劉瑞越，盧 迎，陳 領，楊欽南，吳珍珍，陸冬冬，王解軍

（1.中南林業(yè)科技大學 土木工程學院，湖南 長沙 410000；2.湖南交通工程學院，湖南 衡陽 421200；3.廣州市第一市政工程有限公司，廣東 廣州 510000；4.湘潭大學，湖南 湘潭 411100；5.華設設計集團股份有限公司，江蘇 南京 210000；6.中交第二航務工程局有限公司，湖北 武漢 430000）

隨著可持續(xù)觀念在建筑領域的發(fā)展，木材作為一種可再生資源也逐漸在建筑領域被廣泛使用。其中，對比傳統的膠合木矩形木梁，膠合木工字梁因為合理的截面形狀、高強質比和在消耗較小的材料下能夠承受相同的荷載等諸多優(yōu)點[1]而備受青睞，但是膠合木工字梁因木材各向異性[2]、順紋抗剪強度低的特點[3-4]，在大跨度的梁結構中被限制使用[5]。鋼材是各向同性材料，除受壓過程中易發(fā)生失穩(wěn)破壞外，其他力學性能表現較佳，且受壓過程中具有較好的抗剪性能和延性。因此，為了發(fā)揮木-鋼各自材料的力學性能，本研究將膠合木工字梁的腹板用工字鋼代替，上下翼緣木板與工字鋼之間通過螺栓連接。這樣木-鋼工字梁在受彎加載過程中，不光上下翼緣木板充分受壓受拉、腹板的抗剪強度得到提高而且組合梁的抗彎承載力也顯著增加[6-11]。

目前研究者對鋼-木組合梁進行了大量的研究。陳愛國等[12]對9根鋼-木組合梁進行了抗彎試驗性能研究，分析了木板厚度、鋼梁翼緣厚度及寬度、腹板高度對其抗彎承載力的影響，但是其鋼腹板和木梁之間為膠結，耐久性得不到保障。金許奇等[13]采用數值模擬的方法研究了基于螺栓連接的鋼-木組合梁的承載力影響因素，認為螺栓直徑的增加可以有效減少應力集中并提高螺栓的抗剪能力，是影響鋼-木組合梁承載力的主要因素。孫洪業(yè)等[14]采用 ABAQUS 有限元分析軟件對9根H型鋼-木組合梁試件的受彎性能進行非線性數值分析，并對組合梁數值模擬中木材和H型鋼材料模型定義、有限元建模、彈簧單元生成及后處理等關鍵技術進行了系統研究，但是其將木材簡化為各向同性材料，對有限元模擬結果造成了一定的影響。曹寶珠等[15]研究了將OSB板作為翼緣、OSB-鋼板作為組合腹板形成T形截面梁的受彎性能，建立了鋼-OSB板T形截面帶肋組合梁的非線性有限元分析模型，利用有限元模型分析了鋼板厚度對組合梁受力性能的影響。蘇正等[16]設計制作了1根足尺的雙腹式鋼-木組合梁，通過單調靜力加載試驗對其承載力大小、變形能力、破壞特征等進行研究，根據試驗及有限元模擬結果推導了組合梁跨中撓度計算公式，但其構件數目過少，試驗結論可能存在一定的偶然性。Wang等[17]對傾斜自攻螺釘連接的鋼-木組合梁進行了推出試驗研究，為鋼-木組合梁的設計提供了一種好的思路，但是節(jié)點的抗剪剛度有所下降。Yang等[18]采用頂推試驗的方法詳細分析了抗剪連接件的類型、直徑、間距、膠合板厚度等因素對H型鋼-興安落葉松組合梁節(jié)點受力性能的影響，但是相關規(guī)范對關鍵參數的預測太過保守。Hassanieh等[19-20]研究了不同類型連接件連接的鋼-木組合節(jié)點荷載-滑移行為和失效模式以及不同類型和間距的剪切連接件(螺栓、自攻螺釘和膠水)、跨度和LVL板紋理方向（平行和垂直于紋理）對鋼-木組合（STC）梁結構性能的影響，建立了試件的非線性1D和2D有限元模型，并與試驗結果進行了對比驗證，有限元與試驗結果符合良好，但是并未說明使用膠水結合機械連接件對STC梁的峰值承載能力影響較小的原因。Chiniforush等[21]從試驗和理論兩方面研究了鋼-木組合節(jié)點在持續(xù)荷載作用下的長期性能，并考慮了由含水量、蠕變、機械吸附和非彈性收縮的變化引起的剛度變化，但是其非彈性收縮滑移值相當大，還需要更長時間的試驗結果才能保證其估計的準確性。Khan[22]研究了一種C型鋼-木組合梁，發(fā)現在水平方向和垂直方向用螺栓連接可以在不增加截面的情況下增強其承載能力和抗震能力。Cristiano等[23]提出了一種新型的鋼-木組合地板，研究了其在水平荷載作用下的反應，評估了該組合地板的傳力性能。Masanori等[24]在矩形木梁內嵌入了熱軋工字鋼梁，采用螺栓和結構膠將其連接，比較了不同連接方式的組合梁的極限荷載、抗彎強度和初始剛度，但是其承載力理論計算值的精度不夠。

