姚宇航 史有玉 石明 楊海旭

(東北林業(yè)大學(xué)，哈爾濱，150040)

木材具有耗能低、污染小、可循環(huán)利用等優(yōu)勢(shì)，但單一木結(jié)構(gòu)因纖維易被拉斷經(jīng)常發(fā)生脆性破壞，使得木材在土木工程中單獨(dú)使用不是最佳的選擇[1-3]。而鋼材具有強(qiáng)度高、材質(zhì)均勻、延性好等優(yōu)點(diǎn)，但是鋼結(jié)構(gòu)在使用過(guò)程中，經(jīng)常會(huì)因出現(xiàn)整體失穩(wěn)和局部失穩(wěn)而造成結(jié)構(gòu)承載力降低。將鋼材與木材進(jìn)行優(yōu)化組合，能有效解決鋼材在未達(dá)到極限承載力之前提前失穩(wěn)的問(wèn)題，同時(shí)還能有效提高整個(gè)構(gòu)件的承載力及穩(wěn)定性，成為近年來(lái)研究的熱點(diǎn)[4-6]。已有研究[7-9]將樟子松板以及竹膠板與鋼板進(jìn)行不同形式的組合，形成工字型截面以及箱形截面等不同形式的組合梁，研究其抗彎抗剪性能；Soriano et al.[10]通過(guò)在木材內(nèi)部對(duì)稱(chēng)植入鋼筋以形成鋼筋-木組合梁，以鋼筋配筋率為控制變量，對(duì)承載力進(jìn)行試驗(yàn)；Hassanieh et al.[11]研究自攻螺釘、螺栓和膠黏等連接方式對(duì)工字型鋼木組合梁連接性能的影響。

已有研究主要集中于組合截面形式的組合梁，為拓展組合梁的構(gòu)成形式，本研究以冷彎薄壁型鋼、膠合木為材料，利用膠合木將冷彎薄壁型鋼包裹的連接方式構(gòu)建新型箱形截面冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁；運(yùn)用有限元軟件ABAQUS，膠合木模擬單元采用二十結(jié)點(diǎn)二次六面體減縮積分C3D20R，鋼材采用八節(jié)點(diǎn)線(xiàn)性減縮積分單元C3D8R，建立5組共10根組合梁模型；在靜力加載模式下，不考慮各接觸面之間的滑移，分析鋼板厚度、鋼材強(qiáng)度、膠合木層厚度、鋼木連接方式對(duì)組合梁抗彎性能的影響，探索組合梁在受彎破壞時(shí)的破壞形態(tài)以及破壞機(jī)理，并提出抗彎承載力高而撓度變形小的組合梁最優(yōu)參數(shù)組合形式；旨在為工程設(shè)計(jì)以及相關(guān)研究提供參考。

1 研究方法

1.1 冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁截面設(shè)計(jì)

組合梁由2片薄壁C型鋼背靠背組成“工”字型截面，并在腹板穿入螺栓擰緊形成鋼骨架；在鋼骨架上下翼緣外側(cè)覆蓋膠合木板，左右兩側(cè)設(shè)置緊貼卷邊的側(cè)向木支撐；形成全封閉的冷彎薄壁型鋼-膠合木箱型組合梁(見(jiàn)圖1)。

圖1 組合梁截面形式

“工”字型鋼骨架腹板孔洞處螺栓直徑為5 mm，相鄰孔洞間距為300 mm，腹板上共打孔18個(gè)，孔洞具體構(gòu)造見(jiàn)圖2，且為保證支座位置的局部穩(wěn)定，在支座處設(shè)置加勁肋。模型梁長(zhǎng)度均為2 500 mm，兩端部支點(diǎn)伸出長(zhǎng)度為50 mm，計(jì)算跨度為2 400 mm。

圖2 C型鋼腹板處打孔圖(圖中數(shù)據(jù)單位為mm)

1.2 有限元模型構(gòu)建

為探究冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁在受彎破壞時(shí)的破壞機(jī)理，采用Abaqus有限元軟件對(duì)10根組合梁進(jìn)行數(shù)值模擬，展開(kāi)大量參數(shù)化分析，研究鋼板厚度、鋼材強(qiáng)度、膠合木層厚度、鋼木連接方式等參數(shù)對(duì)組合梁抗彎性能的影響。

