膠合竹-混凝土組合梁抗彎性能試驗(yàn)研究

單波 鄧鈞遠(yuǎn) 葉芯 肖巖

摘? ?要：基于已有的推出試驗(yàn)，選擇螺桿、凹槽和預(yù)緊力凹槽3種連接件，開展了5根膠合竹-混凝土組合梁的四點(diǎn)抗彎試驗(yàn)，研究連接件類型與數(shù)量對(duì)組合梁抗彎性能的影響. 試驗(yàn)結(jié)果表明，組合梁具有較高的初始組合效應(yīng)，在正常使用極限狀態(tài)內(nèi)的組合效應(yīng)相對(duì)穩(wěn)定，且組合梁的抗彎剛度和承載力隨連接件數(shù)量增加而提高;對(duì)于采用螺桿連接件的組合梁，其極限承載力取決于指接部位的抗拉強(qiáng)度;對(duì)于凹槽類連接件的組合梁，其極限承載力主要由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制;采用預(yù)緊力凹槽連接件的半裝配式組合梁與現(xiàn)澆施工方式的凹槽組合梁相比較，其抗彎性能很接近，但施工效率顯著提高;歐洲規(guī)范EC 5中的等效截面剛度法高估了試件的承載力，不適合直接套用于組合梁.

關(guān)鍵詞：組合梁;膠合竹;抗彎性能;組合效應(yīng)

中圖分類號(hào)：TU398.4? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1674—2974（2021）01—0154—09

Abstract：Based on the existing pull-out tests on shear connectors， total five glued laminated bamboo （glubam）-concrete composite beams were tested under four-point bending loading to investigate the effect of connector type and numbers on the bending performance of composite beams. Three types of connector were selected in the current study including the screw connector，the notch connector and the pre-tightening notched connector. Test results show that all composite beams with different connectors exhibit high initial composite action and relatively stable composite action under the serviceability limit state. For the composite beams with screw connectors， the ultimate load carrying capacity is determined by the tensile strength of the glubam at the fingure joint. However， the ultimate load carrying capacity of the composite beams with notch connectors and the pre-tightening notched connectors mainly relied on the shear strength of the end connector. The semi-prefabricated composite beam with pre-tightening notched connectors shows the similar bending capacity when compared with the corresponding casting in-situ composite specimen， indicating a good prospect considering its high construction efficiency. The equivalent stiffness method predicted by Eurocode 5 overestimates the load carrying capacity of all specimens， and it is not suitable for glubam-concrete composite beams.

Key words：composite beams;bamboo;bending performance;composite action

我國木材資源匱乏，國內(nèi)所需的木材嚴(yán)重依賴進(jìn)口的方木和原木，這嚴(yán)重制約了我國現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的發(fā)展. 但我國竹林資源豐富，尤其是具有豐富的大徑級(jí)毛竹. 對(duì)毛竹進(jìn)行破片重組膠合，制成高強(qiáng)度的工程竹材，并用于建筑結(jié)構(gòu)，成為綠色建筑領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)[1-2].

膠合竹（glued laminated bamboo）是由單向竹簾正交層疊、熱壓膠合而成的一種工程竹材，最早由肖巖等[3-4]提出并開展研究. 為了與國外廣泛應(yīng)用的膠合木（glulam）相對(duì)應(yīng)，肖巖等將膠合竹命名為glubam，目前已在竹木結(jié)構(gòu)研究領(lǐng)域得到廣泛認(rèn)可. 肖巖等[4-5]已對(duì)膠合竹的材料、構(gòu)件和結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行了充分的研究，并建設(shè)了一批竹結(jié)構(gòu)示范工程. 膠合竹的基本力學(xué)性能優(yōu)于常用的結(jié)構(gòu)木材，但相比于混凝土，其彈性模量低，使得膠合竹抗彎構(gòu)件的剛度低，其承載力往往由變形控制，很大程度上制約了竹結(jié)構(gòu)的跨度[6-7].

在現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)中，木-混凝土組合梁（Timber-concrete Composite Beams，TCC梁）是一種提高木梁剛度的有效結(jié)構(gòu)形式. 在這一體系中，通過剪力連接件將上部混凝土樓板和下部膠合竹梁組合在一起， 兩者形成組合效應(yīng)，大大提高了抗彎構(gòu)件的剛度[8]. 基于此，研發(fā)膠合竹-混凝土組合梁（Bamboo-concrete Composite Beams，BCC梁），是提高膠合竹抗彎構(gòu)件力學(xué)性能、增大竹結(jié)構(gòu)跨度的有效方式，具有一定的理論意義與工程價(jià)值.

