螺栓布置對(duì)鋼-木組合梁彎曲性能的影響試驗(yàn)研究

中圖分類(lèi)號(hào)：TU375.4 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2096-6717（2025）04-0109-12

Experimental study on influence of bolt arrangement on bending behaviorofsteel-wood compositebeam

Abstract： In order to promote the application of bolt fasteners with diameters of up to 10mm in steel-wood composite structures，the efects of the number of transverse rows of bolts，bolt diameters and longitudinal spacing of bolts on the bending performance of steel-wood composite beams were investigated.By designing a composite beam with a I-steel beam at the lower part and wooden board at the upper part，the upper and lower parts connected by bolts.A three-point bending load test was caried out on 8 test beams，to observe the failure mode，mid-span deflection variation，mid-span section strain and slip efect at the steel-wood intersection at the end of the beam respectively，to investigate the effect of diferent bolt parameters on the flexural mechanical properties of the steel-wood composite beam.The test results showed that the main damage mode of the steelwood combination beam is the mid-span deflection up to 1/27 of the calculated span，resulting in deformation damage; Composite beams had high flexural capacity and ductility coefficient.The maximum relative slip at the steel-wood interface of each specimen was 2?6mm ; Among the parameters of bolt arrangement， the longitudinal spacing of bolts had greater influence on the strain diference at the steel-wood interface in the span of the composite beam，while the bolt diameter had less influence.The concept of bolt area ratio of steel-wood composite beam was proposed，i.e.the ratio of total bolt area to compressive area of wood board. With the increase of the bolt area ratio，theflexural load capacity of the specimen increases significantly and the maximum slip at the intersection decreases gradually，although the displacement ductility coeficient decreases.The range of bolt could be quickly calculated by optimum the reasonable range of bolt area ratio，which provides design reference for practical application of such steel-wood composite beam.

Keywords： steel-wood composite beam;bolt connection;； interfacial slip； flexural bearing capacity；bolt area ratic

鋼材是一種輕質(zhì)、高強(qiáng)且可回收材料，能顯著提高結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和韌（塑）性。木材是一種天然的可再生材料，相較于鋼材，盡管存在剛度低、強(qiáng)度退化、易出現(xiàn)裂縫等力學(xué)性能缺陷，但在抗震、節(jié)能保溫2等方面有較大優(yōu)勢(shì)。近十年來(lái)，廣泛的數(shù)值分析和試驗(yàn)研究證實(shí)了木材在工程建筑中的優(yōu)越性，同時(shí)，鋼-木組合柱、鋼-木組合梁等鋼-木組合構(gòu)件的結(jié)構(gòu)性能也受到了廣泛關(guān)注。褚云朋等[3、Hu等4及Xu等5對(duì)鋼-木組合柱進(jìn)行了試驗(yàn)，研究了鋼-木組合柱承載力的影響因素。劉朋等提出了一種木方外包在十字鋼骨周?chē)慕M合柱形式，對(duì)其進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)及有限元分析，研究表明，組合柱主要由鋼骨承受軸壓力，鋼骨周?chē)哪緣K可對(duì)鋼材提供一定的屈曲約束，鋼材厚度是影響組合柱承載力的主要因素。Bradford等[7]、Li等[8]和Jasienko等[9]設(shè)計(jì)了冷彎薄壁型鋼或熱軋鋼與木材制成的組合梁，對(duì)其抗彎性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。Pan等[]運(yùn)用有限元軟件建立了1組鋼懸臂梁和3組鋼木懸臂梁模型，并比較分析了其承載能力和延性。張也等[1]對(duì)以鋼材代替工字木梁腹板部分的鋼-木組合梁進(jìn)行了三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，結(jié)果表明，鋼-木組合梁的抗彎剛度比相同截面尺寸的矩形木梁高 201% 。Duan等[12]對(duì)3根落葉松木粘合在熱軋H型鋼腹板兩側(cè)的組合梁和1根純鋼梁進(jìn)行了彎曲承載力試驗(yàn)，結(jié)果表明，H型鋼-落葉松組合梁整體性能良好，在鋼梁腹板兩側(cè)粘接木板可以提高承載力，構(gòu)件形式合理有效。因此，作為一種新型結(jié)構(gòu)，鋼-木組合結(jié)構(gòu)可以充分利用兩種材料的優(yōu)點(diǎn)，提高現(xiàn)有木結(jié)構(gòu)的利用率。

