金許奇 柏亞雙 徐國林

(西南林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，云南 昆明 650224)

木材具有良好的環(huán)境協(xié)調(diào)性，保溫、節(jié)能、環(huán)保性能極佳，具有很高的強(qiáng)度比 (強(qiáng)度/比重)，但木材具有非常明顯的各向異性，用于大跨度構(gòu)件經(jīng)濟(jì)性較差[1]?，F(xiàn)階段我國木結(jié)構(gòu)中使用的木材絕大多數(shù)需進(jìn)口，使得建筑成本較高，限制了木結(jié)構(gòu)的應(yīng)用[2]。鋼材具有高強(qiáng)、輕質(zhì)、延性好等優(yōu)點(diǎn)[3]，如何使用鋼材與木材制作組合構(gòu)件引起了研究人員的關(guān)注。潘福婷[4]提出了鋼-木組合懸臂梁的構(gòu)想，即以鋼板作為芯層材料，通過螺栓在其垂直方向兩側(cè)各連接1塊木板作為面層材料，而她僅以1根組合梁作為算例進(jìn)行嘗試性研究。沈煌瑩等[5]、李玉順等[6]、單煒等[7]提出了鋼-竹組合梁，該組合梁多以2根冷彎薄壁槽鋼為骨架，中間膠黏1塊竹板，組合件上下表面各膠黏1塊竹板，從而構(gòu)成工字型截面的組合梁。陳愛國等[8]、方超[9]和李登輝[10]提出以100 cm × 100 cm × 6 cm × 8 cm的H型鋼為骨架，上下翼緣處各膠黏1塊木板的鋼-木組合梁并對(duì)其進(jìn)行試驗(yàn)研究分析。鄧瑞澤等[11]提出的薄壁型鋼-木組合梁則是省去了底部木板，僅在型鋼上翼緣膠黏1塊膠合木。上述研究大多針對(duì)膠黏形式組合構(gòu)件的力學(xué)性能開展，而相比于化學(xué)連接的形式，機(jī)械連接更加安全可靠，且不受膠黏劑使用壽命等的限制，更加符合裝配式建筑構(gòu)件的要求。因此，本研究針對(duì)鋼-木組合梁螺栓間距、直徑和木板厚度的變化對(duì)其承載力性能的影響進(jìn)行研究，為此類梁的工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 材料參數(shù)

鋼材使用Q235-B級(jí)200 cm × 100 cm × 3.2 cm × 4.5 cm的輕型薄壁H型鋼，螺栓使用4.8級(jí)普通螺栓。兩者本構(gòu)均選用雙折線模型。木材使用松木 (Pinusspp.) 鋸材，其本構(gòu)關(guān)系、物理力學(xué)性能和彈性參數(shù)見圖1和表1。三者的屈服準(zhǔn)則均采用Mises應(yīng)力屈服準(zhǔn)則，即構(gòu)件的Mises應(yīng)力值達(dá)到設(shè)定的屈服強(qiáng)度值時(shí)認(rèn)為其已經(jīng)發(fā)生屈服。

圖1 松木鋸材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.1 Stress-strain relationship of pine lumber

表1 松木鋸材的物理力學(xué)性能及彈性模量Table 1 Physical and mechanical properties, and elastic modulus of pine lumber

1.2 有限元分析模型

使用ABAQUS有限元軟件建立三維實(shí)體單元模型，分別為跨度為3 m的薄壁鋼-木組合梁整體模型和螺栓節(jié)點(diǎn)模型。

該模型用于研究螺栓個(gè)數(shù)對(duì)鋼-木組合梁承載力的影響規(guī)律，建立3個(gè)薄壁鋼-木組合梁整體有限元模型 (圖2)，其截面尺寸見圖3。其中木板厚度h=40 mm、螺栓直徑d=6 mm，螺栓間距s分別為150、200、250 mm，即單排螺栓數(shù)量分別為20、15、12個(gè)。

圖2 薄壁鋼-木組合梁整體有限元模型Fig.2 Finite element model of thin-walled steel-wood composite beams

圖3 薄壁鋼-木組合梁截面尺寸Fig.3 Sectional dimension of thin-walled steel-wood composite beams

1.3 螺栓節(jié)點(diǎn)模型

該模型用于探究螺栓直徑 (d) 和木板厚度 (h) 對(duì)螺栓抗剪切性能的影響，建立9個(gè)螺栓節(jié)點(diǎn)有限元模型見圖4，其截面尺寸見圖5。其中螺栓間距s=250 mm，螺栓直徑 (d) 和木板厚度 (h) 取值見表2。

