木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力性能研究進(jìn)展?

秦 凱 胡夏閩 洪 萬(wàn)

木-混凝土組合梁是將木梁與混凝土板通過(guò)抗剪連接件連接在一起，共同承擔(dān)荷載作用的一種新興結(jié)構(gòu)形式[1]（如圖1）。其不僅可以用于新建結(jié)構(gòu)物，也可用于老舊木結(jié)構(gòu)房屋的加固改造，應(yīng)用范圍廣泛[2,3]。與純木梁相比，木-混凝土組合梁抗彎剛度較大，承載能力較高，抗火、隔音和抗震動(dòng)性能較好[4]；與混凝土梁相比其自重更小，材料受力效率較高，且木材是一種可再生資源，符合現(xiàn)代建筑生態(tài)環(huán)保的理念[5,6]。但是在長(zhǎng)期荷載作用下，木材和混凝土材料均有較明顯的徐變效應(yīng)[7]，木-混凝土組合梁的長(zhǎng)期變形增長(zhǎng)明顯，對(duì)其長(zhǎng)期受力性能進(jìn)行研究非常重要。筆者對(duì)木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力性能的研究成果進(jìn)行綜述，并分析了木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力機(jī)理，介紹了目前主要采用的兩類(lèi)長(zhǎng)期加載試驗(yàn)，對(duì)一些數(shù)值模擬和設(shè)計(jì)方法的優(yōu)缺點(diǎn)進(jìn)行探討。

圖1 典型的木-混凝土組合梁示意圖Fig.1 Schematic of typical timber-concrete composite beams

1 木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力機(jī)理

木-混凝土組合梁的長(zhǎng)期受力性能受混凝土、木材及抗剪連接件材料自身長(zhǎng)期性能的影響，還受到抗剪連接件約束作用的影響。

1.1 混凝土的長(zhǎng)期受力性能

失水作用下混凝土?xí)S時(shí)間的增長(zhǎng)而收縮，在荷載作用下還會(huì)產(chǎn)生徐變變形?；炷恋男熳兒褪湛s會(huì)對(duì)組合梁的長(zhǎng)期變形產(chǎn)生較大影響，特別是在混凝土尚未硬化，彈性模量很低的時(shí)候[3]。國(guó)內(nèi)外已提出一些模型描述混凝土徐變和收縮規(guī)律，如建研院模型[8]、CEB-FIP MC90 模型[9]、ACI-209 模型[10]等。

1.2 木材的長(zhǎng)期受力性能

木材在長(zhǎng)期荷載作用下的受力性能比較復(fù)雜：木材會(huì)隨著溫度、濕度的改變發(fā)生收縮或膨脹，在應(yīng)力作用下還會(huì)產(chǎn)生徐變和機(jī)械吸濕徐變。大部分長(zhǎng)期變形增加量是由于機(jī)械吸濕現(xiàn)象產(chǎn)生的[11]，與加載時(shí)間相比環(huán)境濕度的變化對(duì)組合梁的長(zhǎng)期變形有更重要的影響[12]。

1.3 抗剪連接件的長(zhǎng)期受力性能

抗剪連接件起到傳遞木梁和混凝土板界面間剪力、保證組合梁的整體性的作用[13]。連接件材料自身會(huì)產(chǎn)生徐變，與其接觸的木材和混凝土由于局部應(yīng)力集中[14]，變形規(guī)律復(fù)雜，實(shí)際研究中多通過(guò)推出試件的長(zhǎng)期加載試驗(yàn)獲得抗剪連接件的長(zhǎng)期變形規(guī)律。

1.4 抗剪連接件約束下組合梁長(zhǎng)期受力性能

在抗剪連接件的約束下木梁與混凝土板間不能自由滑動(dòng)。環(huán)境條件改變時(shí)，由于木材和混凝土各自長(zhǎng)期變形不同，組合梁會(huì)產(chǎn)生內(nèi)力重分布[15-18]。當(dāng)外荷載保持穩(wěn)定，混凝土由于發(fā)生徐變和收縮應(yīng)力會(huì)逐漸減小，相應(yīng)地木梁應(yīng)力會(huì)增加[14]。組合梁截面上的應(yīng)力分布是動(dòng)態(tài)的，在設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮組合作用。

