鍍鋅鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合梁的承載力性能及其數(shù)值分析

劉 慧，曹寶珠，曾 翔，歐馬立·加斯索，許海雄

(海南大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，海南 海口 570228)

鍍鋅鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合梁的承載力性能及其數(shù)值分析

劉 慧，曹寶珠，曾 翔，歐馬立·加斯索，許海雄

(海南大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，海南 ?？?570228)

對(duì)兩個(gè)采用鍍鋅鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合梁試件進(jìn)行了試驗(yàn)，分析了其力學(xué)性能和受彎破壞形態(tài)，得到了跨中荷載-位移曲線及組合梁沿截面高度的縱向應(yīng)變分布.結(jié)果表明，兩個(gè)組合梁試體在木肋與混凝土板之間和木肋與鋼帶之間，其界面都發(fā)生了滑移，但影響較小；鋼帶最終屈服和組合梁受力性能有所改善.通過(guò)數(shù)值分析得出，當(dāng)極限荷載時(shí)加鋼帶的木-混凝土組合梁的位移值減小截面中和軸有所下降.

鍍鋅鋼帶； 破壞形態(tài)； 滑移； 數(shù)值分析

目前，木-混凝土組合結(jié)構(gòu)在國(guó)內(nèi)外已有一定的應(yīng)用和較為系統(tǒng)的受力性能研究，是一種較環(huán)保的新型結(jié)構(gòu)形式 ，其適用于生態(tài)系統(tǒng)較脆弱，恢復(fù)較難的小型海島.但由于木材纖維方向和垂直方向的物理力學(xué)性能差距較大，在受拉破壞和受剪破壞方面具有脆性性質(zhì)和強(qiáng)度較小的缺陷[1]，而鋼材具有高強(qiáng)、質(zhì)輕、抗受力破壞等優(yōu)點(diǎn)，因此它可以彌補(bǔ)木材的缺陷，故鋼木組合可表現(xiàn)出優(yōu)良的抗震性能.另外，考慮材料運(yùn)輸和房屋建造成本較高的問(wèn)題，采用鋼木組合結(jié)構(gòu)體系可實(shí)現(xiàn)裝配式施工，具有較好的實(shí)用價(jià)值[2-3]，因此，它是一種適用于裝配式的結(jié)構(gòu)體系.由于防火的要求[4-6]，鋼木結(jié)構(gòu)的應(yīng)用范圍受到了限制，因此可將鋼木組合結(jié)構(gòu)應(yīng)用于木-混凝土組合結(jié)構(gòu)，從而發(fā)揮各材料的特點(diǎn)，使其結(jié)構(gòu)性能更為優(yōu)化，提高其受力性能.木-混凝土組合梁的剪力連接件是影響剛度、承載力和抗彎破壞的重要因素之一，借鑒國(guó)內(nèi)外已有的成果[7-11]，本研究將鍍鋅鋼帶用螺栓固定在木肋底面和端部，使其與木-混凝土組合梁建立起合理的構(gòu)造形式，并對(duì)鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合梁的承載力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，旨在為鋼木-混凝土組合結(jié)構(gòu)在熱帶海島的應(yīng)用提供理論依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作 本試驗(yàn)的兩個(gè)試件(TCCG1、TCCG2)由厚1 mm的鍍鋅鋼帶、杉木、鋼筋混凝土制作而成.圖1(a.b.c)為試件的設(shè)計(jì)構(gòu)造圖(鍍鋅鋼帶是由螺釘固定在木肋上)，為保證木梁和混凝土板組合后共同受力，根據(jù)已有文獻(xiàn)得出的結(jié)論，確定抗剪連接件為并列布置，如圖1(c)所示[10-13].

混凝土的設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30，配合比按水 ∶水泥 ∶砂 ∶石子=195 ∶398 ∶614 ∶1 193制作.組合梁其他材質(zhì)規(guī)格分別采用TC13木肋、Q235鋼帶、HPB235鋼筋及SFS VB-7.5螺釘，經(jīng)加工后將帶剪力連接件的木肋與鋼筋混凝土板澆筑為一體，再將鋼帶裝配到木肋底面.實(shí)測(cè)鋼帶屈服強(qiáng)度為270 MPa，混凝土立方體經(jīng)28天齡期的抗壓強(qiáng)度為22.35 Mpa，木材順紋的抗壓強(qiáng)度為36.5 Mpa.試驗(yàn)時(shí)，試件支座和跨中共布置3個(gè)百分表以測(cè)量梁位移.為分析截面應(yīng)變的分布情況，在跨中部位沿梁的厚度方向布置了5個(gè)應(yīng)變片(C1、C2、C3、C4、C5)，同時(shí)沿梁界面布置3個(gè)應(yīng)變片(C6、C7、C8)，共8個(gè)應(yīng)變片，如圖1(d.e.f)所示.