國外的TCC梁/板研究成果十分豐富[9-13]，并在建筑工程中得到廣泛應(yīng)用[14]. 近年來，隨著北美現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的引入，一些國內(nèi)學(xué)者開始關(guān)注TCC的相關(guān)研究，在新型連接件的設(shè)計(jì)及抗剪切性能，以及TCC抗彎性能及計(jì)算方法等方面進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)和分析[15-18].

而在BCC的研究方面，目前還處于起步階段. 單波等[19-21]研究了BCC銷連接件和凹槽連接件的抗剪切性能，并提出了新型裝配式、半裝配式連接件;魏洋等[22]對(duì)3個(gè)銷連接的BCC梁開展了抗彎試驗(yàn). 相關(guān)研究都亟待系統(tǒng)化和深入化

本文基于BCC連接件抗剪切性能的研究成果[21]，選擇多種典型連接件，開展BCC梁的抗彎試驗(yàn)，并評(píng)估歐洲規(guī)范EC5中TCC設(shè)計(jì)方法對(duì)BCC的適用性[23]，為BCC的設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供基礎(chǔ)性依據(jù).

1? ?組合梁設(shè)計(jì)及制作

1.1? ?組合梁設(shè)計(jì)

本文開展5根足尺BCC簡支梁的抗彎試驗(yàn)，試件截面形狀均為T型，設(shè)計(jì)尺寸如下：上部混凝土板為8 000 mm×900 mm×100 mm（長×寬×高）;下部膠合竹梁為8 000 mm×112 mm×380 mm（長×寬×高）. 選用螺桿連接件（SC）、凹槽連接件（NC）和半裝配式預(yù)緊力凹槽連接件（PNC）用于組合梁的抗彎試驗(yàn)[21]. 各連接件設(shè)計(jì)詳圖如圖1所示，其中SC為延性連接件，NC和PNC為脆性連接件[21]. 表1給出了各試件的基本信息，其中，試件命名方式由連接件類型與數(shù)量構(gòu)成. 圖2給出了各試件連接件布置的方式. 按照試驗(yàn)參數(shù)，5個(gè)試件可以分為3組：銷連接組，包括SC25和SC45;凹槽連接組，包括NC12和NC16;裝配方式組，包括PNC16和NC16.

1.2? ?膠合竹梁

本文采用的膠合竹梁由4層膠合竹單板經(jīng)指接、層疊、冷壓膠合而成. 標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格的膠合竹單板尺寸為2 440 mm × 1 220 mm × 28 mm（長×寬×厚）. 單板的力學(xué)性能參照木材相關(guān)測試標(biāo)準(zhǔn)[24-28]進(jìn)行材料性能測試，得到的力學(xué)性能如表2所示.

由于膠合竹板尺寸較小，下部膠合竹梁需要通過指接接長到達(dá)設(shè)計(jì)長度. 指接頭長度為100 mm，各層單板之間的接頭錯(cuò)位布置，其原則為相鄰指接頭的間距不小于200 mm.

1.3? ?混凝土板

混凝土板設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30，配合比（質(zhì)量比）為：水泥 ∶ 砂 ∶ 石 ∶ 水 = 1 ∶ 1.90 ∶ 3.10 ∶ 0.56，與組合梁同條件養(yǎng)護(hù)的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊（150 mm×150 mm×150 mm）抗壓強(qiáng)度平均值f′ c列于表1中. 為提高混凝土板的抗裂能力，板中布置HRB335Φ6@90 mm×90 mm的分布鋼筋，保護(hù)層厚度為15 mm.

對(duì)于SC系列和NC系列的試件，采用現(xiàn)澆混凝土板，連接件直接錨固在混凝土板中，如圖1（a）和1（b）所示. 而對(duì)于PNC試件，其上部采用帶預(yù)留孔的預(yù)制混凝土板，現(xiàn)場裝配完成后，采用現(xiàn)澆混凝土填充預(yù)留孔，通過扭力扳手?jǐn)Q緊螺帽施加預(yù)緊力，將混凝土板與竹梁裝配在一起，如圖1（c）所示.