2 木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力性能試驗(yàn)研究

目前針對(duì)木-混凝土組合梁的長(zhǎng)期加載試驗(yàn)主要分為推出件試驗(yàn)和梁式試驗(yàn)兩大類(lèi)。

表1 木-混凝土組合梁推出試件長(zhǎng)期荷載試驗(yàn)匯總Tab. 1 Long-term tests of timber-concrete composite push-out specimens

2.1 推出件試驗(yàn)

推出件長(zhǎng)期加載試驗(yàn)旨在獲得抗剪連接件的長(zhǎng)期變形規(guī)律，通常將長(zhǎng)期加載值定為相應(yīng)短期極限荷載值的30%左右。引入徐變系數(shù)，按式（1）計(jì)算。

式中：φ——抗剪連接件的徐變系數(shù)；

εcr——混凝土板與木梁之間長(zhǎng)期滑移值；

ε0——加載瞬間混凝土板與木梁之間的滑移值。

表1匯總了部分木-混凝土推出試件的長(zhǎng)期荷載試驗(yàn)數(shù)據(jù)?？傮w而言，推出試件的長(zhǎng)期變形前期增長(zhǎng)速度較快，后期增速放緩。如在Lozan?i?[19]的試驗(yàn)中，前7 d推出試件的滑移量增長(zhǎng)迅速，300 d后滑移量趨于穩(wěn)定。根據(jù)各試驗(yàn)結(jié)果，一些參數(shù)對(duì)推出試件的徐變系數(shù)有重要影響。

1）木材與混凝土的種類(lèi)

在混凝土種類(lèi)方面，各研究者得到的試驗(yàn)結(jié)果不盡相同。Dias[20]發(fā)現(xiàn)輕骨料混凝土試件的徐變系數(shù)約為普通混凝土試件的兩倍，然而在Fragiacomo[22]的試驗(yàn)中，混凝土的種類(lèi)對(duì)推出試件的徐變系數(shù)無(wú)明顯影響，混凝土種類(lèi)對(duì)連接件長(zhǎng)期性能的影響需要進(jìn)一步研究。

圖2 抗剪連接件剛度與推出試件徐變系數(shù)之間的關(guān)系Fig.2 Relationship between the stiffness of shear connectors and the creep coefficient of the specimens

表2 木-混凝土組合梁長(zhǎng)期荷載試驗(yàn)匯總Tab.2 Long-term tests of timber-concrete composite beams

木材的種類(lèi)也會(huì)影響抗剪連接件的長(zhǎng)期受力性能。Dias[20]進(jìn)行了原木（松木、栗木）和膠合木推出試件長(zhǎng)期加載試驗(yàn)，原木推出試件的徐變系數(shù)均大于膠合木試件的徐變系數(shù)。目前大多數(shù)研究者只針對(duì)單一木種進(jìn)行研究，參考各研究成果時(shí)需要考慮不同樹(shù)種長(zhǎng)期變形的差別。

2）抗剪連接件的剛度

圖2描述了部分試驗(yàn)中抗剪連接件剛度與徐變系數(shù)之間的關(guān)系。對(duì)相同類(lèi)型連接件而言，隨著剛度的增加，試件的徐變系數(shù)有減小的趨勢(shì)，比較Dias[20]第6組數(shù)據(jù)與Jorge[21]第2組數(shù)據(jù)亦可得到類(lèi)似的結(jié)論。由于試驗(yàn)樣本較少，不同形式的抗剪連接件剛度與徐變系數(shù)之間的關(guān)聯(lián)尚不能確定。

3）環(huán)境條件的變化

Fragiacomo等[22]對(duì)試驗(yàn)環(huán)境進(jìn)行控制，前103 d環(huán)境濕度保持不變，后304 d中環(huán)境的相對(duì)濕度在50%～90%循環(huán)變化，濕度變化下推出件的長(zhǎng)期滑移增速明顯。將Fragiacomo[22]第1 組的數(shù)據(jù)與Lozan?i?[19]第1組、Dias[20]第2組進(jìn)行比較，可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)其他條件大致相同，可變環(huán)境中的抗剪連接件長(zhǎng)期變形增長(zhǎng)量要比處于穩(wěn)定環(huán)境中的大。

