劉瑞越，盧 迎，陳 領(lǐng)，楊欽南，吳珍珍，陸冬冬，王解軍

（1.中南林業(yè)科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410000；2.湖南交通工程學(xué)院，湖南 衡陽(yáng) 421200；3.廣州市第一市政工程有限公司，廣東 廣州 510000；4.湘潭大學(xué)，湖南 湘潭 411100；5.華設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司，江蘇 南京 210000；6.中交第二航務(wù)工程局有限公司，湖北 武漢 430000）

隨著可持續(xù)觀念在建筑領(lǐng)域的發(fā)展，木材作為一種可再生資源也逐漸在建筑領(lǐng)域被廣泛使用。其中，對(duì)比傳統(tǒng)的膠合木矩形木梁，膠合木工字梁因?yàn)楹侠淼慕孛嫘螤?、高?qiáng)質(zhì)比和在消耗較小的材料下能夠承受相同的荷載等諸多優(yōu)點(diǎn)[1]而備受青睞，但是膠合木工字梁因木材各向異性[2]、順紋抗剪強(qiáng)度低的特點(diǎn)[3-4]，在大跨度的梁結(jié)構(gòu)中被限制使用[5]。鋼材是各向同性材料，除受壓過(guò)程中易發(fā)生失穩(wěn)破壞外，其他力學(xué)性能表現(xiàn)較佳，且受壓過(guò)程中具有較好的抗剪性能和延性。因此，為了發(fā)揮木-鋼各自材料的力學(xué)性能，本研究將膠合木工字梁的腹板用工字鋼代替，上下翼緣木板與工字鋼之間通過(guò)螺栓連接。這樣木-鋼工字梁在受彎加載過(guò)程中，不光上下翼緣木板充分受壓受拉、腹板的抗剪強(qiáng)度得到提高而且組合梁的抗彎承載力也顯著增加[6-11]。

目前研究者對(duì)鋼-木組合梁進(jìn)行了大量的研究。陳愛(ài)國(guó)等[12]對(duì)9根鋼-木組合梁進(jìn)行了抗彎試驗(yàn)性能研究，分析了木板厚度、鋼梁翼緣厚度及寬度、腹板高度對(duì)其抗彎承載力的影響，但是其鋼腹板和木梁之間為膠結(jié)，耐久性得不到保障。金許奇等[13]采用數(shù)值模擬的方法研究了基于螺栓連接的鋼-木組合梁的承載力影響因素，認(rèn)為螺栓直徑的增加可以有效減少應(yīng)力集中并提高螺栓的抗剪能力，是影響鋼-木組合梁承載力的主要因素。孫洪業(yè)等[14]采用 ABAQUS 有限元分析軟件對(duì)9根H型鋼-木組合梁試件的受彎性能進(jìn)行非線性數(shù)值分析，并對(duì)組合梁數(shù)值模擬中木材和H型鋼材料模型定義、有限元建模、彈簧單元生成及后處理等關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了系統(tǒng)研究，但是其將木材簡(jiǎn)化為各向同性材料，對(duì)有限元模擬結(jié)果造成了一定的影響。曹寶珠等[15]研究了將OSB板作為翼緣、OSB-鋼板作為組合腹板形成T形截面梁的受彎性能，建立了鋼-OSB板T形截面帶肋組合梁的非線性有限元分析模型，利用有限元模型分析了鋼板厚度對(duì)組合梁受力性能的影響。蘇正等[16]設(shè)計(jì)制作了1根足尺的雙腹式鋼-木組合梁，通過(guò)單調(diào)靜力加載試驗(yàn)對(duì)其承載力大小、變形能力、破壞特征等進(jìn)行研究，根據(jù)試驗(yàn)及有限元模擬結(jié)果推導(dǎo)了組合梁跨中撓度計(jì)算公式，但其構(gòu)件數(shù)目過(guò)少，試驗(yàn)結(jié)論可能存在一定的偶然性。Wang等[17]對(duì)傾斜自攻螺釘連接的鋼-木組合梁進(jìn)行了推出試驗(yàn)研究，為鋼-木組合梁的設(shè)計(jì)提供了一種好的思路，但是節(jié)點(diǎn)的抗剪剛度有所下降。Yang等[18]采用頂推試驗(yàn)的方法詳細(xì)分析了抗剪連接件的類型、直徑、間距、膠合板厚度等因素對(duì)H型鋼-興安落葉松組合梁節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，但是相關(guān)規(guī)范對(duì)關(guān)鍵參數(shù)的預(yù)測(cè)太過(guò)保守。Hassanieh等[19-20]研究了不同類型連接件連接的鋼-木組合節(jié)點(diǎn)荷載-滑移行為和失效模式以及不同類型和間距的剪切連接件(螺栓、自攻螺釘和膠水)、跨度和LVL板紋理方向（平行和垂直于紋理）對(duì)鋼-木組合（STC）梁結(jié)構(gòu)性能的影響，建立了試件的非線性1D和2D有限元模型，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證，有限元與試驗(yàn)結(jié)果符合良好，但是并未說(shuō)明使用膠水結(jié)合機(jī)械連接件對(duì)STC梁的峰值承載能力影響較小的原因。Chiniforush等[21]從試驗(yàn)和理論兩方面研究了鋼-木組合節(jié)點(diǎn)在持續(xù)荷載作用下的長(zhǎng)期性能，并考慮了由含水量、蠕變、機(jī)械吸附和非彈性收縮的變化引起的剛度變化，但是其非彈性收縮滑移值相當(dāng)大，還需要更長(zhǎng)時(shí)間的試驗(yàn)結(jié)果才能保證其估計(jì)的準(zhǔn)確性。Khan[22]研究了一種C型鋼-木組合梁，發(fā)現(xiàn)在水平方向和垂直方向用螺栓連接可以在不增加截面的情況下增強(qiáng)其承載能力和抗震能力。Cristiano等[23]提出了一種新型的鋼-木組合地板，研究了其在水平荷載作用下的反應(yīng)，評(píng)估了該組合地板的傳力性能。Masanori等[24]在矩形木梁內(nèi)嵌入了熱軋工字鋼梁，采用螺栓和結(jié)構(gòu)膠將其連接，比較了不同連接方式的組合梁的極限荷載、抗彎強(qiáng)度和初始剛度，但是其承載力理論計(jì)算值的精度不夠。

