膠合竹-混凝土組合梁抗彎試驗(yàn)與分析

葉 芯 單 波，2，* 李天宇 肖 巖

（1.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410082；2.綠色先進(jìn)土木工程材料及應(yīng)用技術(shù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410082；3.浙江大學(xué)浙大-伊利諾大學(xué)聯(lián)合學(xué)院，海寧 314400）

0 引言

格魯斑（glubam）是一種結(jié)構(gòu)用膠合竹板材，其基本結(jié)構(gòu)單元為單向竹簾，通過(guò)多層竹簾交錯(cuò)疊鋪熱壓膠合而成，為典型的正交各向異性材料［1］。試驗(yàn)表明，glubam的基本力學(xué)性能與國(guó)外常用的結(jié)構(gòu)膠合木glulam基本相當(dāng)，部分指標(biāo)高于后者［1］。國(guó)際上，肖巖團(tuán)隊(duì)最早開(kāi)展glubam材料、構(gòu)件和結(jié)構(gòu)體系的研究，并建設(shè)了一批竹結(jié)構(gòu)示范工程［1-2］。近年來(lái)，包括竹層積材和重組竹在內(nèi)的新型工程竹材的研究與應(yīng)用日益得到關(guān)注，現(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)逐漸成為綠色建筑領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)［3-5］。

膠合竹梁是竹結(jié)構(gòu)的基本結(jié)構(gòu)構(gòu)件，具有自重小、承載力高等特點(diǎn)。然而，由于膠合竹材的彈性模量相對(duì)較低，導(dǎo)致膠合竹梁抗彎剛度小、構(gòu)件變形大，很大程度上制約了竹結(jié)構(gòu)的跨度［6-8］。在現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)中，往往采用組合梁的形式來(lái)提高木梁的抗彎性能，即在膠合木梁上部澆筑混凝土板，兩者通過(guò)剪力連接件結(jié)合起來(lái)，形成組合效應(yīng)，如圖1（a）所示。在這一體系中，混凝土的抗壓性能以及木材的抗拉性能都可以得到充分發(fā)揮，是一種極為有效的結(jié)構(gòu)形式［9］。國(guó)外對(duì)于膠合木-混凝土組合（TCC）梁/板的研究歷史相對(duì)較長(zhǎng)，在連接件的力學(xué)性能、TCC梁的抗彎性能、長(zhǎng)期性能及設(shè)計(jì)方法等方面均開(kāi)展了大量試驗(yàn)與分析，成果豐富［10-15］，特別是近20年來(lái)，TCC在橋梁、辦公樓、住宅和商業(yè)建筑等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用［16］。近年來(lái)，隨著我國(guó)現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)的逐步發(fā)展，國(guó)內(nèi)一些學(xué)者開(kāi)展了TCC的相關(guān)研究，如Zhu等［17］提出了一些適用于裝配式施工的新型剪力連接件；Jiang等［18］開(kāi)展了基于輕骨料混凝土的TCC銷連接推出試驗(yàn)；Shi等［19］和賀國(guó)京等［20］在TCC的抗彎性能及計(jì)算方法方面進(jìn)行了相關(guān)的試驗(yàn)和分析。因此，借鑒TCC的成果，研究膠合竹-混凝土組合（BCC）梁，對(duì)于解決制約竹結(jié)構(gòu)跨度的瓶頸性問(wèn)題、推動(dòng)現(xiàn)代竹結(jié)構(gòu)技術(shù)的發(fā)展，具有較為重要的理論意義與工程價(jià)值。

當(dāng)前，已有研究人員關(guān)注BCC的研究，如單波等對(duì)采用典型的銷連接和凹槽連接件的glubam-混凝土組合試件進(jìn)行了推出試驗(yàn)［21-22］，獲得了兩類連接件基本參數(shù)對(duì)其抗剪切性能的影響規(guī)律，提出了相應(yīng)的荷載-滑移本構(gòu)關(guān)系；Shan等［23］對(duì)包括一種半裝配式連接方式在內(nèi)的多種連接方式開(kāi)展了對(duì)比和選型；魏洋等［24］對(duì)3個(gè)跨度為1.71 m的銷栓連接BCC梁進(jìn)行了抗彎試驗(yàn)，并考察了FRP對(duì)抗彎性能的增強(qiáng)效果。但總的來(lái)看，BCC的研究還處于起步階段，成果很有限。