上述研究成果采用試驗和有限元的方法對鋼-木組合梁進行了分析，研究了不同參數對鋼-木組合梁受力性能的影響，但是還沒有對膠合木工字梁與鋼-木組合梁工字梁進行對比研究。本研究分析比較了鋼-木組合工字梁和膠合木工字梁的破壞模式、破壞機理、承載能力、初始剛度、延性、翼緣木材應變大小的不同，可為今后鋼-木組合梁的研究提供思路。

1 材料與方法

1.1 試件設計

試驗中設計了3根材料和尺寸均相同的膠合木工字梁（A1～A3），其總長度為1 500 mm，沿跨徑方向設有等間距的加勁肋，其厚度為30 mm，如圖1a所示；膠合木工字梁的截面高度為150 mm，總共有5層，每一層均為厚度30 mm的興安落葉松，如圖1b所示；木-鋼組合工字梁共3根（B1～B3），如圖2a所示，試件的上下翼緣為厚度30 mm的木材板，材質與膠合木工字梁相同，中間為高度90 mm的鋼腹板，采用4.8級普通螺栓將翼緣木材板和鋼腹板連接成木-鋼組合工字梁，螺栓的縱向間距為80 mm，為了減小滑移，端部螺栓的縱向間距布置得緊密一些；螺栓的橫向排數如圖2b所示，工字鋼的截面尺寸見圖2c。

圖1 A組試件尺寸及構造（尺寸單位：mm）Fig.1 Group A specimen size and construction (size unit: mm)

圖2 木-鋼組合工字梁尺寸（尺寸單位：mm）Fig.2 Size of timber-steel combination I-beam (dimension unit: mm)

1.2 材料性能

1.2.1 木 材

試驗中膠合木工字梁以及鋼-木組合工字梁的翼緣均由興安落葉松加工而成，為測得木材順紋抗剪強度、順紋抗拉強度、順紋抗壓強度等力學性能，根據《木結構試驗方法》[25]分別制作15個標準木材試塊進行材性試驗，試驗測得的數據取平均值，根據木材缺陷（木節(jié)、裂縫等）并參考《木結構設計手冊》[26]對試驗結果平均值進行了折減換算，得到表1中的木材力學性能參數，木材強度折減系數計算式如式（1），木材強度進行折減表達式如式（2），順紋彈性模量取自文獻[27]。

