劉佳桐，雷 云，2，酈 維，陳 領(lǐng)，劉瑞越，王解軍

（1.中南林業(yè)科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410004；2.廣安市廣安區(qū)交通運(yùn)輸局，四川 廣安 638000；3.湖南大學(xué)設(shè)計(jì)研究院有限公司，湖南 長(zhǎng)沙 410082）

隨著全球經(jīng)濟(jì)不斷發(fā)展，節(jié)能、環(huán)保、可持續(xù)發(fā)展理念的不斷深入，木結(jié)構(gòu)逐漸發(fā)展起來(lái)。木材作為一種節(jié)能環(huán)保的綠色建材，具有輕質(zhì)高強(qiáng)、保溫性能好且美觀等優(yōu)點(diǎn)，但純木結(jié)構(gòu)受制于木材順橫紋力學(xué)性能差異大、抗剪強(qiáng)度低等特點(diǎn)，在高層建筑及大跨度橋梁工程的應(yīng)用中受到限制[1-3]。鋼材具有可塑性好，易加工且污染較小等優(yōu)點(diǎn)，但鋼結(jié)構(gòu)容易發(fā)生失穩(wěn)破壞。將木材和鋼材合理地組合成木-鋼組合構(gòu)件能夠充分發(fā)揮2種材料的優(yōu)點(diǎn)，克服木材抗剪強(qiáng)度低和鋼材穩(wěn)定性差的缺陷，提升結(jié)構(gòu)的承載能力。

近些年來(lái)，對(duì)于木-鋼組合構(gòu)件的研究取得了不少成果。陳愛國(guó)等[4]將H 形鋼和木板進(jìn)行膠接形成木-鋼組合梁，通過(guò)試驗(yàn)研究木板及工字鋼截面尺寸的變化對(duì)組合梁抗彎性能的影響。Wang 等[5]對(duì)木-鋼組合工字梁和膠合木工字梁的抗彎性能進(jìn)行了對(duì)比試驗(yàn)研究，結(jié)果表明組合梁的承載能力遠(yuǎn)高于膠合木梁。Liu 等[6]設(shè)計(jì)了3 組等截面高度的木-鋼組合工字梁，通過(guò)模型試驗(yàn)探究了木板厚度與工字剛度之比參數(shù)變化對(duì)木-鋼組合工字梁彎曲性能的影響。Hassanieh 等[7]研究了不同類型連接件連接的木-鋼組合節(jié)點(diǎn)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（Laminated veneer lumber，單板層積木材）板紋理方向（平行和垂直于紋理）對(duì)木-鋼組合（Steel-timber composite，STC）梁結(jié)構(gòu)性能的影響。Hassanieh 等[8]提出了一種木-鋼（交叉層積木材Cross-laminated timber，CLT）組合梁，通過(guò)試驗(yàn)及數(shù)值模擬分析了不同剪力連接件（四角螺釘、多角螺釘和高強(qiáng)螺栓）進(jìn)行組合的組合梁的復(fù)合效率。張也等[9]研究了集中荷載作用下螺栓間距、剪跨比對(duì)H 型木-鋼組合工字梁破壞模式、剛度和承載力的影響。Wang 等[10]提出了一種帶斜螺釘?shù)哪?鋼復(fù)合材料節(jié)點(diǎn)并進(jìn)行了雙剪切面推出試驗(yàn)，研究?jī)A斜角度、專用攻絲機(jī)墊圈、螺釘光滑柄長(zhǎng)度對(duì)鋼木組合節(jié)點(diǎn)抗剪性能的影響。

綜上，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在木-鋼組合工字梁的力學(xué)性能及木-鋼組合構(gòu)件連接性能等方面展開了研究，尚未對(duì)于木-鋼組合箱梁的抗彎性能進(jìn)行研究。因此，本研究以一種焊接槽鋼為骨架，木板作為上、下翼板并通過(guò)螺栓連接的木-鋼組合箱梁作為對(duì)象，通過(guò)試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究組合箱梁的抗彎性能，探明其破壞形態(tài)與機(jī)理，驗(yàn)證組合箱梁形式的合理性，為木-鋼組合箱梁的后續(xù)研究提供合理依據(jù)。

