、碗狀連接件[26]和鋼梁組成，如圖1所示。焊有栓釘?shù)匿搶?dǎo)槽預(yù)埋在預(yù)制樓板內(nèi)給緊固件提供卡位，先將預(yù)制樓板吊裝到鋼框架梁預(yù)定位置處，再將緊固件放置到鋼導(dǎo)槽內(nèi)并擰緊螺桿便可完成安裝。通過擰緊緊固件上的螺桿來提供預(yù)緊力，限制預(yù)制樓板與鋼梁的豎向掀起，通過預(yù)制樓板與鋼梁上翼緣的摩擦力來抵抗鋼梁與預(yù)制樓板的相對(duì)滑移，以實(shí)現(xiàn)部分組合作用。碗狀連接件因其形狀類似“碗”而命名，用作多塊預(yù)制混凝土板的連接件。為研究此鋼-混凝土組合梁的力學(xué)性能，設(shè)計(jì)了6組足尺組合梁試件，包括1組采用栓釘抗剪的現(xiàn)澆鋼-混凝土組合梁和5組新型全裝配鋼-混凝土組合梁，對(duì)其進(jìn)行四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)。

圖1 新型全裝配鋼-混凝土組合梁示意圖Fig.1 Diagram of new prefabricated steel-concrete

1 試件概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

所有試件的設(shè)計(jì)跨度均為4 800 mm，鋼梁的高度取200 mm，選用Q235B級(jí)熱軋H型鋼HN200 mm×100 mm×5.5 mm×8 mm。為保證安全，鋼梁長度取5 000 mm，在支座兩端各長出100 mm。同時(shí)，為防止鋼梁在支座處因剪力過大發(fā)生局部屈曲，在支座處鋼梁腹板焊接加勁板，鋼材等級(jí)為Q235B，板厚5 mm。鋼-混凝土組合梁試件共6組，分為A、B兩類試件，A類試件為現(xiàn)澆鋼-混凝土組合梁，采用栓釘連接，B類為新型全裝配鋼-混凝土組合梁，主要變化參數(shù)為預(yù)制樓板的數(shù)量和純彎段的長度，以此作為依據(jù)對(duì)試件進(jìn)行編號(hào)，如表1所示。所有組合梁試件的樓板寬度和厚度一致，分別為900、120 mm，混凝土等級(jí)C30。分別在預(yù)制樓板的頂部和底部布置鋼筋網(wǎng)，縱向和橫向間距均為150 mm，保護(hù)層厚度為15 mm，采用HRB400級(jí)鋼筋，直徑10 mm。

表1 試件參數(shù)及編號(hào)Table 1 Specimen parameters and numbers

A組試件采用栓釘作為剪力連接件，澆筑前在鋼梁上翼緣中線處焊接單排栓釘，栓釘尺寸φ13×60，縱向間距500 mm，在構(gòu)件加工廠內(nèi)一次性澆筑完成。B組試件的預(yù)制樓板內(nèi)預(yù)埋放置緊固件的鋼導(dǎo)槽，邊距100 mm，跨中處間距600 mm，其余位置間距400 mm，半跨梁內(nèi)鋼導(dǎo)槽分布如圖2所示。鋼導(dǎo)槽由截面100 mm×50 mm、厚度5 mm的矩形鋼管切割而成，兩端焊封板，防止?jié)仓r(shí)混凝土進(jìn)入槽內(nèi)，同時(shí)可以增加鋼導(dǎo)槽的剛度，不易在豎向掀起時(shí)變形，穿過鋼導(dǎo)槽的縱向和橫向鋼筋分別焊接在鋼導(dǎo)槽的側(cè)面和封板上，頂面焊接3個(gè)栓釘，栓釘尺寸φ16×100，間距100 mm，如圖3所示。

圖2 試件尺寸詳圖及鋼筋和鋼導(dǎo)槽分布圖 (單位：mm)Fig.2 Detailed geometries and rebar and channels distributions of specimens (unit:mm)