本文基于BCC連接件推出試驗(yàn)的相關(guān)研究成果，選擇具有代表性的連接件制作足尺構(gòu)件，開(kāi)展BCC梁的抗彎試驗(yàn)，研究組合梁的基本抗彎性能，并評(píng)估現(xiàn)有計(jì)算方法對(duì)于BCC梁的適用性，為BCC梁的深入研究和應(yīng)用提供基礎(chǔ)性數(shù)據(jù)。

1 組合梁設(shè)計(jì)

1.1 剪力連接件

基于已有的BCC連接件推出試驗(yàn)及分析結(jié)果［23］，選擇銷連接（SC）、凹槽連接件（NC）這兩類典型連接件，以及新型半裝配式預(yù)緊力凹槽連接件（PNC），用于膠合竹-混凝土組合梁的抗彎試驗(yàn)如圖1所示。三種剪力連接件的具體設(shè)計(jì)及尺寸參見(jiàn)文獻(xiàn)［23］。

根據(jù)已經(jīng)完成的推出試驗(yàn)［23］，得到三種連接件的基本力學(xué)性能指標(biāo)，如表1所示，其平均荷載-滑移曲線如圖2所示。一般而言，連接件的延性破壞定義為當(dāng)其相對(duì)滑移達(dá)到10 mm時(shí)，其承載力降低幅度不超過(guò)峰值荷載的20%［27］。從圖2中可以看到，SC為典型的延性連接件，延性好但抗剪切剛度較低；而NC和PNC為典型的脆性連接件，抗剪切剛度高但延性較差。

圖2 連接件荷載-滑移本構(gòu)［23］Fig.2 Load-slip results of the connections taken from push-out tests

表1 連接件基本力學(xué)性能Table 1 Basic mechanical properties of connections

1.2 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了5根足尺BCC試件開(kāi)展抗彎試驗(yàn)，截面為T形，所有試件的尺寸均相同：上部混凝土板的尺寸為900 mm×100 mm×8 000 mm（寬×高×長(zhǎng)），下部glubam梁的尺寸為112 mm×380 mm×8 000 mm（寬×高×長(zhǎng)），如圖1（a）所示。各試件的基本信息如表2所示，試件的命名為：連接件類型-連接件數(shù)量，如SC25表示該組合梁采用25個(gè)SC連接件組合在一起。連接件沿梁跨中截面對(duì)稱且非均勻布置，在端部區(qū)域適當(dāng)加密，如圖3所示。

圖3 組合梁連接件布置（單位：mm）Fig.3 Connector layout of BCC beams（Unit：mm）

表2 組合梁基本參數(shù)Table 2 Details of BCC beams

圖1 連接件示意圖（單位：mm）Fig.1 Details of connections（Unit：mm）

1.3 原材料

本試驗(yàn)采用尺寸為2 440 mm×1 220 mm×28 mm（長(zhǎng)×寬×厚）的glubam板材制作膠合竹梁，參照相關(guān)國(guó)家木材測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)（GB 1933—91，GB/T 1935—2009，GB/T 1936.1—2009，GB/T 1936.2—2009，GB/T 1938—2009［28-32］）進(jìn)行材料性能測(cè)試，每組10個(gè)試件，測(cè)得的相關(guān)指標(biāo)如表3所示。

表3 glubam基本性能參數(shù)Table 3 Basic parameters of glubam sheet

上部混凝土板采用設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C30的混凝土，配比為水泥∶砂∶石∶水=1∶1.90∶3.10∶0.56。制作每根組合梁時(shí)，預(yù)留一組邊長(zhǎng)為150 mm立方體試塊，與組合梁同條件養(yǎng)護(hù)，抗彎試驗(yàn)前測(cè)量的抗壓強(qiáng)度平均值fc′列于表2中。為防止混凝土板在制作和搬運(yùn)過(guò)程中可能出現(xiàn)的開(kāi)裂，在板內(nèi)布置HRB335Φ6@90 mm×90 mm的鋼筋網(wǎng)，距離板底30 mm。

2 組合梁加工與測(cè)試方法

2.1 試件制作

由于glubam單板的尺寸較小，膠合竹梁的制作需要進(jìn)行二次加工。二次加工在常溫條件下進(jìn)行，基本步驟如下：按照設(shè)計(jì)要求，切割glubam單板，并在單板兩端加工出指接頭，長(zhǎng)度為100 mm，如圖4所示；接下來(lái)，在每塊單板的疊合面及指接頭端面涂刷膠黏劑，并按錯(cuò)位的原則布置指接頭（圖4），將各層glubam板條疊鋪在冷壓機(jī)架上進(jìn)行冷壓；待膠黏劑固化后，再在膠合竹梁頂部鉆取直徑為20 mm的孔，注入環(huán)氧樹(shù)脂后將螺桿錨固在膠合竹梁中。