本模擬設(shè)置5組共計(jì)10根組合梁模型(見(jiàn)表1)。第一組設(shè)置對(duì)照標(biāo)準(zhǔn)組合梁試件A-1以及相同尺寸純鋼梁試件A-2，用于探究組合梁在受彎破壞時(shí)的破壞機(jī)理。第二組至第五組在標(biāo)準(zhǔn)件A-1的基礎(chǔ)上分別改變鋼板厚度、鋼材強(qiáng)度、膠合木層厚度和連接方式，分析不同參數(shù)對(duì)組合梁抗彎性能的影響。

表1 試件參數(shù)

在進(jìn)行有限元分析時(shí)，需要考慮構(gòu)件的破壞形態(tài)，選擇適宜的單元模型。本研究采用實(shí)體單元和簡(jiǎn)支梁模型，一端為固定支座，另一端為滾動(dòng)支座，通過(guò)限制梁一端x、y、z方向的平動(dòng)自由度Ux、Uy、Uz，和另一端x、y方向的平動(dòng)自由度Ux、Uy，即可模擬出簡(jiǎn)支梁支座的狀態(tài)。加載方式模擬三分點(diǎn)加載，在梁段三分點(diǎn)處施加荷載，并取純彎段進(jìn)行分析。為了防止計(jì)算結(jié)果不收斂，在梁段支座及加載點(diǎn)處設(shè)置剛性墊板，組合梁整體模型見(jiàn)圖3。

圖3 組合梁整體視圖

在定義本組合梁各部件之間的連接方式時(shí)，在背靠背C型鋼腹板處，為了實(shí)現(xiàn)螺栓與型鋼之間的協(xié)同變形，將其約束類(lèi)型設(shè)定為“內(nèi)置區(qū)域”類(lèi)型，離散化方法采用“表面-表面”，阻止腹板之間相互分離。本研究模型鋼骨架與膠合木之間有膠黏、螺栓、自攻螺釘3種連接方式，而螺栓和自攻螺釘實(shí)際構(gòu)造較為復(fù)雜，在建立有限元模型時(shí)，為了防止結(jié)果不收斂，將螺栓與自攻螺釘模型進(jìn)行簡(jiǎn)化(見(jiàn)圖4)，不考慮螺紋和鉆頭等因素。由于本研究的重點(diǎn)為組合梁的承載力及變形情況，在本次模擬過(guò)程中假定各接觸界面不產(chǎn)生相對(duì)滑移，因此將粘膠層、螺栓、自攻螺釘與膠合木、薄壁型鋼處的相互作用均設(shè)為“綁定”約束。

圖4 部件簡(jiǎn)化模型

劃分網(wǎng)格時(shí)，根據(jù)各材料的特點(diǎn)選用不同的劃分方式。膠合木采用二十結(jié)點(diǎn)二次六面體減縮積分C3D20R，鋼材采用八節(jié)點(diǎn)線(xiàn)性減縮積分單元C3D8R，劃分方式采用掃掠網(wǎng)格劃分技術(shù)，模型整體網(wǎng)格劃分情況見(jiàn)圖5。

圖5 網(wǎng)格劃分整體視圖

1.3 材料本構(gòu)關(guān)系

膠合木本構(gòu)關(guān)系：木材作為一種天然生長(zhǎng)的各向異性材料，正交三向軸和三向切面圖見(jiàn)圖6；本研究在模擬分析膠合木時(shí)采用正交各項(xiàng)異性彈塑性模型。根據(jù)本課題組已有的材性試驗(yàn)結(jié)果[12]，將膠合木順紋彈性模量設(shè)為9 778 MPa、順紋抗拉強(qiáng)度設(shè)為45 MPa、順紋抗壓強(qiáng)度設(shè)為50 MPa?？v向(L)、徑向(R)、弦切向(T)三個(gè)彈性主方向，分別用數(shù)字1、2、3表示，將膠合木的彈性階段視為正交各向異性，采用9個(gè)工程常量定義各方向的彈性模量：D1111=11 532.52 TPa、D2222=D3333=938.98 TPa、D1122=D1133=620.28 TPa、D2233=611.72 TPa、D1212=D1313=723.74 TPa、D2323=193.00 TPa。在塑性階段，膠合木被近似認(rèn)為是各向同性材料，材料方向指派如圖7所示。

L為縱向；SRT為橫切面；R為徑向；SLR為徑切面；T為弦向； SLT為弦切面。

圖7 膠合木材料方向示意圖

鋼材本構(gòu)關(guān)系：鋼材本構(gòu)關(guān)系取為各向同性的彈塑性模型，鋼材參數(shù)參考Q235鋼材相關(guān)參數(shù)進(jìn)行設(shè)置。