圖4 螺栓節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig.4 Finite element model of bolt joints

圖5 螺栓節(jié)點(diǎn)模型截面尺寸Fig.5 Sectional dimension of bolt joints

表2 模型參數(shù)表Table 2 Model parameters

1.4 模型單元與設(shè)置

在法向接觸屬性中定義摩擦系數(shù)為0.2，其余的切向?qū)傩院头ㄏ驅(qū)傩栽O(shè)置均保持默認(rèn)。定義一個(gè)模型外的參考點(diǎn)作為約束控制點(diǎn)并將其與加載面之間形成耦合約束，使得約束區(qū)域內(nèi)的耦合節(jié)點(diǎn)的合力和合力矩等于約束控制點(diǎn)上的力和力矩[12]。

在劃分網(wǎng)格時(shí)選擇的單元類型均為C3D8R (8節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元)。分布網(wǎng)格種子時(shí)，分別設(shè)置鋼梁和木板的種子間距為8 mm，螺栓的種子間距為1.8 mm。

1.5 邊界條件與荷載

在薄壁鋼-木組合梁整體有限元模型中，對(duì)中間的H型鋼兩端施加鉸接約束。采用向下的位移加載形式且加載區(qū)域位于梁的1/3處和2/3處 (同梁的4點(diǎn)彎曲試驗(yàn))，最大加載位移為20 mm，分50個(gè)增量步線性加載。

在螺栓節(jié)點(diǎn)有限元模型中，完全固定底部鋼板，在上部木板XY平面上作用Z方向的位移且最大加載位移為2 mm，使得兩個(gè)螺栓共同承擔(dān)Z方向的剪力，分100個(gè)增量步線性加載。

2 結(jié)果與分析

2.1 鋼-木組合梁整體模型

模型的變形和Mises應(yīng)力云圖見圖6，在加載處的荷載和位移關(guān)系見圖7。

圖6 鋼-木組合梁整體模型Mises應(yīng)力云圖Fig.6 Mises stress nephogram of steel-wood composite beam model

圖7 鋼-木組合梁整體模型荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of steel-wood composite beam models

圖7中的3條曲線的屈服點(diǎn)十分接近。由此可知，單排的螺栓數(shù)量對(duì)鋼-木組合梁承載力的影響不大。在加載位移達(dá)到9.2 mm時(shí)，3個(gè)構(gòu)件均開始進(jìn)入屈服階段 (表3)，其中最小值和最大值相差1.50%。

表3 鋼-木組合梁整體模型屈服荷載Table 3 Yield load of steel-wood composite beam model

2.2 螺栓節(jié)點(diǎn)模型

模型變形結(jié)果和Mises應(yīng)力云圖見圖8，9個(gè)模型在加載處的加載力和加載位移關(guān)系見圖9。

圖8 螺栓節(jié)點(diǎn)模型Mises應(yīng)力云圖Fig.8 Mises stress nephogram of bolt joint model

圖9 螺栓節(jié)點(diǎn)模型荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of bolt joint models

圖9中曲線的分布情況可分為3個(gè)部分，位于圖片上側(cè)部分的3條曲線由上至下分別為50M8、40M8、30M8；位于圖片中間部分的3條曲線由上至下分別為50M6、40M6、30M6；位于圖片下側(cè)部分的3條曲線由上至下分別為50M4、40M4、30M4。9條曲線屈服點(diǎn)均出現(xiàn)在加載位移為0.16 mm左右。為了研究木板厚度和螺栓間距在輕型鋼-木組合梁中對(duì)螺栓的抗剪性能影響，以下對(duì)兩者參數(shù)的變化進(jìn)行單獨(dú)對(duì)比。

2.2.1木板厚度的變化

以螺栓直徑d=8 mm為例，由表4可知，木板的厚度對(duì)螺栓抗剪承載力有一定的影響，構(gòu)件發(fā)生屈服時(shí)所受到的加載力最小值和最大值相差了18.5%。

表4 螺栓節(jié)點(diǎn)模型屈服荷載 (d=8 mm)Table 4 Yield load of bolt joint model (d=8 mm)

2.2.2螺栓直徑的變化

以木板厚度h=50 mm為例，由表5可知，螺栓的直徑對(duì)螺栓抗剪承載力有很大的影響，構(gòu)件發(fā)生屈服時(shí)所受到的加載力最小值和最大值相差104.8%。

表5 螺栓節(jié)點(diǎn)模型屈服荷載 (h=50 mm)Table 5 Yield load of bolt joint model (h=50 mm)