圖3 鋼導(dǎo)槽

B組試件的預(yù)制樓板由多塊組成，預(yù)制樓板間采用碗狀連接件連接，如圖4所示。在澆筑時(shí)，預(yù)制樓板連接處預(yù)留放置碗狀連接件的缺口，并預(yù)埋內(nèi)絲套筒。此碗狀連接件由150×150的方鋼管切割而成，在其兩側(cè)開方向垂直的長圓孔，并在底部焊接封板。連接時(shí)只需將碗狀連接件放入到預(yù)制樓板的預(yù)留缺口內(nèi)，將開孔對(duì)準(zhǔn)樓板內(nèi)預(yù)埋的內(nèi)絲套筒并擰緊螺絲即可。

圖4 碗狀連接件

B組試件預(yù)制樓板與鋼梁通過緊固件來連接，為實(shí)現(xiàn)緊固件與鋼梁表面的緊密貼合，將高強(qiáng)螺桿設(shè)計(jì)為萬向鉸形式，對(duì)高強(qiáng)螺桿端部做切削處理，如圖5所示。螺桿強(qiáng)度取12.9級(jí)M12高強(qiáng)螺桿，螺桿長度60 mm，萬向鉸材質(zhì)為45號(hào)鋼，緊固件采用Q345B級(jí)鋼材。

1.2 材料性能

通過材性試驗(yàn)確定混凝土、鋼梁、緊固件和鋼筋的材料性能，如表2所示。所有鋼材的材性試件均按照《金屬材料 室內(nèi)拉伸試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1—2002)[27]的規(guī)定制作和測(cè)試，由拉伸試驗(yàn)測(cè)得H型鋼腹板和翼緣、緊固件和鋼筋的屈服強(qiáng)度fy、抗拉強(qiáng)度fu、彈性模量Es等材性數(shù)據(jù)，如表3所示?；炷恋膶?shí)際抗壓強(qiáng)度由150 mm×150 mm×150 mm的立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊測(cè)得，試驗(yàn)測(cè)得的立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值fcu為34.3 MPa。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)[28]，由立方體抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值推算得到混凝土軸心抗壓強(qiáng)度f、軸心抗拉強(qiáng)度ft和彈性模量Ec，如表3所示。栓釘?shù)牟牧闲阅軟]有通過試驗(yàn)測(cè)量，根據(jù)供應(yīng)商提供的質(zhì)量證明書，其抗拉強(qiáng)度為400 MPa。

表2 鋼材的實(shí)測(cè)性能Table 2 Measured properties of the steel

表3 混凝土的實(shí)測(cè)性能Table 3 Measured properties of the concrete

2 試驗(yàn)方案

2.1 加載方式

對(duì)6組試件進(jìn)行四點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，采用液壓伺服作動(dòng)器進(jìn)行單調(diào)靜力加載，兩端支座均為滾動(dòng)鉸支座，加載裝置如圖6所示。安裝及加載步驟：1)試件的拼裝；2)用扭矩扳手將鋼梁兩側(cè)24個(gè)緊固件的螺桿施加24.6 N·m的扭矩(使緊固件內(nèi)外側(cè)應(yīng)變均處于彈性范圍內(nèi))，同時(shí)采集緊固件弓背處內(nèi)外側(cè)應(yīng)變數(shù)據(jù)；3)以跨中撓度控制加載，作動(dòng)器以0.02 mm/s的速率下壓，以2 mm跨中撓度為1級(jí)，每級(jí)持荷5 min，單調(diào)加載至跨中撓度達(dá)到100 mm時(shí)停止加載。

2.2 測(cè)點(diǎn)布置

測(cè)試內(nèi)容主要有：組合梁沿跨長的撓度；預(yù)制板和鋼梁的相對(duì)滑移；組合梁跨中處不同截面高度的應(yīng)變。

圖6 加載裝置

應(yīng)變片沿跨長的分布如圖7(a)所示。同時(shí)，應(yīng)變片在跨中截面處的分布如圖7(b)所示，C1～C3、C6、C7用來測(cè)量混凝土板上下表面不同位置處的應(yīng)變，C4、C5用來測(cè)量混凝土板不同高度處的應(yīng)變。S1～S5用來測(cè)量鋼梁不同截面高度處的應(yīng)變。布置5個(gè)量程為100 mm的位移計(jì)來測(cè)量試件的撓度，分別位于組合梁的1/4處、加載點(diǎn)處和跨中處，編號(hào)為T1～T5。布置3個(gè)位移計(jì)來測(cè)量混凝土板與鋼梁的相對(duì)滑移，分別位于組合梁的梁端和加載點(diǎn)處，編號(hào)為T6～T8。