2? ?試驗(yàn)方法及加載設(shè)備

抗彎試驗(yàn)采用四點(diǎn)加載，即梁兩端簡支，對(duì)應(yīng)凈跨l為7 800 mm，跨中荷載經(jīng)分配梁傳遞到兩個(gè)間距為2 000 mm加載點(diǎn)，如圖3所示. 荷載由30 t液壓油缸施加，另外，為防止組合梁在加載過程中側(cè)翻，在靠近梁兩端位置分別設(shè)置一對(duì)側(cè)向支撐.

試驗(yàn)主要測量組合梁加載點(diǎn)處的荷載、跨中撓度和組合梁端部連接件的相對(duì)滑移. 上述荷載由力傳感器測量，跨中撓度和縱向滑移分別由量程為125 mm和30 mm的LVDT測量. 其中，縱向LVDT通過鋼角標(biāo)固定在竹梁側(cè)面，如圖3所示. 試驗(yàn)過程中的荷載、撓度和滑移均采用DH3825數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)記錄，采樣間隔為1 s.

加載制度按EN 26891—1991[29]進(jìn)行，即加載到0.4Fest （預(yù)估承載力）時(shí)，持荷30 s，卸載到0.1Fest，持荷30 s，最后加載到組合梁破壞. 其中，F(xiàn)est按歐洲規(guī)范EC5[23]中的等效剛度法進(jìn)行估算.

3? ?試驗(yàn)結(jié)果

依據(jù)《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005—2017）[30]，將組合梁的跨中撓度達(dá)到l/250定義為正常使用極限狀態(tài)（SLS），其對(duì)應(yīng)的荷載為2Fs（兩個(gè)加載點(diǎn)的荷載之和）;將組合梁的到達(dá)峰值荷載定義為承載力極限（ULS），對(duì)應(yīng)荷載為2Fu. 本文試驗(yàn)所測的相關(guān)數(shù)據(jù)列于表3中.

3.1? ?破壞模式

對(duì)于SC類試件，在跨中撓度到達(dá)l/250（SLS）前，試件沒有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象;而此后，隨著荷載的增加，靠近跨中的指接頭的膠縫從梁底向上產(chǎn)生開裂，并伴隨清脆的開裂聲;最終，當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)，膠合竹梁在該指接頭截面位置發(fā)生整體斷裂，并伴有巨大的聲響，具有明顯的突然性，如圖4（a）所示. 試驗(yàn)結(jié)束后，端部螺桿在組合界面處沒有觀察到明顯的塑性鉸，如圖4（b）所示.

對(duì)于NC類和PNC類試件，在跨中撓度到達(dá)l/250（SLS）前，試件沒有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象;此后，隨著荷載逐步增大，端部凹槽中的混凝土出現(xiàn)斜裂縫，如圖4（c）所示;達(dá)到荷載峰值時(shí)，端部連接件破壞，荷載出現(xiàn)較大幅度降低，伴隨著相鄰連接件凹槽出現(xiàn)開裂，荷載出現(xiàn)一定程度的恢復(fù)，這應(yīng)該是剩余連接件之間產(chǎn)生了較為明顯的剪力重分布[31];此后，隨著連接件沿跨中逐個(gè)破壞，對(duì)應(yīng)的荷載產(chǎn)生波動(dòng)，最終在靠近跨中的指接頭截面竹梁斷裂，試驗(yàn)中止. 試驗(yàn)后破碎混凝土，可發(fā)現(xiàn)端部凹槽中的螺桿產(chǎn)生明顯的塑性變形，如圖4（d）和（e）所示.

3.2? ?荷載-跨中撓度曲線

圖5給出了各試件的荷載-跨中撓度曲線，圖中，兩條直線分別對(duì)應(yīng)于組合梁完全組合（上界限）與無組合（下界限）. 相關(guān)計(jì)算方法見第4節(jié).

從圖5可以看出，各組試件的荷載-跨中撓度曲線上升段特征基本一致，即跨中撓度達(dá)到l/250（SLS）前，荷載-跨中撓度近似成線性關(guān)系;而此后，荷載-跨中撓度曲線斜率逐步降低，最終與下界限基本平行，意味著組合效應(yīng)持續(xù)下降，直至基本穩(wěn)定. 主要原因應(yīng)該是連接件的變形導(dǎo)致界面滑移，從而降低了組合效應(yīng)，而連接件屈服后塑性變形則對(duì)應(yīng)于組合效應(yīng)的穩(wěn)定狀態(tài).

