预应力钢-木组合圆形柱轴心受压力学性能研究*

王宇豪 刘德贵，2 王 宁 马京京

(1.西南科技大学土木工程与建筑学院， 四川绵阳 621010；2.工程材料与结构冲击振动四川省重点实验室， 四川绵阳 621010)

随着可持续发展观和绿色环保观深入人们的思维，钢-木组合结构在未来发展中具有很大潜力。木材是可再生资源，在使用周期后可还原到自然中去，而混凝土在生产过程中和在使用周期后，均会对环境造成巨大污染。同时木材具有轻质、强度高、耐用性良好和能被快速简单地组装等优点[1]。但木材的缺点也十分明显，各向异性的特性导致其纤维方向和垂直于纤维方向力学性能差距较大，且木材受拉、受剪破坏具有脆性破坏性质，而受压、受弯具有塑性破坏性质[2]。钢材具有高强、轻质、力学性能良好等优点，但构件的截面尺寸小、构件细长且板件柔薄，因此容易出现整体失稳或局部失稳[3]。

钢-木组合结构能充分发挥钢材和木材这两种建材的优点，对于钢-木组合柱而言，内填木材很好地限制了钢管向内屈曲变形和局部屈服等现象，增加了钢管的刚度；同时钢管对木材提供了有效的围压，起到了约束作用，减少了木材向外鼓胀变形。国内外学者对于钢-木组合柱的研究也十分重视。王香云[4]为克服FRP加固木柱后发生应力严重滞后、承载力提高较小和加固效果不足等现象，分别采用钢带和钢筒加固木柱，轴心受压试验结果表明，钢带加固木柱的加固效果不明显，只能略微提高组合柱的承载力，加固效果不及FRP加固；钢筒加固木柱具有显著的效果，其强度、刚度的提升远远大于FRP和钢带对木柱加固提升的效果。赵东拂等[5]以弯折钢筋结合木肢柱及横梁抵抗水平侧向力为思路，设计了三组不同形式的钢筋缀件钢-木组合柱，采用低周往复试验与ABAQUS有限元分析结合并互相验证的方法，分析结果表明，钢筋缀件的参数包括弯曲形式、弯曲尺寸与交叉连接等改变对钢-木组合柱试件的滞回曲线、骨架曲线、延性系数、刚度退化及耗能性能等抗侧力性能影响较大，同时建立有限元模型可较为准确地模拟钢-木组合柱在低周往复试验中力学性能的改变。异形柱有利于施工时的安装定位，可作为框架结构或框架剪力墙结构的角柱，李威等[6]设计了一种角钢-集成材L形组合柱，为探究其力学性能，分别设计两组不同边宽度的角钢和一组等截面矩形柱进行轴心受压试验，结果表明，角钢-集成材L形组合柱的承载能力和刚度更大，适当增加角钢边宽度也可有效提高承载力。Tohid Ghanbari Ghazijahani等[7-8]分别在圆形、矩形截面的钢管外侧全包CFRP和内侧填充木材，并进行轴心受压试验，结果表明，CFRP和木材分别限制了钢管的向外和向内屈曲，保证了组合构件整体的稳定性。冷弯型钢结构在地震中易发生屈曲破坏，Ali Awaludin等[9]提出用螺栓将木材层压板固定于C形截面、Z形截面和双C形截面冷弯钢的腹板处制作为组合柱，并进行轴心受压试验，分析结果表明，组合构件外荷载的增加是非组合构件的1.4～6.7倍；同时提出了屈服荷载、长细比和木材压碎荷载三者间的关系。为减轻钢管混凝土的重量，使得它们更有益于作为建筑单元，Amin Nabati等[10]探索性地提出了木芯钢管混凝土，即将不同截面的木芯置于钢管中心，间隙用混凝土填充，再将整个试件用不同层数CFRP全包，分析其轴心抗压性能，结果表明增加木芯截面面积和CFRP的包裹不仅能提升试件的延性性能而且能减轻整体的重量；木材的使用会减弱试件的刚度，但CFRP的包裹很好地弥补了这一缺陷。Qiao等[11]将包含木节和未包含木节的木柱填入方钢管，同时在方钢管外侧包裹CFRP布形成钢管方木柱，并对该组合柱进行了轴心抗压试验，分析结果表明，组合柱的承载力和延性分别优于纯木柱和空心方钢管，但组合柱的承载力却低于纯木柱和空心方钢管承载力的总和。

