鋼-LVL 組合工字形梁受剪性能研究

劉宏偉 ,吳時(shí)旭 ,童科挺 ,張家亮 ,李玉順

（1.寧波大學(xué) 土木工程與地理環(huán)境學(xué)院,浙江 寧波 315211;2.寧波大學(xué)科學(xué)技術(shù)學(xué)院,浙江 寧波 315300;3.青島農(nóng)業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院,山東 青島 266109）

隨著綠色、節(jié)能等理念的不斷深入,建造高效、環(huán)保、輕質(zhì)高強(qiáng)的新型結(jié)構(gòu)已成為當(dāng)今建筑業(yè)發(fā)展的趨勢(shì)[1].近年來(lái),國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)各種新型組合梁有很多相關(guān)的研究.Persaud 等[2]、Yuan 等[3]對(duì)膠合木-混凝土組合梁進(jìn)行靜力加載試驗(yàn),結(jié)果表明,組合梁的強(qiáng)度約為非組合梁的2 倍,剛度是非組合梁的3 倍多,此外,組合梁的延性較木梁也大為改善.單波等[4]對(duì)竹-混凝土組合梁進(jìn)行了抗彎性能試驗(yàn),探討了連接件類(lèi)型和數(shù)量對(duì)組合梁抗彎性能的影響.蘇正等[5]設(shè)計(jì)了雙腹式鋼-木組合梁,并利用ABAQUS 有限元軟件對(duì)影響組合梁承載力及變形的關(guān)鍵因素進(jìn)行了擴(kuò)參數(shù)分析.陳愛(ài)國(guó)等[6]用焊接H 形鋼為骨架,在鋼梁的翼緣外表面粘貼木板,組成工字型截面的組合梁,并通過(guò)試驗(yàn)給出了跨中撓度和承載力的計(jì)算方法.葛玉猛等[7]通過(guò)對(duì)冷彎薄壁型鋼-重組竹組合梁的受剪試驗(yàn),提出了簡(jiǎn)化的受剪承載力計(jì)算公式,經(jīng)驗(yàn)證,鋼-竹組合梁組合性能優(yōu)良.

單板層積材(LVL)作為現(xiàn)代木產(chǎn)品膠合板中的一類(lèi),在力學(xué)性能等方面優(yōu)于天然實(shí)木[8].但LVL板材存在著彈性模量小、受力各向異性特點(diǎn)較為明顯、力學(xué)性能受蠕變影響大等缺點(diǎn),垂直截面紋理方向的強(qiáng)度相比于順紋理方向差異顯著[9-11].而冷彎薄壁型鋼具有材質(zhì)均勻、強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn),但在相同承載力下,構(gòu)件細(xì)長(zhǎng)容易出現(xiàn)局部屈曲和整體失穩(wěn)[12].利用結(jié)構(gòu)膠將LVL 與薄壁型鋼以一定的方式連接成組合梁,形成的新型組合構(gòu)件充分利用了兩種材料的性能優(yōu)勢(shì),彌補(bǔ)了單一材料的不足[13-15].因此,研究鋼-LVL 組合構(gòu)件,充分發(fā)揮不同材料的優(yōu)勢(shì),達(dá)到構(gòu)件性能優(yōu)化的目的,對(duì)綠色建筑業(yè)的發(fā)展具有重要的意義.

本文對(duì)9 根鋼-LVL 組合工字形梁以不同的剪跨比、腹板和翼緣厚度進(jìn)行受剪性能試驗(yàn),觀察在不同荷載作用下梁的破壞現(xiàn)象與變形狀況,分析其破壞原因,建立組合梁跨中撓度和受剪承載力的計(jì)算公式,并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

在考慮冷彎薄壁型鋼和LVL 板各自的優(yōu)勢(shì)和缺陷后,將二者利用結(jié)構(gòu)膠按特定的方式進(jìn)行復(fù)合,組成工字形截面的組合梁,這種組合方式使荷載作用下的LVL 板與冷彎薄壁型鋼間具有較好的組合效應(yīng),LVL 板可以對(duì)冷彎薄壁型鋼起到約束作用,并加強(qiáng)其穩(wěn)定性,改善抗屈曲性能.

