部分外包钢预应力组合梁是指将混凝土包裹在H型钢上下翼缘内部，并采用无粘结预应力钢绞线进行后张法张拉，养护28d后，方可得到一种新型组合结构形式。

　　 受传统的H型钢预应力混凝土梁启发^[1,2]，部分外包钢预应力梁的外包型钢可以对内部的混凝土起到包裹、约束的作用。提高了构件的整体刚度，改善了钢构件的平面扭转屈曲性能，充分提高了结构的耐火性和耐久性。因而在大跨度高层建筑及桥梁结构中有着广阔的应用前景。

　　 从国内研究现状来看，慕光波^[3]、聂建国^[4]、杨涛^[5]等部分学者已经开始对预应力钢骨混凝土受弯构件承载力计算进行研究，但是部分外包钢预应力组合梁这一种预应力新型结构还是相当少见的。因此，本文展开了对新型组合结构形式的承载力研究。通过对8根试验梁抗弯承载力的计算及分析，得出预应力的施加能够在一定程度上提高试验梁的承载力，且在一定范围内提高其预应力大小，承载力也能相应增加。

　　 本次试验共设计8根部分外包钢预应力组合梁(试件编号分别为PECB1,PECBP1-2,PECBP2-2,PECBP1-3,PECBP2-3,PECBP1-4,PECBP2-4,PECBP1-6)，采用C40的商品混凝土浇筑，型钢采用Q345热轧H型钢，型钢截面为HM194×150×6×9，且8根试验梁的长度均为3 000mm，计算长度均为2 800mm。试件PECBP1-2,PECBP2-2,PECBP1-3,PECBP2-3,PECBP1-4,PECBP2-4,PECBP1-6这7根部分外包钢预应力筋采用后张法进行施工。预应力筋为1860级低松弛钢绞线，对称布置在梁腹板受拉区两侧，各试件参数见表1。考虑到粘结滑移的影响，故在所有试验梁型钢上下翼缘的内侧每间隔250mm焊接一个16的栓钉。除此之外，为了避免加载中途弯剪段发生剪切破坏，故在所有试验梁的上下翼缘之间腹板处两侧均焊接8@200的HRB400级钢筋，从而起到环向约束的作用。由于采用的是集中加载，为避免加载点处混凝土受到过大的集中力出现局部破坏。在分配梁支座以及梁端支座加载点处分别焊接厚10mm的加劲肋。试件构造设计见图1。

　　 本次试验采用实验室的液压千斤顶，千斤顶的量程为1 000kN，伸缩量为15cm，试验加载装置示意如图2所示，正式试验开始前先进行预加载。正式试验的过程中，在试件屈服前采用分级加载的方式，试件屈服后采用连续加载的方式直至试件破坏。

　　 为了准确地研究试验梁的抗震性能，在型钢跨中翼缘及腹板、钢绞线处粘贴应变片来研究型钢上下翼缘、腹板、钢绞线的应力-应变关系。具体粘贴位置见图3。

　　 试验过程中所有试件均发生了弯曲型破坏，破坏过程相似，均经历了弹性、弹塑性、塑性三个受力阶段。图4分别给出了8根试件破坏时的形态。将普通试件PECB1和预应力试件进行对比可知，普通试件开裂时间较早，达到开裂荷载时的荷载较低，且达到极限状态时的极限强度较低。通过对比试件可知，随着预应力水平的增大，预应力试件的开裂荷载和极限荷载也逐步增大，且裂缝发展越缓慢，抗裂性越好。试件裂缝发展和破坏过程如下:

　　 (1)弹性阶段:加载初期，型钢与混凝土梁均表现出良好的弹性性能，故没有裂缝产生。随着竖向集中荷载的增大，当组合梁受拉区混凝土应变达到极限拉应变时，混凝土开裂，第一条裂缝位于梁受拉区根部位置。

　　 (2)弹塑性阶段:随着竖向荷载的继续增加，组合梁不断有新的裂缝产生，之前产生的裂缝也进一步发展、延伸，斜向裂缝逐步形成。在荷载-位移曲线(图5)上可以看到明显的拐点，即表明型钢屈服。

　　 (3)塑性阶段:由于型钢的变形越来越大，裂缝宽度急剧增大，竖向裂缝发展迅速且在梁跨中逐步贯通，此时裂缝截面处的型钢翼缘逐步翘起，不断有混凝土开始从跨中边缘处剥落，型钢和固定装置间由于荷载较大而发出巨大敲击声，随后在荷载-位移曲线上看到荷载开始下降，即宣布试件破坏。

　　 对部分外包钢预应力组合梁的抗弯承载力计算建立如下基本假定:1)荷载作用下试验梁横截面应变呈线性分布，且跨中屈服后平面应变亦呈线性，即符合平截面假定。2)忽略型钢和混凝土间的粘结滑移，使型钢和混凝土共同工作。3)受拉区混凝土开裂后，不考虑混凝土的抗拉强度。4)型钢上下翼缘板均匀受力，且达到正常使用极限状态时均能屈服。5)混凝土应力-应变关系按理想化模型计算:当ε_c≤ε₀时，σ_c=E_cε_c;当ε₀≤ε_c≤0.003 3时，σ_c=f_c。式中:ε_c为混凝土瞬时压应变;ε₀为压应力达到轴心抗压强度时的压应变;E_c为混凝土弹性模量;σ_c为压应变达到ε_c时的压应力;f_c为混凝土立方体抗压强度。

　　 由材料力学方法并结合《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(简称混凝土规范)可知，部分外包钢预应力组合梁的正向开裂弯矩M_cr可按下式计算:

