關(guān)鍵詞：單板層積材； 冷彎薄壁型鋼； 組合梁； 受彎性能； 跨中撓度； 滑移

中圖分類號：TU398. 9 文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A DOI：10. 7525/j. issn. 1006-8023. 2024. 06. 019

0引言

隨著我國可持續(xù)發(fā)展戰(zhàn)略的提出，林業(yè)資源的速生開發(fā)和加工利用成為當(dāng)下研究的熱點(diǎn)［1］。單板層積材（laminated veneer lumber，LVL）是由多層單板按順紋方向組坯熱壓膠合而成的板材。與實(shí)木相比，其結(jié)構(gòu)均勻、強(qiáng)度和尺寸穩(wěn)定性高、耐候性和抗震減震性能好，因而被用于木結(jié)構(gòu)建筑、橋梁及家具等領(lǐng)域［2-4］。其對原料無特殊要求，可利用速生材、小徑級及短小材制作，尺寸亦不受原木影響，能實(shí)現(xiàn)劣材優(yōu)用［5］。此外，可選用不同種類、質(zhì)量的木材進(jìn)行膠合，出材率高。但LVL存在著強(qiáng)度、剛度相對較低，各向異性明顯等缺點(diǎn)［6］。而冷彎薄壁型鋼具有材質(zhì)均勻、自重輕強(qiáng)度高、形狀多變易于制造等優(yōu)點(diǎn)，但在相同承載力下，構(gòu)件由于截面小容易失穩(wěn)［7-9］。采用結(jié)構(gòu)膠將LVL板與薄壁型鋼以特定方式黏結(jié)而成的組合梁構(gòu)件，鋼板承擔(dān)外荷載，木材能有效抑制鋼板的側(cè)向變形防止發(fā)生屈曲，可以充分利用2種材料的優(yōu)勢。因此，研究 鋼-LVL組合梁不僅可以優(yōu)化構(gòu)件性能，對綠色建筑發(fā)展也有促進(jìn)作用。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對鋼-木組合梁的性能進(jìn)行深入研究。陳愛國等［10］提出一種以焊接H型鋼梁為骨架，在鋼梁翼緣外表面黏接木板的工字形截面鋼-木組合梁，試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)黏結(jié)木板可以避免型鋼梁側(cè)向失穩(wěn)。潘福婷等［11］用有限元軟件對鋼木組合柱進(jìn)行模擬，發(fā)現(xiàn)在鋼板兩側(cè)增加木板可以抑制鋼板的側(cè)向變形，且鋼板能夠更好屈服，材料強(qiáng)度得到充分利用。Kortis等［12］對鋼-木組合梁節(jié)點(diǎn)受力性能進(jìn)行數(shù)值模擬，分析幾何形狀復(fù)雜節(jié)點(diǎn)的受力情況。劉德貴等［13］對內(nèi)置薄壁H型鋼-木組合梁界面受力性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明抗剪螺釘和環(huán)氧樹脂膠復(fù)合連接的構(gòu)件比單純抗剪螺釘和單純環(huán)氧樹脂膠黏接的構(gòu)件有更高的界面抗剪承載力。謝宇添［14］、Ghazijahani等［15］對預(yù)應(yīng)力碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（carbon fiber reinforced polymer，CFRP）加固損傷木梁進(jìn)行抗彎承載力試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，CFRP布加固后可以大幅度提高木梁的抗彎承載力和延性。CFRP布可延緩或避免木梁的受拉脆性破壞，降低木材本身缺陷對試驗(yàn)結(jié)果的影響。姚宇航等［16］提出一種用膠合木將冷彎薄壁型鋼包裹的連接方式構(gòu)成的新型箱型截面冷彎薄壁型鋼-膠合木組合梁，用有限元軟件對影響組合梁變形的因素進(jìn)行了參數(shù)分析，得出連接方式對抗彎性能影響最大。劉瑞越等［17］分別對木-鋼組合梁和膠合木梁進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明膠合木工字梁的破壞模式為脆性的順紋剪切破壞，木-鋼組合工字梁的破壞模式為鋼腹板屈服且木材翼緣發(fā)生了順紋剪切破壞。有效地解決了膠合木工字梁在彎曲加載下因縱向抗剪強(qiáng)度較低而發(fā)生剪切破壞的問題，而且可為木-鋼組合工字梁在大跨徑的梁單元結(jié)構(gòu)研究提供參考。