然而上述所提出的组合方式中，木材所受的约束属于“被动约束”，只有在木材充分膨胀的情况下，钢材才开始发挥约束作用，即钢材高强的性能未能充分发挥，存在严重应力滞后的现象。为解决这一问题，提出了一种预应力钢-木组合圆形柱，通过对薄壁钢筒施加环向预应力而形成套箍作用，为核心木柱提供主动约束，保证木柱处于主动的三向受压状态，进而提高竖向构件的承载力和变形能力。该新型竖向构件能有效避免木材因腐朽侵蚀、虫蚁蛀蚀和干缩开裂等造成的损伤，减少在使用过程中对木柱的维修和加固，适用于新建房屋中。

1 试验概况

1.1 试件设计

本次试验设计了2组预应力钢-木组合圆形柱和1组CFRP布包裹预应力钢-木组合圆形柱，作为对比试件制作了2组纯木柱和2组薄壁圆钢筒，共7组试件进行轴心受压试验，其具体参数如表1所示。

表1 试件基本参数

预应力钢-木组合圆形柱具体制作流程为：1)将木材按设计要求制作成圆木柱，并在其纵向精加工出两条弧形小槽；2)把木柱置于钢管中，在木柱的开槽位置处定位打孔，同时贯穿木材和钢材；3)在打孔处按压钢管发生变形，使其能完全贴合木柱的两条弧形小槽；4)用带孔弧形钢条垫于打孔处并用螺栓拉紧，使钢材表面产生环向预应力，对木材提供主动约束。CFRP布包裹预应力钢-木组合圆形柱是在钢-木组合圆形柱的基础上，每间隔一定距离包裹一层CFRP布，搭接长度为圆形截面周长的一半。由于钢材弹性模量大于木材弹性模量，且厚度较薄，易受压屈服，故在设计时钢管两端内缩10 mm，试件设计详图如图1所示。

a—横截面； b—T-S立面； c—C-T-S立面； d—试件实物。

1.2 材料性能

本次试验木材为取自于同一棵树木的香樟木，根据GB/T 1935—2009《木材顺纹抗压强度试验方法》[12]和GB/T 1939—2009《木材横纹抗压强度试验方法》[13]的规定，截取尺寸为20 mm×20 mm×30 mm的纵向、径向和弦向基本试块各6块，并分别在试块正、侧表面粘贴一对横向和竖向应变片，通过轴心抗压试验获取试块的抗压强度、弹性模量和泊松比，统计结果如表2所示。薄壁钢为Q235圆钢管，根据GB/T 228.1—2010《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》[14]进行材性试验，得到钢材的屈服强度为228 MPa。

表2 木材基本属性

1.3 预应力的施加

在钢材和木材高度方向的1/3和2/3处，分别横向和竖向粘贴一对应变片，以对试验过程中材料的应变进行采集(图2)。将预应力钢-木组合圆形柱放置于平台上，拧紧对拉螺栓，静置一段时间后读取钢材上横向应变片的数据。本次试验采用钢材的屈服应变约为1.1×10-3，通过控制螺栓的松紧程度使得钢材上所有横向应变片读数约为1.10×10-4，即钢材产生的横向拉预应力度k为0.1。

图2 应变片布置示意

1.4 加载装置及方案

试验在30 t万能试验机上进行，采用位移控制加载速度，加载速度为0.5 mm/min。按照GB/T 50329—2002《木结构试验方法标准》[15]中的规定实施加载。试验按预载—正式加载—卸载的程序开展。在试验台竖向放置一个型号为YHD-100的位移计采集竖向位移，在试验台托盘上放置一个压力传感器采集外荷载，钢材和木材上的应变通过型号为DH3816N的应变箱进行采集。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏特征

T-1和T-2破坏模式均为明显的剪切破坏，但T-1为上部发生破坏，而T-2为下部发生破坏。加载初期，木柱微弱间断地发出轻微的声响，其表面并无任何变化，这是由于木材受压，其内部的空隙被挤压密实所致。当外荷载升至85%Pmax左右时，木柱内部发出间断的声响。当外荷载降至90%Pmax左右时，木柱发出连续清脆的响声，期间伴有撕裂声，同时伴随着横向裂缝的出现。当外荷载降至75%Pmax左右时，木柱发出巨大的响声，且横向裂缝快速发展，导致木柱发生了明显的错动。最终裂缝处的木纤维被压溃，木柱失去承载能力而破坏。其破坏形态如图3a、3b所示。