圖4 膠合竹梁指接布置示意圖（單位：mm）Fig.4 Finger joint layout of glubam beams（Unit：mm）

上部混凝土板的疊合分為兩種形式：對(duì)于SC和NC試件，直接在竹梁頂部支模后澆筑混凝土板，形成組合梁；而對(duì)于PNC試件，采用帶預(yù)留孔的預(yù)制混凝土板，將預(yù)制板放置在竹梁頂部，然后在預(yù)留孔中澆入混凝土；在室內(nèi)養(yǎng)護(hù)5 d后，通過(guò)擰緊螺桿頂部的螺帽產(chǎn)生預(yù)緊力，使兩者緊密結(jié)合。所有試件在完成混凝土澆筑后的30 d進(jìn)行抗彎試驗(yàn)。

2.2 試驗(yàn)方法與加載設(shè)備

試件采用四點(diǎn)方式加載，兩端簡(jiǎn)支，凈跨l為7 800 mm，如圖5（a）所示。豎向荷載通過(guò)分配梁施加在組合梁上部，分配梁兩個(gè)加載點(diǎn)的間距為2 000 mm。荷載由液壓油缸施加，為防止組合梁在加載過(guò)程中可能出現(xiàn)側(cè)向失穩(wěn)，在梁兩端分別設(shè)置一對(duì)側(cè)向支撐，如圖5（b）所示。加載制度按EN26891［33］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［34］中的γ法進(jìn)行估算［35］。

圖5 組合梁加載示意圖（單位：mm）Fig.5 Details of test setup（Unit：mm）

試驗(yàn)中，荷載由設(shè)置在液壓油缸與分配梁之間的力傳感器進(jìn)行測(cè)量。在組合梁跨中及分配梁支點(diǎn)對(duì)應(yīng)位置布置3個(gè)位移傳感器（LVDT），以測(cè)量梁的撓度。此外，每個(gè)試件在端部附近區(qū)域的3個(gè)連接件處安裝縱向LVDT，測(cè)量組合界面的相對(duì)滑移，LVDT通過(guò)鋼角標(biāo)固定在測(cè)試部位，如圖5（c）所示。測(cè)點(diǎn)編號(hào)如圖3所示。試驗(yàn)過(guò)程中的荷載、位移和滑移等數(shù)據(jù)都采用DH3825數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)記錄，采樣間隔為1 s。

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）［36］，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2Ps（兩個(gè)加載點(diǎn)的荷載之和）；將荷載達(dá)到最大值定義為承載力極限狀態(tài)（ULS），對(duì)應(yīng)荷載為2Pu，相關(guān)試驗(yàn)數(shù)據(jù)列于表4中。

3.1 破壞模式

各試件的破壞過(guò)程具有一定的相似性，膠合竹梁在跨中純彎段內(nèi)整體斷裂，斷裂部位基本對(duì)應(yīng)于靠近跨中的一個(gè)指接頭位置。在跨中撓度到達(dá)l/250（SLS）前，試件沒(méi)有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象；而此后，隨著荷載增加，靠近跨中的指接頭出現(xiàn)受拉開(kāi)裂，隨后竹梁發(fā)出清脆的開(kāi)裂聲，且接近破壞時(shí)，指接部位膠縫的裂縫明顯變寬，開(kāi)裂聲出現(xiàn)的頻率顯著增加；最終膠合竹梁在開(kāi)裂指接頭的位置發(fā)生整截面斷裂，破壞具有明顯的突然性，如圖6（a）所示。對(duì)于SC試件，試驗(yàn)結(jié)束后，梁板組合端部區(qū)域的連接件產(chǎn)生了一定的塑性變形，如圖6（b）所示。但在對(duì)應(yīng)部位，并未觀察到膠合竹梁出現(xiàn)明顯的局部擠壓現(xiàn)象，因而，推斷螺桿中沒(méi)有形成塑性鉸，這與SC連接件的推出試驗(yàn)破壞模式有顯著差別［23］，表明在該組合梁中，SC連接件的變形相對(duì)較小。