1 材料與方法

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)1 根純木箱梁（L0）與3 根木-鋼組合箱梁（L1～L3）。純木梁和組合梁的跨徑均為1.8 m，計(jì)算跨徑均為1.52 m，木箱梁在加載點(diǎn)和支座處膠接了20 mm 厚的木橫隔板，組合箱梁在加載點(diǎn)和支座處焊接了3 mm 厚的鋼橫隔板。組合箱梁的上、下翼板均是由松木鋸材加工而成的木板，腹板是由 Q235 鋼材加工制作而成的槽鋼，由螺栓進(jìn)行連接。木箱梁由木板膠合而成，試件的設(shè)計(jì)如圖1 所示，其中：ts、bs分別為槽鋼的厚度、腿寬，槽鋼腿厚與腰厚相同；b1、b2分別為上、下翼緣板寬度；t為木板厚度；bs1、bs2分別為腹板內(nèi)側(cè)至上、下翼板外側(cè)的距離；bw為腹板內(nèi)側(cè)之間的距離，槽鋼豎立放置，腿端部與下翼板側(cè)邊平齊；木箱梁中腹板翼緣木板等厚；hw為箱梁腹板高度；h為箱梁的總高度。

圖1 試件設(shè)計(jì)Fig.1 Design diagram of specimens

1.2 材料屬性

1）木板

木材采用興安落葉松，按照我國(guó)木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)[11]中規(guī)定的方法加工制作清材小試件進(jìn)行材性試驗(yàn)，并根據(jù)《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊(cè)》[12]和《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)原理》[13]對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行折減，其力學(xué)性能指標(biāo)結(jié)果如表1 所示。

表1 木材力學(xué)性能指標(biāo)Table 1 Timber mechanical property indexes MPa

2）鋼材

槽鋼采用Q235 鋼材焊接加工而成，鋼材的力學(xué)性能數(shù)據(jù)見表2。螺栓采用4.8 級(jí)的六角頭M8螺栓，螺栓的布置滿足我國(guó)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)GB 50017—2017[14]和歐洲EN 14545 標(biāo)準(zhǔn)[15]中的要求。

表2 鋼材力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Steel mechanical property indexes MPa

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)在中南林業(yè)科技大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室的100 t 級(jí)反力架下進(jìn)行，并用30 t 級(jí)荷載傳感器進(jìn)行荷載的測(cè)量，采用三等分點(diǎn)分級(jí)彎曲加載的方式，加載裝置的布置照片見圖2a—b。當(dāng)荷載小于80 kN 時(shí)，每級(jí)的荷載增量為10 kN；當(dāng)荷載大于80 kN 時(shí)但小于120 kN 時(shí)，每級(jí)荷載增量為5 kN；當(dāng)荷載超過(guò)120 kN 時(shí)，每級(jí)荷載增量為2 kN，直至構(gòu)件不能繼續(xù)承載為止。

圖2 加載裝置及應(yīng)變布置Fig.2 Loading device and strain arrangement diagram

試件加載過(guò)程中應(yīng)變片及位移傳感器的讀數(shù)均由DH3861 靜態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)進(jìn)行同步采集。測(cè)點(diǎn)布置方案為：在每個(gè)試件跨中位置的底面布置2 個(gè)位移傳感器（取平均值）以測(cè)量跨中截面的豎向撓度，在組合梁的梁端木材與鋼材交界面處布置一個(gè)位移傳感器用于測(cè)量木-鋼界面相對(duì)滑移，即在加載過(guò)程中由于剪力連接件逐步失效而導(dǎo)致木材與鋼材產(chǎn)生的相對(duì)錯(cuò)位；在每個(gè)構(gòu)件跨中截面的頂面和底面均勻布置5 個(gè)應(yīng)變片，組合梁上翼板的底面布置1 個(gè)應(yīng)變片；組合梁側(cè)面腹板部分均勻布置3 個(gè)應(yīng)變片，側(cè)面上翼板布置1 個(gè)，下翼板布置2 個(gè)，木箱梁側(cè)面布置6 個(gè)應(yīng)變片，兩側(cè)對(duì)稱布置，測(cè)點(diǎn)布置見圖2b—d。本次試驗(yàn)主要測(cè)量各試件的跨中撓度和跨中截面的應(yīng)變、極限荷載及木-鋼交界面的相對(duì)滑移。