鋼-木組合梁是鋼-木組合結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件之一，為確保其受力協(xié)調(diào)、提高組合梁的整體力學(xué)性能，剪切連接件發(fā)揮著關(guān)鍵性作用，按照變形能力可分為剛性連接件和柔性連接件。膠接是一種常見(jiàn)的剛性連接，但由于鋼-木交界面之間膠黏劑存在脆性斷裂的風(fēng)險(xiǎn)，很少單獨(dú)用于組合梁。柔性連接件一般為螺釘和螺栓等金屬緊固件，而螺栓連接件因具有較好的經(jīng)濟(jì)性、易操作性和可靠性，應(yīng)用較為廣泛[13]。近年來(lái)，對(duì)螺栓連接組合結(jié)構(gòu)的研究已取得一些進(jìn)展，陳愛(ài)軍等[14設(shè)計(jì)了36根鋼夾板螺栓連接膠合木梁并進(jìn)行試驗(yàn)，討論了螺栓不同的順紋間距以及并列、錯(cuò)列兩種布置方式對(duì)試件抗彎性能的影響，結(jié)果表明：螺栓順紋間距顯著地影響了鋼夾板螺栓連接膠合木梁的抗彎性能，并且隨著螺栓順紋間距的增大，試件的初始抗彎剛度和抗彎承載力明顯提高，而螺栓并列、錯(cuò)列布置方式對(duì)其影響較小。金許奇等[15以螺栓間距和螺栓尺寸為研究參數(shù)，對(duì)鋼-木組合梁進(jìn)行了有限元分析，認(rèn)為螺栓間距對(duì)鋼-木組合梁力學(xué)性能影響較小，其余螺栓尺寸影響較大，螺栓直徑越大，鋼-木組合梁的承載力越高。方超[16研究了螺栓對(duì)工字型鋼-木組合構(gòu)件力學(xué)性能的影響，結(jié)果表明，螺栓直徑對(duì)初始剛度、屈服荷載和極限荷載有一定影響。Jing等[研究了鋼-混凝土組合梁高強(qiáng)度螺栓連接的剪切性能，通過(guò)有限元模型驗(yàn)證了其有效性，認(rèn)為增大螺栓直徑會(huì)降低高強(qiáng)度螺栓接頭的抗剪承載力。李霞鎮(zhèn)等[18設(shè)計(jì)了16組重組竹-鋼夾板螺栓節(jié)點(diǎn)試件，采用螺栓直徑、端距及主構(gòu)件厚度為試驗(yàn)考慮的分析因素進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，研究表明：螺栓直徑對(duì)屈服荷載存在顯著影響，而構(gòu)件厚度與端距產(chǎn)生的影響較小。由此可見(jiàn)，螺栓的間距、直徑均對(duì)組合梁的力學(xué)性能有影響。但目前研究仍存在如下問(wèn)題：現(xiàn)有螺栓連接組合結(jié)構(gòu)的研究結(jié)論是否適用于鋼-木組合梁、螺栓布置參數(shù)對(duì)鋼-木組合梁的影響尚不明確。

鑒于此，為探究螺栓在鋼-木組合梁中的合理設(shè)計(jì)方式，基于現(xiàn)有螺栓連接的組合梁研究，筆者設(shè)計(jì)了一種下部為工字鋼梁、上部為木板，上下部通過(guò)螺栓連接的組合梁，并進(jìn)行三分點(diǎn)加載彎曲試驗(yàn)。研究螺栓間距、直徑和橫向排數(shù)對(duì)鋼-木組合梁彎曲性能的影響，并將3種螺栓參數(shù)進(jìn)行綜合量化，提出將螺栓面積比作為螺栓設(shè)計(jì)參數(shù)。在實(shí)際鋼-木組合梁應(yīng)用中，根據(jù)有效螺栓面積比，在眾多螺栓布置方案中能快速選出合理的螺栓布置方式，對(duì)促進(jìn)鋼-木組合結(jié)構(gòu)發(fā)展具有重要意義。