針對9根鋼-LVL組合工字形梁進(jìn)行受彎性能試驗(yàn)，以LVL板厚、型鋼厚度、梁截面高度及翼緣寬度為參數(shù)，觀察組合梁的變形情況與破壞現(xiàn)象，分析不同參數(shù)對組合梁受彎性能的影響，提出考慮滑移效應(yīng)的跨中撓度計(jì)算公式，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比驗(yàn)證。

1試驗(yàn)概況

1. 1試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)9根組合梁試件，其骨架是由兩根背對的U型鋼和3根LVL板復(fù)合而成，如圖1所示。制作時(shí)先對冷彎薄壁型鋼和LVL板進(jìn)行打磨以去除表面氧化層，并用75% 的乙醇擦拭打磨之后的表面。將環(huán)氧樹脂結(jié)構(gòu)膠按1∶1的比例攪勻，涂抹于U 型鋼的腹板面并粘貼在LVL 板的兩側(cè)初步形成鋼-木組合骨架。接著在上下翼緣表面分別粘貼LVL板，使用夾具固定，施壓固化2d，養(yǎng)護(hù)7d，使結(jié)構(gòu)膠充分硬化，保證黏接的可靠性。試驗(yàn)的9根梁抗彎試驗(yàn)梁如圖2所示。

設(shè)置不同LVL板厚度、鋼板厚度、型鋼截面尺寸和高寬比進(jìn)行對比試驗(yàn)，工字形組合梁的腹板厚度取15mm，跨度為2. 4m，計(jì)算跨度為2. 1m，截面參數(shù)設(shè)置見表1。

1. 2試件材料力學(xué)性能

依據(jù)《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228. 1—2021）對冷彎薄壁型鋼的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量、泊松比以及屈強(qiáng)比進(jìn)行測定，具體試驗(yàn)參數(shù)見表2。再根據(jù)《人造板及飾面人造板理化性能試驗(yàn)方法》（GB/T 17657—2022）對LVL的力學(xué)性能進(jìn)行測試，測得LVL的抗彎強(qiáng)度為74. 55MPa，抗拉強(qiáng)度為85. 28MPa，彈性模量為13773 MPa，泊松比為0. 33。

1. 3試件加載方案及測試

試驗(yàn)采用千斤頂施加荷載于分配梁上，通過分配梁實(shí)現(xiàn)兩點(diǎn)靜力加載，如圖3所示。不考慮分配梁、荷載傳感器重量及梁自重。在試驗(yàn)梁和鉸支座之間加墊片保證接觸面受力均勻，防止支座處發(fā)生局部破壞。試驗(yàn)采用分級加載，為測得受彎區(qū)應(yīng)變的變化情況，在組合梁跨中沿截面高度均勻布置應(yīng)變片，并在組合梁上下翼緣和LVL、鋼板上沿長度方向均勻布置應(yīng)變，以研究上下翼緣的應(yīng)變情況。在組合梁支座處、跨中、集中荷載處以及集中荷載和支座中點(diǎn)處施加位移計(jì)，以研究不同荷載作用下組合梁的變形情況，加載裝置如圖4所示。

2試驗(yàn)結(jié)果及分析

2. 1試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

考慮到木材的破壞準(zhǔn)則，對于受彎構(gòu)件而言，受壓區(qū)屈服以后仍然能承受荷載工作，故破壞時(shí)以受拉區(qū)邊緣達(dá)到抗拉強(qiáng)度為破壞標(biāo)準(zhǔn)。鋼-LVL組合梁受彎時(shí)主要經(jīng)歷3個(gè)階段，分別是彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。

