鋼-LVL 組合工字形梁受剪性能研究

劉宏偉 ,吳時旭 ,童科挺 ,張家亮 ,李玉順

（1.寧波大學 土木工程與地理環(huán)境學院,浙江 寧波 315211;2.寧波大學科學技術(shù)學院,浙江 寧波 315300;3.青島農(nóng)業(yè)大學 建筑工程學院,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)高強的新型結(jié)構(gòu)已成為當今建筑業(yè)發(fā)展的趨勢[1].近年來,國內(nèi)外學者對各種新型組合梁有很多相關(guān)的研究.Persaud 等[2]、Yuan 等[3]對膠合木-混凝土組合梁進行靜力加載試驗,結(jié)果表明,組合梁的強度約為非組合梁的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]對竹-混凝土組合梁進行了抗彎性能試驗,探討了連接件類型和數(shù)量對組合梁抗彎性能的影響.蘇正等[5]設(shè)計了雙腹式鋼-木組合梁,并利用ABAQUS 有限元軟件對影響組合梁承載力及變形的關(guān)鍵因素進行了擴參數(shù)分析.陳愛國等[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,并通過試驗給出了跨中撓度和承載力的計算方法.葛玉猛等[7]通過對冷彎薄壁型鋼-重組竹組合梁的受剪試驗,提出了簡化的受剪承載力計算公式,經(jīng)驗證,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,在力學性能等方面優(yōu)于天然實木[8].但LVL板材存在著彈性模量小、受力各向異性特點較為明顯、力學性能受蠕變影響大等缺點,垂直截面紋理方向的強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、強度高等優(yōu)點,但在相同承載力下,構(gòu)件細長容易出現(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,彌補了單一材料的不足[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,達到構(gòu)件性能優(yōu)化的目的,對綠色建筑業(yè)的發(fā)展具有重要的意義.

本文對9 根鋼-LVL 組合工字形梁以不同的剪跨比、腹板和翼緣厚度進行受剪性能試驗,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算公式,并與試驗結(jié)果進行驗證.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

在考慮冷彎薄壁型鋼和LVL 板各自的優(yōu)勢和缺陷后,將二者利用結(jié)構(gòu)膠按特定的方式進行復合,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,LVL 板可以對冷彎薄壁型鋼起到約束作用,并加強其穩(wěn)定性,改善抗屈曲性能.

試驗所用的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 根相背對的冷彎薄壁U型鋼通過結(jié)構(gòu)粘合劑與3 根LVL板復合而成.具體制作過程: (1)對型鋼和LVL 板材進行表面處理,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%的酒精分別對打磨后的型鋼和LVL 進行擦拭清潔;(3)進行粘膠,將環(huán)氧樹脂結(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 個背對的U 型鋼粘合,用夾具固定,并用重物對其施壓,施壓固化時間為2 d,養(yǎng)護時間為7 d;(4)采用上述相同的處理方法,對上、下翼緣進行表面處理、抹膠、粘接、施壓固化(圖1).試驗設(shè)計的9 根工字形組合梁如圖2 所示,編號依次為L-1～L-9.

圖1 組合梁制作過程

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行對比試驗,型鋼截面長度均為30 mm+120 mm+30 mm,厚度均為1.5 mm,計算跨度均為1.5 m,具體試件參數(shù)見表1.

表1 試件參數(shù)

1.2 試件材料力學性能

依據(jù)GB/T 228.1-2021《金屬材料室溫拉伸試驗方法》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)GB/T 17657-2013《人造板及飾面人造板理化性能試驗方法》對LVL 的各項指標進行試驗,測得LVL的抗剪強度為6.57 MPa,彈性模量為13 773 MPa,泊松比為0.33.

表2 鋼材力學性能

1.3 試件加載及測試

試驗以電液伺服萬能試驗機作為反力架,通過分配梁實現(xiàn)兩點對稱靜力加載模式(圖3),采取分級加載的方片,為測定彎剪區(qū)的剪應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變花.在鋼-LVL 組合梁的跨中腹板截面上等距布置若干應變片,測定組合梁腹板位置在各級荷載作用下的應變,并在試件的支座端和跨中位置布置位移計來記錄組合梁跨中撓度的變化.試驗加載裝置示意如圖4 所示.

圖3 試驗加載裝置

圖4 加載裝置示意(單位: mm)

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞特征

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

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似,以L-2 為例,試件在施加65 kN 荷載時,開始發(fā)出細微的響聲,支座處第一次出現(xiàn)細微的受壓裂紋,此時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,當荷載增加至88 kN 時,支座處開始出現(xiàn)裂紋并沿著層間方向向支座兩邊擴散,跨中撓度此時達到6.90 mm.當加荷至92 kN時,組合梁支座附近出現(xiàn)了嚴重的局部脫膠現(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,破壞對應的跨中撓度為8.87 mm.

圖5 L-2 支座處下翼緣板開裂和鋼材屈曲

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,受力過程和破壞現(xiàn)象較為一致.以試件L-5 為例,加載至48 kN 時,組合梁開始發(fā)出輕微的LVL 纖維擠壓聲音,支座處下翼緣LVL 板縱向開裂,此時跨中撓度為6.62 mm.當加至60 kN 時,加載點附近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,破壞時的跨中撓度為8.69 mm (圖6).