2.2 梁式試驗(yàn)

梁式長(zhǎng)期加載試驗(yàn)的目的是研究組合梁撓度變形的增長(zhǎng)，表2匯總了部分木-混凝土組合梁的長(zhǎng)期荷載試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

1）不同的施工方法的影響

在混凝土硬化前增加臨時(shí)支撐可以降低組合梁初始變形量，根據(jù)Fragiacomo[3,24]的試驗(yàn)，在施工中加支撐后長(zhǎng)期變形值降低了約15%，對(duì)變形要求較高的結(jié)構(gòu)可在施工中加強(qiáng)支撐措施。

2）混凝土種類(lèi)的影響

輕質(zhì)混凝土對(duì)組合梁長(zhǎng)期受力性能有利有弊[14]。一方面輕質(zhì)混凝土自重小，產(chǎn)生的變形也較??；另一方面輕質(zhì)混凝土的彈性模量較低，導(dǎo)致長(zhǎng)期變形增加。Fragiacomo[3,12]發(fā)現(xiàn)輕質(zhì)混凝土的試件收縮量較大，且混凝土容易出現(xiàn)開(kāi)裂，加劇外界環(huán)境變化對(duì)內(nèi)部材料的影響，可能對(duì)組合梁長(zhǎng)期性能不利。

減小混凝土收縮可以改善組合梁的長(zhǎng)期性能。Yeoh[17]發(fā)現(xiàn)低收縮混凝土的組合梁長(zhǎng)期變形量要比使用普通混凝土的小15%。Kanó cz[26]使用了鋼纖維混凝土制作構(gòu)件，以減少混凝土的收縮量[28,29]，減小組合梁的長(zhǎng)期變形，但Kan ócz[26]的試驗(yàn)中缺少對(duì)照組，纖維混凝土的作用有待進(jìn)一步研究。

3）環(huán)境濕度的變化

Hailu[11]同樣對(duì)試驗(yàn)環(huán)境進(jìn)行了控制，環(huán)境溫度保持為20 ℃，濕度在50%～95%之間循環(huán)變化。根據(jù)Hailu[11]的試驗(yàn)結(jié)果（見(jiàn)圖3），大部分變形變化發(fā)生在濕度循環(huán)變化過(guò)程中：木梁由潮濕狀態(tài)轉(zhuǎn)為干燥狀態(tài)時(shí)，組合梁的變形增長(zhǎng)十分迅速；當(dāng)環(huán)境濕度再次升高，組合梁的變形會(huì)有所減小。濕度變化明顯的環(huán)境中組合梁長(zhǎng)期變形增長(zhǎng)較快。

圖3 組合梁跨中撓度與木梁含水率及時(shí)間的關(guān)系(Hailu[11])Fig.3 Relationship among TCC mid-span deflection，moisture content of beam and time (Data from Hailu[11])

3 木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力性能數(shù)值模擬

基于數(shù)值方法對(duì)長(zhǎng)期加載試驗(yàn)進(jìn)行模擬具有成本低、參數(shù)取值靈活等優(yōu)點(diǎn)，目前有限元模型可分為一維有限元模型和三維有限元模型。

一維有限元模型計(jì)算代價(jià)小，但需要進(jìn)行試驗(yàn)獲取連接件相關(guān)參數(shù)。圖4 為Amadio[30]提出的一種一維有限元模型，此模型假定木梁與混凝土板的豎向位移相等，混凝土板和連接件之間沒(méi)有滑移，使用彈簧單元模擬抗剪連接件，模擬效果良好。

圖4 一維有限元模型示意圖(Amadio[30])Fig.4 Schematic diagram of a 1D FE model(Reprint from Amadio[30])