圖7 應(yīng)變片及位移計(jì)布置Fig.7 Arrangement of strain gauge and displacement

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 破壞現(xiàn)象

A組試件在跨中撓度達(dá)到96 mm時(shí)，混凝土板下表面及側(cè)面出現(xiàn)寬度達(dá)1 mm的裂縫，上表面混凝土并未出現(xiàn)壓碎，跨中處鋼梁全截面屈服。B組試件的破壞形態(tài)基本一致，典型的破壞形態(tài)為：加載過程中，預(yù)制板接縫處上表面混凝土出現(xiàn)壓碎，內(nèi)絲套筒處預(yù)制板側(cè)面及底面出現(xiàn)寬度1 mm的裂縫，如圖8所示。以試件B-2-400為例：當(dāng)跨中撓度達(dá)到10 mm時(shí)，加載點(diǎn)處混凝土底面出現(xiàn)第一條裂縫；跨中撓度達(dá)到16 mm時(shí)，加載時(shí)緊固件發(fā)出清脆響聲，試件產(chǎn)生明顯相對(duì)滑移，并在后續(xù)加載過程中周期性地發(fā)出響聲；跨中撓度達(dá)到26 mm時(shí)，內(nèi)絲套筒處混凝土底面產(chǎn)生明顯裂縫；跨中撓度達(dá)到44 mm后，鋼梁下翼緣屈服；當(dāng)跨中撓度達(dá)到50 mm后，承載力基本不再上升，而相對(duì)滑移隨著撓度的不斷增加而增加。增加預(yù)制板數(shù)量后，破壞現(xiàn)象類似，仍然發(fā)生在跨中拼接處，遠(yuǎn)離跨中的預(yù)制板拼接處破壞現(xiàn)象并不明顯。純彎段長度的改變對(duì)試件的破壞現(xiàn)象無明顯影響。加載過程中B組試件的鋼導(dǎo)槽與預(yù)制板無明顯相對(duì)滑移，也沒有發(fā)生變形。加載結(jié)束后，緊固件均未出現(xiàn)變形，拆卸方便。

圖8 試件混凝土破壞圖Fig.8 The failure modes of

3.2 彎矩-撓度曲線

通過作動(dòng)器的荷載數(shù)據(jù)計(jì)算得到各組試件純彎段彎矩(即跨中彎矩)，并根據(jù)跨中位移計(jì)得到跨中撓度，作出各試件的彎矩-撓度曲線，如圖9所示。由圖9(a)可知，盡管各組試件擁有不同的設(shè)計(jì)參數(shù)，但其彎矩-撓度曲線趨勢(shì)基本一致。在初始階段，彎矩-撓度曲線基本保持線性，因此，所有試件的剛度值保持不變?？缰袚隙冗_(dá)到大約16 mm后，各組試件因?yàn)橄鄬?duì)滑移開始增加，剛度開始下降。此處B組試件的下降是由于達(dá)到抗剪承載力之后，緊固件開始滑動(dòng)，預(yù)制混凝土板和鋼梁之間的抗剪強(qiáng)度僅由混凝土和鋼梁交界面的摩擦提供。隨著撓度的繼續(xù)增加，預(yù)制混凝土板和鋼梁開始進(jìn)入塑性階段，荷載-撓度曲線趨于平緩。不同的是，跨中撓度達(dá)到大約40 mm后，隨著撓度的增加，B組試件的荷載基本不再增長，而A組試件的荷載以不斷減小的速率繼續(xù)增長。A組試件跨中撓度達(dá)到96 mm后，因?yàn)榻缑嫦鄬?duì)滑移太大，組合作用減弱，荷載開始下降，而B組試件荷載并沒有下降，延性更好。由圖9(a)可知，現(xiàn)澆試件A-1-400的初始剛度和極限彎矩均大于B組試件，具有較明顯的優(yōu)勢(shì)。