當(dāng)組合梁達(dá)到峰值荷載后：SC25和SC45的竹梁拉斷，組合梁的承載力完全喪失，試件即刻失效，因此，SC類組合梁極限承載力由膠合竹梁在指接頭處的抗拉性能控制;而對(duì)于NC12、NC16和PNC16試件的荷載-跨中撓度曲線在峰值荷載后均出現(xiàn)了較為明顯的荷載恢復(fù)現(xiàn)象，對(duì)應(yīng)于剩余連接件的剪力重分布. 因此，NC和PNC這兩類組合梁的極限承載力主要由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制.

對(duì)相同類型的組合梁，增加連接件的數(shù)量可以顯著提升組合梁的剛度和承載力. 如SC45相比SC25，組合梁的極限承載力（2Pu）增加約1.3倍. 另外，從圖5（b）中可以發(fā)現(xiàn)，NC16和PNC16兩者的荷載-撓度曲線較為接近，兩者的極限承載力差異僅為4%. 考慮到PNC裝配施工的效率更高，故半裝配式的PNC連接件優(yōu)勢明顯.

3.3? ?荷載-滑移曲線

圖6為各試件端部連接件的荷載-滑移曲線. 由圖6可以看出，對(duì)于同種連接件，端部滑移量隨連接件數(shù)量的增加而減少，這意味著連接系統(tǒng)的抗剪切剛度退化小，故增加連接件的數(shù)量可提高組合效應(yīng).

根據(jù)已經(jīng)完成的推出試驗(yàn)[21]，得到SC、NC和PNC 3種連接件的荷載-滑移本構(gòu)，如圖7所示. 在圖7的曲線上標(biāo)出了各組合梁試件端部連接件的最大滑移su和由推出試驗(yàn)測得的連接件的破壞滑移smax[21].

可以發(fā)現(xiàn)，SC25和SC45試件端部連接件的su雖然處于塑性段，但顯著低于其極限滑移smax（10 mm），這主要是膠合竹梁在指接部位過早失效，導(dǎo)致SC類連接件的力學(xué)性能沒有充分發(fā)揮. 因此，改善膠合竹梁指接頭的加工質(zhì)量，提升指接頭的抗拉強(qiáng)度，對(duì)于提高SC組合梁的抗彎性能具有重要意義.

對(duì)于NC和PNC試件，其端部連接件的su均超過了其對(duì)應(yīng)的smax，對(duì)應(yīng)圖5（b）中的試件峰值荷載后的承載力恢復(fù)現(xiàn)象，驗(yàn)證了連接件發(fā)生了較為顯著的剪力重分布這一推斷.

4? ?結(jié)果分析與討論

4.1? ?組合效應(yīng)

組合效應(yīng)主要反映BCC中膠合竹梁與混凝土板之間的約束程度. 其上界限為完全組合效應(yīng)，即梁、板無相對(duì)滑移，組合梁僅一條中和軸，滿足平截面假定;其下界限為無組合效應(yīng)，即梁、板之間可自由滑動(dòng). 本文中組合效應(yīng)（DCA）按下式計(jì)算[31]：

式中：ΔR為跨中撓度;ΔN為無組合效應(yīng)的計(jì)算撓度;ΔF為完全效應(yīng)下的計(jì)算撓度.

各試件的組合效應(yīng)隨撓度變化曲線如圖8所示. 在加載初期，除了NC12外，其余試件組合效應(yīng)較高，平均初始組合效應(yīng)DCAint超過92%. 在SLS狀態(tài)下，SC25組合效應(yīng)下降幅度最為明顯，SLS下的DCAsls相對(duì)DCAint降低了約15%. 其余4根試件的組合效應(yīng)下降幅度相對(duì)較小，均低于8%，表明其抗彎性能較為穩(wěn)定. 隨著撓度增加，除SC45外，其余組合梁的組合效應(yīng)下降速率（對(duì)應(yīng)于曲線斜率）基本一致. 相對(duì)而言，SC45的組合效應(yīng)最為穩(wěn)定，這應(yīng)該與該試件的連接件數(shù)量多，且滑移量小有關(guān). 此外，對(duì)比PNC16與NC16，兩者的DCAint、DCAsls及退化曲線均很接近.