三維有限元模型不需確定連接件的模擬參數(shù)，但是存在大量接觸計(jì)算，計(jì)算成本高。Dias[20]提出一種三維有限元模型，與一些穩(wěn)定環(huán)境下的試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。Fragiacomo[32]將一維有限元模型To[31]提出的三維有限元模型進(jìn)行了比較，兩種模型的初始滑移量相差30%，但得到的長(zhǎng)期梁跨中變形僅相差1%，簡(jiǎn)化模型可以滿足一般設(shè)計(jì)要求。

4 木-混凝土組合梁長(zhǎng)期設(shè)計(jì)方法

目前國(guó)內(nèi)外無(wú)針對(duì)木-混凝土組合結(jié)構(gòu)的規(guī)范規(guī)程，僅歐洲規(guī)范5[33]對(duì)木-混凝土組合梁有一些規(guī)定。Ceccotti[34]建議使用“γ方法”[33]計(jì)算其變形，將木材、混凝土截面進(jìn)行等效換算，得到組合梁的有效抗彎剛度：

式中：E——材料彈性模量；

A——木材或混凝土截面面積；

I——對(duì)應(yīng)慣性矩；

a——各截面形心到等效截面形心的距離；

γ——考慮交界面滑移系數(shù)；

下標(biāo)c和t——分別代表混凝土和木材。

Kavaliauskas[35]認(rèn)為此方法僅適用于組合梁短期狀態(tài)下的設(shè)計(jì)，為了計(jì)算組合梁的長(zhǎng)期變形，Ceccotti[34]建議對(duì)材料的彈性模量及連接件的剛度進(jìn)行折減，分別使用Ec,eff、Et,eff和Keff代替（2）對(duì)應(yīng)參數(shù)，按式（3）～（5）計(jì)算。

其中，φc和 φt分別為混凝土和木材的徐變系數(shù)，Ceccotti[33]建議按照歐洲規(guī)范2[34]取值。

“γ方法”將木材和混凝土材料視為均勻彈性體，并假定連接件的荷載-滑移為線性關(guān)系。雖然在較小的荷載作用下（如正常使用荷載），結(jié)構(gòu)亦具有非線性特征[35]，但此方法有一定物理意義，形式簡(jiǎn)捷，精度滿足一般工程的設(shè)計(jì)要求。方法尚需在以下方面進(jìn)行完善：1) 此方法引入材料本身的徐變系數(shù)，未考慮組合作用的影響，以混凝土為例，考慮組合作用的混凝土徐變系數(shù)比其自身徐變系數(shù)大了50%[18,36]，此方法建議連接件的徐變系數(shù)取值為木材的兩倍，根據(jù)一些推出試件長(zhǎng)期加載數(shù)據(jù)[14,20-22]假定與實(shí)際結(jié)果存在差異，建議通過(guò)試驗(yàn)獲取特定抗剪連接件的長(zhǎng)期變形規(guī)律。2）此方法難以準(zhǔn)確考慮環(huán)境變化導(dǎo)致組合梁產(chǎn)生的變形，如溫度、濕度變化引起的膨脹或收縮等。

為此Sch?nzlin[37]和Fragiacomo[38]各提出了考慮環(huán)境條件變化的長(zhǎng)期設(shè)計(jì)方法。Sch?nzlin[37]將環(huán)境條件變化產(chǎn)生的非彈性應(yīng)變等效成為附加荷載，與外荷載相疊加，并根據(jù)環(huán)境對(duì)材料徐變系數(shù)進(jìn)行修正。Fragiacomo[38]采用“γ方法”計(jì)算短期荷載下組合梁的變形，應(yīng)用微分方程計(jì)算組合梁長(zhǎng)期變形，最終將變形值進(jìn)行疊加。Fragiacomo和Sch?nzlin[16]認(rèn)為以周為單位計(jì)算由于環(huán)境變化產(chǎn)生的變形可滿足工程設(shè)計(jì)要求。

5 結(jié)語(yǔ)