　　 式中:σ_pc为有效预应力产生的预压受拉边缘混凝土的压应力;γ为混凝土构件的截面抵抗矩塑性影响系数;f_tk为混凝土轴心抗拉强度标准值;W₀为换算截面预压受拉边缘的抵抗矩;γ_m为截面抵抗矩塑性影响系数基本值，具体取值见混凝土规范，一般矩形截面取1.55;h为混凝土截面高度，当h<400mm时，取h=400mm;N_p为后张法构件的预加力;A_n为净混凝土截面面积;e_pn为净截面重心至预加应力作用点的距离;I_n为净截面惯性矩;y_n为净截面重心至所计算纤维处距离;M₂为次弯矩，即等效荷载在构件截面上产生的弯矩与净截面重心偏心引起的弯矩之差。

　　 将8根试验梁的设计参数代入上述开裂弯矩计算公式，最后由结构力学可得普通试验梁与不同预应力试验梁的开裂荷载计算值。

　　 对于施加不同张拉控制应力的部分外包钢组合梁，采用后张法，将预应力施加到混凝土上，其抗弯承载力由五部分组成，分别是:型钢下翼缘板、型钢腹板、钢绞线、受压区混凝土、型钢上翼缘板。根据平截面假定，钢绞线、型钢和相同截面处的混凝土应变相等，将钢绞线、型钢上下翼缘板和腹板通过弹性模量的比值，折算为等效的单一材料，求其极限承载力时，需求出钢绞线中的有效预加应变、消压时钢绞线应变以及组合梁达到屈服强度时钢绞线应变。部分外包钢预应力组合梁的应力分布如图6所示，其中t_w为型钢腹板厚度;b_s为型钢截面宽度;h_s为型钢截面高度;t_f为型钢翼缘板厚度;x为混凝土受压区高度;f_y为型钢抗拉强度设计值;f_y'为型钢抗拉强度设计值;f_c为混凝土轴心抗压强度设计值;ε_s为组合梁屈服时预应力钢绞线应变;ε_y为型钢下翼缘应变;ε_y'为型钢上翼缘应变;ε_cu为混凝土极限压应变;σ_s为组合梁屈服时预应力钢绞线应力;A_p为钢绞线公称截面面积。

　　 型钢混凝土梁开裂后，中和轴沿腹板不断上移，根据等效矩形原理，腹板应力可简化成f_yt_wx。

　　 受压区混凝土压碎为构件的极限状态，依据《型钢混凝土组合结构技术规程》(JGJ 138—2001)此时受压区混凝土的压应变取0.003 3。

　　 计算预应力型钢混凝土梁正截极限面承载力时，根据中和轴位置的不同，分为两种情况:1)中和轴从型钢腹板中通过;2)当型钢上翼缘宽度足够高时，中和轴不经过腹板，从型钢受压上翼缘通过。

　　 预应力钢绞线的有效预加应变ε_pe为:

　　 式中:σ_pe为预应力钢绞线的预加应力;E_s为钢绞线的弹性模量。

　　 混凝土的预压应变ε_ce为:

　　 式中:A₀为换算混凝土截面面积;I₀为换算截面惯性矩;x₀为形心轴距型钢上翼缘下边缘的距离;a为钢绞线形心至型钢下翼缘上边缘的距离。

　　 混凝土的极限压应变ε_cu为:

　　 式中E_c为混凝土的弹性模量。

　　 则根据三角形的比例关系可得:

　　 由力的平衡条件，根据图6可得:

　　 整理式(9)可得，组合梁受压区高度x为:

　　 在预应力试验梁的正常使用极限状态，钢绞线的应力σ_p、组合梁的受压区高度x以及钢绞线应力ε_s可联立下式求出:

　　 同理，由力的平衡条件可得:

　　 整理式(12)可得，组合梁型钢受压区高度x'为:

　　 当中和轴通过型钢受压上翼缘时:

　　 将8根试验梁的设计参数代入上述极限弯矩计算公式，最后由结构力学可得普通试验梁与不同预应力试验梁的极限荷载计算值。

　　 运用上述公式求得各试件的开裂荷载和极限荷载。对比试验所得数据进行计算分析，见表2。

　　 通过对比分析计算值与试验值可知，在正常使用极限状态下，预应力试验梁的极限荷载及开裂荷载均大于普通试验梁。对于预应力试件，随着预应力水平由30%增加至70%，梁的极限荷载从272.43kN增加至311.21kN。其开裂荷载也从45.31kN增加至71.83kN。即施加预应力能提高试验梁的抗弯承载能力。

　　 普通试验梁开裂荷载的试验值和理论计算值均低于预应力试验梁，说明预应力的存在抑制了裂缝的开展，提高了试验梁的抗裂性。随着预应力水平的增加，试验梁的开裂荷载相应增大，说明在一定范围内，提高试验梁的预应力水平能够提高其抗裂性。

　　 (1)施加预应力能有效提升部分外包钢预应力组合梁的开裂荷载、极限荷载，且在一定程度上可以提高试件的抗裂性能。

　　 (2)通过对比分析计算值与试验值可知，试验梁的试验结果略低于其理论计算值，本文基于无粘结滑移理论推导的抗弯承载力计算公式具有良好的适用性，为该新型部分外包钢预应力组合梁的发展奠定了理论基础。

　　 (3)通过对新型部分外包钢预应力组合梁试验现象描述与试验结果分析可知，这种新型组合梁兼有型钢和混凝土的双重优点，这种新型的截面布置形式充分发挥了其型钢混凝土的优越性，具有较高的承载力和延性，并且预应力的施加有效地抑制了裂缝的开展，提高了试验梁的抗裂性能。