圖6 破壞模式Fig.6 Failure modes of BCC beams

對(duì)于NC試件，在試驗(yàn)過(guò)程中，凹槽中的混凝土由端部向跨中依次出現(xiàn)剪切開(kāi)裂，如圖6（c）所示。試驗(yàn)后去除混凝土，可以看到螺桿在剪切滑移面處的塑性變形較為明顯，如圖6（d）所示。由此推斷各凹槽連接件之間產(chǎn)生了較為顯著的剪力重分布現(xiàn)象，這與NC類TCC梁的試驗(yàn)結(jié)果類似［35］。

PNC16試件的破壞模式與對(duì)應(yīng)的現(xiàn)澆試件NC16基本一致，試驗(yàn)后，可以看到預(yù)緊螺桿出現(xiàn)了較為明顯的塑性鉸，如圖6（e）所示。

3.2 荷載-跨中撓度曲線

圖7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)于組合效應(yīng)的上限（完全組合效應(yīng)）與下限（無(wú)組合效應(yīng)），按歐洲規(guī)范EC5［34］中的γ法進(jìn)行計(jì)算得到，對(duì)應(yīng)于連接件影響系數(shù)γ分別取為1和0［11］，相關(guān)計(jì)算方法見(jiàn)第4節(jié)。

圖7 荷載-跨中撓度曲線Fig.7 Load-midspan deflection responses of specimens

從圖7（a）可以看到，SC25和SC45試件在荷載分別到70 kN和90 kN前，荷載-跨中撓度基本成線性關(guān)系；而此后，非線性特征逐步顯現(xiàn)，主要原因應(yīng)該是端部連接件產(chǎn)生塑性變形，以及指接頭出現(xiàn)開(kāi)裂；當(dāng)荷載達(dá)到峰值后，試件突然斷裂。盡管SC類連接件具有良好的延性，但組合梁的脆性破壞特性明顯，這顯然與指接頭的提前失效密切相關(guān)。

從圖7（b）可以看出，NC12、NC16和PNC16三者的荷載-跨中撓度關(guān)系曲線特征基本一致，對(duì)應(yīng)于初始的線彈性段及隨后的非線性段，分界點(diǎn)接近于l/250（SLS）。此外，NC16和PNC16的荷載-跨中撓度曲線很接近，且在荷載峰值后均出現(xiàn)了較為明顯的承載力恢復(fù)現(xiàn)象，這主要?dú)w功于端部剪力連接件屈服后的剪力重分布。而對(duì)于NC12試件，承載力恢復(fù)現(xiàn)象不明顯。

3.3 荷載-滑移曲線

試驗(yàn)結(jié)果表明，連接件的滑移量由端部向跨中逐步減小，如圖8（a）所示。因此，給出各試件端部連接件（1號(hào)位置）的荷載-滑移關(guān)系，如圖8（b）所示?？梢钥吹剑?個(gè)試件中，NC12試件端部連接件的滑移最大，而SC45試件的端部滑移最小，這一結(jié)果與組合梁的組合效應(yīng)（DCA）相吻合（見(jiàn)第4節(jié)）。此外，對(duì)于同種連接件，試件的端部滑移量隨連接件數(shù)量的增加而減少，如NC16與NC12，表明增加連接件的數(shù)量可以提高組合效應(yīng)。

圖8 組合梁連接件荷載-滑移曲線Fig.8 Load-slip curves for connections near the support of specimens

在圖2中曲線上標(biāo)出了各組合梁試件端部連接件的最大滑移smax。可以發(fā)現(xiàn)，SC25和SC45試件端部連接件的smax顯著低于其推出試驗(yàn)測(cè)得的極限滑移su（10 mm），這與連接件塑性變形小這一觀察結(jié)果一致（圖6（b））?？紤]到試件的破壞與指接頭的開(kāi)裂有密切關(guān)系，因此，提高指接頭的加工質(zhì)量對(duì)于改善組合梁的受力性能有重要作用。與SC試件相反，NC和PNC試件端部連接件的smax均超過(guò)了其對(duì)應(yīng)的su，意味著在端部連接件破壞后，組合梁仍然可以有效承擔(dān)外荷載，驗(yàn)證了連接件之間發(fā)生了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)分析