1.4 有限元方法

為了更好地研究木-鋼組合箱梁的抗彎性能，本研究基于ABAQUS 軟件建立了木箱梁和組合箱梁的有限元模型，并將數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證有限元模型的合理性。

1.4.1 有限元模型的建立

木箱梁和組合箱梁在ABAQUS 軟件中均采用3D 建模的方式，采用八結(jié)點(diǎn)線性六面體單元（C3D8R）的方式對(duì)木板、鋼型材和支座進(jìn)行建模并劃分網(wǎng)格。木板以10 mm 的網(wǎng)格進(jìn)行布種并劃分；鋼腹板劃分為6 mm 的網(wǎng)格；由于支座墊板會(huì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果不產(chǎn)生影響，故將其劃分為20 mm的網(wǎng)格。最終木箱梁和組合箱梁的網(wǎng)格劃分有限元模型如圖3 所示。木箱梁和組合箱梁的支座一邊簡(jiǎn)化為鉸支座，一邊簡(jiǎn)化為鏈桿連接。采用集中力的方式對(duì)模型進(jìn)行加載。

圖3 試件有限元模型Fig.3 Finite element model of the specimen

1.4.2 材料和剪力連接件本構(gòu)關(guān)系

在3D 有限元模型中，鋼屈服和塑性行為由彈性各向同性硬化塑性本構(gòu)定律模擬，其彈性模量為206 Gpa，質(zhì)量密度為7.85 g/cm3，泊松比為0.3，當(dāng)考慮塑性變形時(shí)，真實(shí)的應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù)應(yīng)進(jìn)行輸入，其滿足如下關(guān)系：

真實(shí)塑性應(yīng)變?yōu)椴牧系恼鎸?shí)應(yīng)變減去彈性階段的應(yīng)變，即：

式中：ε、σ和εy分別表示材料的真實(shí)應(yīng)變、真實(shí)應(yīng)力和真實(shí)塑性應(yīng)變；ε1、σ1分別表示名義應(yīng)變和名義應(yīng)力；E為材料的彈性模量。

木材為正交各向異性材料，木材在拉壓應(yīng)力狀態(tài)下彈塑性行為分別由工程常數(shù)和Hill 屈服準(zhǔn)則來(lái)實(shí)現(xiàn)。木板的物理力學(xué)參數(shù)如表3 所示。表4給出了木材塑性屈服強(qiáng)度比Rij，由下式定義：

表3 木材物理力學(xué)指標(biāo)Table 3 Timber physical and mechanical indicators

表4 木材屈服強(qiáng)度比Table 4 Timber yield strain ratios

式中：σy為材料塑性參考屈服正應(yīng)力；τy為參考屈服剪應(yīng)力，σii和σij為屈服正應(yīng)力和屈服剪應(yīng)力。

螺栓采用彈簧單元進(jìn)行模擬，將翼板內(nèi)表面與鋼腹板對(duì)應(yīng)的兩點(diǎn)進(jìn)行連接，并釋放梁縱向自由度，以連接剛度進(jìn)行模擬。連接剛度滿足歐洲木結(jié)構(gòu)規(guī)范[16]，由下式進(jìn)行計(jì)算：