上述研究成果采用試驗(yàn)和有限元的方法對(duì)鋼-木組合梁進(jìn)行了分析，研究了不同參數(shù)對(duì)鋼-木組合梁受力性能的影響，但是還沒(méi)有對(duì)膠合木工字梁與鋼-木組合梁工字梁進(jìn)行對(duì)比研究。本研究分析比較了鋼-木組合工字梁和膠合木工字梁的破壞模式、破壞機(jī)理、承載能力、初始剛度、延性、翼緣木材應(yīng)變大小的不同，可為今后鋼-木組合梁的研究提供思路。

1 材料與方法

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)中設(shè)計(jì)了3根材料和尺寸均相同的膠合木工字梁（A1～A3），其總長(zhǎng)度為1 500 mm，沿跨徑方向設(shè)有等間距的加勁肋，其厚度為30 mm，如圖1a所示；膠合木工字梁的截面高度為150 mm，總共有5層，每一層均為厚度30 mm的興安落葉松，如圖1b所示；木-鋼組合工字梁共3根（B1～B3），如圖2a所示，試件的上下翼緣為厚度30 mm的木材板，材質(zhì)與膠合木工字梁相同，中間為高度90 mm的鋼腹板，采用4.8級(jí)普通螺栓將翼緣木材板和鋼腹板連接成木-鋼組合工字梁，螺栓的縱向間距為80 mm，為了減小滑移，端部螺栓的縱向間距布置得緊密一些；螺栓的橫向排數(shù)如圖2b所示，工字鋼的截面尺寸見(jiàn)圖2c。

圖1 A組試件尺寸及構(gòu)造（尺寸單位：mm）Fig.1 Group A specimen size and construction (size unit: mm)

圖2 木-鋼組合工字梁尺寸（尺寸單位：mm）Fig.2 Size of timber-steel combination I-beam (dimension unit: mm)