試件B-1和B-3的高寬比分別為2.0和2.1，兩者除翼緣板厚度不同其余均相同，發(fā)生平面外失穩(wěn)破壞。以B-1為例，當(dāng)荷載施加至10kN時(shí)，有輕微的木材擠壓的聲音出現(xiàn)，此時(shí)跨中撓度為5. 22mm。荷載繼續(xù)增大，組合梁集中力作用處木材擠壓明顯。當(dāng)荷載增加至28 kN時(shí)，組合梁上翼緣加載點(diǎn)處出現(xiàn)嚴(yán)重變形，木材靠近鋼板的位置出現(xiàn)橫向長裂縫，墊塊周圍出現(xiàn)木材層間微裂縫，鋼板和木材有明顯的凹陷，同時(shí)梁的側(cè)向變形增大，傾斜明顯，如圖5所示，梁因無法承受荷載發(fā)生失穩(wěn)破壞，此時(shí)對應(yīng)的跨中最大撓度為12. 89mm。

試件B-2、B-4、B-5、B-6和B-8的高寬比分別為2. 1、1. 6、1. 7、2. 0和1. 7，5根梁的破壞特征均為下翼緣LVL被拉斷。以B-4為例，在加載至26 kN時(shí)，支座處下翼緣LVL受壓出現(xiàn)變形，同時(shí)伴有層間擠壓的聲響，此時(shí)跨中撓度為10. 26 mm。隨著加載的進(jìn)行，多次出現(xiàn)LVL層間纖維相互作用的聲響。荷載增加到40 kN時(shí)，組合梁跨中下翼緣處開始出現(xiàn)沿層間方向的裂縫，此時(shí)撓度為19. 52 mm。荷載繼續(xù)增加，裂縫不斷向兩側(cè)延伸擴(kuò)展，突然一聲巨響組合梁失效破壞，此時(shí)荷載值為46 kN。梁跨中下翼緣處的木板被拉斷，裂縫從跨中擴(kuò)展到支座處，長達(dá)35 mm，斷裂處的裂縫呈現(xiàn)出不規(guī)則的鋸齒狀，貫穿整個(gè)木板底部，該組合梁的跨中最大位移為25. 33 mm，如圖6所示。與前者不同的是，B-6先出現(xiàn)的是脫膠聲，在支座的局部加強(qiáng)處，同時(shí)木板由于受壓出現(xiàn)細(xì)微裂縫，此時(shí)的跨中撓度為5. 86mm。繼續(xù)加載，組合梁跨中的位置也出現(xiàn)脫膠并向支座處伸展，接著出現(xiàn)不規(guī)則的縱向裂縫。荷載繼續(xù)增大，支座處的變形嚴(yán)重，支座處下翼緣的木板層間裂縫逐漸顯出，伴隨一聲巨響，組合梁被破壞，支座處木板層的層間被明顯地剝離。組合梁最大撓度為27. 78 mm，破壞荷載為64 kN，如圖7所示。

試件B-7和B-9的高寬比為2. 0和1. 7，2根梁破壞特征為局壓破壞。B-7在加載至30 kN時(shí)，集中力作用處的LVL開始變形，并伴有輕微的脫膠聲音。隨著荷載繼續(xù)增加，組合梁局部受壓破壞嚴(yán)重。當(dāng)荷載達(dá)到42 kN時(shí)，梁因集中力作用點(diǎn)處的局壓破壞嚴(yán)重而失效，此時(shí)跨中撓度為10. 02mm，如圖8（a）所示。B-9在加載較小時(shí)無明顯的現(xiàn)象，當(dāng)荷載加至42kN時(shí)，有輕微脫膠聲出現(xiàn)，梁集中力作用點(diǎn)處的LVL與鋼板有局部脫膠并有變形產(chǎn)生。當(dāng)荷載增加至70 kN時(shí)，梁下翼緣支座處變形明顯，層間裂縫明顯，上翼緣處的LVL板脫膠變形增大，鋼板受壓屈服，梁的撓度為10.39mm。當(dāng)荷載增加至82kN，梁下翼緣支座處的LVL板層間裂縫擴(kuò)大并向跨中延伸，同時(shí)夾雜著層間撕裂的聲音，最終組合梁因?yàn)橹ё嶭VL板層間剝離而破壞，最大撓度為16.53mm，如圖8（b）所示。

