胶合竹-混凝土组合梁抗弯试验与分析

2021-09-09李天宇

结构工程师 2021年2期

叶芯单波，2，* 李天宇肖岩

（1.湖南大学土木工程学院，长沙 410082；2.绿色先进土木工程材料及应用技术湖南省重点实验室，长沙 410082；3.浙江大学浙大-伊利诺大学联合学院，海宁 314400）

0 引言

格鲁斑（glubam）是一种结构用胶合竹板材，其基本结构单元为单向竹帘，通过多层竹帘交错叠铺热压胶合而成，为典型的正交各向异性材料［1］。试验表明，glubam的基本力学性能与国外常用的结构胶合木glulam基本相当，部分指标高于后者［1］。国际上，肖岩团队最早开展glubam材料、构件和结构体系的研究，并建设了一批竹结构示范工程［1-2］。近年来，包括竹层积材和重组竹在内的新型工程竹材的研究与应用日益得到关注，现代竹结构逐渐成为绿色建筑领域的研究热点［3-5］。

胶合竹梁是竹结构的基本结构构件，具有自重小、承载力高等特点。然而，由于胶合竹材的弹性模量相对较低，导致胶合竹梁抗弯刚度小、构件变形大，很大程度上制约了竹结构的跨度［6-8］。在现代木结构中，往往采用组合梁的形式来提高木梁的抗弯性能，即在胶合木梁上部浇筑混凝土板，两者通过剪力连接件结合起来，形成组合效应，如图1（a）所示。在这一体系中，混凝土的抗压性能以及木材的抗拉性能都可以得到充分发挥，是一种极为有效的结构形式［9］。国外对于胶合木-混凝土组合（TCC）梁/板的研究历史相对较长，在连接件的力学性能、TCC梁的抗弯性能、长期性能及设计方法等方面均开展了大量试验与分析，成果丰富［10-15］，特别是近20年来，TCC在桥梁、办公楼、住宅和商业建筑等领域得到广泛应用［16］。近年来，随着我国现代木结构的逐步发展，国内一些学者开展了TCC的相关研究，如Zhu等［17］提出了一些适用于装配式施工的新型剪力连接件；Jiang等［18］开展了基于轻骨料混凝土的TCC销连接推出试验；Shi等［19］和贺国京等［20］在TCC的抗弯性能及计算方法方面进行了相关的试验和分析。因此，借鉴TCC的成果，研究胶合竹-混凝土组合（BCC）梁，对于解决制约竹结构跨度的瓶颈性问题、推动现代竹结构技术的发展，具有较为重要的理论意义与工程价值。

当前，已有研究人员关注BCC的研究，如单波等对采用典型的销连接和凹槽连接件的glubam-混凝土组合试件进行了推出试验［21-22］，获得了两类连接件基本参数对其抗剪切性能的影响规律，提出了相应的荷载-滑移本构关系；Shan等［23］对包括一种半装配式连接方式在内的多种连接方式开展了对比和选型；魏洋等［24］对3个跨度为1.71 m的销栓连接BCC梁进行了抗弯试验，并考察了FRP对抗弯性能的增强效果。但总的来看，BCC的研究还处于起步阶段，成果很有限。

本文基于BCC连接件推出试验的相关研究成果，选择具有代表性的连接件制作足尺构件，开展BCC梁的抗弯试验，研究组合梁的基本抗弯性能，并评估现有计算方法对于BCC梁的适用性，为BCC梁的深入研究和应用提供基础性数据。

1 组合梁设计

1.1 剪力连接件

基于已有的BCC连接件推出试验及分析结果［23］，选择销连接（SC）、凹槽连接件（NC）这两类典型连接件，以及新型半装配式预紧力凹槽连接件（PNC），用于胶合竹-混凝土组合梁的抗弯试验如图1所示。三种剪力连接件的具体设计及尺寸参见文献［23］。