膠黏劑的本構(gòu)關(guān)系：將改性環(huán)氧樹(shù)脂AB膠膠層取為各向同性的線(xiàn)彈性材料，根據(jù)無(wú)錫樹(shù)脂廠(chǎng)駐哈辦事處提供的改性環(huán)氧樹(shù)脂AB膠材性數(shù)據(jù)，改性環(huán)氧樹(shù)脂AB膠彈性模量為4 000 MPa，粘結(jié)強(qiáng)度為55 MPa，泊松比為0.15。

其他部件說(shuō)明：梁端支座及分配梁處用墊板作為剛性構(gòu)件，在模擬時(shí)不考慮其彈性變形，所以彈性模量取2.1×1011MPa，泊松比為0。

2 結(jié)果與分析

2.1 鋼骨架受力變化

由純鋼梁試件A-2在三分點(diǎn)加載方式下的米塞斯應(yīng)力云圖變化趨勢(shì)(見(jiàn)圖8)可見(jiàn)：在加載初期，受力最大點(diǎn)在加載點(diǎn)正下方鋼骨架翼緣中部，原因?yàn)榇颂幨莾蒀型鋼背靠背的交界處，而C型鋼翼緣與腹板交界處為圓弧狀，此處因空隙而產(chǎn)生了應(yīng)力集中現(xiàn)象(見(jiàn)圖8(a))；隨著荷載的增加，屈服部分從兩C型鋼背靠背的交界處開(kāi)始向卷邊、跨中以及梁端方向延伸，型鋼翼緣開(kāi)始屈服(見(jiàn)圖8(b))；繼續(xù)加載，鋼骨架加載點(diǎn)之間翼緣及卷邊屈服(見(jiàn)圖8(c))；最后，由單只C型鋼腹板截面可知，在加載點(diǎn)處腹板受力最大，并率先屈服，腹板應(yīng)力從加載點(diǎn)位置向兩側(cè)逐級(jí)遞減(圖8(d))。

圖8 鋼骨架應(yīng)力云圖變化趨勢(shì)

2.2 膠合木板受力變化

膠合木應(yīng)力云圖提取的為膠合木順紋方向的應(yīng)力，平均閥值仍設(shè)置為75%。由標(biāo)準(zhǔn)組合梁試件A-1膠合木板應(yīng)力云圖變化趨勢(shì)(見(jiàn)圖9)可見(jiàn)：在加載初期，膠合木板受力最大部位均在加載點(diǎn)處，下翼緣處膠合木板受拉，上翼緣膠合木板受壓，且在鋼墊板四周以及翼緣卷邊膠合木板交界處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象(見(jiàn)圖9(a))；隨著荷載的增加，上翼緣鋼墊板周?chē)z合木板應(yīng)力值率先達(dá)到抗壓強(qiáng)度極限值，此時(shí)跨中上翼緣膠合木板壓應(yīng)力為38.7 MPa，跨中下翼緣膠合木板拉應(yīng)力為34.59 MPa，均為達(dá)到強(qiáng)度極限值(見(jiàn)圖9(b))；抗拉強(qiáng)度極限值首次出現(xiàn)在加載點(diǎn)下翼緣膠合木板處，此時(shí)跨中上翼緣膠合木板壓應(yīng)力值為47.79 MPa，跨中下翼緣膠合木板拉應(yīng)力值為43.52 MPa，均未達(dá)到強(qiáng)度極限值(見(jiàn)圖9(c))；在極限承載力下，跨中下翼緣膠合木板拉應(yīng)力為45.17 MPa，已經(jīng)超過(guò)其極限抗拉強(qiáng)度，此時(shí)跨中上翼緣膠合木板壓應(yīng)力為48.97 MPa，小于其極限抗壓強(qiáng)度(見(jiàn)圖9(d))；卷邊處膠合木板受力過(guò)程與翼緣處膠合木板相似，拉壓應(yīng)力的極限值率先出現(xiàn)在加載點(diǎn)下方的膠合木板上下邊緣處(見(jiàn)圖9(e))；當(dāng)跨中膠合木板下邊緣達(dá)到極限拉應(yīng)力45 MPa時(shí)，跨中膠合木板上邊緣壓應(yīng)力為39.76 MPa，小于其極限抗壓強(qiáng)度(見(jiàn)圖9(f))。