1.2 加載方案 本次兩組試驗(yàn)均采用三分點(diǎn)對(duì)稱方式來(lái)實(shí)施加載，試件組合梁(TCCG1、TCCG2)置于反力架下，一端為固定鉸支座，另一端為可動(dòng)鉸支座，為保證組合梁不先發(fā)生側(cè)向傾倒，在試件支撐點(diǎn)處分別固定了一木塊(用于加強(qiáng)).千斤頂置于分配梁跨中，并設(shè)力傳感器，施壓采用的是分級(jí)加載，每級(jí)荷載施加穩(wěn)定后持續(xù)2 min左右，以使梁變形充分發(fā)展，采集數(shù)據(jù)1次，并觀察裂縫出現(xiàn)及發(fā)展的趨勢(shì)，加載裝置圖如圖2所示.試件以木肋斷裂為破壞判別標(biāo)準(zhǔn).

1.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.3.1 破壞特征 試件(TCCG1、TCCG2)的破壞形態(tài)均為彎曲破壞，如圖3所示.初始加載時(shí)，試件均處于彈性階段，未出現(xiàn)任何表征.試件TCCG1，加栽15%極限荷載時(shí)，綱帶與木肋發(fā)生滑移較小當(dāng)荷載加至55%極限荷載時(shí)，木肋與混凝土板之間發(fā)生較小滑移，此時(shí)混凝土板跨中開始出現(xiàn)裂縫，隨荷載的繼續(xù)增大，裂縫不斷擴(kuò)展，當(dāng)加載60%極限荷載時(shí)，綱帶與木肋之間有較大滑移，且產(chǎn)生擠壓，荷載為75%極限荷載時(shí)，木肋呈45°傾角底部靠近跨中處約呈45°傾角開裂，并繼續(xù)變寬.當(dāng)梁豎向撓度逐漸增大，達(dá)到極限荷載18 kN(不含自重)時(shí)，構(gòu)件豎向位移為63 mm.對(duì)于試件TCCG2，當(dāng)加載到30%極限荷載時(shí)，試件發(fā)出細(xì)微的響聲，故判斷為混凝土板和木肋之間的粘結(jié)發(fā)生局部破壞，當(dāng)加載到約極限荷載的45%時(shí)，首先在加載點(diǎn)附近出現(xiàn)裂縫，并緩慢展開，此期間不斷有噼啪響聲，混凝土板裂縫擴(kuò)展并延伸，組合梁跨中撓度顯著增加，加載到60%極限荷載時(shí)，木肋與混凝土、木肋與鋼帶發(fā)生較小滑移，隨后當(dāng)約加載到70%的極限荷載時(shí)，木肋跨中出現(xiàn)橫向裂縫，并不斷擴(kuò)展，當(dāng)荷載加至極限荷載的90%時(shí)，木肋底部發(fā)出巨響，跨中木材撕裂，鋼帶隨木肋變形并發(fā)生一定位移，構(gòu)件承受的極限荷載為13 kN(不含自重)，最大豎向位移為46 mm.

1.3.2 荷載-位移曲線 試件TCCG1和TCCG2的荷載-跨中位移曲線如圖4，曲線初始呈線性變化，隨著荷載變大，曲線開始趨于平緩，呈非線性變化.TCCG1位移增長(zhǎng)較多，因此認(rèn)為TCCG1所產(chǎn)生的混凝土與木肋的滑移較TCCG2的大，受到一定影響.

1.3.3 荷載-應(yīng)變曲線 圖5為試件跨中截面的縱向應(yīng)變沿截面高度的分布情況，其中組合梁木-混凝土交界面的截面高度設(shè)為0(即組合梁交界面)，Pu為極限荷載值，P/Pu為不同階段荷載與極限荷載的比值.圖5顯示，由于相對(duì)滑移的存在，木肋與混凝土板的交界面處應(yīng)變分布不再連續(xù)，木肋與鋼帶之間開始符合平截面假設(shè)，之后發(fā)生滑移，交界面處應(yīng)變不再連續(xù)，TCCG1較TCCG2的滑移大.鋼帶達(dá)到屈服狀態(tài)，組合梁中性軸隨荷載增加而向上移動(dòng).