式中：u為彈簧的連接剛度；γ為木材的氣干密度；d為螺栓連接件的直徑。

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞現(xiàn)象、形態(tài)及機(jī)理分析

各試件的破壞形態(tài)如圖4 所示。加載初期，木箱梁并無(wú)任何明顯的破壞現(xiàn)象，隨著荷載增加至極限荷載的80%時(shí)，木箱梁開始發(fā)出清脆的木纖維撕裂聲，在加載點(diǎn)的下方，腹板中部出現(xiàn)細(xì)微的縱向裂縫；隨著荷載繼續(xù)增大，縱向裂縫迅速向梁端延伸，同時(shí)不斷發(fā)出撕裂的響聲，隨著一聲巨響，縱向裂縫延伸到了梁端，木箱梁破壞。3 根組合箱梁在加載初期并無(wú)明顯的破壞現(xiàn)象，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的60%左右時(shí)，組合梁的木板開始發(fā)出響聲；當(dāng)荷載超過(guò)極限荷載的80%時(shí)，組合箱梁不斷發(fā)出沙沙的木材撕裂聲，木翼板出現(xiàn)了較大的局部裂縫，梁的彎曲程度迅速增加；到達(dá)極限荷載時(shí)，3 根組合箱梁上翼緣鋼材均局部受壓屈服，底板的木材均拉裂斷開而破壞。

圖4 試件的破壞形態(tài)Fig.4 Failure patterns of the specimen

2.1.1 木箱梁破壞模式與機(jī)理分析

木箱梁為腹板中部木材產(chǎn)生剪切裂縫的脆性破壞模式（圖4a）。由于木材具有較高的順紋抗拉和抗壓強(qiáng)度，剪切強(qiáng)度較低，木翼板的拉壓應(yīng)力還未達(dá)到木材的抗拉壓強(qiáng)度，腹板中部的剪切應(yīng)力就已超過(guò)木材的順紋抗剪強(qiáng)度，隨即發(fā)生剪切破壞，并形成一條通長(zhǎng)的剪切裂縫，因此木箱梁?jiǎn)适С休d能力而被破壞。在木箱梁上翼板頂面出現(xiàn)了縱向的局部裂縫（圖4b），這是由于木材存在木節(jié)、斜紋等缺陷，在木節(jié)處會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致在木節(jié)等缺陷處出現(xiàn)局部裂縫并逐漸延伸，最終發(fā)生脆性剪切破壞。

2.1.2 組合箱梁破壞模式與機(jī)理分析

組合箱梁為典型的下翼緣木板受拉斷裂的破壞模式。在破壞時(shí)，底板木材的拉應(yīng)力已超過(guò)木板的極限抗拉強(qiáng)度，因此底部木板纖維被拉斷而破壞（圖4d、g、j）；在接近極限荷載時(shí)，上翼緣加載點(diǎn)附近的螺栓處出現(xiàn)木板局部劈裂現(xiàn)象（圖4e、h、k），這是由于螺栓受到木板的擠壓而使木板產(chǎn)生了較大的橫紋拉應(yīng)力，并伴隨著剪力滯效應(yīng)；鋼腹板上翼緣出現(xiàn)局部屈曲的現(xiàn)象（圖4f、i、l），這是由于槽鋼翼板較短，在加載點(diǎn)處鋼腹板上翼緣受到了較大的壓應(yīng)力。

2.2 荷載-跨中撓度曲線

木箱梁和組合箱梁的荷載-跨中撓度曲線如圖5 所示。隨著荷載的增加，木箱梁的荷載-撓度曲線基本保持線性增長(zhǎng)，這表明木箱梁始終處于彈性變形階段；木-鋼組合箱梁則表現(xiàn)出了理想的彈塑性行為，加載初期，荷載-撓度曲線呈線性增長(zhǎng)，后期撓度的發(fā)展速度顯著增加，表明相比于木箱梁，木-鋼組合箱梁具有更好的延性。本研究基于Yasumura[17]提出的方法將組合箱梁初始剛度k定義為荷載-撓度曲線在極限荷載的0.1 倍與0.4 倍兩點(diǎn)之間連線的斜率，即：

圖5 荷載-跨中撓度曲線Fig.5 Load-midspan deflection curves

式中：Pu0.4和Pu0.1分別為0.4 倍極限荷載和0.1 倍極限荷載；Δd為荷載-撓度曲線上0.4 倍極限荷載Pu0.4和0.1 倍極限荷載Pu0.1之間的位移差。

屈服點(diǎn)的定義采用等效彈塑性屈服法。如圖6所示，屈服位移取荷載-撓度曲線具有相同初始剛度和極限強(qiáng)度的彈塑性系統(tǒng)的屈服位移，則試件的延性系數(shù)和屈服位移Δy的計(jì)算式為：