S-1和S-2破坏模式均为边缘发生鼓曲而失效，但S-1为上边缘发生鼓曲，而S-2为下边缘发生鼓曲。加载初期，钢筒无明显变化，当荷载升至55%Pmax左右时，边缘开始轻微屈曲。当荷载降至90%Pmax左右时，边缘鼓曲加剧，但仍然有部分区域未发生屈服。当荷载降至40%Pmax左右时，边缘完全屈曲，整体呈“象脚”状鼓曲。其破坏形态如图3c、3d所示。

a—T-1破坏模式； b—T-2破坏模式； c—S-1破坏模式； d—S-2破坏模； e—T-S-1破坏模式； f—T-S-2破坏模式； g—CFRP布断裂； h—C-T-S破坏模式。

T-S-1和T-S-2破坏模式均为中部发生严重鼓曲而破坏。加载初期，仅为木柱与压头接触，试件整体无明显变化，当荷载升至90%Pmax时，试件内部间断性发出噼啪声，且持续时间较长。当荷载升至94%Pmax左右时，木柱被完全压缩，压头同时与木材和钢材接触，此后木材与钢材共同构成受压主体。当荷载升至Pmax时，试件中部钢材鼓曲，两侧钢条发生明显弯曲。当荷载降至87%Pmax时，试件整体弯曲，中部钢材呈现出“象脚”状鼓曲，同时木材发生连续的劈裂声。最终试件因内部木纤维的压溃和外部钢材的屈曲，导致整体失去承载力而破坏。其破坏形态如图3e、3f所示。

C-T-S的破坏模式为上部和下部发生严重鼓曲而破坏，整体呈“S”型。加载初期，木柱为受压主体，试件整体无明显变化，当荷载升至73%Pmax左右时，钢材上部发生鼓曲，木柱发出清脆的劈裂声，CFRP布由于拉紧而发出了响声。当荷载升至90%Pmax左右时，木材和钢材共同作为受压主体承受外荷载。当荷载升至96%Pmax左右时，钢材上部发生明显鼓曲，同时侧向钢条也弯曲变形，两者共同大变形导致CFRP布部分被拉断(图3g)。荷载降至86%Pmax左右时，钢材下部发生鼓曲，伴随着CFRP布断裂的声响，试件上部和下部朝着反方向鼓曲，整体呈“S”型。其破坏形态如图3h所示。

2.2 结果汇总

主要试验结果汇总于表3。其中Pmax为极限荷载；εt+为木材横向峰值应变；εt-为木材竖向峰值应变；εs+为钢材横向峰值应变；εs-为钢材竖向峰值应变；DI为延性指标。

表3 主要试验结果

2.3 荷载-位移

通过试验获取了各个试件的Pmax，结果如图4所示。T-1和T-2平均Pmax为107.1 kN，S-1和S-2平均Pmax为55.4 kN，T-S-1和T-S-2平均Pmax为188.7 kN，C-T-SPmax为202.3 kN。由结果可知，相较于纯木柱和薄壁钢筒Pmax之和162.5 kN，T-S和C-F-S的Pmax分别提高了16.12%和24.49%，这是由于钢材给予的主动围压大幅提高了构件的承载力，而在参考文献[11]中，组合构件Pmax却小于钢材和木材的Pmax叠加之和。

图4 不同试件的极限荷载

各个试件的荷载-位移曲线如图5所示，观察曲线可以发现，在弹性阶段，T-1、T-2、S-1和S-2的斜率明显小于T-S-1、T-S-2和C-T-S的，即抗压刚度更小，稳定性更差。进入塑性阶段后，T-1、T-2、S-1和S-2上升至Pmax然后快速下降，试件整体失去承载力而破坏；然而T-S-1、T-S-2和C-T-S进入塑性阶段后，经过一个类似于塑性流动的过渡段，此时外荷载几乎不变，位移继续增加。钢材受压后，曲线斜率变大从而继续上升直至Pmax，然后开始缓慢下降，最终历经约18 mm的位移而整体破坏。预应力钢-木组合圆形柱在加载过程中表现出了良好的稳定性，残余强度明显优于纯木柱。