圖9 試件彎矩-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curve of each

由圖9(b)可知，純彎段對(duì)于全預(yù)制組合梁的極限抗彎承載力無影響，3組試件的極限抗彎承載力均在85～90 kN·m，且相差不超過6%，說明加載點(diǎn)的位置對(duì)全預(yù)制組合梁的抗彎承載力無顯著影響。在撓度為0～16 mm時(shí)，3組試件的剛度變化趨于一致，說明純彎段對(duì)全預(yù)制組合梁的抗彎剛度無明顯影響。

在圖9(c)中，預(yù)制板的數(shù)量對(duì)于全預(yù)制組合梁的極限抗彎承載力無影響，3組試件的極限抗彎承載力均在90 kN·m左右，且相差不超過3%。但預(yù)制板的數(shù)量對(duì)組合梁彈性階段的抗彎剛度有影響，使用預(yù)制板的數(shù)量越多，梁的剛度越小。

對(duì)具有不同參數(shù)試件的彎矩-撓度曲線進(jìn)行比較，討論不同參數(shù)對(duì)試件抗彎剛度和極限承載力的影響，包括預(yù)制板的數(shù)量和純彎段的長度。如圖9(b)所示，雖然3組試件的純彎段長度不同，但其彎矩-撓度曲線趨勢(shì)相同，具有相近的初始剛度和極限彎矩。如圖9(c)所示，隨著預(yù)制板數(shù)量的增加，試件的初始剛度變小，并且試件B-4-900的初始剛度具有明顯的降低。說明預(yù)制板數(shù)量越多，組合梁的整體性越差，但對(duì)于其極限彎矩的影響并不明顯。

3.3 撓度沿跨長分布

將沿組合梁跨長布置的位移計(jì)所采集得到的撓度數(shù)據(jù)制成曲線，如圖10所示，橫坐標(biāo)為位移計(jì)到跨中的距離，縱坐標(biāo)為豎向位移。P為極限荷載，圖中各條曲線為在不同荷載下組合梁的撓度分布?？梢钥闯觯谶_(dá)到0.6倍極限荷載前，組合梁的撓度增長較慢，達(dá)到0.6倍極限荷載之后，撓度增長變快，達(dá)到極限荷載之后，在兩側(cè)近似線性分布，最大撓度出現(xiàn)在跨中。從圖10可以看出，在加載過程中，全預(yù)制組合梁的撓度隨著預(yù)制板的數(shù)量增加而增大，而純彎段的長度對(duì)于全預(yù)制組合梁影響不大。圖10(d)所示極限彎矩下的撓度小于其對(duì)照組圖10(c)、(e)，因?yàn)樵谶x取試驗(yàn)數(shù)據(jù)時(shí)，是選取試件彎矩最大值點(diǎn)時(shí)的撓度分布，而試件B-3-900的彎矩最大值是在撓度為68 mm時(shí)取得，在超過這一撓度后，隨著撓度的增加，極限彎矩在一定范圍內(nèi)波動(dòng)。

3.4 跨中截面應(yīng)變

在荷載作用下，B組試件預(yù)制板的拉力主要通過碗狀連接件及內(nèi)絲套筒傳遞，因而拉應(yīng)變主要集中在內(nèi)絲套筒附近，預(yù)制板側(cè)面及底面應(yīng)變片測(cè)得的拉應(yīng)變數(shù)據(jù)較小，6組試件的跨中截面應(yīng)變分布如圖11所示，縱坐標(biāo)為截面高度，橫坐標(biāo)為應(yīng)變，P為極限荷載，圖中4條曲線分別代表荷載達(dá)到0.2P、0.4P、0.6P和0.8P時(shí)試件跨中截面的應(yīng)變分布。