1.2 材料性能

1.2.1 木 材

試驗(yàn)中膠合木工字梁以及鋼-木組合工字梁的翼緣均由興安落葉松加工而成，為測(cè)得木材順紋抗剪強(qiáng)度、順紋抗拉強(qiáng)度、順紋抗壓強(qiáng)度等力學(xué)性能，根據(jù)《木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法》[25]分別制作15個(gè)標(biāo)準(zhǔn)木材試塊進(jìn)行材性試驗(yàn)，試驗(yàn)測(cè)得的數(shù)據(jù)取平均值，根據(jù)木材缺陷（木節(jié)、裂縫等）并參考《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊(cè)》[26]對(duì)試驗(yàn)結(jié)果平均值進(jìn)行了折減換算，得到表1中的木材力學(xué)性能參數(shù)，木材強(qiáng)度折減系數(shù)計(jì)算式如式（1），木材強(qiáng)度進(jìn)行折減表達(dá)式如式（2），順紋彈性模量取自文獻(xiàn)[27]。

表1 木材材料性能Table 1 Timber material properties

式中：KQ1表示木材天然缺陷折減系數(shù)；KQ2表示木材干燥缺陷折減系數(shù)；KQ3表示木材長(zhǎng)期受荷載強(qiáng)度折減系數(shù)；KQ4表示尺寸折減系數(shù)；KP表示方程精確性影響系數(shù)、KA表示尺寸誤差影響系數(shù)；KQ表示構(gòu)件材料強(qiáng)度折減系數(shù)；fK表示材性試驗(yàn)強(qiáng)度值；γR表示抗力分項(xiàng)系數(shù)；K表示總折減系數(shù)；式（1）中各項(xiàng)參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 木材強(qiáng)度折減系數(shù)Table 2 Timber strength adjustment factors

1.2.2 鋼 材

工字鋼由3塊3 mm厚的鋼板焊接而成，參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[28]得到其截面尺寸、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率（表3）。

表3 鋼材材料性能及幾何尺寸Table 3 Steel material properties and geometric dimensions

1.2.3 膠黏劑

膠黏劑主要用于膠合木工字梁的黏接，將5塊30 mm厚的鋸材按設(shè)計(jì)的試件尺寸切割好并打磨光滑，然后再進(jìn)行黏接，整個(gè)膠合和養(yǎng)護(hù)過(guò)程滿足《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[29]和歐洲規(guī)范 EN14545[30]所規(guī)定的膠合工藝要求；膠黏劑的力學(xué)性能數(shù)據(jù)由生產(chǎn)廠商提供，具體的力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表4。

表4 膠黏劑材料性能Table 4 Adhesive material properties

1.3 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

A組和B組試驗(yàn)加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置分別見(jiàn)圖3～4，參照GB /T50329—2012《木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[31]，試件支座為兩端簡(jiǎn)支，加載方式為三等分點(diǎn)加載，豎向荷載通過(guò)分配梁傳遞至試件。為消除試驗(yàn)系統(tǒng)誤差并確保儀器設(shè)備工作正常，在正式加載前對(duì)試件進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加載值為預(yù)估承載力的20%。正式試驗(yàn)時(shí)，以每級(jí)荷載增量為2 kN進(jìn)行加載，每級(jí)荷載加載時(shí)間控制在1～2 min之內(nèi)，當(dāng)試件產(chǎn)生明顯破壞或者荷載下降至承載力的80%時(shí)停止加載。

如圖3所示，為記錄試驗(yàn)全程豎向變形情況和應(yīng)變變化，在A組試件的加載點(diǎn)處及跨中截面下方共布置3個(gè)位移計(jì)，并在試件跨中截面腹板沿高度方向貼5個(gè)應(yīng)變片，上、下木材翼緣表面各貼5個(gè)應(yīng)變片；如圖4所示，在B組試件的加載點(diǎn)處及跨中截面下方共布置3個(gè)位移計(jì)，并在試件跨中截面沿著鋼腹板高度方向貼3個(gè)應(yīng)變片，在跨中截面上、下木材翼緣靠近邊緣處的上下表面及側(cè)面各貼3個(gè)應(yīng)變片，所有的測(cè)量數(shù)據(jù)均通過(guò)DHDAS動(dòng)態(tài)信號(hào)采集分析系統(tǒng)采集。