图5 荷载-位移曲线

2.4 荷载-应变

所有试件中钢材和木材应变随荷载变化关系曲线如图6所示，其中正应变为受拉，负应变为受压。加载初期，T-S-1、T-S-2和C-T-S中木柱相较于T-1和T-2增长斜率更陡，应变增长非常缓慢，钢材给予木材的围压限制了木材形变的发生；同时T-S-1、T-S-2和C-T-S中木材和钢材均呈线性增长，发展趋势较为接近，表现出了良好的一致性和协调性。

a—木材； b—钢材。

T-S-1、T-S-2和C-T-S中木柱的屈服应变远小于T-1和T-2的应变，而所有试件中钢材塑性应变较为接近，这与其本身纤薄的性质有关，钢材与压头接触后很快便屈服。进入塑性阶段后，T-S-1、T-S-2和C-T-S中钢材较先屈服，此时两种材料的应变不再同步，但发展趋势基本一致。到达峰值应变后，组合构件曲线稍有下降，而T-1、T-2、S-1和S-2曲线迅速跌落。C-T-S的εt+和εs+分别为3.921×10-3和5.159×10-3，均大于其余试件。

2.5 延性指标

为对比分析各个试件从屈服开始到达最大承载能力或到达以后而承载能力还没有明显下降期间的变形能力，采用延性指标(DI)来表征变形能力[10]，其计算式为：

(1)

式中：δ0.85为Pmax跌落至0.85Pmax所对应的位移；δy1为1.33×δe。如图7所示，δe为线弹性阶段进入塑性阶段斜率发生变化所对应的位移。

图7 延性指数示意

计算结果如图8所示，T-S-1、T-S-2和C-T-S的DI均有大幅度提升，相较于纯木柱，预应力钢-木组合圆形柱和CFRP布包裹预应力钢-木组合圆形柱的DI分别提升了268.73%和340%，且纯木柱和钢筒的DI相加也仍然小于组合柱的。

图8 不同试件的延性指标

3 有限元分析

3.1 模型建立

试件的数值模拟采用有限元分析软件ABAQUS，木材采用8结点线性六面体的三维单元C3D8R进行模拟，钢材采用三维拉伸壳单元进行模拟，两种材料间的法向接触采用“硬接触”描述，切向接触采用“静摩擦-动摩擦指数衰减”描述[16]，动静摩擦系数μs=0.237，μk=0.201，dc=3[17]。螺栓通过连接截面中的转换器单元实现，用控制点耦合螺孔中的节点区域，再对控制点施加连接力，达到了简化螺栓的目的。CFRP布采用壳单元进行模拟，将其视为弹性体，并采用“绑定”命令对CFRP布和钢材间的自由度进行约束[18]。CFRP布的弹性模量Ecf=2.4×105MPa，抗拉强度fcf=3.5×103MPa，泊松比μFRP=0.3。

钢材是一种各向同性材料，采用ABAQUS中的“各向同性”(Isotropy)来定义钢材弹性和塑性阶段的属性。木材是一种各向异性材料，采用ABAQUS中的“工程常数”(Engineering Constant)来定义木材弹性阶段的材料特性，而塑性阶段采用各向异性Hill屈服准则[19]进行判定，应力表达式为：

(2)

式中：σx、σy、σz、τxy、τyz、τxz为木材上某一点的应力；Fii(i=1,2,3)和Nij(i≠j=1,2,3)为常数，可根据以下公式计算：

式中：σii和σij分别为轴向、径向和弦向的屈服正应力和屈服剪应力；σ0为参考屈服应力；Rij为屈服强度系数，计算式为式(4)，在当前的有限元研究中，R11=1，R22=R33=0.119，R12=R13=R23=0.435[20]，定义了该值后，一旦材料进入塑性，ABAQUS按流动准侧计算塑性应变的发展。

(4)