從圖11(a)中可以看出，試件A-1-400在加載初期鋼梁全截面受拉，截面應(yīng)變分布近似線性，在荷載達(dá)到0.8P后，鋼梁上翼緣開始受壓，此時(shí)鋼梁和混凝土擁有各自的中和軸。對(duì)于B組試件，在荷載分別達(dá)到0.6P和0.4P后，B-4-900和B-3-900鋼梁上翼緣開始受壓。因?yàn)榻涌p處在跨中，B-2-400、B-2-900和B-2-1700跨中處初始剛度較小，在荷載達(dá)到0.2P后，鋼梁上翼緣開始受壓，均早于A組試件。與設(shè)計(jì)試件時(shí)的預(yù)期一致，6組試件均表現(xiàn)為部分組合作用，鋼梁上表面與混凝土翼緣下表面間的相對(duì)滑移較大，在達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)會(huì)出現(xiàn)兩個(gè)分別位于混凝土翼緣和鋼梁截面的中和軸，不再符合平截面假定，但鋼梁截面與混凝土截面在各自的中和軸上基本符合平截面假定。

圖10 組合梁撓度分布Fig.10 Deflection distribution of composite

圖11 跨中截面應(yīng)變分布Fig.11 Strain distributions along the beam depth at

3.5 相對(duì)滑移

與完全剪力連接組合梁相比，部分剪力連接組合梁具有更大的界面相對(duì)滑移。根據(jù)沿梁跨布置的3個(gè)位移計(jì)測(cè)得的相對(duì)滑移數(shù)據(jù)，作出相對(duì)滑移沿梁跨的分布圖，如圖12所示，s為相對(duì)滑移，x為位移計(jì)到跨中的距離，P為極限荷載，圖中5條折線分別為荷載在0.2P、0.4P、0.6P、0.8P和P時(shí)測(cè)得的相對(duì)滑移數(shù)據(jù)。

由圖12可知，在荷載達(dá)到0.8P之前，各組試件的相對(duì)滑移值均較小且沿梁跨分布比較均勻，荷載達(dá)到0.8P后，相對(duì)滑移增長加快，最大相對(duì)滑移發(fā)生在梁端。雖然在設(shè)計(jì)時(shí)6組試件具有相同的剪力連接程度，B組試件的最大相對(duì)滑移是A組試件的1.3～2.0倍，A組試件表現(xiàn)出比B組試件更好的組合作用。

圖12 相對(duì)滑移分布Fig.12 Distributions of interface relative

4 結(jié)論

1)6組試件的荷載-撓度曲線走勢(shì)基本一致，每組試件的荷載-撓度曲線可劃分為3段。與使用栓釘作為剪力連接件的傳統(tǒng)鋼混-凝土組合梁相比，使用緊固件作為剪力連接件的B組試件延性更好，但初始剛度更低，且預(yù)制板數(shù)量越多，初始剛度越低。

2)可循環(huán)使用全裝配鋼-混凝土組合梁在四點(diǎn)彎曲時(shí)，改變純彎段的長度對(duì)其初始剛度和極限受彎承載力沒有明顯影響。

3)6組試件均表現(xiàn)出部分組合作用，在跨中截面處，混凝土板和鋼梁具有各自的中和軸，跨中截面不符合平截面假定。試件的最大滑移均發(fā)生在梁端，且在達(dá)到0.8倍的極限荷載之前，各組試件的滑移較小且沿梁跨分布比較均勻，達(dá)到0.8倍極限荷載之后，滑移增長變快。

4)試件達(dá)到極限狀態(tài)后，在跨中兩側(cè)，撓度近似線性分布，最大撓度發(fā)生在跨中。碗狀連接件處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，導(dǎo)致裂縫較多，同時(shí)，彎曲后樓板會(huì)產(chǎn)生上窄下寬的縫隙，后期應(yīng)繼續(xù)改進(jìn)。

相較于現(xiàn)澆組合梁，可循環(huán)使用全裝配鋼-混凝土組合梁在抗彎性能上存在一定差距，但其優(yōu)勢(shì)在于全裝配、快速拆卸和部分循環(huán)使用，在承受荷載較小的情況下，甚至可以實(shí)現(xiàn)全部重復(fù)使用，因此，更加適用于臨時(shí)性建筑，如現(xiàn)場(chǎng)臨時(shí)辦公室和宿舍等。針對(duì)此類建筑的整體結(jié)構(gòu)體系還需進(jìn)一步研發(fā)，使其能夠得到更好的推廣和應(yīng)用。