1 試驗(yàn)方法

1.1 材料性能

鋼-木組合梁試驗(yàn)所用的木材為興安落葉松木板，鋼材為Q235工字鋼，螺栓為4.8級(jí)普通螺栓。為測(cè)得木材橫紋抗拉、順紋抗拉、順紋抗壓、順紋抗剪強(qiáng)度等力學(xué)性能，依據(jù)《木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[19]和美國(guó)ASTM標(biāo)準(zhǔn)[2]，分別制作15個(gè)標(biāo)準(zhǔn)木材試塊進(jìn)行材性試驗(yàn)，并根據(jù)木材缺陷（木節(jié)、裂縫等），參考《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)手冊(cè)》21對(duì)試驗(yàn)結(jié)果平均值進(jìn)行折減換算，得到木材力學(xué)性能參數(shù)。木材強(qiáng)度折減系數(shù)計(jì)算見(jiàn)式（1），木材強(qiáng)度折減表達(dá)式見(jiàn)式（2），木板順紋彈性模量取自文獻(xiàn)[22]；工字鋼與螺栓力學(xué)性能參數(shù)參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[23]。各材料材性參數(shù)分別見(jiàn)表1、表2和表3。

K_Q=K_Q1K_Q2K_Q3K_Q4

f=（K_PK_AK_Qf_K）/γ_R=Kf_K

式中： K_Q1 為木材天然缺陷折減系數(shù)； K_Q2 為木材干燥缺陷折減系數(shù)； K_Q3 為木材長(zhǎng)期受荷強(qiáng)度折減系數(shù)； K_Q4 為尺寸折減系數(shù)； K_P 為方程精確性影響系數(shù)； K_A 為尺寸誤差影響系數(shù)； K_Q 為構(gòu)件材料強(qiáng)度折減系數(shù)； f_K 為材性試驗(yàn)強(qiáng)度值； 為抗力分項(xiàng)系數(shù)；K 為總折減系數(shù)。式（1）中各項(xiàng)參數(shù)值見(jiàn)表4。

1.2 試件設(shè)計(jì)

由于目前沒(méi)有鋼-木組合梁的相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范，因此，以《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB50017—2017）[23]、《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB50005—2017）[24]和《組合結(jié)構(gòu)通用規(guī)范》（GB55004—2021）[25]為試件設(shè)計(jì)基礎(chǔ)，參考《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（JGJ138—2016）[26中組合梁持久設(shè)計(jì)時(shí)承載力計(jì)算方法進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算。試驗(yàn)設(shè)計(jì)了8根鋼-木組合工字簡(jiǎn)支梁，試驗(yàn)梁總長(zhǎng)度均為 1.5m 、跨度均為 1.35m ，如圖1所示。8根梁截面尺寸相同，截面高度與寬度分別為 130.145mm ，頂部木板厚度為 30mm ，工字鋼高度為 100mm ，工字鋼底板與腹板厚度為 4mm 、頂板厚度 3mm ，試件截面尺寸如圖2所示。試驗(yàn)梁的木板和工字鋼采用4.8級(jí)普通螺栓連接，根據(jù)不同螺栓直徑，將8根試驗(yàn)梁分為T(mén)S1、TS2和TS3三組，為增強(qiáng)工字鋼上緣板的縱向穩(wěn)定，在上緣板外側(cè)布置 4mm×10mm 的縱向加勁肋。