2.3 鋼-木組合梁與薄壁鋼梁對(duì)比

選擇螺栓間距s=250 mm，螺栓直徑d=8 mm和木板厚度h=40 mm，其荷載-位移曲線見圖10。

圖10 鋼-木組合梁和薄壁鋼梁的荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curves of steel-wood composite beam and thin-walled steel beam

由圖10可知，鋼-木組合梁在加載的位移為7.8 mm，所受荷載為54 029.9 N時(shí)，構(gòu)件開始發(fā)生屈服，曲線斜率開始發(fā)生出現(xiàn)明顯下降，其中H型鋼和木板的孔壁受壓側(cè)的Mises應(yīng)力值先后達(dá)到設(shè)定值，構(gòu)件發(fā)生屈服 (此時(shí)加載位移分別為7.2 mm和7.8 mm)，螺栓最后發(fā)生屈服 (此時(shí)的加載位移為8.4 mm)，由此可見三者幾乎同時(shí)進(jìn)入塑性階段；純鋼梁在加載的位移為18 mm，所受荷載為45 701.9 N時(shí)開始進(jìn)入塑性階段，材料發(fā)生屈服。這表明H型鋼上下翼緣處聯(lián)結(jié)的木板為其提供了支撐，梁整體的剛度得到了有效的提高，從而也大幅減小了梁的跨中撓度。

2.4 鋼-木組合梁應(yīng)力分析

分析發(fā)現(xiàn)，靠近試件兩端的螺栓是最先發(fā)生屈服的。螺栓的間距對(duì)組合梁的承載力的影響不大，這與方超[9]所做的螺栓連接試驗(yàn)得出的結(jié)論是相吻合的，由此表明螺栓個(gè)數(shù)的增加并不能有效提高組合梁的剛度。然而，螺栓直徑的增加使得組合梁承載力有了很大的提升，原因在于螺栓受剪切區(qū)域和木板受沖切區(qū)域的面積增大在一定程度上緩解了應(yīng)力集中現(xiàn)象，在相同壓力作用下兩者所受應(yīng)力也得到了相應(yīng)削弱。其次，通過圖11可以清楚看到木板在受力方向上的應(yīng)變對(duì)比，無論在受壓區(qū)還是受拉區(qū)，圖11b都要優(yōu)于圖11a。因此，螺栓的直徑對(duì)于輕型薄壁鋼-木組合梁承載力性能是一個(gè)主要的影響因素，應(yīng)選用直徑較大的螺栓作為連接構(gòu)件。

圖11 木板在受力方向上的應(yīng)變 (第8個(gè)增量步)Fig.11 Strain in the force direction of board (at the 8th incremental step)

由于螺栓對(duì)螺栓孔壁的擠壓出現(xiàn)了應(yīng)力集中現(xiàn)象，其所受最大應(yīng)力總出現(xiàn)在螺栓孔處，這與潘斌等[13]所做的Q460等級(jí)高強(qiáng)度鋼材螺栓抗剪連接孔壁承壓性能有限元分析得出的結(jié)論是相一致的，兩者的模擬結(jié)果均表明螺栓與孔壁接觸位置有很大的應(yīng)力集中并很快進(jìn)入塑性，且隨著位移變大塑性區(qū)逐漸擴(kuò)張。其次，對(duì)于木材這種彈性較好的材料，其受到多排螺栓的剪切會(huì)受到尤為明顯的群體作用影響，越靠近木板兩端的螺栓孔受到的拉應(yīng)力越小 (圖12)。

圖12木板在受力方向的應(yīng)力云圖
Fig.12 Mises stress nephogram in the force direction of board

增加木板厚度也會(huì)增加受力面積，這對(duì)組合梁承載力的提升有一定的作用，且從圖9可以發(fā)現(xiàn)，對(duì)于螺栓直徑越大的構(gòu)件，這樣的作用效應(yīng)就越明顯。

3 結(jié) 論

本研究針對(duì)基于螺栓連接的薄壁鋼-木組合梁力學(xué)性能，采用有限元軟件建立分析模型，探討組合梁承載力影響因素，研究表明：

1) 基于螺栓連接在薄壁H型鋼上下翼緣處的木板可以限制翼緣的局部屈曲，增加鋼梁的整體穩(wěn)定性。這種結(jié)構(gòu)形式有效減少了梁的撓度并提高了梁的承載力，其存在著一定的應(yīng)用價(jià)值。

2) 螺栓的間距對(duì)薄壁鋼-木組合梁承載力影響不大，螺栓數(shù)量的增加并不能有效提高梁整體的剛度；木板的厚度對(duì)組合梁承載性能有一定的影響，但其不是主要的影響因素；螺栓的直徑的增加可以有效減少應(yīng)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。