綜上所述，冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁在發(fā)生破壞過(guò)程中，鋼骨架卷邊在達(dá)到屈服強(qiáng)度后，并未產(chǎn)生明顯變形，原因是膠合木板對(duì)其產(chǎn)生了很好的約束作用；膠合木板首先在加載點(diǎn)處受應(yīng)力集中的影響率先達(dá)到極限應(yīng)力，但由于鋼墊板、鋼骨架等的約束作用，并未對(duì)全梁承載力產(chǎn)生大的影響；當(dāng)純彎段下翼緣膠合木板達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度時(shí)，上翼緣膠合木板并未達(dá)到極限抗壓強(qiáng)度，即組合梁的承載力由下翼緣處膠合木板的抗拉強(qiáng)度決定，上翼緣膠合木板并未完全發(fā)揮材料性能。

2.3 鋼板厚度對(duì)組合梁抗彎性能的影響

在標(biāo)準(zhǔn)組合梁試件A-1(型鋼厚度為2.0 mm)的基礎(chǔ)上，分別將型鋼厚度調(diào)整為1.5、2.5 mm，其他參數(shù)保持不變，試驗(yàn)獲得不同型鋼厚度下的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)(見(jiàn)圖10)。由圖10可見(jiàn)：增加型鋼厚度可以有效地提高截面的抗彎剛度與承載力。

由不同型鋼厚度的組合梁極限荷載模擬值(見(jiàn)表2)可見(jiàn)：當(dāng)型鋼厚度由1.5 mm增加至2.0 mm時(shí)，組合梁承載力提高了14.4%；當(dāng)型鋼厚度由2.0 mm增加至2.5 mm時(shí)，組合梁承載力提高了6.5%，即隨著型鋼厚度不斷增加，冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁的承載力提高幅度逐漸降低。

圖9 膠合木板應(yīng)力云圖變化趨勢(shì)

圖10 型鋼厚度不同時(shí)荷載-撓度曲線(xiàn)

表2 不同厚度薄壁型鋼組合梁承載力的有限元模擬值

2.4 鋼材強(qiáng)度對(duì)組合梁抗彎性能的影響

在標(biāo)準(zhǔn)組合梁試件A-1(型鋼Q235)的基礎(chǔ)上，將型鋼調(diào)整為強(qiáng)度較高的Q345、Q390，其它參數(shù)不變；在有限元軟件中對(duì)其賦予材料屬性時(shí)，屈服強(qiáng)度均選擇為屈服值，彈性模量和泊松比均按照規(guī)范進(jìn)行設(shè)定；試驗(yàn)獲得不同屈服強(qiáng)度的組合梁荷載-跨中撓度曲線(xiàn)(見(jiàn)圖11)。由圖11可見(jiàn)：在彈性階段，不同屈服強(qiáng)度的鋼材曲線(xiàn)基本吻合，但由塑性階段的曲線(xiàn)可以看出，型鋼屈服強(qiáng)度越低的組合梁越先進(jìn)入彈塑性階段，且組合梁的承載力也越低。

由不同型鋼屈服強(qiáng)度的組合梁極限荷載模擬值(見(jiàn)表3)可見(jiàn)：當(dāng)型鋼由Q235提高到強(qiáng)度相對(duì)較高的Q345時(shí)，組合梁承載力提高了18.55%；當(dāng)型鋼由Q345提高到強(qiáng)度相對(duì)較高的Q390時(shí)，組合梁承載力只提高了7.7%。由此可見(jiàn)，當(dāng)屈服強(qiáng)度提高到一定等級(jí)后，冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁的承載力提高幅度越來(lái)越小。

圖11 不同屈服強(qiáng)度時(shí)荷載-撓度曲線(xiàn)

表3 不同屈服強(qiáng)度的薄壁型鋼組合梁承載力的有限元模擬值

2.5 膠合木層厚度對(duì)組合梁抗彎性能的影響

本研究標(biāo)準(zhǔn)組合梁試件A-1上下翼緣膠合木厚度為40 mm，現(xiàn)以A-1為基礎(chǔ)將膠合木的厚度分別調(diào)整為30、50 mm，試驗(yàn)獲得不同膠合木厚度的組合梁荷載-跨中撓度曲線(xiàn)(見(jiàn)圖12)。由圖12可見(jiàn)：膠合木厚度對(duì)組合梁的抗彎剛度提高不大，但能夠顯著地提高組合梁的抗彎承載力。