組合效應(yīng)（DCA）是分析組合梁受力性能的重要指標(biāo)，本文中，DCA按下式進(jìn)行計(jì)算［37］：

式中：DC為跨中實(shí)測(cè)撓度；DN為無(wú)組合效應(yīng)的計(jì)算撓度；DI為完全組合作用下的計(jì)算撓度。

各試件的DCA退化曲線如圖9所示，同時(shí)，初始狀態(tài)和SLS下的組合效應(yīng)DCAint和DCAsls也列于表4中。可以看出，SC45與NC12分別表現(xiàn)出最強(qiáng)的組合效應(yīng)與最弱的組合效應(yīng)，對(duì)應(yīng)的DCAint為93.2%和83.3%。而另一方面，組合梁的組合效應(yīng)隨跨中撓度的增大而不斷降低，如果以DCAsls與DCAint的下降幅度來(lái)考察各試件的組合效應(yīng)穩(wěn)定性，則采用凹槽類連接件（含NC與PNC）的BCC梁的組合效應(yīng)相對(duì)較為穩(wěn)定，平均下降幅度約為6%。而SC系列試件的組合效應(yīng)退化較為明顯，特別是對(duì)于連接件較少SC25試件，其DCA的下降幅度超過(guò)13%。此外，對(duì)比PNC16與NC16，兩者的DCAint、DCAsls及退化曲線均很接近。

圖9 組合效應(yīng)隨撓度變化曲線Fig.9 Composite action efficiency-midspan deflection curves

4.2 連接件類型分析

按照歐洲標(biāo)準(zhǔn)，辦公樓的樓面活荷載設(shè)計(jì)取值為3.0 kN/m2［32］。按照跨中彎矩等效的原則，將SLS與ULS下的集中荷載換算成為均布荷載，結(jié)果如圖10所示?？梢钥吹?，在SLS和ULS狀態(tài)下，活荷載設(shè)計(jì)值僅為實(shí)測(cè)平均值的23%和11%，BCC梁表現(xiàn)出良好的抗彎性能。需要說(shuō)明的是，對(duì)于TCC和BCC，其設(shè)計(jì)準(zhǔn)則往往是由其長(zhǎng)期變形決定。此外，從表4中可知，對(duì)于相同類型的連接件，組合梁承載力（2Pu）和組合效應(yīng)DCA均隨連接件數(shù)量的增加而增加，但組合梁的最大跨中撓度Δmax減小。

表4 BCC組合梁抗彎試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Main results of BCC beams

對(duì)于SC試件，膠合竹梁指接頭的提前失效使得連接件的延性沒(méi)有得到有效體現(xiàn)，導(dǎo)致組合梁破壞時(shí)脆性特征顯著。通過(guò)改善膠合竹梁的指接頭加工質(zhì)量，以及采用力學(xué)性能更高的膠合竹材，可以提高此類組合梁的抗彎性能。

對(duì)于NC試件，使用較多的連接件能使組合梁在達(dá)到荷載峰值后有更為顯著的荷載恢復(fù)現(xiàn)象，保證BCC梁在破壞前具有必要的延性，這一征兆對(duì)于緊急情況下的人員疏散極為重要，對(duì)BCC梁的安全性意義重大。

雖然PNC連接件的力學(xué)性能低于NC連接件（表1），但對(duì)于采用PNC連接件的半裝配式組合梁PNC16，其抗彎性能與采用NC連接件的現(xiàn)澆組合梁NC16較為接近，其主要原因應(yīng)該是推出試驗(yàn)本身引起的。在推出試驗(yàn)中，僅由單個(gè)連接件抗剪，且PNC的預(yù)緊力由扭力扳手施加，難以精確控制，加上glubam與膠黏劑存在蠕變現(xiàn)象，導(dǎo)致預(yù)緊力產(chǎn)生一定程度的波動(dòng)，使得推出試驗(yàn)結(jié)果的離散性較大［23］。而在抗彎試驗(yàn)中，多個(gè)連接件共同抵抗組合截面剪力，相比于單個(gè)連接件受剪，性能更為穩(wěn)定。因此，單個(gè)PNC性能的波動(dòng)對(duì)整個(gè)連接體系的影響程度相對(duì)較小?？紤]到裝配式施工能顯著提高施工效率和降低人工費(fèi)，此類半裝配式BCC梁在實(shí)際工程中具有良好的應(yīng)用前景。

4.3 抗彎承載力預(yù)測(cè)

歐洲規(guī)范EC5中的γ法是計(jì)算TCC梁抗彎承載力最常用的方法［34］，該方法考慮了連接件的抗滑移剛度和間距的影響，采用等效剛度（EI）ef對(duì)組合截面進(jìn)行換算，計(jì)算公式如下：