根据已经完成的推出试验［23］，得到三种连接件的基本力学性能指标，如表1所示，其平均荷载-滑移曲线如图2所示。一般而言，连接件的延性破坏定义为当其相对滑移达到10 mm时，其承载力降低幅度不超过峰值荷载的20%［27］。从图2中可以看到，SC为典型的延性连接件，延性好但抗剪切刚度较低；而NC和PNC为典型的脆性连接件，抗剪切刚度高但延性较差。

图2 连接件荷载-滑移本构［23］Fig.2 Load-slip results of the connections taken from push-out tests

表1 连接件基本力学性能Table 1 Basic mechanical properties of connections

1.2 试件设计

本试验设计了5根足尺BCC试件开展抗弯试验，截面为T形，所有试件的尺寸均相同：上部混凝土板的尺寸为900 mm×100 mm×8 000 mm（宽×高×长），下部glubam梁的尺寸为112 mm×380 mm×8 000 mm（宽×高×长），如图1（a）所示。各试件的基本信息如表2所示，试件的命名为：连接件类型-连接件数量，如SC25表示该组合梁采用25个SC连接件组合在一起。连接件沿梁跨中截面对称且非均匀布置，在端部区域适当加密，如图3所示。

图3 组合梁连接件布置（单位：mm）Fig.3 Connector layout of BCC beams（Unit：mm）

表2 组合梁基本参数Table 2 Details of BCC beams

图1 连接件示意图（单位：mm）Fig.1 Details of connections（Unit：mm）

1.3 原材料

本试验采用尺寸为2 440 mm×1 220 mm×28 mm（长×宽×厚）的glubam板材制作胶合竹梁，参照相关国家木材测试标准（GB 1933—91，GB/T 1935—2009，GB/T 1936.1—2009，GB/T 1936.2—2009，GB/T 1938—2009［28-32］）进行材料性能测试，每组10个试件，测得的相关指标如表3所示。

表3 glubam基本性能参数Table 3 Basic parameters of glubam sheet

上部混凝土板采用设计强度等级为C30的混凝土，配比为水泥∶砂∶石∶水=1∶1.90∶3.10∶0.56。制作每根组合梁时，预留一组边长为150 mm立方体试块，与组合梁同条件养护，抗弯试验前测量的抗压强度平均值fc′列于表2中。为防止混凝土板在制作和搬运过程中可能出现的开裂，在板内布置HRB335Φ6@90 mm×90 mm的钢筋网，距离板底30 mm。

2 组合梁加工与测试方法

2.1 试件制作

由于glubam单板的尺寸较小，胶合竹梁的制作需要进行二次加工。二次加工在常温条件下进行，基本步骤如下：按照设计要求，切割glubam单板，并在单板两端加工出指接头，长度为100 mm，如图4所示；接下来，在每块单板的叠合面及指接头端面涂刷胶黏剂，并按错位的原则布置指接头（图4），将各层glubam板条叠铺在冷压机架上进行冷压；待胶黏剂固化后，再在胶合竹梁顶部钻取直径为20 mm的孔，注入环氧树脂后将螺杆锚固在胶合竹梁中。

图4 胶合竹梁指接布置示意图（单位：mm）Fig.4 Finger joint layout of glubam beams（Unit：mm）

上部混凝土板的叠合分为两种形式：对于SC和NC试件，直接在竹梁顶部支模后浇筑混凝土板，形成组合梁；而对于PNC试件，采用带预留孔的预制混凝土板，将预制板放置在竹梁顶部，然后在预留孔中浇入混凝土；在室内养护5 d后，通过拧紧螺杆顶部的螺帽产生预紧力，使两者紧密结合。所有试件在完成混凝土浇筑后的30 d进行抗弯试验。