圖6 L-6 加載點處鋼材屈曲及LVL 板斜向開裂破壞

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,組合梁開始發(fā)出第一次較大的聲響,但是無明顯破壞現(xiàn)象,此時跨中撓度為4.8 mm.當繼續(xù)加至30 kN 時,組合梁跨中下翼緣的LVL 開始出現(xiàn)板微裂紋,跨中撓度達到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,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,最終撓度達到11.67 mm (圖7).

圖7 L-7 組合梁跨中下翼緣脫膠破壞

對試驗現(xiàn)象和試驗數(shù)據(jù)進行分析,發(fā)現(xiàn)鋼-LVL 組合梁破壞形態(tài)主要有3 種: (1)當剪跨比小于2.0 時,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力而導致破壞;(2)當剪跨比等于2.0 時,上翼緣集中力作用點處鋼材屈曲破壞,支座下翼緣LVL板斜向開裂破壞,主要是因為梁支座附近承擔剪力較大,發(fā)生了剪壓破壞;(3)當剪跨比大于2.0 時,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,其破壞特征類似于受彎破壞.對于L-1～L-6 組合梁,主要為前2 種破壞形式,且在破壞的過程中沒有明顯的階段區(qū)分.將組合梁跨中撓度達L/250,即6 mm 時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到跨度的1/125.

2.2 荷載—跨中撓度曲線

從組合梁受剪試驗的荷載—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,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,試件進入了彈塑性發(fā)展階段,此時荷載已超過極限荷載的1/2～2/3,撓度的增長明顯加快.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 跨中橫截面應變曲線

各組合梁跨中截面應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—應變曲線如圖9 所示,結(jié)合梁中性軸處應變值隨荷載的變化分析,中性軸處應變始終為0,隨著荷載的增加,應變呈現(xiàn)正向增加的趨勢,跨中截面的應變分布與截面高度基本呈線性關(guān)系.當荷載達到極限荷載的1/2～2/3 時,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 跨中截面應變沿截面高度分布

2.4 承載力試驗結(jié)果及影響因素

根據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(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,試驗結(jié)果見表3.

表3 試驗結(jié)果

試驗中以剪跨比、腹板厚度和翼緣厚度為參數(shù),探究各參數(shù)變化時組合梁受剪承載力的變化情況.(1)剪跨比.剪跨比的變化實質(zhì)上反映了梁彎剪應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.當剪跨比小于2.5 時,組合梁出現(xiàn)集中力作用處開裂以及鋼材屈曲等破壞特征;當剪跨比大于等于2.5 時,梁跨中下翼緣開裂.對比試件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.可見其受剪承載力與剪跨比呈負相關(guān),其剪跨比變化的撓曲線對比如圖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,組合梁腹板厚度增加了5 mm,其極限承載力提高了4.0%.說明當組合梁腹板高度一致時,腹板厚度越大,則腹板的剛度越大,其受剪承載力也就越強,但腹板厚度對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,梁的翼緣可以分擔一部分承載力,翼緣厚度的增加對組合梁的承載能力有明顯的貢獻,如圖12 所示.

圖10 剪跨比變化的撓曲線對比

圖11 腹板厚度變化的撓曲線對比

圖12 翼緣厚度變化的撓曲線對比

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,由文獻[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算式為

式中:βb為鋼-LVL 組合構(gòu)件變形發(fā)展系數(shù),當l≤3.0 m 時,βb=1.2;P為組合梁的跨中撓度為6 mm時的加載荷載;a為集中力作用點到支座的距離;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 組合梁對形心軸和對x軸的慣性矩,Ewb、Efb分別為LVL 腹板、翼緣的彈性模量,Iwb、Ifb分別為LVL 截面腹板、翼緣對形心軸的慣性矩,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)下的跨中撓度計算值和試驗值進行比較,如圖13 所示,其試驗曲線與理論曲線之間的誤差相對較小,梁L-2 誤差在8%以內(nèi),其余梁誤差均不超過5%.

圖13 組合梁荷載—跨中撓度計算值與試驗值比較

3.2 受剪承載力

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

①截面應變符合平截面假定;

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 板力學性能相對穩(wěn)定,抗剪強度不隨尺寸變化.

根據(jù)文獻[21],結(jié)合試驗結(jié)果分析,在考慮組合梁翼緣對受剪承載力的貢獻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LVL 的抗剪強度,取值為6.57 MPa;In為LVL 和薄壁型鋼組合作用下的腹板截面慣性矩,;bn為LVL和薄壁型鋼組合作用下的腹板截面有效寬度,bn=b+2tsα;Sn為LVL 和薄壁型鋼組合作用下的腹板截面面積矩,;b為LVL腹板厚度;h為LVL 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LVL 截面換算系數(shù),α=Es/Ec.

LVL 所受剪力計算公式為

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值與理論值之間誤差較小,冷彎薄壁型鋼與LVL 板組合效應較好,其中梁L-4 的誤差較大是由于剪跨比較小,集中力作用點距離支座較近,導致支座處的局部壓壞,使得組合梁無法再繼續(xù)承載,其他誤差均不大于10%.

表4 受剪承載力計算值與試驗值比較

4 結(jié)論

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

(1)LVL 板與型鋼通過膠粘劑形成的工字形組合梁在受力過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集中力作用點處局壓破壞,支座下翼緣LVL 板斜向開裂破壞;③跨中下翼緣LVL開裂破壞.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到跨度的1/125.

(3)對剪跨比、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組合梁的抗剪性能有一定的貢獻.

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