需要說明的是，組合效應(yīng)與界面的相對(duì)滑移量直接相關(guān)，因而，通過在跨中截面布置應(yīng)變片，測量混凝土板底部和膠合竹梁頂部處的應(yīng)變差異，可以直接考察組合梁的組合效應(yīng)[10]. 在相同條件下，組合界面兩側(cè)應(yīng)變差異越大，則組合效應(yīng)越小. 本文缺乏混凝土板與膠合竹梁的應(yīng)變測量數(shù)據(jù)，組合效應(yīng)的討論源于推出，存在一定的不足，將在后續(xù)試驗(yàn)研究中予以補(bǔ)充.

4.2? ?抗彎承載力預(yù)測

目前，TCC梁的設(shè)計(jì)主要是參照歐洲規(guī)范EC5中的等效剛度法[23]，該方法引入連接件的抗滑移剛度和間距，以考慮界面連接件對(duì)組合梁的影響程度. 即引入折減系數(shù)γc，對(duì)組合梁的截面剛度進(jìn)行等效換算，故簡稱γ法. 等效截面抗彎剛度（EI）ef的計(jì)算公式如下：

式中：下標(biāo)t、c分別表示混凝土板和木梁;I、A、E分別表示慣性矩、截面面積和彈性模量;γc為連接件影響系數(shù);ki為連接件割線剛度，分別取k0.4和k0.6[32]，其值查表1可得;s1為連接件有效間距;l為組合梁凈跨;a為梁、板各自截面形心到組合梁截面形心的距離.

本文采用等效剛度法預(yù)測5根BCC梁在SLS和ULS下對(duì)應(yīng)的承載力. 由于該方法中的公式是基于均布荷載作用而推導(dǎo)得到的，故按照跨中彎矩等效的原則，將試驗(yàn)測得的集中荷載值2Fs與2Fu分別換算成為均布荷載，作為qs和qu的試驗(yàn)值，分別列于表4中.

按照等效剛度法，組合梁在SLS下的qs按下式計(jì)算：

如前所述，SC類試件的極限承載力由膠合竹在指接截面的抗拉強(qiáng)度控制，則其ULS下的承載力qu按下式計(jì)算得到[10]：

式中：σm和σn分別為跨中截面膠合竹梁底部的彎曲應(yīng)力和拉伸應(yīng)力;fm和fn分別為膠合竹的抗彎和抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，分別取52.9 MPa和35.6 MPa[3].

NC和PNC系列試件承載力qu由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制，計(jì)算公式如下[23]：

式中：s為端部連接件間距，即端部連接件距支座的距離加上其與相鄰連接件間距的一半;Fmax為連接件的最大承載力[21].

表4給出了等效剛度法的預(yù)測結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果. 可以看到該法高估了BCC梁的承載力. 在SLS下，計(jì)算誤差為13%～34%，平均誤差約為19%，膠合竹材料性能的波動(dòng)及指接頭對(duì)抗彎截面的削弱，可能是誤差的主要來源. 在ULS下，計(jì)算誤差為8%～44%，平均誤差約為24%，其主要原因應(yīng)該是跨中區(qū)域指接頭的提前失效導(dǎo)致膠合竹梁在該位置處整體斷裂，這對(duì)SC類試件的極限承載力計(jì)算誤差的影響尤為顯著.

相對(duì)而言，等效剛度法對(duì)NC和PNC試件的極限承載力計(jì)算誤差相對(duì)較小，其原因是這些試件的極限承載力主要由端部連接件的抗剪切強(qiáng)度控制，而非膠合竹梁的抗拉性能控制，受指接頭的影響相對(duì)較小. 其計(jì)算誤差可能主要來自于等效剛度法的線彈性假設(shè)，而連接件的破壞具有明顯的塑性變形特征（圖5（d）～5（e）），這與線彈性假設(shè)有明顯出入[10].

綜上所述，直接采用歐洲規(guī)范EC5中的等效剛度法預(yù)測BCC梁的抗彎承載力并不合適，有必要考慮指接頭的削弱以及連接件的塑性變形對(duì)等效剛度法的折減，這方面需要開展進(jìn)一步研究.