試驗(yàn)所用的LVL 板和冷彎薄壁型鋼均由特定廠家生產(chǎn).組合梁的骨架由2 根相背對(duì)的冷彎薄壁U型鋼通過(guò)結(jié)構(gòu)粘合劑與3 根LVL板復(fù)合而成.具體制作過(guò)程: (1)對(duì)型鋼和LVL 板材進(jìn)行表面處理,打磨除去型鋼和木材外表面的污跡、鍍鋅層;(2)用脫脂棉蘸取75%的酒精分別對(duì)打磨后的型鋼和LVL 進(jìn)行擦拭清潔;(3)進(jìn)行粘膠,將環(huán)氧樹(shù)脂結(jié)構(gòu)膠中的A、B 劑按1:1 的比例攪拌,并將其均勻地涂抹于U 型鋼的腹板面,隨即將木材和2 個(gè)背對(duì)的U 型鋼粘合,用夾具固定,并用重物對(duì)其施壓,施壓固化時(shí)間為2 d,養(yǎng)護(hù)時(shí)間為7 d;(4)采用上述相同的處理方法,對(duì)上、下翼緣進(jìn)行表面處理、抹膠、粘接、施壓固化(圖1).試驗(yàn)設(shè)計(jì)的9 根工字形組合梁如圖2 所示,編號(hào)依次為L(zhǎng)-1～L-9.

圖1 組合梁制作過(guò)程

圖2 鋼-LVL 組合梁試件

設(shè)置不同的腹板厚度、翼緣厚度和剪跨比進(jìn)行對(duì)比試驗(yàn),型鋼截面長(zhǎng)度均為30 mm+120 mm+30 mm,厚度均為1.5 mm,計(jì)算跨度均為1.5 m,具體試件參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 試件參數(shù)

1.2 試件材料力學(xué)性能

依據(jù)GB/T 228.1-2021《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》對(duì)冷彎薄壁型鋼的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量、泊松比以及屈強(qiáng)比進(jìn)行測(cè)定,具體試驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表2.再根據(jù)GB/T 17657-2013《人造板及飾面人造板理化性能試驗(yàn)方法》對(duì)LVL 的各項(xiàng)指標(biāo)進(jìn)行試驗(yàn),測(cè)得LVL的抗剪強(qiáng)度為6.57 MPa,彈性模量為13 773 MPa,泊松比為0.33.

表2 鋼材力學(xué)性能

1.3 試件加載及測(cè)試

試驗(yàn)以電液伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)作為反力架,通過(guò)分配梁實(shí)現(xiàn)兩點(diǎn)對(duì)稱(chēng)靜力加載模式(圖3),采取分級(jí)加載的方片,為測(cè)定彎剪區(qū)的剪應(yīng)力沿梁截面高度的變化情況,在該區(qū)段內(nèi)沿組合梁腹板截面高度布置應(yīng)變花.在鋼-LVL 組合梁的跨中腹板截面上等距布置若干應(yīng)變片,測(cè)定組合梁腹板位置在各級(jí)荷載作用下的應(yīng)變,并在試件的支座端和跨中位置布置位移計(jì)來(lái)記錄組合梁跨中撓度的變化.試驗(yàn)加載裝置示意如圖4 所示.

圖3 試驗(yàn)加載裝置

圖4 加載裝置示意(單位: mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞特征

鋼-LVL 組合梁受力過(guò)程可分為3 個(gè)階段,分別為線彈性階段、彈塑性階段以及破壞階段.各試件在整個(gè)加載試驗(yàn)過(guò)程中力學(xué)性能較為良好,有較高的承載力,其在試驗(yàn)初期組合梁均處于線彈性階段,各項(xiàng)性能均表現(xiàn)優(yōu)良;在試驗(yàn)中后期根據(jù)各組合梁的破壞形態(tài)特征進(jìn)行如下分類(lèi).