圖6 等效彈塑性屈曲Fig.6 Equivalent elasto-plastic buckling

式中：Py、Δy、Pu、Δu和β分別代表試件的屈服荷載、屈服位移、極限荷載、極限位移和延性系數(shù)。

木箱梁和組合箱梁的主要力學(xué)性能指標(biāo)如表5所示。相比于木箱梁，木-鋼組合箱梁的承載能力得到顯著提升，組合箱梁的極限承載力平均提高了30.33%，表明木材和鋼材的力學(xué)特性得到了充分的發(fā)揮。初始剛度平均下降了34.42%，這是由于木箱梁腹板與翼板之間采用膠合的方式進(jìn)行連接，其整體性較好，組合箱梁由于采用螺栓進(jìn)行連接，木翼板與鋼腹板之間會(huì)產(chǎn)生相對(duì)滑移，從而導(dǎo)致組合箱梁的初始剛度下降。

表5 試件的力學(xué)性能指標(biāo)?Table 5 Mechanical properties of the specimen indexes

2.3 跨中截面正應(yīng)變沿高度變化

圖7 為木箱梁（圖7a）和組合箱梁（圖7b—d）跨中截面應(yīng)變的分布情況，木箱梁在加載過(guò)程中截面應(yīng)變沿高度方向保持線性分布，說(shuō)明其始終滿足平截面假定。組合箱梁由于采用螺栓連接，木板與槽鋼交界面處會(huì)產(chǎn)生剪切應(yīng)力，而木板與槽鋼之間的接觸面積較小，組合梁在加載初期交界面處剪切應(yīng)力超過(guò)了界面摩擦力，交界面處開始產(chǎn)生滑移，因此組合箱梁截面整體不再滿足平截面假定，但木板與槽鋼各自滿足平截面假定。

圖7 跨中截面正應(yīng)變Fig.7 Normal strain in the cross-section

木材受壓會(huì)經(jīng)歷彈性階段和塑性階段[18-19]，受拉表現(xiàn)為脆性破壞，基于上述研究及表1 中的木材材性指標(biāo)，經(jīng)計(jì)算可得本研究中木板的屈服壓應(yīng)變?yōu)? 301 με，極限拉應(yīng)變?yōu)? 701 με。由圖7 可以看出，在加載極限荷載時(shí)，組合箱梁實(shí)測(cè)的木材最大壓應(yīng)變均已超過(guò)了3 000 με，超過(guò)了木板的屈服壓應(yīng)變，此時(shí)，上翼緣頂面的木材已失效，中性軸下移。下翼緣木材的最大拉應(yīng)變均超過(guò)了3 500 με，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了木板的極限拉應(yīng)變，因此組合箱梁底板木材被拉斷而失效。鋼材在受力過(guò)程中會(huì)經(jīng)歷明顯的流幅階段，由表2 可知，本研究中的鋼材屈服應(yīng)變?yōu)? 140 με，試驗(yàn)測(cè)得鋼材的最大拉應(yīng)變分別為 5 492、5 210 和5 598 με，均已超過(guò)了鋼材的屈服應(yīng)變，說(shuō)明組合梁在接近破壞時(shí)部分鋼材已經(jīng)進(jìn)入屈服階段，因此鋼腹板發(fā)生了局部屈曲的現(xiàn)象。綜上所述，鋼材彌補(bǔ)了木材抗剪性能較低的缺陷，發(fā)揮了木材抗拉壓性能較高的優(yōu)點(diǎn)，表明本研究提出的木-鋼組合箱梁科學(xué)合理。

2.4 組合箱梁荷載-端部滑移響應(yīng)