表1 木材材料性能Table 1 Timber material properties

式中：KQ1表示木材天然缺陷折減系數；KQ2表示木材干燥缺陷折減系數；KQ3表示木材長期受荷載強度折減系數；KQ4表示尺寸折減系數；KP表示方程精確性影響系數、KA表示尺寸誤差影響系數；KQ表示構件材料強度折減系數；fK表示材性試驗強度值；γR表示抗力分項系數；K表示總折減系數；式（1）中各項參數見表2。

表2 木材強度折減系數Table 2 Timber strength adjustment factors

1.2.2 鋼 材

工字鋼由3塊3 mm厚的鋼板焊接而成，參考《鋼結構設計標準》[28]得到其截面尺寸、屈服強度、抗拉強度和伸長率（表3）。

表3 鋼材材料性能及幾何尺寸Table 3 Steel material properties and geometric dimensions

1.2.3 膠黏劑

膠黏劑主要用于膠合木工字梁的黏接，將5塊30 mm厚的鋸材按設計的試件尺寸切割好并打磨光滑，然后再進行黏接，整個膠合和養(yǎng)護過程滿足《木結構設計規(guī)范》[29]和歐洲規(guī)范 EN14545[30]所規(guī)定的膠合工藝要求；膠黏劑的力學性能數據由生產廠商提供，具體的力學性能指標見表4。

表4 膠黏劑材料性能Table 4 Adhesive material properties

1.3 加載方案及測點布置

A組和B組試驗加載裝置及測點布置分別見圖3～4，參照GB /T50329—2012《木結構試驗方法標準》[31]，試件支座為兩端簡支，加載方式為三等分點加載，豎向荷載通過分配梁傳遞至試件。為消除試驗系統誤差并確保儀器設備工作正常，在正式加載前對試件進行預加載，預加載值為預估承載力的20%。正式試驗時，以每級荷載增量為2 kN進行加載，每級荷載加載時間控制在1～2 min之內，當試件產生明顯破壞或者荷載下降至承載力的80%時停止加載。

如圖3所示，為記錄試驗全程豎向變形情況和應變變化，在A組試件的加載點處及跨中截面下方共布置3個位移計，并在試件跨中截面腹板沿高度方向貼5個應變片，上、下木材翼緣表面各貼5個應變片；如圖4所示，在B組試件的加載點處及跨中截面下方共布置3個位移計，并在試件跨中截面沿著鋼腹板高度方向貼3個應變片，在跨中截面上、下木材翼緣靠近邊緣處的上下表面及側面各貼3個應變片，所有的測量數據均通過DHDAS動態(tài)信號采集分析系統采集。

圖4 B組試件加載裝置及應變布置Fig.4 Group B specimen loading device and strain arrangement

2 結果與分析

2.1 試件破壞現象和機理分析

A組3根膠合木工字梁的破壞形態(tài)如圖5所示：加載初期，膠合木工字梁并無明顯的破壞現象；當荷載增大到極限荷載的80%～90%時，膠合木工字梁發(fā)出清脆細微的聲響；當荷載加到極限承載力的時候，試件突然爆發(fā)出的巨大劈裂聲，沿跨徑方向，在中性軸附近發(fā)生順紋剪切破壞。對于B組試件，3根構件的破壞模式也基本相同，當荷載達到極限荷載的40%左右時，3根梁的下翼緣支座中心附近的木材開始出現裂縫；當荷載達到極限荷載的80%左右時，上翼緣螺栓附近的木材沿順紋方向開始發(fā)生剪切破壞；隨著荷載的繼續(xù)增加，上翼緣螺栓附近的裂紋不斷沿跨徑方向擴展，同時下翼緣螺栓附近的木材也開始發(fā)生順紋剪切破壞；當達到極限荷載時，下翼緣木材沿跨長產生了一條貫通的順紋剪切裂紋，此時荷載無法繼續(xù)增加，視作達到其極限荷載。

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Damage pattern of the specimen