試件L-1～L-4 的剪跨比較小,其中L-1 和L-2的剪跨比為1.0,L-3 和L-4 為1.5,4 根試件的破壞特征類(lèi)似,以L-2 為例,試件在施加65 kN 荷載時(shí),開(kāi)始發(fā)出細(xì)微的響聲,支座處第一次出現(xiàn)細(xì)微的受壓裂紋,此時(shí)組合梁的跨中撓度為3.69 mm.荷載繼續(xù)加大,LVL 有持續(xù)的纖維撕裂和擠壓的聲音,當(dāng)荷載增加至88 kN 時(shí),支座處開(kāi)始出現(xiàn)裂紋并沿著層間方向向支座兩邊擴(kuò)散,跨中撓度此時(shí)達(dá)到6.90 mm.當(dāng)加荷至92 kN時(shí),組合梁支座附近出現(xiàn)了嚴(yán)重的局部脫膠現(xiàn)象,層間膠合失效(圖5),梁端部下翼緣鋼材屈曲,構(gòu)件發(fā)生破壞,破壞對(duì)應(yīng)的跨中撓度為8.87 mm.

圖5 L-2 支座處下翼緣板開(kāi)裂和鋼材屈曲

試件L-5 和L-6的剪跨比為2.0,二者翼緣板的厚度有所區(qū)別,其他參數(shù)均相同,受力過(guò)程和破壞現(xiàn)象較為一致.以試件L-5 為例,加載至48 kN 時(shí),組合梁開(kāi)始發(fā)出輕微的LVL 纖維擠壓聲音,支座處下翼緣LVL 板縱向開(kāi)裂,此時(shí)跨中撓度為6.62 mm.當(dāng)加至60 kN 時(shí),加載點(diǎn)附近LVL 板出現(xiàn)裂紋,上翼緣鋼材屈曲,且下翼緣縱向裂縫發(fā)展為斜向裂縫,破壞時(shí)的跨中撓度為8.69 mm (圖6).

圖6 L-6 加載點(diǎn)處鋼材屈曲及LVL 板斜向開(kāi)裂破壞

試件L-7～L-9 的剪跨比分別為2.5、2.5 和3.0,3 根梁的破壞呈現(xiàn)明顯的受彎破壞特征.以L-7 為例,加載至20 kN 時(shí),組合梁開(kāi)始發(fā)出第一次較大的聲響,但是無(wú)明顯破壞現(xiàn)象,此時(shí)跨中撓度為4.8 mm.當(dāng)繼續(xù)加至30 kN 時(shí),組合梁跨中下翼緣的LVL 開(kāi)始出現(xiàn)板微裂紋,跨中撓度達(dá)到7.0 mm.隨著荷載繼續(xù)加大,有持續(xù)的LVL 纖維斷裂聲音,一直到荷載為50 kN 時(shí),隨著一聲巨響,跨中下翼緣冷彎薄壁型鋼與LVL 板之間大面積脫膠,隨之LVL 斷裂而破壞,最終撓度達(dá)到11.67 mm (圖7).