木-混凝土組合梁的長(zhǎng)期受力性能不僅受材料本身影響，也受到荷載條件、環(huán)境因素等影響，具有較強(qiáng)非線性特征，需要綜合各種因素對(duì)木-混凝土組合梁的長(zhǎng)期受力性能進(jìn)行分析。目前國(guó)外針對(duì)木-混凝土組合梁長(zhǎng)期計(jì)算方法可分為數(shù)值模擬方法和簡(jiǎn)化計(jì)算方法。數(shù)值模擬方法應(yīng)用了增量型本構(gòu)方程，計(jì)算復(fù)雜對(duì)工程應(yīng)用不利。簡(jiǎn)化計(jì)算方法在短期計(jì)算理論基礎(chǔ)上，對(duì)材料彈性模量進(jìn)行折減，計(jì)算較為簡(jiǎn)捷，便于工程應(yīng)用，但在適用條件與設(shè)計(jì)精度等方面有待完善。目前我國(guó)在木-混凝土組合梁長(zhǎng)期受力性能方面的研究較少。為了進(jìn)一步推廣木-混凝土組合梁在我國(guó)的應(yīng)用，需要對(duì)適合我國(guó)國(guó)情的木-混凝土組合梁進(jìn)行研究，提出與我國(guó)規(guī)范相適應(yīng)的長(zhǎng)期計(jì)算方法，為規(guī)范的修訂與工程應(yīng)用提供參考依據(jù)。

[1]陳春, 胡夏閩, 韋塵雨. 碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料增強(qiáng)膠合木-混凝土組合梁靜力試驗(yàn)[J]. 南京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 37(6):75-80.

[2]Grantham R, Enjily V, Fragiacomo M, et al. Potential upgrade of timber frame buildings in the UK using timber-concrete composites[C].Proceedings of 8thWorld Conference on Timber Engineering, Lahti,Finland, 2004.

[3]Fragiacomo M. Experimental behaviour of a full-scale timber-concrete composite floor with mechanical connectors[J]. Materials and structures,2012, 45(11):1717-1735.

[4]汪雨匯. 木-混凝土組合梁受力性能研究[D]. 南京:南京工業(yè)大學(xué),2012.

[5]Yeoh D, Fragiacomo M, De Franceschi M, et al. State of the art on timberconcrete composite structures:Literature review[J]. Journal of Structural Engineering, 2011,137(10):1085-1095.

[6]胡夏閩, 李巧, 彭虹毅, 等. 木-混凝土組合梁靜力試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào), 2013(S1):371-376.

[7]Yeoh D, Heng Boon K, Yee Loon L. Timber-concrete composite floor beams under 4 years long-term load[J]. Zootaxa, 2013(3177):24-32.

[8]混凝土收縮與徐變專(zhuān)題協(xié)作組. 混凝土收縮與徐變實(shí)用數(shù)學(xué)表達(dá)式的試驗(yàn)研究[J]. 建筑科學(xué), 1987(3):14-22.

[9]CEB-FIP model code 1990:design code[S].London:Comite Euro-International DuBeton,1993.

[10]ACI C. Prediction of creep, shrinkage, and temperature effects in concrete structures, manual of concrete practice[M]. Detroit,MI:American Concrete Institute, 1999.

[11]Hailu M. Long-term performance of timber-concrete composite flooring systems[D]. Sydney:University of Technology Sydney, 2015.

[12]Fragiacomo M, Lukaszewska E. Time-dependent behaviour of timberconcrete composite floors with prefabricated concrete slabs[J].Engineering Structures, 2013, 52:687-696.

[13]閆懷東, 胡夏閩, 蘭旭燾. 木-混凝土組合梁螺釘連接件推出試驗(yàn)研究[J]. 特種結(jié)構(gòu), 2013(4):48-50.

[14]Jorge L F, Sch?nzlin J, Lopes S, et al. Time-dependent behaviour of timber lightweight concrete composite floors[J]. Engineering Structures,2010,32(12):3966-3973.

[15]楊維國(guó), 許紅葉, 趙建昌. 新舊混凝土疊合梁考慮收縮徐變影響的當(dāng)量荷載法[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2011, 27(2):51-56.

[16]Fragiacomo M, Sch?nzlin J. Proposal to account for concrete shrinkage and environmental strains in design of timber-concrete composite beams[J]. Journal of Structural Engineering, 2013, 139(1):162-167.

[17]Yeoh D E C. Behaviour and design of timber-concrete composite floor system[D]. University of Canterbury, 2010.