5? ?結(jié)? ?論

本文研究了3種連接件的膠合竹-混凝土組合梁基本抗彎性能，得到的主要結(jié)論如下：

1）BCC梁具有較高的初始組合效應(yīng)，且在正常使用極限狀態(tài)前的組合效應(yīng)相對(duì)穩(wěn)定，具有良好的抗彎性能.

2）對(duì)于采用銷連接件（SC）的BCC梁，其極限承載力由指接部位竹材的抗拉強(qiáng)度控制;而對(duì)于采用凹槽類連接件（NC和PNC）的BCC梁，其極限承載力主要取決于端部連接件的抗剪切強(qiáng)度.

3）對(duì)于同種連接件，增加連接件數(shù)量可以有效提升BCC梁的抗彎剛度和承載力.

4）采用PNC連接件的半裝配式BCC梁與現(xiàn)澆施工方式的NC組合梁相比較，抗彎性能很接近. PNC梁具有更高的施工效率和較低的人工費(fèi)用，其具有良好的應(yīng)用前景.

5）歐洲規(guī)范EC5中的等效剛度法明顯高估了BCC梁的承載力，不適合直接套用于BCC梁，有必要考慮指接頭的削弱以及連接件塑性變形的影響，這方面需要開展進(jìn)一步研究.

參考文獻(xiàn)

[1]? ? 于文吉. 我國重組竹產(chǎn)業(yè)發(fā)展現(xiàn)狀與趨勢分析[J]. 木材工業(yè)，2012，26（1）：11—14.

YU W J. Current status and future development of bamboo scrimber industry in China[J]. China Wood Industry，2012，26（1）：11—14. （In Chinese）

[2]? ? CHEN F M，JIANG Z H，WANG G，et al. The bending properties of bamboo bundle laminated veneer lumber （BLVL） double beams[J]. Construction and Building Materials，2016，119：145—151.

[3]? ? XIAO Y，SHAN B，CHEN G，et al. Development of a new type glulam-glubam[C]//Proceedings of the First International Conference on Modern Bamboo Structures （ICBS）. Changsha：CRC Press，2007：41—50.

[4]? ? 肖巖，單波. 現(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)[M]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2013：13—47.

XIAO Y，SHAN B. Glubam structures[M]. Beijing：China Architecture & Building Press，2013：13—47. （In Chinese）

[5]? ? XIAO Y，YANG R Z，SHAN B. Production，environmental impact and mechanical properties of glubam[J]. Construction and Building Materials，2013，44：765—773.

[6]? ? 單波，周泉，肖巖. 現(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)技術(shù)在人行天橋中的研究與應(yīng)用[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2009，36（10）：29—34.

SHAN B，ZHOU Q，XIAO Y. Research and application of modern bamboo structure pedestrian bridge[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2009，36（10）：29—34. （In Chinese）

[7]? ? XIAO Y，ZHOU Q，SHAN B. Design and construction of modern bamboo bridges[J]. Journal of Bridge Engineering，2010，15（5）：533—541.

[8]? ? YEOH D，F(xiàn)RAGIACOMO M，DE FRANCESCHI M，et al. State of the art on timber-concrete composite structures：literature review[J]. Journal of Structural Engineering，2011，137（10）：1085—1095.

[9]? ? LUKASZEWSKA E. Development of prefabricated timber-concrete composite floors[D]. Lulea：Lulea University of Technology，2009：7—33.

[10]? YEOH D. Behaviour and design of timber-concrete composite floor system[D]. Christchurch：University of Canterbury，2010：136—165.

[11]? KHORSANDNIA N，VALIPOUR H R，CREWS K. Experimental and analytical investigation of short-term behaviour of LVL-concrete composite connections and beams[J]. Construction and Building Materials，2012，37：229—238.

[12]? 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.

[13]? AUCLAIR S C，SORELLI L，SALENIKOVICH A. Simplified nonlinear model for timber-concrete composite beams[J]. International Journal of Mechanical Sciences，2016，117：30—42.

[14]? DIAS A M P G. Mechanical behavior of timber-concrete composite joints[D]. Delft：Delft University of Tecnology，2005：10—24.

[15]? ZHU W X，YANG H F，LIU W Q，et al. Experimental investigation on innovative connections for timber-concrete composite systems[J]. Construction and Building Materials，2019，207：345—356.

[16]? JIANG Y C，HONG W，HU X M，et al. Early-age performance of lag screw shear connections for glulam-lightweight concrete composite beams[J]. Construction and Building Materials，2017，151：36—42.