圖7 L-7 組合梁跨中下翼緣脫膠破壞

對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象和試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)鋼-LVL 組合梁破壞形態(tài)主要有3 種: (1)當(dāng)剪跨比小于2.0 時(shí),梁支座附近發(fā)生脫膠,端部下翼緣鋼材屈曲變形而破壞,其破壞的主要原因是膠層界面粘結(jié)力不足以抵抗其承受的剪應(yīng)力而導(dǎo)致破壞;(2)當(dāng)剪跨比等于2.0 時(shí),上翼緣集中力作用點(diǎn)處鋼材屈曲破壞,支座下翼緣LVL板斜向開(kāi)裂破壞,主要是因?yàn)榱褐ё浇袚?dān)剪力較大,發(fā)生了剪壓破壞;(3)當(dāng)剪跨比大于2.0 時(shí),組合梁跨中下翼緣冷彎薄壁型鋼與LVL 板大面積脫膠,而后LVL 斷裂而破壞,其破壞特征類(lèi)似于受彎破壞.對(duì)于L-1～L-6 組合梁,主要為前2 種破壞形式,且在破壞的過(guò)程中沒(méi)有明顯的階段區(qū)分.將組合梁跨中撓度達(dá)L/250,即6 mm 時(shí)所承受的荷載作為容許荷載,其容許荷載與破壞荷載的比值在66.1%～92.0%之間,最大的跨中撓度可以達(dá)到跨度的1/150.而第3種破壞的主因是由于組合梁剪跨比較大,組合梁跨中下翼緣被撕裂而破壞,即梁L-7～L-9 的破壞形式.3 根梁的容許荷載與破壞荷載的比值在47.8%～59.6%之間,最大的跨中撓度可以達(dá)到跨度的1/125.

2.2 荷載—跨中撓度曲線

從組合梁受剪試驗(yàn)的荷載—跨中撓度曲線(圖8)中可以看出,試件L-1～L-9 在加載初期至中期,即荷載小于極限荷載的1/2～2/3 時(shí),其跨中撓度隨荷載的增加基本呈線性關(guān)系,此階段為線彈性階段.隨著荷載的增加,試件進(jìn)入了彈塑性發(fā)展階段,此時(shí)荷載已超過(guò)極限荷載的1/2～2/3,撓度的增長(zhǎng)明顯加快.試件L-7～L-9 剪跨比較大,跨中撓度隨荷載的增加呈線性增長(zhǎng)的現(xiàn)象更為明顯,最終因跨中下翼緣脫膠及LVL 拉斷破壞,達(dá)到其極限承載力.

圖8 荷載—跨中撓度曲線

2.3 跨中橫截面應(yīng)變曲線

各組合梁跨中截面應(yīng)變隨截面高度的變化情況較為相似.以試件L-3 為例,其構(gòu)件高度—應(yīng)變曲線如圖9 所示,結(jié)合梁中性軸處應(yīng)變值隨荷載的變化分析,中性軸處應(yīng)變始終為0,隨著荷載的增加,應(yīng)變呈現(xiàn)正向增加的趨勢(shì),跨中截面的應(yīng)變分布與截面高度基本呈線性關(guān)系.當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載的1/2～2/3 時(shí),中性軸處于梁高中心位置,發(fā)生彎曲變形后仍保持為平面,說(shuō)明組合梁的跨中截面變形符合平截面假定.

圖9 L-3 跨中截面應(yīng)變沿截面高度分布

2.4 承載力試驗(yàn)結(jié)果及影響因素

根據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[16],本文以?≤L/250,即將梁的跨中撓度6 mm 作為組合梁正常使用極限狀態(tài)下的跨中容許撓度,并將此時(shí)試件承受的彎矩和剪力作為正常使用極限狀態(tài)下的截面承載力,試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表3.