由于試驗(yàn)中木-鋼組合箱梁采用螺栓進(jìn)行組合連接，螺栓在組合梁受彎過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生變形，組合梁上、下翼板與鋼腹板之間產(chǎn)生相對(duì)滑移，引起組合梁的剛度降低和抗彎承載力下降。圖8 為木-鋼組合箱梁端部的滑移示意圖，由圖8 可知，木-鋼組合箱梁為鋼腹板上翼緣相對(duì)木板內(nèi)縮，鋼腹板下翼緣相對(duì)木板外伸的滑移模式，這是由于鋼材的彈性模量遠(yuǎn)高于木材的彈性模量。本研究以鋼腹板相對(duì)木板內(nèi)縮為正，外伸為負(fù)，得出荷載-端部相對(duì)滑移曲線如圖9 所示。3 根組合箱梁上、下翼緣的相對(duì)滑移均超過(guò)了6 mm，上、下翼緣的滑移變化趨勢(shì)基本保持對(duì)稱變化。在70%極限荷載之前，相對(duì)滑移隨荷載的增加基本保持線性變化，且相對(duì)滑移較小，基本保持在2.5 mm 以內(nèi)，這是由于此時(shí)螺栓處于傳力的彈性階段；當(dāng)荷載超過(guò)極限荷載的70%后，其滑移量的增長(zhǎng)急劇增加，這是由于螺栓進(jìn)入了傳力的彈塑性階段，剪切變形迅速增大，螺栓的抗剪剛度大幅下降。

圖8 木-鋼組合箱梁滑移模式Fig.8 The sliding mode of timber-steel composite box beams

圖9 組合梁荷載-端部滑移曲線Fig.9 The load-end-slip curve of composite beams

2.5 上翼緣板正應(yīng)變的橫向分布

箱梁通過(guò)肋板傳遞給翼板的剪應(yīng)力是不均勻的，在肋板交接處最大，遠(yuǎn)離肋板開始逐漸減小。因此，本次試驗(yàn)在4 根試件上翼緣板頂面的中部沿橫向均勻布置了5 個(gè)縱向應(yīng)變片（圖2c—d）用于測(cè)量上翼板正應(yīng)變沿橫向的分布情況。圖10 顯示了上翼板頂面在各級(jí)荷載下的應(yīng)變橫向分布情況，由圖10 可以看出，加載初期其正應(yīng)變沿橫向基本保持均勻分布；當(dāng)超過(guò)極限荷載的40%時(shí)，腹板位置的翼板正應(yīng)變開始大于遠(yuǎn)離腹板位置的正應(yīng)變，隨著荷載的增加，正應(yīng)變沿橫向分布不均勻程度逐漸增大，這是由于腹板的剪切應(yīng)力逐漸增加，剪力滯后效應(yīng)逐漸增大所致。本研究基于徐果[20]、李平等[21]的研究對(duì)各試件有效寬be進(jìn)行了簡(jiǎn)化計(jì)算，確定了木箱梁和組合箱梁的翼板有效寬度，計(jì)算公式如下：

圖10 跨中上翼板頂面正應(yīng)變橫向分布Fig.10 Transverse distribution of normal strain on the top surface of mid-span upper flanges

式中：b為各箱梁試件翼板的實(shí)際寬度；λ為剪力滯系數(shù)；σmax是翼板處的最大正應(yīng)力；σ0為按初等梁理論求得的翼板截面平均正應(yīng)力。

表6 給出了木箱梁和各組合箱梁跨中位置上翼板的剪力滯系數(shù)和翼板有效寬度，由表6 可知，木箱梁的剪力滯系數(shù)小于組合箱梁，這是由于木箱梁的腹板較寬，其肋板的剪切應(yīng)力傳遞相對(duì)較為均勻，因此受剪力滯后效應(yīng)的影響相對(duì)較小，組合箱梁的腹板較薄的鋼材剪力滯后效應(yīng)更明顯，因此木箱梁的翼板有效寬度也大于組合箱梁。

表6 跨中截面上翼板剪力滯系數(shù)及有效寬度?Table 6 The shear lag coefficient and effective width of flange plates on the mid-span cross section

