單波，鄧鈞遠(yuǎn)，葉芯，肖巖

（1.湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.綠色先進(jìn)土木工程材料及應(yīng)用技術(shù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙 410082；3.浙江大學(xué) 浙大-伊利諾伊大學(xué)聯(lián)合學(xué)院，浙江 海寧 314400）

我國(guó)木材資源匱乏，國(guó)內(nèi)所需的木材嚴(yán)重依賴進(jìn)口的方木和原木，這嚴(yán)重制約了我國(guó)現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的發(fā)展.但我國(guó)竹林資源豐富，尤其是具有豐富的大徑級(jí)毛竹.對(duì)毛竹進(jìn)行破片重組膠合，制成高強(qiáng)度的工程竹材，并用于建筑結(jié)構(gòu)，成為綠色建筑領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)[1-2].

膠合竹（glued laminated bamboo）是由單向竹簾正交層疊、熱壓膠合而成的一種工程竹材，最早由肖巖等[3-4]提出并開(kāi)展研究.為了與國(guó)外廣泛應(yīng)用的膠合木（glulam） 相對(duì)應(yīng)，肖巖等將膠合竹命名為glubam，目前已在竹木結(jié)構(gòu)研究領(lǐng)域得到廣泛認(rèn)可.肖巖等[4-5]已對(duì)膠合竹的材料、構(gòu)件和結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行了充分的研究，并建設(shè)了一批竹結(jié)構(gòu)示范工程.膠合竹的基本力學(xué)性能優(yōu)于常用的結(jié)構(gòu)木材，但相比于混凝土，其彈性模量低，使得膠合竹抗彎構(gòu)件的剛度低，其承載力往往由變形控制，很大程度上制約了竹結(jié)構(gòu)的跨度[6-7].

在現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)中，木-混凝土組合梁（Timberconcrete Composite Beams，TCC 梁）是一種提高木梁剛度的有效結(jié)構(gòu)形式.在這一體系中，通過(guò)剪力連接件將上部混凝土樓板和下部膠合竹梁組合在一起，兩者形成組合效應(yīng)，大大提高了抗彎構(gòu)件的剛度[8].基于此，研發(fā)膠合竹-混凝土組合梁（Bamboo-concrete Composite Beams，BCC 梁），是提高膠合竹抗彎構(gòu)件力學(xué)性能、增大竹結(jié)構(gòu)跨度的有效方式，具有一定的理論意義與工程價(jià)值.

國(guó)外的TCC 梁/板研究成果十分豐富[9-13]，并在建筑工程中得到廣泛應(yīng)用[14].近年來(lái)，隨著北美現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的引入，一些國(guó)內(nèi)學(xué)者開(kāi)始關(guān)注TCC 的相關(guān)研究，在新型連接件的設(shè)計(jì)及抗剪切性能，以及TCC抗彎性能及計(jì)算方法等方面進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)和分析[15-18].

而在BCC 的研究方面，目前還處于起步階段.單波等[19-21]研究了BCC 銷連接件和凹槽連接件的抗剪切性能，并提出了新型裝配式、半裝配式連接件；魏洋等[22]對(duì)3 個(gè)銷連接的BCC 梁開(kāi)展了抗彎試驗(yàn).相關(guān)研究都亟待系統(tǒng)化和深入化

本文基于BCC 連接件抗剪切性能的研究成果[21]，選擇多種典型連接件，開(kāi)展BCC 梁的抗彎試驗(yàn)，并評(píng)估歐洲規(guī)范EC5 中TCC 設(shè)計(jì)方法對(duì)BCC的適用性[23]，為BCC 的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供基礎(chǔ)性依據(jù).

1 組合梁設(shè)計(jì)及制作

1.1 組合梁設(shè)計(jì)

本文開(kāi)展5 根足尺BCC 簡(jiǎn)支梁的抗彎試驗(yàn)，試件截面形狀均為T(mén) 型，設(shè)計(jì)尺寸如下：上部混凝土板為8 000 mm×900 mm×100 mm（長(zhǎng)×寬×高）；下部膠合竹梁為8 000 mm×112 mm×380 mm（長(zhǎng)×寬×高）.選用螺桿連接件（SC）、凹槽連接件（NC）和半裝配式預(yù)緊力凹槽連接件（PNC）用于組合梁的抗彎試驗(yàn)[21].各連接件設(shè)計(jì)詳圖如圖1 所示，其中SC 為延性連接件，NC 和PNC 為脆性連接件[21].表1 給出了各試件的基本信息，其中，試件命名方式由連接件類型與數(shù)量構(gòu)成.圖2 給出了各試件連接件布置的方式.按照試驗(yàn)參數(shù)，5 個(gè)試件可以分為3 組：銷連接組，包括SC25和SC45；凹槽連接組，包括NC12 和NC16；裝配方式組，包括PNC16 和NC16.