2.2 试验方法与加载设备

试件采用四点方式加载，两端简支，净跨l为7 800 mm，如图5（a）所示。竖向荷载通过分配梁施加在组合梁上部，分配梁两个加载点的间距为2 000 mm。荷载由液压油缸施加，为防止组合梁在加载过程中可能出现侧向失稳，在梁两端分别设置一对侧向支撑，如图5（b）所示。加载制度按EN26891［33］进行，即加载到0.4Fest（预估承载力）时，持荷30 s，卸载到0.1Fest，持荷30 s，最后加载到组合梁破坏。其中，Fest按欧洲规范EC5［34］中的γ法进行估算［35］。

图5 组合梁加载示意图（单位：mm）Fig.5 Details of test setup（Unit：mm）

试验中，荷载由设置在液压油缸与分配梁之间的力传感器进行测量。在组合梁跨中及分配梁支点对应位置布置3个位移传感器（LVDT），以测量梁的挠度。此外，每个试件在端部附近区域的3个连接件处安装纵向LVDT，测量组合界面的相对滑移，LVDT通过钢角标固定在测试部位，如图5（c）所示。测点编号如图3所示。试验过程中的荷载、位移和滑移等数据都采用DH3825数据采集系统自动记录，采样间隔为1 s。

3 试验结果

依据《木结构设计标准》（GB 50005—2017）［36］，将组合梁的跨中挠度达到l/250定义为正常使用极限状态（SLS），其对应的荷载为2Ps（两个加载点的荷载之和）；将荷载达到最大值定义为承载力极限状态（ULS），对应荷载为2Pu，相关试验数据列于表4中。

3.1 破坏模式

各试件的破坏过程具有一定的相似性，胶合竹梁在跨中纯弯段内整体断裂，断裂部位基本对应于靠近跨中的一个指接头位置。在跨中挠度到达l/250（SLS）前，试件没有出现明显的破坏现象；而此后，随着荷载增加，靠近跨中的指接头出现受拉开裂，随后竹梁发出清脆的开裂声，且接近破坏时，指接部位胶缝的裂缝明显变宽，开裂声出现的频率显著增加；最终胶合竹梁在开裂指接头的位置发生整截面断裂，破坏具有明显的突然性，如图6（a）所示。对于SC试件，试验结束后，梁板组合端部区域的连接件产生了一定的塑性变形，如图6（b）所示。但在对应部位，并未观察到胶合竹梁出现明显的局部挤压现象，因而，推断螺杆中没有形成塑性铰，这与SC连接件的推出试验破坏模式有显著差别［23］，表明在该组合梁中，SC连接件的变形相对较小。

图6 破坏模式Fig.6 Failure modes of BCC beams

对于NC试件，在试验过程中，凹槽中的混凝土由端部向跨中依次出现剪切开裂，如图6（c）所示。试验后去除混凝土，可以看到螺杆在剪切滑移面处的塑性变形较为明显，如图6（d）所示。由此推断各凹槽连接件之间产生了较为显著的剪力重分布现象，这与NC类TCC梁的试验结果类似［35］。

PNC16试件的破坏模式与对应的现浇试件NC16基本一致，试验后，可以看到预紧螺杆出现了较为明显的塑性铰，如图6（e）所示。

3.2 荷载-跨中挠度曲线

图7给出了各试件的荷载-跨中挠度曲线，图中，两条直线分别对应于组合效应的上限（完全组合效应）与下限（无组合效应），按欧洲规范EC5［34］中的γ法进行计算得到，对应于连接件影响系数γ分别取为1和0［11］，相关计算方法见第4节。

图7 荷载-跨中挠度曲线Fig.7 Load-midspan deflection responses of specimens

从图7（a）可以看到，SC25和SC45试件在荷载分别到70 kN和90 kN前，荷载-跨中挠度基本成线性关系；而此后，非线性特征逐步显现，主要原因应该是端部连接件产生塑性变形，以及指接头出现开裂；当荷载达到峰值后，试件突然断裂。尽管SC类连接件具有良好的延性，但组合梁的脆性破坏特性明显，这显然与指接头的提前失效密切相关。