2.6 有限元與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分別如圖11～12 所示，圖11 顯示了有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)獲得的荷載-跨中曲線對(duì)比結(jié)果。由曲線可以看出，木箱梁和組合箱梁有限元模擬的曲線與試驗(yàn)結(jié)果擬合較好，木箱梁的跨中撓度最大值為11.89 mm，這與試驗(yàn)測(cè)得的撓度值11.30 mm 較為接近；木-鋼組合箱梁的跨中撓度最大值為59.09 mm，與試驗(yàn)中3 根組合箱梁試件實(shí)測(cè)的跨中撓度位平均值62.70 mm 也非常接近，這說(shuō)明有限元數(shù)值模擬分析的結(jié)果與實(shí)際情況是比較符合的。圖12 顯示了有限元模擬的梁跨中上翼緣板正應(yīng)變的橫向分布與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況（木-鋼組合箱梁的試驗(yàn)結(jié)果取3 根試件的平均值），有限元模擬的結(jié)果應(yīng)變值略小于試驗(yàn)值且對(duì)稱性較好，這是由于有限元模擬時(shí)忽略了木材木節(jié)、開孔等因素。表7 給出了有限元模擬得出的剪力滯系數(shù)、上翼板有效寬度與試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果，其相對(duì)誤差基本在5%以內(nèi)。綜上所述，有限元模擬的結(jié)果能夠很好地反映木箱梁與組合箱梁的彎曲性能。

表7 剪力滯系數(shù)和有效分布寬度的試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比?Table 7 The experimental results of shear lag coefficient and effective distribution width with the finite element

圖11 跨中撓度曲線試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比Fig.11 Test results of deflection curves in mid-span with the finite element

圖12 跨中上翼板頂面正應(yīng)變橫向分布試驗(yàn)結(jié)果與有限元結(jié)果對(duì)比Fig.12 Test results and finite element results for normal strain transverse distribution at the top surface of the mid-span upper flange

3 結(jié)論與討論

3.1 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)木-鋼組合箱梁和膠合木箱梁的彎曲加載試驗(yàn)與分析，得出以下結(jié)論：

1）組合箱梁為底板木材受拉斷裂的破壞模式，同時(shí)伴隨著頂板木材受壓產(chǎn)生局部劈裂破壞和鋼材上緣的屈曲，其為延性破壞；木箱梁為腹板中部產(chǎn)生貫通裂縫的剪切破壞，其為脆性破壞。組合箱梁的腹板采用了強(qiáng)度較高的鋼材，克服了木材順紋抗剪能力較差的缺點(diǎn)，充分發(fā)揮了木材拉壓強(qiáng)度較高的優(yōu)點(diǎn)，表明該組合形式是合理的。

2）組合梁的極限抗彎承載力較相木箱梁平均提高了30.33%，且其延性遠(yuǎn)高于木箱梁；由于組合箱梁采用螺栓連接，其界面會(huì)產(chǎn)生滑移，因此導(dǎo)致組合梁的初始剛度低于木箱梁；通過(guò)分析翼板應(yīng)變的橫向分布情況發(fā)現(xiàn)2 類梁均有明顯的剪力滯效應(yīng)。

3）基于ABAQUS 軟件建立的有限元模型的模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確，木箱梁與組合箱梁模擬的撓度值、剪力滯系數(shù)及翼板有效分布寬度與試驗(yàn)值吻合較好，誤差基本在5%以內(nèi)，能夠很好地用于實(shí)際工程的模擬預(yù)測(cè)。

3.2 討 論

木-鋼組合箱形截面梁是一種新型組合結(jié)構(gòu)，其研究理論體系尚不完善，對(duì)于其受力性能的研究還有待深入，在此提出以下討論：

1）采用螺栓連接的木-鋼組合梁其交界面產(chǎn)生滑移，從而影響組合梁的抗彎性能，因此，采用剪力連接件進(jìn)行結(jié)合的木-鋼組合箱梁的連接性能需要進(jìn)一步研究。

2）本研究中并未對(duì)木-鋼組合箱梁承載能力的影響因素進(jìn)行研究，比如截面幾何特性參數(shù)和跨度等，尚需開展承載力影響因素的相關(guān)研究。

3）只針對(duì)木-鋼組合箱梁的抗彎性能進(jìn)行了研究，抗剪性能在實(shí)際過(guò)程中亦不可忽略，尚需對(duì)其抗剪性能開展研究。