圖4 B組試件加載裝置及應(yīng)變布置Fig.4 Group B specimen loading device and strain arrangement

2 結(jié)果與分析

2.1 試件破壞現(xiàn)象和機(jī)理分析

A組3根膠合木工字梁的破壞形態(tài)如圖5所示：加載初期，膠合木工字梁并無(wú)明顯的破壞現(xiàn)象；當(dāng)荷載增大到極限荷載的80%～90%時(shí)，膠合木工字梁發(fā)出清脆細(xì)微的聲響；當(dāng)荷載加到極限承載力的時(shí)候，試件突然爆發(fā)出的巨大劈裂聲，沿跨徑方向，在中性軸附近發(fā)生順紋剪切破壞。對(duì)于B組試件，3根構(gòu)件的破壞模式也基本相同，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的40%左右時(shí)，3根梁的下翼緣支座中心附近的木材開(kāi)始出現(xiàn)裂縫；當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的80%左右時(shí)，上翼緣螺栓附近的木材沿順紋方向開(kāi)始發(fā)生剪切破壞；隨著荷載的繼續(xù)增加，上翼緣螺栓附近的裂紋不斷沿跨徑方向擴(kuò)展，同時(shí)下翼緣螺栓附近的木材也開(kāi)始發(fā)生順紋剪切破壞；當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，下翼緣木材沿跨長(zhǎng)產(chǎn)生了一條貫通的順紋剪切裂紋，此時(shí)荷載無(wú)法繼續(xù)增加，視作達(dá)到其極限荷載。

圖5 試件破壞形態(tài)Fig.5 Damage pattern of the specimen

膠合木工字梁破壞模式與機(jī)理分析：首先膠合木工字梁的腹板中部木材產(chǎn)生縱向裂縫（圖5a、c、e），這是由于木材在順紋方向順紋剪切強(qiáng)度相比順紋抗拉和抗壓強(qiáng)度要低，因此木翼緣的拉壓應(yīng)力還未達(dá)到木材的抗拉壓強(qiáng)度，木腹板的抗剪應(yīng)力就因?yàn)槁氏冗_(dá)到木材的抗剪強(qiáng)度而產(chǎn)生縱向順紋裂縫；接著膠合木工字梁沿試件橫截面的中心軸附近產(chǎn)生橫向裂縫并且木板出現(xiàn)錯(cuò)位（圖5b、d、f）。這是因?yàn)殡S著荷載的繼續(xù)增加，試件中性軸上下縱向截面產(chǎn)生的剪切應(yīng)力差值逐漸變大，使得原來(lái)腹板的裂縫不斷向端部延伸而發(fā)生水平縱向劈裂破壞。

木-鋼組合工字梁破壞模式與機(jī)理分析：組合工字梁的破壞模式為下翼緣木板順紋剪切破壞。如圖5（g、j、m）所示，首先組合工字梁的下翼緣支座中心附近的木材開(kāi)始出現(xiàn)裂縫，這是因?yàn)橹ё浇砭壞静暮弯摳拱宓南鄬?duì)滑移最大，下翼緣木材和螺栓變形不一致，螺栓受到擠壓而對(duì)螺栓附近木材產(chǎn)生橫紋拉應(yīng)力，導(dǎo)致木材開(kāi)裂；接著上翼緣螺栓附近的木材開(kāi)始沿順紋方向發(fā)生剪切破壞（圖5h、k、n），這是因?yàn)楣ぷ至阂砭夗樇y方向的剪應(yīng)力分布不均勻，螺栓附近的順紋剪切應(yīng)力較大導(dǎo)致的；最后下翼緣螺栓附近的木材也開(kāi)始發(fā)生順紋剪切破壞（圖5i、l、o），這是因?yàn)橄乱砭壿^短的鋼翼板寬度使得與木板接觸面積不均勻，造成木板受壓不均勻以及螺栓附近的順紋剪切應(yīng)力較大導(dǎo)致的。