2 組合梁位移的計(jì)算

目前，針對(duì)木-混凝土組合梁的計(jì)算方法主要是在彈性換算截面法計(jì)算的基礎(chǔ)上來(lái)考慮滑移效應(yīng)對(duì)變形的影響.在歐洲規(guī)范5附錄B中，對(duì)木組合梁的計(jì)算近似在彈性體采用剪力連接折減法(計(jì)算剛度EI∞).但其受加載方式的限制，Ceccotti[12]對(duì)其進(jìn)行了修正，擴(kuò)大了加載方式和邊界條件下的應(yīng)用范圍.此后，Girhammar和Pan[13]在Euler-Bernoulli beam理論的基礎(chǔ)上建立起含滑移效應(yīng)的部分組合梁的撓曲方程，此方程假定了均質(zhì)材料的組成，且受拉壓狀態(tài)為彈性狀態(tài).

文獻(xiàn)[13]中跨度為L(zhǎng)的木-混凝土組合梁的最大位移ωmax如下：

(1)

如圖6，EI∞為組合梁粘結(jié)在一起時(shí)的彎曲剛度，EI0為組合梁各部分疊放在一起時(shí)的彎曲剛度，EAp為組合梁粘結(jié)在一起時(shí)的拉壓剛度，EAp為組合梁粘結(jié)在一起時(shí)的拉壓剛度，αL為組合梁連接系數(shù).

2.1 試驗(yàn)驗(yàn)算 根據(jù)公式(1)，對(duì)文獻(xiàn)[8]中木-混凝土組合梁試件WCCB的跨中位移值進(jìn)行數(shù)值驗(yàn)算得出，其與實(shí)測(cè)值基本吻合，但在對(duì)鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行計(jì)算時(shí)發(fā)現(xiàn)，剪力連接剛度的K取值對(duì)組合梁撓度的計(jì)算結(jié)果離散性較大，為了減小這一因素的影響，本文采用公式(2)進(jìn)行計(jì)算，并引入鋼-木組合結(jié)構(gòu)的剛度影響系數(shù)ε來(lái)求得跨中位移值.圖6(a)為組合梁計(jì)算模型，(b)為對(duì)TCCG應(yīng)用公式(1)和(2)的計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比曲線圖以及不采用ε修正的對(duì)比曲線圖.公式(2)用于加鋼帶的木-混凝土TCCG較公式(1)更與試驗(yàn)值接近，不含ε時(shí)計(jì)算值偏差太大.

(2)

(3)

(4)

(5)

EAr=EAρ/EA0，

(6)

(7)

(8)

ε=0.05b2h2/L，

(9)

WCCB跨中位移實(shí)測(cè)值與計(jì)算值如表1，用公式(2)來(lái)計(jì)算本次試驗(yàn)試件TCCG，所得出的跨中位移值與實(shí)測(cè)值的對(duì)照表如表2.

2.2 試件位移值的對(duì)比 為了證明鋼帶對(duì)木-混凝土組合梁的受力性能有改善效果，本文設(shè)計(jì)了2組試件，對(duì)WCCB設(shè)置鋼帶為試件WCCBG，對(duì)TCCG去掉鋼帶為試件TCC.應(yīng)用公式(2)來(lái)計(jì)算WCCBG的跨中位移值，TCC則采用公式(1)來(lái)計(jì)算，并分別與WCCB和TCCG進(jìn)行對(duì)比，得到表3.

由表2數(shù)據(jù)可知，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值基本吻合.

表3 跨中位移值對(duì)照表

可見，加鋼帶后位移值基本低于未加鋼帶組合梁的位移值，其中，有的數(shù)據(jù)偏差較大，故考慮是受計(jì)算公式中抗剪連接剛度的影響之故.

2.3 截面中和軸的計(jì)算 表4為根據(jù)歐洲規(guī)范5附錄B所得的組合梁截面中和軸的計(jì)算值，即組合梁上表面到截面重心軸的距離y(如圖6)，由表4可看出，加鋼帶后組合梁截面的中和軸下移.

4 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)鍍鋅鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合結(jié)構(gòu)所進(jìn)行的試驗(yàn)及數(shù)值分析，得出以下結(jié)論：

(1)試驗(yàn)得出試件的破壞形式為受彎破壞，以木肋斷裂而告終，鋼帶屈服.