膠合木工字梁破壞模式與機理分析：首先膠合木工字梁的腹板中部木材產生縱向裂縫（圖5a、c、e），這是由于木材在順紋方向順紋剪切強度相比順紋抗拉和抗壓強度要低，因此木翼緣的拉壓應力還未達到木材的抗拉壓強度，木腹板的抗剪應力就因為率先達到木材的抗剪強度而產生縱向順紋裂縫；接著膠合木工字梁沿試件橫截面的中心軸附近產生橫向裂縫并且木板出現錯位（圖5b、d、f）。這是因為隨著荷載的繼續(xù)增加，試件中性軸上下縱向截面產生的剪切應力差值逐漸變大，使得原來腹板的裂縫不斷向端部延伸而發(fā)生水平縱向劈裂破壞。

木-鋼組合工字梁破壞模式與機理分析：組合工字梁的破壞模式為下翼緣木板順紋剪切破壞。如圖5（g、j、m）所示，首先組合工字梁的下翼緣支座中心附近的木材開始出現裂縫，這是因為支座附近翼緣木材和鋼腹板的相對滑移最大，下翼緣木材和螺栓變形不一致，螺栓受到擠壓而對螺栓附近木材產生橫紋拉應力，導致木材開裂；接著上翼緣螺栓附近的木材開始沿順紋方向發(fā)生剪切破壞（圖5h、k、n），這是因為工字梁翼緣順紋方向的剪應力分布不均勻，螺栓附近的順紋剪切應力較大導致的；最后下翼緣螺栓附近的木材也開始發(fā)生順紋剪切破壞（圖5i、l、o），這是因為下翼緣較短的鋼翼板寬度使得與木板接觸面積不均勻，造成木板受壓不均勻以及螺栓附近的順紋剪切應力較大導致的。

2.2 荷載-撓度曲線

2.2.1 A組試件

圖6為A組試件的荷載-跨中撓度曲線，表5列出了A組試件的主要試驗結果。由圖6可以看出，從加載初期到試件破壞，3根膠合木工字梁的荷載-撓度曲線基本為線性變化，且3根木梁荷載-位移曲線的斜率接近，極限荷載相差不大。這表明3根木梁的力學性質基本相同，其試驗數據能準確反映該結構的力學性能。考慮腹板切應力對撓度的影響，采用三分點加載時的跨中總撓度可以表示為彎曲撓度與剪切撓度之和：

表5 A組試件主要試驗結果?Table 5 Experimental results of specimens in group A

圖6 A組試件荷載-跨中撓度曲線Fig.6 Load-deflection curves of specimens in group A

式中：w為跨中總撓度；p為所施加荷載的一半；l為計算跨長；E為試件的彈性模量；I為試件的截面慣性短；αs為剪切系數；V為截面上的剪力；A為截面面積；G為L-R（順紋-橫紋徑向）平面內的剪切模量；dx為增量；式（3）的理論計算值分別示于圖6和表5中，其中極限荷載的理論值定義為實際極限位移的平均值（8.0 mm）對應的理論加載力；極限位移的理論值定義為實際極限荷載的平均值對應的理論位移值；A組試件的實際初始剛度采用線性回歸的方法得到。

2.2.2 B組試件

圖7為B組試件的荷載-跨中撓度曲線，表6列出了B組試件主要試驗結果。由圖7可以看出，B組試件經歷了彈性和彈塑性兩個階段；在彈性階段，3根試件的荷載-位移斜率基本一致，加荷載到16 kN左右時，由于鋼腹板和翼緣木材板交界處發(fā)生滑移，導致試件剛度降低；當荷載達到40 kN左右時，構件開始進入彈塑性階段，隨著荷載的增加，荷載-位移曲線的斜率逐漸減小，這主要是由于鋼腹板截面不斷屈服所致；B組試件的初始剛度定義為B組試件發(fā)生滑移前的均值曲線剛度，采用線性回歸的方法可以得到其值為6.4 kN/mm。