冷彎薄壁型鋼和LVL在組合梁受彎過程充分發(fā)揮各自的力學(xué)性能，組合梁整體變形較好，承載力較高。對試驗(yàn)現(xiàn)象和數(shù)據(jù)進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，B-2、B-4、B-5、B-6和B-8的截面高寬比在1. 5～2. 0，組合梁發(fā)生受拉破壞，表現(xiàn)為梁下翼緣LVL 被拉斷，組合梁以這種破壞形式為主；B-1 和B-3 由于高寬比大于2. 0，構(gòu)件尺寸相對較小且跨度大，發(fā)生平面外失穩(wěn)現(xiàn)象；B-7和B-9發(fā)生局壓破壞，B-7是集中力作用點(diǎn)處局壓破壞，B-9是下翼緣支座處LVL板嚴(yán)重變形而無法承受荷載。主要是由于梁的腹板厚度和翼緣寬度較大，截面剛度較大，材料還沒有充分發(fā)揮強(qiáng)度就被局部壓壞。因此，在后續(xù)的試驗(yàn)中要注意參數(shù)的設(shè)置，避免出現(xiàn)平面外失穩(wěn)和局壓破壞。

2. 2荷載-跨中撓度曲線

由組合梁跨中荷載-撓度曲線（圖9）可以看出，組合梁受彎過程大致分為3個(gè)階段。加載初期，即荷載小于極限荷載的1/3～2/3時(shí)，為彈性工作階段，試件撓度隨荷載近似線性增加，組合梁整體性能良好，型鋼和LVL共同工作，B-1由于失穩(wěn)破壞測得數(shù)據(jù)點(diǎn)不連續(xù)；荷載繼續(xù)增大，試件進(jìn)入彈塑性階段，此時(shí)荷載大于極限荷載的1/2～2/3，試件撓度變化明顯大于荷載變化，除了B-4和B-7之外非線性區(qū)段的增加都較為明顯；最后是破壞階段，由于手動(dòng)加載，試件承載能力下降時(shí)速度過快而無法采集數(shù)據(jù)。從最后破壞情況看，組合梁破壞為延性破壞，在試件達(dá)到極限荷載時(shí)，組合梁承載力仍可維持在一定荷載范圍內(nèi)，也證明鋼-LVL組合梁的協(xié)同工作能力。

2. 3跨中截面應(yīng)變曲線

以試件B-4為例，分析梁跨中截面應(yīng)變隨腹板高度的變化規(guī)律，如圖10所示。對于組合梁腹板，其應(yīng)變沿高度基本呈線性變化，梁中性軸處的應(yīng)變?yōu)?，與平截面假定一致，故梁的腹板可用平截面假定進(jìn)行理論分析。對于翼緣處的應(yīng)變，在加載初期，其值基本與腹板應(yīng)變呈直線，此時(shí)梁截面符合平截面假定；但隨著荷載繼續(xù)增大，翼緣處的應(yīng)變開始呈折線變化，此時(shí)不再符合平截面假定。

2. 4承載力試驗(yàn)結(jié)果及影響因素

荷載、位移和應(yīng)變關(guān)系在鋼加固LVL工字梁設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮撓度控制。按照鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范，正常使用極限狀態(tài)下的最大容許撓度為跨度L/250（L為組合梁的計(jì)算跨度），為8. 4 mm。相應(yīng)的容許荷載根據(jù)容許撓度計(jì)算，見表3。根據(jù)表3中數(shù)據(jù)，容許荷載為破壞荷載的43%～65%，最大撓度與跨度比為1/73。