由不同膠合木厚度的組合梁極限荷載模擬值(見(jiàn)表4)可見(jiàn)：當(dāng)膠合木厚度由30 mm提高到40 mm時(shí)，組合梁承載力提高了21.05%；當(dāng)膠合木厚度由40 mm提高到50 mm時(shí)，組合梁承載力只提高了10.65%。由此可見(jiàn)，隨著膠合木厚度的提高，冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁的承載力提高幅度亦越來(lái)越小。

圖12 不同膠合木層厚度時(shí)組合梁荷載-撓度曲線(xiàn)對(duì)比圖

表4 不同膠合木厚度的組合梁承載力有限元模擬值

2.6 連接方式對(duì)組合梁抗彎性能的影響

在標(biāo)準(zhǔn)組合梁試件A-1的基礎(chǔ)上，分別將上下翼緣處膠合木與鋼骨架的連接方式改為螺栓連接與自攻螺釘連接，其他參數(shù)保持不變，試驗(yàn)獲得不同連接方式的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)(見(jiàn)圖13)。由圖13可見(jiàn)：膠黏連接方式的組合梁承載力最高。

圖13 不同連接方式的組合梁荷載-撓度曲線(xiàn)

由不同連接方式的組合梁極限荷載模擬值(見(jiàn)表5)可見(jiàn)：當(dāng)鋼木連接方式由螺栓連接改為自攻螺釘連接時(shí)，組合梁承載力提高了34.10%；當(dāng)鋼木連接方式由自攻螺釘連接改為膠黏連接時(shí)，組合梁承載力又提高了22.54%。由此可見(jiàn)，與螺栓連接、自攻螺釘連接相比，膠黏連接的組合梁整體性最好，承載力最大。

2.7 組合梁最優(yōu)組合參數(shù)

為得到抗彎承載力高而撓度變形小的組合梁最優(yōu)參數(shù)組合形式，根據(jù)各組合梁的撓度-荷載曲線(xiàn)圖將其極限荷載值與最大撓度值的比值進(jìn)行對(duì)比(見(jiàn)表6)。由表6可見(jiàn)：組合梁極限荷載值與最大撓度值比值最高的為組合梁C-2，即上下翼緣處膠合木厚度為40 mm、左右卷邊處膠合木厚度為20 mm、單支C型鋼尺寸為120.0 mm×50.0 mm×20.0 mm×2.0 mm、連接方式為膠黏連接、型鋼型號(hào)為Q390的組合梁。除此之外，組合梁B-2、C-1、D-2對(duì)應(yīng)的組合參數(shù)也較為理想，其極限荷載值與最大撓度值比值均在4.7及以上。

表5 不同連接方式的組合梁承載力有限元模擬值

表6 各組合梁極限荷載值與最大撓度值比值

3 結(jié)論

本研究提出了一種新型冷彎薄壁型鋼-膠合木箱型組合梁，并通過(guò)有限元分析其破壞機(jī)理與抗彎性能影響因素，結(jié)果表明：①在三分點(diǎn)加載的工況下，下翼緣膠合木板與卷邊處膠合木板下邊緣率先達(dá)到抗拉極限強(qiáng)度，梁底出現(xiàn)垂直向上的彎曲裂縫，在隨后的加載過(guò)程中出現(xiàn)局部順紋剪切破壞，組合梁整體破壞表現(xiàn)為延性彎曲破壞。組合梁承載力由下翼緣處膠合木板的抗拉強(qiáng)度決定。②增加組合梁的鋼板厚度、鋼材強(qiáng)度、膠合木層厚度，均能提高組合梁的極限承載力，但隨著數(shù)值的增大，其對(duì)組合梁的承載力提高幅度逐漸較小。③在加載過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，在鋼墊板周?chē)?、膠合木板交界處以及C型鋼背靠背交界處等組合件的連接位置，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，可以采取增加墊片等方式以減小應(yīng)力集中現(xiàn)象對(duì)組合梁承載力的影響。④在螺栓連接、自攻螺釘連接、膠黏連接3種材料連接方式的對(duì)比中，膠黏連接的組合梁整體性最好、承載力最大，也是最方便的一種連接方式。⑤總體考慮組合梁組合參數(shù)及材料連接方式對(duì)組合梁整體性能的影響，得出抗彎承載力高而撓度變形小的最優(yōu)參數(shù)組合形式為組合梁C-2所對(duì)應(yīng)的參數(shù)組合形式。