式中：下標(biāo)1、2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；γ為連接件影響系數(shù)；ki代表連接件割線剛度，分別取k0.4和k0.8［37］，對(duì)應(yīng)于組合梁在短期受力下SLS和ULS下的抗滑移剛度，其值可查表1得；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；s1為連接件間距，對(duì)于連接件非均勻分布的情況，s1采用等效間距進(jìn)行計(jì)算，按如下公式確定［10-12］：

式中：smin為連接件最小間距；smax為連接件最大間距，smin＜smax＜4smin。

本文采用γ法預(yù)測(cè)5個(gè)BCC試件在SLS下的承載力（2Ps）和ULS下的承載力（2Pu）。本文中，SLS對(duì)應(yīng)于組合梁跨中撓度達(dá)到l/250。如前所述，膠合竹梁的破壞模式為在跨中附近指接頭位置的整截面斷裂，因此，ULS定義為膠合竹梁受拉邊緣達(dá)到破壞狀態(tài)［34］，按下式計(jì)算：

式中：σb和σt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；fb和ft分別為glubam的抗彎和抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，分別取為52.9 MPa和35.6 MPa［1］；h2為 膠 合竹梁截面高度；M為跨中截面彎矩。

圖10給出了γ法的預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)值的對(duì)比結(jié)果?？梢钥吹?，在SLS下，γ法高估了BCC梁的承載力，誤差在3%～34%，平均誤差約為19%?？紤]到指接頭的加工質(zhì)量及glubam本身性能的波動(dòng)性，γ法的預(yù)測(cè)精度大體上可以接受。但在ULS下，γ法的計(jì)算結(jié)果遠(yuǎn)高于試驗(yàn)結(jié)果，該方法顯著高估了BCC梁的承載力。從破壞模式來(lái)看，跨中區(qū)域的指接頭是膠合竹梁受力的薄弱部位，使得下部竹梁的抗彎截面受到明顯削弱，進(jìn)而引起這個(gè)截面提前失效，這應(yīng)該是γ法高估BCC梁抗彎承載力的主要原因。如前所述，指接頭的開(kāi)裂現(xiàn)象在跨中撓度到達(dá)SLS時(shí)并不明顯，而在試件發(fā)生斷裂前則較為顯著。由此推斷，γ法在SLS下的預(yù)測(cè)結(jié)果偏差應(yīng)小于其在ULS下的偏差。圖10的對(duì)比結(jié)果支持這一推斷。因此，采用γ法計(jì)算膠合竹-混凝土組合梁的抗彎承載力，有必要考慮對(duì)指接頭的連接強(qiáng)度進(jìn)行折減。具體的折減系數(shù)需要通過(guò)專門的試驗(yàn)進(jìn)行確定。此外，連接件的抗剪切行為存在較為顯著的非線性，而γ法是基于線彈性假設(shè)提出的［9］，也可能是導(dǎo)致其高估承載力的原因之一。因此，直接采用γ法預(yù)測(cè)BCC梁的抗彎承載力并不合適，需要對(duì)γ法進(jìn)行必要的修正，但這方面需要開(kāi)展進(jìn)一步的研究。

圖10 γ法計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.10 Comparisons between predicting results byγmethod and experimental results

5 結(jié) 論

本文對(duì)采用3種連接件的膠合竹-混凝土組合梁（BCC梁）足尺試件開(kāi)展了抗彎試驗(yàn)，研究了BCC梁的基本抗彎性能，在對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上，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，試件的實(shí)測(cè)承載力遠(yuǎn)高于設(shè)計(jì)荷載（3 kN/m2），BCC梁具有良好的抗彎性能。

（2）BCC梁的抗彎剛度和承載力隨連接件數(shù)量增加而提高，且與glubam指接頭的受力性能密切相關(guān)，提高指接頭的加工質(zhì)量對(duì)改善BCC的抗彎性能有積極作用。

（3）對(duì)于采用凹槽類連接件的BCC梁，試件在峰值后具有較為顯著的承載力恢復(fù)現(xiàn)象，可以使基于脆性連接件的組合梁在破壞前具備必要的延性，這對(duì)組合梁的安全性有重要意義。

（4）與現(xiàn)澆施工方式的NC組合梁相比較，基于PNC連接件的半裝配式BCC梁的抗彎性能沒(méi)有顯著差別，考慮到后者具有更高的施工效率和較低的人工費(fèi)用，半裝配式BCC梁具有良好的應(yīng)用前景。

（5）歐洲規(guī)范EC5中的γ法高估了試件的抗彎承載力，不適合直接套用于BCC梁。