組合梁受彎承載力除了材料本身特性之外，截面參數(shù)也在很大程度上影響著組合梁的承載力。試驗(yàn)以截面高寬比、腹板高厚比和翼緣寬厚比為參數(shù)，分析其對組合梁受彎性能的影響。

2. 4. 1高寬比

以試件B-1、B-3、B-8和B-9為例，分別比較截面高寬比對承載力的影響，如圖11所示。由B-1和B-3可知，組合梁截面高度增加10 mm，高寬比增加了6. 5%，其極限承載力提高了35. 7%；比較B-8和B-9可知，截面高度增加10 mm，高寬比增加了5. 5%，對應(yīng)的承載力提高了5. 2%。由此可見，截面高度增大時(shí)，抗彎強(qiáng)度也隨之增強(qiáng)，但當(dāng)高度繼續(xù)增加時(shí)，強(qiáng)度增長速度會(huì)逐漸減緩。

2. 4. 2腹板高厚比

以試件B-4和B-6為例，分析腹板高厚比對截面承載力的影響。B-4和B-6除腹板高度尺寸不同其余參數(shù)均相同，腹板高厚比分別為8和10。圖12中腹板高厚比與組合工字梁受彎承載力呈正相關(guān)。腹板高度增加30 mm，高厚比增加2，極限承載力提高了39. 1%。這是因?yàn)楣ぷ至旱母拱逯饕允芗魹橹?，梁主要承受彎矩，增加腹板高度可以使翼緣的抗彎能力發(fā)揮得更充分。因此在設(shè)計(jì)構(gòu)件時(shí)腹板高厚比也是需要著重考慮的一項(xiàng)參數(shù)。

2. 4. 3翼緣寬厚比

以試件B-1、B-2、B-6和B-9為例，分析翼緣寬厚比對組合梁受彎性能的影響。圖13比較了B-1和B-2、B-6和B-9兩組梁的受彎性能。B-1和B-2的翼緣寬厚比分別為5. 0和4. 2，在翼緣寬度相同的情況下，翼緣厚度增加3 mm，極限承載力提高了50%；同樣，B-6和B-9的翼緣寬厚比分別為5. 3和4. 6，翼緣寬度相同，翼緣厚度增加7 mm，承載力提高了28. 1%。分析圖13中數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，翼緣寬厚比小的抗彎承載力較大。這是由于工字梁的抗彎主要由翼緣承擔(dān)，減小翼緣寬厚比可以使梁有更好的延性，梁的穩(wěn)定性也會(huì)得到提高。

3跨中撓度分析

鋼-混凝土梁試驗(yàn)研究表明，換算截面法得到的組合梁剛度過大，因此計(jì)算得到的變形小于實(shí)測值［18］。本試驗(yàn)研究的組合梁是通過結(jié)構(gòu)膠黏接而成，結(jié)構(gòu)膠是保證兩者共同受力的關(guān)鍵。但結(jié)構(gòu)膠在傳遞型鋼和LVL交界面的剪力時(shí)會(huì)發(fā)生變形，結(jié)構(gòu)膠變形會(huì)帶動(dòng)LVL板之間產(chǎn)生微小的相互錯(cuò)動(dòng)，從而能產(chǎn)生滑移，降低剛度，因而換算截面剛度得到的撓度小于實(shí)際值。

試驗(yàn)結(jié)果表明，組合梁在受力狀態(tài)下翼緣LVL和型鋼之間會(huì)發(fā)生滑移，而腹板整體受力性能較好，因此在進(jìn)行撓度計(jì)算時(shí)只考慮翼緣LVL和型鋼的滑移，不考慮腹板區(qū)。同時(shí)，組合梁在容許撓度范圍內(nèi)處于彈性狀態(tài)［19］。本研究在進(jìn)行組合梁撓度計(jì)算時(shí)引入以下假定。