从图7（b）可以看出，NC12、NC16和PNC16三者的荷载-跨中挠度关系曲线特征基本一致，对应于初始的线弹性段及随后的非线性段，分界点接近于l/250（SLS）。此外，NC16和PNC16的荷载-跨中挠度曲线很接近，且在荷载峰值后均出现了较为明显的承载力恢复现象，这主要归功于端部剪力连接件屈服后的剪力重分布。而对于NC12试件，承载力恢复现象不明显。

3.3 荷载-滑移曲线

试验结果表明，连接件的滑移量由端部向跨中逐步减小，如图8（a）所示。因此，给出各试件端部连接件（1号位置）的荷载-滑移关系，如图8（b）所示。可以看到，5个试件中，NC12试件端部连接件的滑移最大，而SC45试件的端部滑移最小，这一结果与组合梁的组合效应（DCA）相吻合（见第4节）。此外，对于同种连接件，试件的端部滑移量随连接件数量的增加而减少，如NC16与NC12，表明增加连接件的数量可以提高组合效应。

图8 组合梁连接件荷载-滑移曲线Fig.8 Load-slip curves for connections near the support of specimens

在图2中曲线上标出了各组合梁试件端部连接件的最大滑移smax。可以发现，SC25和SC45试件端部连接件的smax显著低于其推出试验测得的极限滑移su（10 mm），这与连接件塑性变形小这一观察结果一致（图6（b））。考虑到试件的破坏与指接头的开裂有密切关系，因此，提高指接头的加工质量对于改善组合梁的受力性能有重要作用。与SC试件相反，NC和PNC试件端部连接件的smax均超过了其对应的su，意味着在端部连接件破坏后，组合梁仍然可以有效承担外荷载，验证了连接件之间发生了显著的剪力重分布这一推断。

4 结果分析与讨论

4.1 组合效应分析

组合效应（DCA）是分析组合梁受力性能的重要指标，本文中，DCA按下式进行计算［37］：

式中：DC为跨中实测挠度；DN为无组合效应的计算挠度；DI为完全组合作用下的计算挠度。

各试件的DCA退化曲线如图9所示，同时，初始状态和SLS下的组合效应DCAint和DCAsls也列于表4中。可以看出，SC45与NC12分别表现出最强的组合效应与最弱的组合效应，对应的DCAint为93.2%和83.3%。而另一方面，组合梁的组合效应随跨中挠度的增大而不断降低，如果以DCAsls与DCAint的下降幅度来考察各试件的组合效应稳定性，则采用凹槽类连接件（含NC与PNC）的BCC梁的组合效应相对较为稳定，平均下降幅度约为6%。而SC系列试件的组合效应退化较为明显，特别是对于连接件较少SC25试件，其DCA的下降幅度超过13%。此外，对比PNC16与NC16，两者的DCAint、DCAsls及退化曲线均很接近。

图9 组合效应随挠度变化曲线Fig.9 Composite action efficiency-midspan deflection curves

4.2 连接件类型分析

按照欧洲标准，办公楼的楼面活荷载设计取值为3.0 kN/m2［32］。按照跨中弯矩等效的原则，将SLS与ULS下的集中荷载换算成为均布荷载，结果如图10所示。可以看到，在SLS和ULS状态下，活荷载设计值仅为实测平均值的23%和11%，BCC梁表现出良好的抗弯性能。需要说明的是，对于TCC和BCC，其设计准则往往是由其长期变形决定。此外，从表4中可知，对于相同类型的连接件，组合梁承载力（2Pu）和组合效应DCA均随连接件数量的增加而增加，但组合梁的最大跨中挠度Δmax减小。

表4 BCC组合梁抗弯试验结果Table 4 Main results of BCC beams

对于SC试件，胶合竹梁指接头的提前失效使得连接件的延性没有得到有效体现，导致组合梁破坏时脆性特征显著。通过改善胶合竹梁的指接头加工质量，以及采用力学性能更高的胶合竹材，可以提高此类组合梁的抗弯性能。