表1 BCC 組合梁基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of BCC beams

圖1 連接件示意圖（單位：mm）Fig.1 Details of connections（unit：mm）

圖2 BCC 組合梁連接件布置(單位：mm)Fig.2 Connector layout of BCC beams（unit：mm）

1.2 膠合竹梁

本文采用的膠合竹梁由4 層膠合竹單板經(jīng)指接、層疊、冷壓膠合而成.標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格的膠合竹單板尺寸為2 440 mm×1 220 mm×28 mm（長(zhǎng)×寬×厚）.單板的力學(xué)性能參照木材相關(guān)測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)[24-28]進(jìn)行材料性能測(cè)試，得到的力學(xué)性能如表2 所示.

表2 膠合竹基本性能參數(shù)Tab.2 Basic parameters of glubam sheet

由于膠合竹板尺寸較小，下部膠合竹梁需要通過(guò)指接接長(zhǎng)到達(dá)設(shè)計(jì)長(zhǎng)度.指接頭長(zhǎng)度為100 mm，各層單板之間的接頭錯(cuò)位布置，其原則為相鄰指接頭的間距不小于200 mm.

1.3 混凝土板

混凝土板設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30，配合比（質(zhì)量比）為：水泥∶砂∶石∶水=1 ∶1.90 ∶3.10 ∶0.56，與組合梁同條件養(yǎng)護(hù)的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊（150 mm×150 mm×150 mm）抗壓強(qiáng)度平均值列于表1 中.為提高混凝土板的抗裂能力，板中布置HRB335Φ6@90 mm×90 mm 的分布鋼筋，保護(hù)層厚度為15 mm.

對(duì)于SC 系列和NC 系列的試件，采用現(xiàn)澆混凝土板，連接件直接錨固在混凝土板中，如圖1（a）和1（b）所示.而對(duì)于PNC 試件，其上部采用帶預(yù)留孔的預(yù)制混凝土板，現(xiàn)場(chǎng)裝配完成后，采用現(xiàn)澆混凝土填充預(yù)留孔，通過(guò)扭力扳手?jǐn)Q緊螺帽施加預(yù)緊力，將混凝土板與竹梁裝配在一起，如圖1（c）所示.

2 試驗(yàn)方法及加載設(shè)備

抗彎試驗(yàn)采用四點(diǎn)加載，即梁兩端簡(jiǎn)支，對(duì)應(yīng)凈跨l 為7 800 mm，跨中荷載經(jīng)分配梁傳遞到兩個(gè)間距為2 000 mm 加載點(diǎn)，如圖3 所示.荷載由30 t 液壓油缸施加，另外，為防止組合梁在加載過(guò)程中側(cè)翻，在靠近梁兩端位置分別設(shè)置一對(duì)側(cè)向支撐.

圖3 組合梁加載示意圖（單位：mm）Fig.3 Details of test setup（unit：mm）

試驗(yàn)主要測(cè)量組合梁加載點(diǎn)處的荷載、跨中撓度和組合梁端部連接件的相對(duì)滑移.上述荷載由力傳感器測(cè)量，跨中撓度和縱向滑移分別由量程為125 mm 和30 mm 的LVDT 測(cè)量.其中，縱向LVDT通過(guò)鋼角標(biāo)固定在竹梁側(cè)面，如圖3 所示.試驗(yàn)過(guò)程中的荷載、撓度和滑移均采用DH3825 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)記錄，采樣間隔為1 s.

加載制度按EN 26891—1991[29]進(jìn)行，即加載到0.4Fest（預(yù)估承載力）時(shí)，持荷30 s，卸載到0.1Fest，持荷30 s，最后加載到組合梁破壞.其中，F(xiàn)est按歐洲規(guī)范EC5[23]中的等效剛度法進(jìn)行估算.

3 試驗(yàn)結(jié)果

依據(jù)《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005—2017）[30]，將組合梁的跨中撓度達(dá)到l/250 定義為正常使用極限狀態(tài)（SLS），其對(duì)應(yīng)的荷載為2Fs（兩個(gè)加載點(diǎn)的荷載之和）；將組合梁的到達(dá)峰值荷載定義為承載力極限（ULS），對(duì)應(yīng)荷載為2Fu.本文試驗(yàn)所測(cè)的相關(guān)數(shù)據(jù)列于表3 中.