表6 B組試件主要試驗結果?Table 6 Experimental results of specimens in group B

圖7 B組試件荷載-跨中撓度曲線Fig.7 Load-deflection curves of specimens in group B

2.2.3 A組和B組試件主要試驗結果對比

為了比較A組和B組的受彎性能，將部分試驗結果匯總并進行對比，如表7所示，雖然B組的正常使用荷載小于A組的正常使用荷載，但B組極限荷載較A組提升了79.7%；B組β值比A組提升了140.1%，這說明在超過正常使用極限狀態(tài)后B組試件具有更高的強度儲備，其主要原因是將木腹板換成鋼腹板極大地提高了梁的抗剪性能，上下翼緣木材的抗拉和抗壓性能都能得到更好地發(fā)揮；由于A組試件破壞時基本處于線彈性階段，故不存在延性，但是B組極限荷載對應的跨中位移較A組提升了521.6%，這是因為腹板良好的塑性變形能力使得下翼緣木材斷裂前結構具有較好的延性，表中的延性系數μΔ反映了這一點。

2.3 截面應變分布

2.3.1 A組試件

圖8為A1、A2、A3的應變沿截面高度變化圖，考慮翼緣木材板上的縱向正應力分布不均勻，高度為±75 mm時應變取其對應處5個應變的平均值。從圖8可以看出，隨著荷載的增加，中性軸的位置基本沒有發(fā)生變化，沿著木梁的高度方向應變的分布近似成直線，基本符合平截面假定。

圖8 A組試件跨中截面應變Fig.8 Strain of mid-span cross section of group A

2.3.2 B組試件

由于B組破壞時跨中截面的彎矩較大，故對跨中截面進行應變分析。如圖9～11所示，由于上下木材翼緣和鋼腹板用螺栓連接，在交界面處存在滑移現象，故在上下木材翼緣和鋼腹板的交界處存在摩擦力，導致應變的分布和發(fā)展不對稱。具體表現為：上翼緣木材受壓面積大于受拉面積，下翼緣木材受拉面積大于受壓面積，這是因為交界處的摩擦使得上木材翼緣要多承受一份附加的軸向壓力，下木材翼緣多承受一份附加的軸向拉力。雖然整個試件的尺寸、邊界條件、荷載以及上下木材翼緣和鋼腹板的螺栓連接是對稱的，但是沿著構件的高度方向，其內力的分布和發(fā)展卻不是對稱的。這可能是因為梁的計算跨度較短，上翼緣木材貼應變片處的應力分布受到了集中荷載的局部擾亂。

圖9 試件B1跨中應變沿截面高度分布Fig.9 Distribution of mid span strain along section height of specimen B1

圖10 試件B2跨中應變沿截面高度分布Fig.10 Distribution of mid span strain along section height of specimen B2

圖11 試件B3跨中應變沿截面高度分布Fig.11 Distribution of mid span strain along section height of specimen B3

在整個截面高度上，試件已經不滿足平截面假定，在上下木材翼緣和鋼腹板中各有一個中性軸，沿著各自的中性軸的應變成線性變化；分別觀察上下木材翼緣和鋼腹板應變的變化幅度，可以看到：雖然上下木材翼緣和鋼腹板的中性軸不一樣，但是其曲率卻非常接近；隨著荷載的增加，中性軸的位置發(fā)生了變化，這是因為交界面滑移在上下木材翼緣和鋼腹板內產生了附加軸力。

2.3.3 A組試件和B組試件翼緣木材應變對比

基于試驗中所采集的數據，對A組和B組翼緣木材的縱向應變進行比較，分析2組試件在達到極限荷載時木材材料強度的利用情況；如圖12所示，A組試件底板木材翼緣的最大拉應變?yōu)? 824.5 με，B組試件木材翼緣的最大拉應變約是A組試件的2.75倍，達到了5 015.8 με；A組試件頂板木材翼緣的最大壓應變?yōu)? 436.7 με，B組試件頂板木材翼緣的最大壓應變約是A組試件的2.08倍，達到了2 989.6 με；這說明將木腹板換成鋼腹板可顯著提高木材強度的利用。