表3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)中以剪跨比、腹板厚度和翼緣厚度為參數(shù),探究各參數(shù)變化時(shí)組合梁受剪承載力的變化情況.(1)剪跨比.剪跨比的變化實(shí)質(zhì)上反映了梁彎剪應(yīng)力共同作用下的相互關(guān)系,隨著剪跨比的改變,梁的破壞形態(tài)也逐漸發(fā)生變化.當(dāng)剪跨比小于2.5 時(shí),組合梁出現(xiàn)集中力作用處開(kāi)裂以及鋼材屈曲等破壞特征;當(dāng)剪跨比大于等于2.5 時(shí),梁跨中下翼緣開(kāi)裂.對(duì)比試件L-1 和L-3、L-4 和L-5、L-8 和L-9,剪跨比分別從1.0 增加到1.5、1.5 增加到2.0、2.5增加到3.0,其極限承載力分別降低16.67%、26.83%、11.54%,組合梁跨中撓度依次增加0.61 mm、1.53 mm、1.50 mm.可見(jiàn)其受剪承載力與剪跨比呈負(fù)相關(guān),其剪跨比變化的撓曲線對(duì)比如圖10 所示.(2)腹板厚度.以試件L-3、L-4、L-7、L-8為例,分別比較腹板厚度的增加對(duì)受剪承載力的影響,比較L-3 和L-4,組合梁腹板厚度增加了5 mm,其受剪承載力增加了17.1%;比較L-7 和L-8 時(shí),組合梁腹板厚度增加了5 mm,其極限承載力提高了4.0%.說(shuō)明當(dāng)組合梁腹板高度一致時(shí),腹板厚度越大,則腹板的剛度越大,其受剪承載力也就越強(qiáng),但腹板厚度對(duì)組合梁的承載力影響隨著剪跨比的增大而減小,如圖11所示.(3)翼緣厚度.以試件L-1、L-2、L-5、L-6 為例,分別比較翼緣厚度的影響,由L-1 和L-2 可知,翼緣厚度增加5 mm,其受剪承載力增加了9.5%;比較L-5 和L-6 可知,翼緣厚度增加5 mm,其極限承載力提高了3.3%.因此,梁的翼緣可以分擔(dān)一部分承載力,翼緣厚度的增加對(duì)組合梁的承載能力有明顯的貢獻(xiàn),如圖12 所示.

圖10 剪跨比變化的撓曲線對(duì)比

圖11 腹板厚度變化的撓曲線對(duì)比

圖12 翼緣厚度變化的撓曲線對(duì)比

3 跨中撓度及截面承載力

3.1 跨中撓度

依據(jù)鋼-LVL 組合梁的變形特點(diǎn),由文獻(xiàn)[17-18]引入鋼-LVL組合梁變形發(fā)展系數(shù)和正常使用極限狀態(tài)下理想彈性材料的抗彎剛度,則鋼-LVL 組合工字梁跨中撓度計(jì)算式為

式中:βb為鋼-LVL 組合構(gòu)件變形發(fā)展系數(shù),當(dāng)l≤3.0 m 時(shí),βb=1.2;P為組合梁的跨中撓度為6 mm時(shí)的加載荷載;a為集中力作用點(diǎn)到支座的距離;l為組合梁的跨度;α=a/l;EI為組合梁抗彎剛度,EI=EIx=EwbIwb+EfbIfb+EsIs,其中,E為組合梁彈性模量,I、Ix分別為鋼-LVL 組合梁對(duì)形心軸和對(duì)x軸的慣性矩,Ewb、Efb分別為L(zhǎng)VL 腹板、翼緣的彈性模量,Iwb、Ifb分別為L(zhǎng)VL 截面腹板、翼緣對(duì)形心軸的慣性矩,sE為冷彎薄壁型鋼的彈性模量,取值為2.06×105N·mm-2,Is為冷彎薄壁型鋼對(duì)截面形心軸的慣性矩.

將試件L-1～L-9 在正常使用極限狀態(tài)下的跨中撓度計(jì)算值和試驗(yàn)值進(jìn)行比較,如圖13 所示,其試驗(yàn)曲線與理論曲線之間的誤差相對(duì)較小,梁L-2 誤差在8%以內(nèi),其余梁誤差均不超過(guò)5%.

圖13 組合梁荷載—跨中撓度計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

3.2 受剪承載力

根據(jù)材料力學(xué)中開(kāi)口薄壁梁的彎曲剪力流理論,工字梁腹板中最大剪應(yīng)力發(fā)生在中性軸處,最小剪應(yīng)力發(fā)生在腹板與翼緣交界處,根據(jù)文獻(xiàn)[19-20],組合梁腹板承擔(dān)的剪應(yīng)力遠(yuǎn)大于翼緣承擔(dān)的剪應(yīng)力.本文在計(jì)算組合梁受剪承載力時(shí),將梁腹板兩側(cè)的薄壁型鋼視為對(duì)LVL 板受剪承載力的加強(qiáng),考慮翼緣對(duì)受剪承載力的提高,由文獻(xiàn)[21],引入翼緣板剪力貢獻(xiàn)系數(shù)ζ,取值為1.04,同時(shí)引入以下假定:

①截面應(yīng)變符合平截面假定;

②LVL 板發(fā)生剪切破壞即表示組合梁破壞;

③鋼板與LVL 板有效粘結(jié),不考慮界面滑移;

④LVL 板力學(xué)性能相對(duì)穩(wěn)定,抗剪強(qiáng)度不隨尺寸變化.