3.2 结果分析

通过对有限元模型进行单调静力加载，得到有限元和试验对比荷载-位移曲线(图9)以及加载结束后的应力分布(图10)。对比分析荷载-位移曲线，在弹性阶段，有限元曲线刚度大于试验曲线；进入塑性阶段至钢材受压以前，这一阶段木材已经屈服，外荷载的增加主要由围压所提供，在有限元模拟中，核心木柱被认为是一种连续体，且与薄壁钢筒的接触均匀，两者的整体性更好，造成了有限元曲线斜率明显大于试验曲线；钢筒受压后，曲线上升到达峰值点，S-T和C-T-S的Pmax分别为199.8 kN和209.8 kN，误差为5.88%和3.71%。

图9 有限元和试验对比荷载-位移曲线

分析发现有限元模型在弹性阶段的斜率更大，且第一次趋于平缓时外荷载更大，这是由于有限元模型中木材和钢材完全接触，两者间没有空隙，导致试件整体刚度更大。有限元计算Pmax为210.20 kN，与试验结果误差为11.42%，加载结束后的应力云与试验所得一致，均为试件中部发生鼓曲破坏而失效。

3.3 预应力度对承载力的影响

为研究预应力度k对承载力的影响，在有限元模型中，以钢材表面初始预应力大小为变量，分别建立k=0,0.1,0.2,0.3和0.4的S-T和C-T-S组合柱构件，通过单调静力加载获取各个模型的Pmax，其结果如表3所示。未施加预应力(k=0)有限元模型，其Pmax小于施加预应力(k0)的有限元模型，即钢材产生的横向预应力有效提升了试件的Pmax，保证试件有更高抵抗外部荷载的能力。当0

表4 不同预应力计算结果

4 约束效应

对于钢-混凝土柱而言，混凝土和钢材间的相互作用是一个影响组合柱力学性能的重要因素，类似地，钢材和CFRP对核心木柱提供的约束也起到了重要作用。因此，约束效应系数λ[21]的概念被提出，因存在钢材对木材提供的环向预应力，故对原算式进行修正，修正后的计算式如下：

2ξcf0≤k≤0.4

(5)

式中：ξs为钢筒约束效应因子；ξcf为CFRP约束效应因子；As为钢筒截面面积；fy为钢筒屈服强度；At为木柱截面面积；ftk为木材顺纹抗压强度；Acf为CFRP截面面积；fcf为CFRP抗拉强度；Es为钢筒弹性模量；Ecf为CFRP弹性模量；μs为钢筒泊松比；k为预应力度。

根据试验结果绘制出是否包裹CFRP布对应λ和Pmax的关系曲线，如图11a所示，随着CFRP布的包裹λ和Pmax增加，这是因为CFRP和钢筒共同对核心木柱提供了更有效的约束。同时根据有限元结果绘制出T-S和C-T-S关于不同k对应λ和Pmax的关系曲线，如图11b和11c所示，随着k的增加λ也随之增加。在一定范围内，越大的环向预应力能提供越大的主动约束，更有益于提升构件的承载力；但过大的环向预应力会造成薄壁钢筒螺栓孔附近区域屈服，削弱了加固效果，导致Pmax下降。

a—CFRP对Pmax和λ的影响； b—λ对T-S结果的影响； c—λ对C-T-S结果的影响。

5 结 论

1)通过螺栓拉紧的方式对薄壁圆钢筒施加环向拉应力，给予了核心木柱主动的约束，保证木柱处于三向轴压的状态，有效避免了钢材应力滞后的现象，从而充分利用了材料优良的性能，提升了组合构件整体的力学指标。

2)预应力钢-木组合圆形柱和包裹CFRP布预应力钢-木组合圆形柱相较于纯木柱，延性指标DI提高了268.73%和340%，刚度和残余强度也更优良；极限荷载Pmax大于薄壁钢筒和核心木柱的总和，均分别提高了16.12%和24.49%。

3)分别对预应力钢-木组合圆形柱和CFRP包裹预应力钢-木组合圆形柱进行了有限元分析，相较于试验结果，Pmax误差为5.88%和3.17%。有限元分析结果显示，钢材环向的预应力度k等于0.1,0.2和0.3时，Pmax逐渐上升，但增幅较小；当钢材环向的预应力度k为0.4时，Pmax下降显著，但仍然大于k为0的试件。

4)钢材约束了木材的向外鼓屈，同时木材限制了钢材的向内弯曲。两种材料间的约束关系由约束效应系数λ定义。CFRP布和钢材共同作用使得λ增加；随着预应力度k的增加，λ也增加。