2.2 荷載-撓度曲線

2.2.1 A組試件

圖6為A組試件的荷載-跨中撓度曲線，表5列出了A組試件的主要試驗(yàn)結(jié)果。由圖6可以看出，從加載初期到試件破壞，3根膠合木工字梁的荷載-撓度曲線基本為線性變化，且3根木梁荷載-位移曲線的斜率接近，極限荷載相差不大。這表明3根木梁的力學(xué)性質(zhì)基本相同，其試驗(yàn)數(shù)據(jù)能準(zhǔn)確反映該結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能?？紤]腹板切應(yīng)力對(duì)撓度的影響，采用三分點(diǎn)加載時(shí)的跨中總撓度可以表示為彎曲撓度與剪切撓度之和：

表5 A組試件主要試驗(yàn)結(jié)果?Table 5 Experimental results of specimens in group A

圖6 A組試件荷載-跨中撓度曲線Fig.6 Load-deflection curves of specimens in group A

式中：w為跨中總撓度；p為所施加荷載的一半；l為計(jì)算跨長(zhǎng)；E為試件的彈性模量；I為試件的截面慣性短；αs為剪切系數(shù)；V為截面上的剪力；A為截面面積；G為L(zhǎng)-R（順紋-橫紋徑向）平面內(nèi)的剪切模量；dx為增量；式（3）的理論計(jì)算值分別示于圖6和表5中，其中極限荷載的理論值定義為實(shí)際極限位移的平均值（8.0 mm）對(duì)應(yīng)的理論加載力；極限位移的理論值定義為實(shí)際極限荷載的平均值對(duì)應(yīng)的理論位移值；A組試件的實(shí)際初始剛度采用線性回歸的方法得到。

2.2.2 B組試件

圖7為B組試件的荷載-跨中撓度曲線，表6列出了B組試件主要試驗(yàn)結(jié)果。由圖7可以看出，B組試件經(jīng)歷了彈性和彈塑性兩個(gè)階段；在彈性階段，3根試件的荷載-位移斜率基本一致，加荷載到16 kN左右時(shí)，由于鋼腹板和翼緣木材板交界處發(fā)生滑移，導(dǎo)致試件剛度降低；當(dāng)荷載達(dá)到40 kN左右時(shí)，構(gòu)件開(kāi)始進(jìn)入彈塑性階段，隨著荷載的增加，荷載-位移曲線的斜率逐漸減小，這主要是由于鋼腹板截面不斷屈服所致；B組試件的初始剛度定義為B組試件發(fā)生滑移前的均值曲線剛度，采用線性回歸的方法可以得到其值為6.4 kN/mm。

表6 B組試件主要試驗(yàn)結(jié)果?Table 6 Experimental results of specimens in group B

圖7 B組試件荷載-跨中撓度曲線Fig.7 Load-deflection curves of specimens in group B

2.2.3 A組和B組試件主要試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

為了比較A組和B組的受彎性能，將部分試驗(yàn)結(jié)果匯總并進(jìn)行對(duì)比，如表7所示，雖然B組的正常使用荷載小于A組的正常使用荷載，但B組極限荷載較A組提升了79.7%；B組β值比A組提升了140.1%，這說(shuō)明在超過(guò)正常使用極限狀態(tài)后B組試件具有更高的強(qiáng)度儲(chǔ)備，其主要原因是將木腹板換成鋼腹板極大地提高了梁的抗剪性能，上下翼緣木材的抗拉和抗壓性能都能得到更好地發(fā)揮；由于A組試件破壞時(shí)基本處于線彈性階段，故不存在延性，但是B組極限荷載對(duì)應(yīng)的跨中位移較A組提升了521.6%，這是因?yàn)楦拱辶己玫乃苄宰冃文芰κ沟孟乱砭壞静臄嗔亚敖Y(jié)構(gòu)具有較好的延性，表中的延性系數(shù)μΔ反映了這一點(diǎn)。

2.3 截面應(yīng)變分布

2.3.1 A組試件

圖8為A1、A2、A3的應(yīng)變沿截面高度變化圖，考慮翼緣木材板上的縱向正應(yīng)力分布不均勻，高度為±75 mm時(shí)應(yīng)變?nèi)∑鋵?duì)應(yīng)處5個(gè)應(yīng)變的平均值。從圖8可以看出，隨著荷載的增加，中性軸的位置基本沒(méi)有發(fā)生變化，沿著木梁的高度方向應(yīng)變的分布近似成直線，基本符合平截面假定。