根據(jù)文獻(xiàn)[21],結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果分析,在考慮組合梁翼緣對(duì)受剪承載力的貢獻(xiàn)以及剪跨比影響的情況下,得出承載能力極限狀態(tài)下鋼-LVL 組合工字形梁的受剪承載力公式:

式中:λ為剪跨比;fτ為L(zhǎng)VL 的抗剪強(qiáng)度,取值為6.57 MPa;In為L(zhǎng)VL 和薄壁型鋼組合作用下的腹板截面慣性矩,;bn為L(zhǎng)VL和薄壁型鋼組合作用下的腹板截面有效寬度,bn=b+2tsα;Sn為L(zhǎng)VL 和薄壁型鋼組合作用下的腹板截面面積矩,;b為L(zhǎng)VL腹板厚度;h為L(zhǎng)VL 腹板高度;ts為薄壁型鋼截面厚度;sh為薄壁型鋼截面高度;α為L(zhǎng)VL 截面換算系數(shù),α=Es/Ec.

LVL 所受剪力計(jì)算公式為

式中:Ic為腹板中LVL 截面慣性矩,Ic=bh3/12;Sc為腹板中LVL 的截面面積矩,Sc=bh2/8.

分析表4 可知,組合梁受剪承載力試驗(yàn)值與理論值之間誤差較小,冷彎薄壁型鋼與LVL 板組合效應(yīng)較好,其中梁L-4 的誤差較大是由于剪跨比較小,集中力作用點(diǎn)距離支座較近,導(dǎo)致支座處的局部壓壞,使得組合梁無(wú)法再繼續(xù)承載,其他誤差均不大于10%.

表4 受剪承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)9 根冷彎薄壁型鋼-LVL 組合梁的受剪性能試驗(yàn)研究,可得以下結(jié)論:

(1)LVL 板與型鋼通過(guò)膠粘劑形成的工字形組合梁在受力過(guò)程中具有較好的粘結(jié)整體性,組合梁發(fā)揮了鋼材與LVL 板材各自的優(yōu)良性能,且組合效果顯著,整體工作性能突出.其正常使用極限狀態(tài)下受剪承載力達(dá)到了極限承載力的1/2 以上,具有較高的受剪承載力.

(2)組合梁在抗剪性能試驗(yàn)中主要有以下3 種破壞形式: ①支座處LVL板局壓破壞;②集中力作用點(diǎn)處局壓破壞,支座下翼緣LVL 板斜向開(kāi)裂破壞;③跨中下翼緣LVL開(kāi)裂破壞.容許荷載與破壞荷載的比值在47.8%～92.0%之間,最大的跨中撓度可以達(dá)到跨度的1/125.

(3)對(duì)剪跨比、腹板厚度和翼緣厚度等影響組合梁抗剪性能的因素進(jìn)行分析: 組合梁的抗剪承載力隨著剪跨比的增加而減小;腹板厚度越大,組合梁的抗剪性能越突出;組合梁翼緣厚度增加對(duì)組合梁的抗剪性能有一定的貢獻(xiàn).

(4)正常使用極限狀態(tài)下的跨中荷載—撓度試驗(yàn)曲線與理論曲線較為吻合,相對(duì)誤差不超過(guò)8%.將計(jì)算所得的組合梁抗剪承載力理論值與試驗(yàn)值進(jìn)行比較,發(fā)現(xiàn)數(shù)據(jù)較為吻合,平均誤差為5.77%.