表3 BCC 組合梁抗彎試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Main results of BCC beams

3.1 破壞模式

對(duì)于SC 類試件，在跨中撓度到達(dá)l/250（SLS）前，試件沒(méi)有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象；而此后，隨著荷載的增加，靠近跨中的指接頭的膠縫從梁底向上產(chǎn)生開(kāi)裂，并伴隨清脆的開(kāi)裂聲；最終，當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)，膠合竹梁在該指接頭截面位置發(fā)生整體斷裂，并伴有巨大的聲響，具有明顯的突然性，如圖4（a）所示.試驗(yàn)結(jié)束后，端部螺桿在組合界面處沒(méi)有觀察到明顯的塑性鉸，如圖4（b）所示.

對(duì)于NC 類和PNC 類試件，在跨中撓度到達(dá)l/250（SLS）前，試件沒(méi)有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象；此后，隨著荷載逐步增大，端部凹槽中的混凝土出現(xiàn)斜裂縫，如圖4（c）所示；達(dá)到荷載峰值時(shí)，端部連接件破壞，荷載出現(xiàn)較大幅度降低，伴隨著相鄰連接件凹槽出現(xiàn)開(kāi)裂，荷載出現(xiàn)一定程度的恢復(fù)，這應(yīng)該是剩余連接件之間產(chǎn)生了較為明顯的剪力重分布[31]；此后，隨著連接件沿跨中逐個(gè)破壞，對(duì)應(yīng)的荷載產(chǎn)生波動(dòng)，最終在靠近跨中的指接頭截面竹梁斷裂，試驗(yàn)中止.試驗(yàn)后破碎混凝土，可發(fā)現(xiàn)端部凹槽中的螺桿產(chǎn)生明顯的塑性變形，如圖4（d）和（e）所示.

圖4 BCC 組合梁破壞模式Fig.4 Failure modes of BCC beams

3.2 荷載-跨中撓度曲線

圖5 給出了各試件的荷載-跨中撓度曲線，圖中，兩條直線分別對(duì)應(yīng)于組合梁完全組合（上界限）與無(wú)組合（下界限）.相關(guān)計(jì)算方法見(jiàn)第4 節(jié).

從圖5 可以看出，各組試件的荷載-跨中撓度曲線上升段特征基本一致，即跨中撓度達(dá)到l/250（SLS）前，荷載-跨中撓度近似成線性關(guān)系；而此后，荷載-跨中撓度曲線斜率逐步降低，最終與下界限基本平行，意味著組合效應(yīng)持續(xù)下降，直至基本穩(wěn)定.主要原因應(yīng)該是連接件的變形導(dǎo)致界面滑移，從而降低了組合效應(yīng)，而連接件屈服后塑性變形則對(duì)應(yīng)于組合效應(yīng)的穩(wěn)定狀態(tài).

當(dāng)組合梁達(dá)到峰值荷載后：SC25 和SC45 的竹梁拉斷，組合梁的承載力完全喪失，試件即刻失效，因此，SC 類組合梁極限承載力由膠合竹梁在指接頭處的抗拉性能控制；而對(duì)于NC12、NC16 和PNC16試件的荷載-跨中撓度曲線在峰值荷載后均出現(xiàn)了較為明顯的荷載恢復(fù)現(xiàn)象，對(duì)應(yīng)于剩余連接件的剪力重分布.因此，NC 和PNC 這兩類組合梁的極限承載力主要由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制.

圖5 荷載-跨中撓度曲線Fig.5 Load-midspan deflection responses of specimens

對(duì)相同類型的組合梁，增加連接件的數(shù)量可以顯著提升組合梁的剛度和承載力.如SC45 相比SC25，組合梁的極限承載力（2Pu）增加約1.3 倍.另外，從圖5（b）中可以發(fā)現(xiàn)，NC16 和PNC16 兩者的荷載-撓度曲線較為接近，兩者的極限承載力差異僅為4%.考慮到PNC 裝配施工的效率更高，故半裝配式的PNC 連接件優(yōu)勢(shì)明顯.

3.3 荷載-滑移曲線

圖6 為各試件端部連接件的荷載-滑移曲線.由圖6 可以看出，對(duì)于同種連接件，端部滑移量隨連接件數(shù)量的增加而減少，這意味著連接系統(tǒng)的抗剪切剛度退化小，故增加連接件的數(shù)量可提高組合效應(yīng).