圖8 A組試件跨中截面應(yīng)變Fig.8 Strain of mid-span cross section of group A

2.3.2 B組試件

由于B組破壞時(shí)跨中截面的彎矩較大，故對(duì)跨中截面進(jìn)行應(yīng)變分析。如圖9～11所示，由于上下木材翼緣和鋼腹板用螺栓連接，在交界面處存在滑移現(xiàn)象，故在上下木材翼緣和鋼腹板的交界處存在摩擦力，導(dǎo)致應(yīng)變的分布和發(fā)展不對(duì)稱。具體表現(xiàn)為：上翼緣木材受壓面積大于受拉面積，下翼緣木材受拉面積大于受壓面積，這是因?yàn)榻唤缣幍哪Σ潦沟蒙夏静囊砭壱喑惺芤环莞郊拥妮S向壓力，下木材翼緣多承受一份附加的軸向拉力。雖然整個(gè)試件的尺寸、邊界條件、荷載以及上下木材翼緣和鋼腹板的螺栓連接是對(duì)稱的，但是沿著構(gòu)件的高度方向，其內(nèi)力的分布和發(fā)展卻不是對(duì)稱的。這可能是因?yàn)榱旱挠?jì)算跨度較短，上翼緣木材貼應(yīng)變片處的應(yīng)力分布受到了集中荷載的局部擾亂。

圖9 試件B1跨中應(yīng)變沿截面高度分布Fig.9 Distribution of mid span strain along section height of specimen B1

圖10 試件B2跨中應(yīng)變沿截面高度分布Fig.10 Distribution of mid span strain along section height of specimen B2

圖11 試件B3跨中應(yīng)變沿截面高度分布Fig.11 Distribution of mid span strain along section height of specimen B3

在整個(gè)截面高度上，試件已經(jīng)不滿足平截面假定，在上下木材翼緣和鋼腹板中各有一個(gè)中性軸，沿著各自的中性軸的應(yīng)變成線性變化；分別觀察上下木材翼緣和鋼腹板應(yīng)變的變化幅度，可以看到：雖然上下木材翼緣和鋼腹板的中性軸不一樣，但是其曲率卻非常接近；隨著荷載的增加，中性軸的位置發(fā)生了變化，這是因?yàn)榻唤缑婊圃谏舷履静囊砭壓弯摳拱鍍?nèi)產(chǎn)生了附加軸力。

2.3.3 A組試件和B組試件翼緣木材應(yīng)變對(duì)比

基于試驗(yàn)中所采集的數(shù)據(jù)，對(duì)A組和B組翼緣木材的縱向應(yīng)變進(jìn)行比較，分析2組試件在達(dá)到極限荷載時(shí)木材材料強(qiáng)度的利用情況；如圖12所示，A組試件底板木材翼緣的最大拉應(yīng)變?yōu)? 824.5 με，B組試件木材翼緣的最大拉應(yīng)變約是A組試件的2.75倍，達(dá)到了5 015.8 με；A組試件頂板木材翼緣的最大壓應(yīng)變?yōu)? 436.7 με，B組試件頂板木材翼緣的最大壓應(yīng)變約是A組試件的2.08倍，達(dá)到了2 989.6 με；這說(shuō)明將木腹板換成鋼腹板可顯著提高木材強(qiáng)度的利用。

圖12 試件翼緣木材應(yīng)變對(duì)比Fig.12 Comparison of the strain of the timber on the flange

2.4 截面承載力

膠合木梁的抗剪強(qiáng)度與其尺寸有關(guān)，采用Rammer等[32]給出的矩形木梁抗剪強(qiáng)度與清材抗剪強(qiáng)度的關(guān)系式來(lái)計(jì)算膠合木工字梁的抗剪強(qiáng)度：

式中：τ為梁實(shí)際抗剪強(qiáng)度；Cf為應(yīng)力集中系數(shù)，用來(lái)調(diào)整ASTM剪切塊強(qiáng)度；τASTM為試件清材剪切強(qiáng)度；AS為試件的剪切面積，參考材料力學(xué)[33]可知其計(jì)算式為：