圖12 試件翼緣木材應變對比Fig.12 Comparison of the strain of the timber on the flange

2.4 截面承載力

膠合木梁的抗剪強度與其尺寸有關，采用Rammer等[32]給出的矩形木梁抗剪強度與清材抗剪強度的關系式來計算膠合木工字梁的抗剪強度：

式中：τ為梁實際抗剪強度；Cf為應力集中系數，用來調整ASTM剪切塊強度；τASTM為試件清材剪切強度；AS為試件的剪切面積，參考材料力學[33]可知其計算式為：

式中：B為翼緣寬度，tf為翼緣厚度；

將式（5）各計算參數匯于表8：

表8 A組試件實際抗剪承載強度計算參數Table 8 Calculation parameters of actual shear strength of group A specimens

將各試件參數代入式（4）可得A組膠合木工字梁的實際抗剪強度為4.89 Mpa。

根據材料力學，工字梁腹板最大剪應力可按下式計算：

式中：V為加載點處截面剪力；I為截面慣性矩；t為腹板寬度；b為翼緣寬度；h為截面總高度；h1為腹板高度；

各參數具體數值見表9：

表9 膠合木工字梁的截面參數Table 9 Section parameters of Glulam I-beams

將各參數代入式（6），可得τmax=4.68 Mpa，比Rammer公式得到的實際抗剪承載力小，相對誤差為4.49%，符合工程實際要求。關于木-鋼組合梁的承載力計算，因影響因素較為復雜，還需要進一步研究。

3 結論與討論

3.1 結 論

為了探索木-鋼組合工字梁與膠合木工字梁的抗彎能力差異，本研究采取試驗與理論相結合的方法對2組梁的破壞形態(tài)、破壞機理、承載力、初始剛度、延性等進行了分析。最終得到如下結論：

1）膠合木工字梁的破壞為脆性的順紋剪切破壞，而鋼-木組合工字梁的破壞為鋼腹板屈服，下翼緣木材發(fā)生順紋剪切破壞。

2）將工字梁的木腹板換成鋼腹板，鋼-木組合工字梁的極限承載力、延性、和超過正常使用極限狀態(tài)后的強度儲備都得到了極大的提高。

3）木-鋼組合工字梁受拉木材翼緣和受壓木材翼緣上的應變都比膠合木工字梁大得多，其拉壓強度得到了充分利用。

4）采用Rammer公式計算得到的膠合木工字梁抗剪強度與實驗值誤差為4.49%，符合工程實際要求。

本研究從多方面對比了3根膠合木梁和3根木-鋼組合梁的抗彎性能，揭示了2組試件之間破壞模式、破壞機理、承載能力、初始剛度、延性以及翼緣木材板應力大小之間的差異，對木結構和鋼-木組合結構的設計具有一定的參考意義。

3.2 討 論

木-鋼組合工字梁是一種新型組合結構，目前諸多學者針對木-鋼組合梁的螺栓參數（直徑、間距等）或不同尺寸參數（木板和鋼梁翼緣各自的厚度、寬度等）進行試驗或者有限元分析，結果表明螺栓連接的木-鋼組合梁在彎曲加載時，不同螺栓參數布置的組合梁，其木-鋼交界面之間產生的相對滑移會降低組合梁抗彎承載力的增長速率。本試驗因螺栓滑移損耗的承載力，其占木-鋼組合工字梁承載力的比值并未進行研究，在此提出以下打算：設計不同螺栓布置參數（螺栓直徑、螺栓橫向排數、螺栓縱向間距等）的木-鋼組合梁進行彎曲加載試驗，進一步研究不同螺栓布置參數產生的相對滑移對組合梁抗彎性能的影響，以及其螺栓滑移造成的承載力損耗量對組合梁承載力的比值關系。