根據(jù)已經(jīng)完成的推出試驗(yàn)[21]，得到SC、NC 和PNC 3 種連接件的荷載-滑移本構(gòu)，如圖7 所示.在圖7 的曲線上標(biāo)出了各組合梁試件端部連接件的最大滑移su和由推出試驗(yàn)測(cè)得的連接件的破壞滑移smax[21].

圖6 組合梁連接件荷載-滑移曲線Fig.6 Load-slip curves for connections near the support of specimens

圖7 連接件荷載-滑移本構(gòu)[21]Fig.7 Load-slip results of the connections taken from push-out tests[21]

可以發(fā)現(xiàn)，SC25 和SC45 試件端部連接件的su雖然處于塑性段，但顯著低于其極限滑移smax（10 mm），這主要是膠合竹梁在指接部位過(guò)早失效，導(dǎo)致SC 類連接件的力學(xué)性能沒(méi)有充分發(fā)揮.因此，改善膠合竹梁指接頭的加工質(zhì)量，提升指接頭的抗拉強(qiáng)度，對(duì)于提高SC 組合梁的抗彎性能具有重要意義.

對(duì)于NC 和PNC 試件，其端部連接件的su均超過(guò)了其對(duì)應(yīng)的smax，對(duì)應(yīng)圖5（b）中的試件峰值荷載后的承載力恢復(fù)現(xiàn)象，驗(yàn)證了連接件發(fā)生了較為顯著的剪力重分布這一推斷.

4 結(jié)果分析與討論

4.1 組合效應(yīng)

組合效應(yīng)主要反映BCC 中膠合竹梁與混凝土板之間的約束程度.其上界限為完全組合效應(yīng)，即梁、板無(wú)相對(duì)滑移，組合梁僅一條中和軸，滿足平截面假定；其下界限為無(wú)組合效應(yīng)，即梁、板之間可自由滑動(dòng).本文中組合效應(yīng)（DCA）按下式計(jì)算[31]：

式中：ΔR為跨中撓度；ΔN為無(wú)組合效應(yīng)的計(jì)算撓度；ΔF為完全效應(yīng)下的計(jì)算撓度.

各試件的組合效應(yīng)隨撓度變化曲線如圖8 所示.在加載初期，除了NC12 外，其余試件組合效應(yīng)較高，平均初始組合效應(yīng)DCAint超過(guò)92%.在SLS 狀態(tài)下，SC25 組合效應(yīng)下降幅度最為明顯，SLS 下的DCAsls相對(duì)DCAint降低了約15%.其余4 根試件的組合效應(yīng)下降幅度相對(duì)較小，均低于8%，表明其抗彎性能較為穩(wěn)定.隨著撓度增加，除SC45 外，其余組合梁的組合效應(yīng)下降速率（對(duì)應(yīng)于曲線斜率）基本一致.相對(duì)而言，SC45 的組合效應(yīng)最為穩(wěn)定，這應(yīng)該與該試件的連接件數(shù)量多，且滑移量小有關(guān).此外，對(duì)比PNC16 與NC16，兩者的DCAint、DCAsls及退化曲線均很接近.

需要說(shuō)明的是，組合效應(yīng)與界面的相對(duì)滑移量直接相關(guān)，因而，通過(guò)在跨中截面布置應(yīng)變片，測(cè)量混凝土板底部和膠合竹梁頂部處的應(yīng)變差異，可以直接考察組合梁的組合效應(yīng)[10].在相同條件下，組合界面兩側(cè)應(yīng)變差異越大，則組合效應(yīng)越小.本文缺乏混凝土板與膠合竹梁的應(yīng)變測(cè)量數(shù)據(jù)，組合效應(yīng)的討論源于推出，存在一定的不足，將在后續(xù)試驗(yàn)研究中予以補(bǔ)充.

圖8 組合效應(yīng)隨撓度變化曲線Fig.8 Composite action efficiency-midspan deflection curves

4.2 抗彎承載力預(yù)測(cè)

目前，TCC 梁的設(shè)計(jì)主要是參照歐洲規(guī)范EC5中的等效剛度法[23]，該方法引入連接件的抗滑移剛度和間距，以考慮界面連接件對(duì)組合梁的影響程度.即引入折減系數(shù)γc，對(duì)組合梁的截面剛度進(jìn)行等效換算，故簡(jiǎn)稱γ 法.等效截面抗彎剛度（EI）ef的計(jì)算公式如下：

式中：下標(biāo)t、c 分別表示混凝土板和木梁；I、A、E 分別表示慣性矩、截面面積和彈性模量；γc為連接件影響系數(shù)；ki為連接件割線剛度，分別取k0.4和k0.6[32]，其值查表1 可得；s1為連接件有效間距；l 為組合梁凈跨；a 為梁、板各自截面形心到組合梁截面形心的距離.