[17]? SHI B K，ZHU W X，YANG H F，et al. Experimental and theoretical investigation of prefabricated timber-concrete composite beams with and without prestress[J]. Engineering Structures，2020，204：109901.

[18]? 賀國京，冷駿，楊傳建，等. 木-混凝土組合梁變形計(jì)算的修正折減剛度法[J]. 建筑結(jié)構(gòu)，2017，47（17）：24—28.

HE G J，LENG J，YANG C J，et al. Modified reduction stiffness method for calculating deflection of timber-concrete composite beam[J]. Building Structure，2017，47（17）：24—28. （In Chinese）

[19]? 單波，梁龍輝，肖巖，等. 膠合竹-混凝土復(fù)合式凹槽連接性能的試驗(yàn)研究[J]. 工業(yè)建筑，2015，45（4）：18—25.

SHAN B，LIANG L H，XIAO Y，et al. Experimental research on notched connection for glubam-concrete composite beams[J]. Industrial Construction，2015，45（4）：18—25. （In Chinese）

[20]? 單波，王震宇，肖巖，等. 膠合竹-混凝土組合梁銷栓連接性能試驗(yàn)研究[J]. 湖南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2018，45（1）：97—105.

SHAN B，WANG Z Y，XIAO Y，et al. Experimental research on dowelled connection of glubam-concrete composite beams[J]. Journal of Hunan University（Natural Sciences），2018，45（1）：97—105. （In Chinese）

[21]? SHAN B，XIAO Y，ZHANG W L，et al. Mechanical behavior of connections for glubam-concrete composite beams[J]. Construction and Building Materials，2017，143：158—168.

[22]? 魏洋，吳剛，李國芬，等. 新型FRP-竹-混凝土組合梁的力學(xué)行為[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2014，45（12）：4384—4392.

WEI Y，WU G，LI G F，et al. Mechanical behavior of novel FRP-bamboo-concrete composite beams[J]. Journal of Central South University（Science and Technology），2014，45（12）：4384—4392. （In Chinese）

[23]? Eurocode 5? design of timber structures-part 1-1：general-common rules and rules for buildings：EN 1995-1-1：2004[S]. Brussels：Committee European Normalisation，2004：112—115.

[24]? 木材密度測定方法：GB/T 1933—1991[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1991：1—4.

Method for determination of the density of wood：GB 1933—1991[S]. Beijing：China Standard Press，1991：1—4. （In Chinese）

[25]? 木材順紋抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方法：GB/T 1935—2009[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2009：1—6.

Method of testing in compressive strength parallel to grain of wood：GB/T 1935—2009[S]. Beijing：China Standard Press，2009：1—6.（In Chinese）

[26]? 木材抗彎強(qiáng)度試驗(yàn)方法：GB/T 1936.1—2009[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2009：1—6.

Method of testing in bending strength of wood：GB/T 1936.1—2009? [S]. Beijing：China Standard Press，2009：1—6. （In Chinese）

[27]? 木材抗彎彈性模量測定方法：GB/T 1936.2—2009[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2009：1—5.

Method for determination of the modulus of elasticity in static bending of wood：GB/T 1936.2—2009[S]. Beijing：China Standard Press，2009：1—5. （In Chinese）

[28]? 木材順紋抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)方法：GB/T 1938—2009[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2009：1—5.

Method of testing strength parallel to grain of wood：GB/T 1938—2009[S]. Beijing：China Standard Press，2009：1—5.（In Chinese）

[29]? Timber structures joints made with mechanical fasteners-general principles for the determination of strength and deformation characteristics：EN 26891—1991[S]. Brussels：Committee European Normalisation，1991：2—8.

[30]? 木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)：GB 50005—2017 [S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2017：13—23.

Standard for design of timber structures：GB 50005—2017[S]. Beijing：China Architecture & Building Press，2017：13—23. （In Chinese）

[31]? GUTKOWSKI R，BROWN K，SHIGIDI A，et al. Laboratory tests of composite wood-concrete beams[J]. Construction and Building Materials，2008，22（6）：1059—1066.

[32]? YEOH D，F(xiàn)RAGIACOMO M，DE FRANCESCHI M，et al. Experimental tests of notched and plate connectors for LVL-concrete composite beams[J]. Journal of Structural Engineering，2011，137（2）：261—269.