[18]Kuhlmann U, Sch?nzlin J. Time dependent behaviour of timberconcrete composite structures[C]. Proceedings of 8thWorld Conference on Timber Engineering, Lahti, Finland, 2004.

[19]Lozan?i? S, Taka? S, Bo?njak Kle?ina M. Research of the rheological slipping module on the composite Wood-concrete structure samples[J].Tehni?ki vjesnik, 2010, 17(3):279-283.

[20]Dias AMPG. Mechanical behaviour of timber-concrete joints[D]. Delft:Delft University of Technology, 2005.

[21]Jorge LFDC. Estruturas mistas madeira-bet?o com a utiliza??o de bet?es de agregados leves (Wood-concrete composite structures with the use of lightweight aggregate concretes)[D]. Coimbra: Universidade de Coimbra, 2005.

[22]Fragiacomo M, Amadio C, Macorini L. Short-and long-term performance of the"Tecnaria" stud connector for timber-concrete composite beams[J].Materials and Structures, 2007, 40(10):1013-1026.

[23]Ceccotti A, Fragiacomo M, Giordano S. Long-term and collapse tests on a timber-concrete composite beam with glued-in connection[J].Materials and structures, 2007, 40(1):15-25.

[24]Fragiacomo M, Gutkowski R M, Balogh J, et al. Long-term behavior of wood-concrete composite floor/deck systems with shear key connection detail[J]. Journal of Structural Engineering, 2007, 133(9):1307-1315.

[25]Gutkowski R M, Brown K, Shigidi A, et al. Investigation of notched composite wood-concrete connections[J]. Journal of Structural Engineering,2004,130(10):1553-1561.

[26]Kanócz J, Bajzecerová V. Influence of Rheological Behaviour on Load-Carrying Capacity of Timber-Concrete Composite Beams Under Long Term Loading[J]. Procedia Engineering, 2012, 40:20-25.

[27]Van der Linden M L R. Timber-concrete composite floor systems[D].Delft: Delft University of Technology, 1999.

[28]施鐘毅, 林賢熊, 陸善后, 等. 鋼纖維增強(qiáng)砂漿和混凝土抗裂性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑材料學(xué)報(bào), 1998, 1(3):239-244.

[29]程紅強(qiáng), 高丹盈. 鋼纖維混凝土的收縮性能試驗(yàn)研究[J]. 混凝土,2009(2):57-58.

[30]Amadio C, Ceccotti A, Di Marco R, et al. Influence of rheological phenomena in timber-concrete composite beams[R]. International Association for Bridge and Structural Engineering, 2001.

[31]To L G. 3D finite element modeling of time-dependent behavior of woodconcrete composite beams[D]. Colorado:Colorado State University,2009.

[32]Fragiacomo M, Balogh J, To L, et al. Three-dimensional modeling of long-term structural behavior of wood-concrete composite beams[J].Journal of Structural Engineering, 2014, 140(8):A4014006.

[33]UNI EN 1995-2:2005 Eurocode 5-Design of timber structures-Part 2:bridges[S].Italy:Italian Standards Publications, 2005.

[34]Ceccotti A. Composite concrete-timber structures[J].Progress in Structural Engineering and Materials, 2002, 4(3):264-275.

[35]Kavaliauskas S, Kvedaras A K, Gurk?nys K. Evaluation of longterm behaviour of composite timber-concrete structures according to EC[J]. Technological and Economic Development of Economy, 2005,11(4):292-296.

[36]Sch?nzlin J. Zum Langzeitverhalten von Brettstapel-Beton-Verbunddecken[D]. Stuttgart: Universit?t Stuttgart, 2003.

[37]Sch?nzlin J, Fragiacomo M. Extension of EC5 Annex B formulas for the design of timber-concrete composite structures[C]. Proceedings of the Forty of the Working Commission W18-Timber Structures, 2007.

[38]Fragiacomo M, Ceccotti A. Simplified approach for the long-term behaviour of timber-concrete composite beams according to the Eurocode 5 provisions[J]. University of Canterbury Civil Engineering ,2006.