本文采用等效剛度法預(yù)測(cè)5 根BCC 梁在SLS和ULS 下對(duì)應(yīng)的承載力.由于該方法中的公式是基于均布荷載作用而推導(dǎo)得到的，故按照跨中彎矩等效的原則，將試驗(yàn)測(cè)得的集中荷載值2Fs與2Fu分別換算成為均布荷載，作為qs和qu的試驗(yàn)值，分別列于表4 中.

按照等效剛度法，組合梁在SLS 下的qs按下式計(jì)算：

如前所述，SC 類試件的極限承載力由膠合竹在指接截面的抗拉強(qiáng)度控制，則其ULS 下的承載力qu按下式計(jì)算得到[10]：

式中：σm和σn分別為跨中截面膠合竹梁底部的彎曲應(yīng)力和拉伸應(yīng)力；fm和fn分別為膠合竹的抗彎和抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，分別取52.9 MPa 和35.6 MPa[3].

NC 和PNC 系列試件承載力qu由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制，計(jì)算公式如下[23]：

式中：s 為端部連接件間距，即端部連接件距支座的距離加上其與相鄰連接件間距的一半；Fmax為連接件的最大承載力[21].

表4 等效截面剛度法計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparisons between predicting results by equivalent cross-section stiffness method and experimental results

表4 給出了等效剛度法的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果.可以看到該法高估了BCC 梁的承載力.在SLS 下，計(jì)算誤差為13%～34%，平均誤差約為19%，膠合竹材料性能的波動(dòng)及指接頭對(duì)抗彎截面的削弱，可能是誤差的主要來(lái)源.在ULS 下，計(jì)算誤差為8%～44%，平均誤差約為24%，其主要原因應(yīng)該是跨中區(qū)域指接頭的提前失效導(dǎo)致膠合竹梁在該位置處整體斷裂，這對(duì)SC 類試件的極限承載力計(jì)算誤差的影響尤為顯著.

相對(duì)而言，等效剛度法對(duì)NC 和PNC 試件的極限承載力計(jì)算誤差相對(duì)較小，其原因是這些試件的極限承載力主要由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制，而非膠合竹梁的抗拉性能控制，受指接頭的影響相對(duì)較小.其計(jì)算誤差可能主要來(lái)自于等效剛度法的線彈性假設(shè)，而連接件的破壞具有明顯的塑性變形特征（圖5（d）～5（e）），這與線彈性假設(shè)有明顯出入[10].

綜上所述，直接采用歐洲規(guī)范EC5 中的等效剛度法預(yù)測(cè)BCC 梁的抗彎承載力并不合適，有必要考慮指接頭的削弱以及連接件的塑性變形對(duì)等效剛度法的折減，這方面需要開(kāi)展進(jìn)一步研究.

5 結(jié)論

本文研究了3 種連接件的膠合竹-混凝土組合梁基本抗彎性能，得到的主要結(jié)論如下：

1）BCC 梁具有較高的初始組合效應(yīng)，且在正常使用極限狀態(tài)前的組合效應(yīng)相對(duì)穩(wěn)定，具有良好的抗彎性能.

2）對(duì)于采用銷連接件（SC）的BCC 梁，其極限承載力由指接部位竹材的抗拉強(qiáng)度控制；而對(duì)于采用凹槽類連接件（NC 和PNC）的BCC 梁，其極限承載力主要取決于端部連接件的抗剪切強(qiáng)度.

3）對(duì)于同種連接件，增加連接件數(shù)量可以有效提升BCC 梁的抗彎剛度和承載力.

4）采用PNC 連接件的半裝配式BCC 梁與現(xiàn)澆施工方式的NC 組合梁相比較，抗彎性能很接近.PNC 梁具有更高的施工效率和較低的人工費(fèi)用，其具有良好的應(yīng)用前景.

5）歐洲規(guī)范EC5 中的等效剛度法明顯高估了BCC 梁的承載力，不適合直接套用于BCC 梁，有必要考慮指接頭的削弱以及連接件塑性變形的影響，這方面需要開(kāi)展進(jìn)一步研究.