(2)根據(jù)計(jì)算所進(jìn)行的理論分析，當(dāng)為極限荷載時(shí)，加鋼帶的木-混凝土組合梁的位移值減小，截面中和軸有所下降，加鋼帶的木-混凝土組合梁的受力性能有所改善.

表4 組合梁截面中和軸的計(jì)算值

(3)經(jīng)過(guò)分析，由公式(2)得出的鋼帶加強(qiáng)的木-混凝土組合梁的計(jì)算值與試驗(yàn)值較為吻合，但試驗(yàn)數(shù)量有限，還有待繼續(xù)研究.

[1]GB50005—2003木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[S].北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，2003.

[2] 滕學(xué)鋒，曹寶珠，許超，等.冷彎薄壁型鋼-OSB板樓蓋的試驗(yàn)研究[J].吉林建筑工程學(xué)院學(xué)報(bào)，2009，26(2)：1-5.

[3]AgelP，KlajmonovaK，LokajA，etal.Carryingcapacityofsemi-rigidjointoftimber-concretebeams[C]//InternationalConferenceonMaterial，EnvironmentalandBiologicalEngineering， 2015.

[4] 華晶.輕型木-混凝土混合結(jié)構(gòu)整體有限元分析[D].上海：同濟(jì)大學(xué)，2008.

[5] 何慧娟，F(xiàn)rankLam.北美輕型木結(jié)構(gòu)住宅建筑的特點(diǎn)結(jié)構(gòu)[J].結(jié)構(gòu)工程師，2004，20(1)：1-5.

[6] 李碩.混凝土與木混合結(jié)構(gòu)抗側(cè)力試驗(yàn)[J].建筑結(jié)構(gòu)，2013，43(增刊)：731-735.

[7]GerberA，TannertT.Timber-concretecompositesusingflat-plateengineeredwoodproducts[J].StructuresCongress，2015：2314-2325.

[8] 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)，2013，34(51)：5-6.

[9] 胡夏閩，汪雨匯，蘭旭煮.木-混凝土組合梁螺釘連接件推出試驗(yàn)研究[J].哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，44(增刊)：231-234.

[10] 俞宏，宋林，吳文清.木-混凝土組合梁剪力連接件研究現(xiàn)狀[J].世界橋梁，2014，42(6)：61-67.

[11] 朱亞鼎.木-混凝土組合梁有限元分析[J].建筑結(jié)構(gòu)，2014，44(增刊)：234-237.

[12]CeccottiA.Compositeconcrete-timberstructures[J].ProgressinStructuralEngineeringandMaterials, 2002，4(3)：264-275.

[13]GirhammarUA,PanDH.Exactstaticanalysisofpartiallycompositebeamsamdbeam-columns[J].InternationalJournalofMechanicalSciences，2009，49(2)：239-255.

[14] 韋塵雨，胡夏閩.原木-混凝土組合梁螺釘連接件受剪承載力有限元分析[J].建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2015，36(增刊)：395-400.

Bearing Capacity and Numerical Analysis of Timber Concrete Composite Beam with Galvanized Steel Strip

Liu Hui, Cao Baozhu, Zeng Xiang, Oumali·Jiasisuo, Xu Haixiong

(College of Civil Engineering and Architecture, Hainan University, Haikou 570228, China)

In the report, the static mechanical performance and damage mode of 2 specimens of timber concrete composite beam with galvanized steel strip were analyzed, and the load-deflection relationship, load-strain relationship along composite height direction was obtained. The data indicated that the interfaces between wood and concrete, wood and steel strip were moved, however, there were fewer impacts. The yield strength of steel strip and static mechanical performance of composite were improved. The results of numerical analysis showed that under ultimate load condition, the deflection and neutral axis of composite with galvanized steel strip decreased.

galvanized steel strip; failure mode; slipping; numerical analysis

2016-10-21

天津大學(xué)-海南大學(xué)協(xié)同創(chuàng)新基金(HDTOU201603)

劉慧(1990-)，女，內(nèi)蒙古呼和浩特人，海南大學(xué)土木建筑工程學(xué)院2015級(jí)碩士研究生，E-mail：406249279@qq.com

曹寶珠，(1970-)，男，黑龍江林口人，博士，教授，研究方向：鋼結(jié)構(gòu)與組合結(jié)構(gòu)性能研究，E-mail：Caobaozhu.e@163.com

1004-1729(2017)02-0180-06

TU398

A DOl：10.15886/j.cnki.hdxbzkb.2017.0030