參考《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》[23和歐洲規(guī)范EN14545^[27] ，TS1、TS2和TS3組試驗(yàn)梁螺栓直徑分別設(shè)計(jì)為 5.6.8mm ;基于對(duì)螺栓橫向排布數(shù)量和縱向螺栓間距的考慮，僅TS1組中TS1-1試驗(yàn)梁橫向布置2排螺栓，其余各組試驗(yàn)梁均橫向布置4排螺栓，并且縱向螺栓間距采用兩端密、中間疏的原則，左右兩端部螺栓縱向間距為 56mm 。TS1組5根試驗(yàn)梁的縱向螺栓間距分別為210、210、140、70、70mm ;TS2組試驗(yàn)梁的縱向螺栓間距為 70mm ;TS3組兩根試驗(yàn)梁的縱向螺栓間距分別為 70.140mm ，試件的螺栓參數(shù)見(jiàn)表5，TS1-4與TS1-5為兩根參數(shù)相同的試件，用于分析試驗(yàn)梁的離散性。本文主要探究螺栓布置參數(shù)對(duì)組合梁抗彎性能的影響，避免試驗(yàn)梁受其他因素影響，做了以下工作：1）為減小木板吸水性引起的收縮，從而影響組合梁的相對(duì)滑移，在木板表面拋光打磨后涂抹桐油。2）為減小鋼-木交界面的摩擦系數(shù)對(duì)相對(duì)滑移的影響，在試件螺栓裝配前對(duì)木板表面進(jìn)行拋光處理，并均勻涂抹環(huán)氧樹(shù)脂作為過(guò)渡層，同時(shí)，對(duì)鋼梁表面進(jìn)行滲碳處理。3）為利于荷載傳遞并防正局部應(yīng)力過(guò)大，在試件加載位置和支座處焊接 3mm 厚的鋼橫隔板。各組試件橫截面螺栓布置構(gòu)造及螺栓縱向間距立面圖分別如圖1、圖2所示。

1.3加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

使用液壓千斤頂和分配梁對(duì)鋼-木組合梁進(jìn)行三分點(diǎn)加載，并通過(guò)量程為30t的荷載傳感器進(jìn)行荷載同步測(cè)量，加載裝置如圖3（a）所示。采用力和位移加載聯(lián)合控制，參照歐洲規(guī)范 EN14545^[27] ，為確保試驗(yàn)儀器正式加載時(shí)正常工作，對(duì)復(fù)合梁進(jìn)行正式加載前將試件預(yù)加載至預(yù)估極限承載力的15% 。正式試驗(yàn)前期采用分級(jí)加載方式，在 40kN 之前，每級(jí)加載 5kN 并保持 30s ；在 40kN 以后，每級(jí)加 3kN 并保持15s；加載期間觀察試驗(yàn)梁變形的發(fā)展，當(dāng)荷載-跨中撓度曲線(xiàn)出現(xiàn)非線(xiàn)性變化時(shí)，改為位移控制進(jìn)行加載，直至試件破壞。

使用DH3861靜態(tài)應(yīng)變采集系統(tǒng)測(cè)量應(yīng)變，百分表測(cè)量位移。在梁兩端橫截面對(duì)稱(chēng)軸上距離鋼-木交界面豎向約 10mm 處的木板和工字鋼上各安裝一個(gè)首分表，測(cè)量梁端部木板與工字鋼之間交界面的相對(duì)滑移，百分表1、4測(cè)量木板位移，百分表2、5測(cè)量工字鋼位移。梁左端百分表的具體安裝如圖3（b）所示。在梁的跨中底部布置百分表3，測(cè)試梁的跨中撓度（圖3（c））。應(yīng)變片布置如圖 3（d）～（g） 所示。跨中截面布置15個(gè)縱向應(yīng)變片測(cè)試縱向應(yīng)變，其中：木板頂面沿橫向布置5個(gè)縱向應(yīng)變片（ 1～ 5號(hào)）；木板側(cè)面高度方向布置3個(gè)縱向應(yīng)變片（ 6～8 號(hào)）；工字鋼腹板高度方向布置4個(gè)縱向應(yīng)變片（ 9～ 12號(hào)）；工字鋼下翼緣布置3個(gè)縱向應(yīng)變片（ 13～ 15號(hào)）。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1試驗(yàn)現(xiàn)象及機(jī)理分析