对于NC试件，使用较多的连接件能使组合梁在达到荷载峰值后有更为显著的荷载恢复现象，保证BCC梁在破坏前具有必要的延性，这一征兆对于紧急情况下的人员疏散极为重要，对BCC梁的安全性意义重大。

虽然PNC连接件的力学性能低于NC连接件（表1），但对于采用PNC连接件的半装配式组合梁PNC16，其抗弯性能与采用NC连接件的现浇组合梁NC16较为接近，其主要原因应该是推出试验本身引起的。在推出试验中，仅由单个连接件抗剪，且PNC的预紧力由扭力扳手施加，难以精确控制，加上glubam与胶黏剂存在蠕变现象，导致预紧力产生一定程度的波动，使得推出试验结果的离散性较大［23］。而在抗弯试验中，多个连接件共同抵抗组合截面剪力，相比于单个连接件受剪，性能更为稳定。因此，单个PNC性能的波动对整个连接体系的影响程度相对较小。考虑到装配式施工能显著提高施工效率和降低人工费，此类半装配式BCC梁在实际工程中具有良好的应用前景。

4.3 抗弯承载力预测

欧洲规范EC5中的γ法是计算TCC梁抗弯承载力最常用的方法［34］，该方法考虑了连接件的抗滑移刚度和间距的影响，采用等效刚度（EI）ef对组合截面进行换算，计算公式如下：

式中：下标1、2分别表示混凝土板和木梁；I、A、E分别表示惯性矩、截面面积和弹性模量；γ为连接件影响系数；ki代表连接件割线刚度，分别取k0.4和k0.8［37］，对应于组合梁在短期受力下SLS和ULS下的抗滑移刚度，其值可查表1得；l为组合梁净跨；a为梁、板各自截面形心到组合梁截面形心的距离；s1为连接件间距，对于连接件非均匀分布的情况，s1采用等效间距进行计算，按如下公式确定［10-12］：

式中：smin为连接件最小间距；smax为连接件最大间距，smin＜smax＜4smin。

本文采用γ法预测5个BCC试件在SLS下的承载力（2Ps）和ULS下的承载力（2Pu）。本文中，SLS对应于组合梁跨中挠度达到l/250。如前所述，胶合竹梁的破坏模式为在跨中附近指接头位置的整截面断裂，因此，ULS定义为胶合竹梁受拉边缘达到破坏状态［34］，按下式计算：

式中：σb和σt分别为跨中截面胶合竹梁底部的弯曲应力和拉伸应力；fb和ft分别为glubam的抗弯和抗拉强度设计值，分别取为52.9 MPa和35.6 MPa［1］；h2为胶合竹梁截面高度；M为跨中截面弯矩。

图10给出了γ法的预测结果与试验值的对比结果。可以看到，在SLS下，γ法高估了BCC梁的承载力，误差在3%～34%，平均误差约为19%。考虑到指接头的加工质量及glubam本身性能的波动性，γ法的预测精度大体上可以接受。但在ULS下，γ法的计算结果远高于试验结果，该方法显著高估了BCC梁的承载力。从破坏模式来看，跨中区域的指接头是胶合竹梁受力的薄弱部位，使得下部竹梁的抗弯截面受到明显削弱，进而引起这个截面提前失效，这应该是γ法高估BCC梁抗弯承载力的主要原因。如前所述，指接头的开裂现象在跨中挠度到达SLS时并不明显，而在试件发生断裂前则较为显著。由此推断，γ法在SLS下的预测结果偏差应小于其在ULS下的偏差。图10的对比结果支持这一推断。因此，采用γ法计算胶合竹-混凝土组合梁的抗弯承载力，有必要考虑对指接头的连接强度进行折减。具体的折减系数需要通过专门的试验进行确定。此外，连接件的抗剪切行为存在较为显著的非线性，而γ法是基于线弹性假设提出的［9］，也可能是导致其高估承载力的原因之一。因此，直接采用γ法预测BCC梁的抗弯承载力并不合适，需要对γ法进行必要的修正，但这方面需要开展进一步的研究。