式中：B為翼緣寬度，tf為翼緣厚度；

將式（5）各計(jì)算參數(shù)匯于表8：

表8 A組試件實(shí)際抗剪承載強(qiáng)度計(jì)算參數(shù)Table 8 Calculation parameters of actual shear strength of group A specimens

將各試件參數(shù)代入式（4）可得A組膠合木工字梁的實(shí)際抗剪強(qiáng)度為4.89 Mpa。

根據(jù)材料力學(xué)，工字梁腹板最大剪應(yīng)力可按下式計(jì)算：

式中：V為加載點(diǎn)處截面剪力；I為截面慣性矩；t為腹板寬度；b為翼緣寬度；h為截面總高度；h1為腹板高度；

各參數(shù)具體數(shù)值見(jiàn)表9：

表9 膠合木工字梁的截面參數(shù)Table 9 Section parameters of Glulam I-beams

將各參數(shù)代入式（6），可得τmax=4.68 Mpa，比Rammer公式得到的實(shí)際抗剪承載力小，相對(duì)誤差為4.49%，符合工程實(shí)際要求。關(guān)于木-鋼組合梁的承載力計(jì)算，因影響因素較為復(fù)雜，還需要進(jìn)一步研究。

3 結(jié)論與討論

3.1 結(jié) 論

為了探索木-鋼組合工字梁與膠合木工字梁的抗彎能力差異，本研究采取試驗(yàn)與理論相結(jié)合的方法對(duì)2組梁的破壞形態(tài)、破壞機(jī)理、承載力、初始剛度、延性等進(jìn)行了分析。最終得到如下結(jié)論：

1）膠合木工字梁的破壞為脆性的順紋剪切破壞，而鋼-木組合工字梁的破壞為鋼腹板屈服，下翼緣木材發(fā)生順紋剪切破壞。

2）將工字梁的木腹板換成鋼腹板，鋼-木組合工字梁的極限承載力、延性、和超過(guò)正常使用極限狀態(tài)后的強(qiáng)度儲(chǔ)備都得到了極大的提高。

3）木-鋼組合工字梁受拉木材翼緣和受壓木材翼緣上的應(yīng)變都比膠合木工字梁大得多，其拉壓強(qiáng)度得到了充分利用。

4）采用Rammer公式計(jì)算得到的膠合木工字梁抗剪強(qiáng)度與實(shí)驗(yàn)值誤差為4.49%，符合工程實(shí)際要求。

本研究從多方面對(duì)比了3根膠合木梁和3根木-鋼組合梁的抗彎性能，揭示了2組試件之間破壞模式、破壞機(jī)理、承載能力、初始剛度、延性以及翼緣木材板應(yīng)力大小之間的差異，對(duì)木結(jié)構(gòu)和鋼-木組合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)具有一定的參考意義。

3.2 討 論

木-鋼組合工字梁是一種新型組合結(jié)構(gòu)，目前諸多學(xué)者針對(duì)木-鋼組合梁的螺栓參數(shù)（直徑、間距等）或不同尺寸參數(shù)（木板和鋼梁翼緣各自的厚度、寬度等）進(jìn)行試驗(yàn)或者有限元分析，結(jié)果表明螺栓連接的木-鋼組合梁在彎曲加載時(shí)，不同螺栓參數(shù)布置的組合梁，其木-鋼交界面之間產(chǎn)生的相對(duì)滑移會(huì)降低組合梁抗彎承載力的增長(zhǎng)速率。本試驗(yàn)因螺栓滑移損耗的承載力，其占木-鋼組合工字梁承載力的比值并未進(jìn)行研究，在此提出以下打算：設(shè)計(jì)不同螺栓布置參數(shù)（螺栓直徑、螺栓橫向排數(shù)、螺栓縱向間距等）的木-鋼組合梁進(jìn)行彎曲加載試驗(yàn)，進(jìn)一步研究不同螺栓布置參數(shù)產(chǎn)生的相對(duì)滑移對(duì)組合梁抗彎性能的影響，以及其螺栓滑移造成的承載力損耗量對(duì)組合梁承載力的比值關(guān)系。