1）冷彎薄壁型鋼與LVL均為彈性體。

2）組合梁翼緣和腹板均符合平截面假定，且具有相同曲率。

3）不考慮腹板型鋼和LVL之間的滑移。

4）忽略剪切變形及界面掀起力的影響。

5）型鋼-LVL界面剪力與滑移關(guān)系為Q = ks，其中，Q 為界面剪力，s 為界面滑移量，界面單位梁長的滑移剛度k 由參考文獻(xiàn)［20］確定。

由表4可知，未考慮滑移效應(yīng)時(shí)理論值與試驗(yàn)值之間誤差較大，最大達(dá)到19. 77%。將滑移效應(yīng)考慮在內(nèi)時(shí)，計(jì)算得到的跨中撓度理論值和試驗(yàn)值較為接近，誤差基本可控制在10%以內(nèi)（B-6除外，可能是脫膠破壞梁剛度下降導(dǎo)致的），其平均誤差由不考慮滑移的8. 17%降低到5. 79%。由此可見，考慮滑移效應(yīng)的組合工字形梁跨中撓度計(jì)算公式可被用于結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

圖14為附加撓度Δf 隨界面抗滑剛度k 的變化規(guī)律。當(dāng)k 無限趨近于0時(shí)，組合梁在受彎作用下的附加撓度趨于無窮大，這是由于兩種材料的不再存在約束，即兩種材料無法共同工作。在k 逐漸增大的過程中，附加撓度逐漸減?。划?dāng)k 增大到一定數(shù)值時(shí)，附件撓度趨近于0，即鋼-LVL界面不發(fā)生滑移。

4結(jié)論

通過對9根冷彎薄壁型鋼-LVL 組合工字形梁進(jìn)行受彎性能試驗(yàn)研究，可以得出以下結(jié)論。

1）LVL板與型鋼膠結(jié)而成的工字形組合梁具有較好的黏結(jié)性，試驗(yàn)幾乎沒有脫膠出現(xiàn)，達(dá)到了預(yù)期的理想狀態(tài)。型鋼和LVL板各自發(fā)揮了較好的力學(xué)特性，協(xié)同工作效應(yīng)突出。組合梁承載性能較好，正常使用極限狀態(tài)下的受彎承載力幾乎都超過了極限狀態(tài)下的1/2。

2）冷彎薄壁型鋼-LVL組合工字形梁受彎試驗(yàn)的破壞形態(tài)有3種：平面外失穩(wěn)破壞、下翼緣LVL板受拉破壞和局部受壓破壞。最典型的受彎破壞模式是下翼緣LVL被拉斷，該破壞模式主要包含彈性階段、彈塑性階段和破壞階段。其中彈性階段內(nèi)型鋼和LVL板能共同工作，表現(xiàn)出良好的整體性能。組合梁在受彎試驗(yàn)中的容許荷載為破壞荷載的43%～65%，破壞撓度和跨度的比值最大為1/73，最小為1/209，說明組合梁破壞之前變形能力較強(qiáng)，延性較好。

3）對截面高寬比、腹板高厚比和翼緣寬厚比等影響受彎性能的因素進(jìn)行參數(shù)分析：增大截面高寬比可以提高抗彎剛度；增加腹板高度可以使翼緣的抗彎能力發(fā)揮得更充分，腹板高度增加30 mm，抗彎承載力提高了39. 1%；組合梁的抗彎承載力隨翼緣寬厚比的增大而減小。

4）組合梁在荷載作用下型鋼和LVL板之間會(huì)產(chǎn)生滑移，從而使組合梁產(chǎn)生附加撓度。因此考慮滑移時(shí)的跨中撓度計(jì)算模型比不考慮滑移時(shí)的計(jì)算模型更接近試驗(yàn)值，其誤差可以控制在10% 以內(nèi)，平均誤差也由不考慮滑移時(shí)的8. 17% 降低到5. 79%。