鋼-單板層積材組合工字形梁受彎性能試驗

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［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。與實木相比，其結(jié)構(gòu)均勻、強度和尺寸穩(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，能實現(xiàn)劣材優(yōu)用［5］。此外，可選用不同種類、質(zhì)量的木材進行膠合，出材率高。但LVL存在著強度、剛度相對較低，各向異性明顯等缺點［6］。而冷彎薄壁型鋼具有材質(zhì)均勻、自重輕強度高、形狀多變易于制造等優(yōu)點，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)展也有促進作用。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對鋼-木組合梁的性能進行深入研究。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，材料強度得到充分利用。Kortis等［12］對鋼-木組合梁節(jié)點受力性能進行數(shù)值模擬，分析幾何形狀復(fù)雜節(jié)點的受力情況。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)力碳纖維增強復(fù)合材料（carbon fiber reinforced polymer，CFRP）加固損傷木梁進行抗彎承載力試驗研究，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行了試驗研究，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組合工字形梁進行受彎性能試驗，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)的跨中撓度計算公式，并與試驗數(shù)據(jù)進行對比驗證。

1試驗概況

1. 1試件設(shè)計與制作

試驗設(shè)計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。制作時先對冷彎薄壁型鋼和LVL板進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7d，使結(jié)構(gòu)膠充分硬化，保證黏接的可靠性。試驗的9根梁抗彎試驗梁如圖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行對比試驗，工字形組合梁的腹板厚度取15mm，跨度為2. 4m，計算跨度為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 第1部分：室溫試驗方法》（GB/T 228. 1—2021）對冷彎薄壁型鋼的屈服強度、抗拉強度、彈性模量、泊松比以及屈強比進行測定，具體試驗參數(shù)見表2。再根據(jù)《人造板及飾面人造板理化性能試驗方法》（GB/T 17657—2022）對LVL的力學(xué)性能進行測試，測得LVL的抗彎強度為74. 55MPa，抗拉強度為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

試驗采用千斤頂施加荷載于分配梁上，通過分配梁實現(xiàn)兩點靜力加載，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處施加位移計，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試驗結(jié)果及分析

2. 1試驗現(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，故破壞時以受拉區(qū)邊緣達到抗拉強度為破壞標(biāo)準(zhǔn)。鋼-LVL組合梁受彎時主要經(jīng)歷3個階段，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，有輕微的木材擠壓的聲音出現(xiàn)，此時跨中撓度為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，組合梁上翼緣加載點處出現(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，支座處下翼緣LVL受壓出現(xiàn)變形，同時伴有層間擠壓的聲響，此時跨中撓度為10. 26 mm。隨著加載的進行，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，組合梁跨中下翼緣處開始出現(xiàn)沿層間方向的裂縫，此時撓度為19. 52 mm。荷載繼續(xù)增加，裂縫不斷向兩側(cè)延伸擴展，突然一聲巨響組合梁失效破壞，此時荷載值為46 kN。梁跨中下翼緣處的木板被拉斷，裂縫從跨中擴展到支座處，長達35 mm，斷裂處的裂縫呈現(xiàn)出不規(guī)則的鋸齒狀，貫穿整個木板底部，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，在支座的局部加強處，同時木板由于受壓出現(xiàn)細微裂縫，此時的跨中撓度為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，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)荷載達到42 kN時，梁因集中力作用點處的局壓破壞嚴(yán)重而失效，此時跨中撓度為10. 02mm，如圖8（a）所示。B-9在加載較小時無明顯的現(xiàn)象，當(dāng)荷載加至42kN時，有輕微脫膠聲出現(xiàn)，梁集中力作用點處的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，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板層間裂縫擴大并向跨中延伸，同時夾雜著層間撕裂的聲音，最終組合梁因為支座處LVL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。對試驗現(xiàn)象和數(shù)據(jù)進行分析發(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)揮強度就被局部壓壞。因此，在后續(xù)的試驗中要注意參數(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個階段。加載初期，即荷載小于極限荷載的1/3～2/3時，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)點不連續(xù)；荷載繼續(xù)增大，試件進入彈塑性階段，此時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，由于手動加載，試件承載能力下降時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，在試件達到極限荷載時，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，此時不再符合平截面假定。

2. 4承載力試驗結(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)計中應(yīng)考慮撓度控制。按照鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(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為組合梁的計算跨度），為8. 4 mm。相應(yīng)的容許荷載根據(jù)容許撓度計算，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，抗彎強度也隨之增強，但當(dāng)高度繼續(xù)增加時，強度增長速度會逐漸減緩。

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%。這是因為工字梁的腹板主要以受剪為主，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)計構(gòu)件時腹板高厚比也是需要著重考慮的一項參數(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)定性也會得到提高。

3跨中撓度分析

鋼-混凝土梁試驗研究表明，換算截面法得到的組合梁剛度過大，因此計算得到的變形小于實測值［18］。本試驗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交界面的剪力時會發(fā)生變形，結(jié)構(gòu)膠變形會帶動LVL板之間產(chǎn)生微小的相互錯動，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際值。

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

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［20］確定。

由表4可知，未考慮滑移效應(yīng)時理論值與試驗值之間誤差較大，最大達到19. 77%。將滑移效應(yīng)考慮在內(nèi)時，計算得到的跨中撓度理論值和試驗值較為接近，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算公式可被用于結(jié)構(gòu)設(shè)計。

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，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??；當(dāng)k 增大到一定數(shù)值時，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 組合工字形梁進行受彎性能試驗研究，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，試驗幾乎沒有脫膠出現(xiàn)，達到了預(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，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。因此考慮滑移時的跨中撓度計算模型比不考慮滑移時的計算模型更接近試驗值，其誤差可以控制在10% 以內(nèi)，平均誤差也由不考慮滑移時的8. 17% 降低到5. 79%。