試驗(yàn)中各組鋼-木組合梁加載時(shí)并未出現(xiàn)承載力驟降的現(xiàn)象，但隨著荷載的增加，跨中撓度會(huì)過(guò)大，不符合實(shí)際工程應(yīng)用要求。參考陳伯望等28的研究，對(duì)于變形過(guò)大的組合梁，跨中撓度限定值應(yīng)取跨度的 1/27 。本研究中鋼-木組合梁的跨度為1350mm ，即當(dāng)組合梁最大跨中撓度值為 50mm 時(shí)，定義其失效，不適于繼續(xù)進(jìn)行加載試驗(yàn)，并將此時(shí)的最大荷載視為極限荷載。

2.1.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

在受彎試驗(yàn)加載過(guò)程中，各組試件具體破壞現(xiàn)象（圖4）如下：

TS1組試件中，試件TS1-1加載到 40kN （約占極限荷載的 54% ）時(shí)，木板因滑動(dòng)與螺栓擠壓，從而產(chǎn)生輕微聲響，但直到加載結(jié)束，除跨中撓度過(guò)大之外，試件并沒(méi)有產(chǎn)生強(qiáng)度破壞現(xiàn)象（圖4（b））；試件TS1-2荷載達(dá)到 71kN （約占極限荷載的 74% ）時(shí)，試件彎剪段木板頂面的裂縫在原始基礎(chǔ)上產(chǎn)生較長(zhǎng)延伸（圖4（c）），當(dāng)達(dá)到極限荷載時(shí)，隨著一聲脆響，加載點(diǎn)下方的木板受拉區(qū)木纖維縱向斷裂，并且木板受壓區(qū)出現(xiàn)明顯壓潰現(xiàn)象（圖4（d））；試件TS1-3加載過(guò)程中木板頂面無(wú)裂縫產(chǎn)生，但當(dāng)荷載達(dá)到 76kN （約占極限荷載的 96% ）時(shí)，試件加載點(diǎn)下方的木板受壓區(qū)出現(xiàn)輕微壓潰現(xiàn)象（圖4（e））；當(dāng)試件TS1-4、TS1-5荷載分別達(dá)到 82，80kN （各占極限荷載的 92%.90% ）時(shí)，試件彎剪段木板頂面出現(xiàn)縱向裂縫（圖4（f））。

TS2組試件中，從開(kāi)始加載到加載至 84kN 的過(guò)程中，試件TS2-1木板因滑動(dòng)與螺栓擠壓而產(chǎn)生的聲響逐漸劇烈，但木板未出現(xiàn)裂縫和壓潰等現(xiàn)象；當(dāng)加載達(dá)到 84kN （約占極限荷載的 97% ）時(shí)，試件彎剪段木板頂面出現(xiàn)細(xì)長(zhǎng)縱向裂縫（圖4（g））。

TS3組試件中，試件TS3-1、TS3-2頂部木板產(chǎn)生的聲響隨著荷載的增加而逐漸變大，但此時(shí)木板未發(fā)生裂縫和壓潰；隨著荷載的繼續(xù)增加，試件TS3-1、TS3-2荷載分別達(dá)到 88，86kN （約占極限荷載的 96%.95% ）時(shí)，試件彎剪段木板頂面出現(xiàn)縱向裂縫（圖4（h）（i））。

2.1.2 破壞模式

鋼-木組合梁在荷載作用下產(chǎn)生的跨中撓度達(dá)到跨度的1/27（試驗(yàn)梁跨中撓度達(dá)到 50mm ）時(shí)，可視為組合梁破壞。

2.1.3 機(jī)理分析

1）試件TS1-1的螺栓布置較少，連接較弱、剛度小且承載力低，當(dāng)跨中撓度達(dá)到規(guī)定限值時(shí)，材料強(qiáng)度未能充分發(fā)揮。

2）其余組合梁試件受彎時(shí)，跨中截面頂部木板和工字鋼下翼緣分別承受較大的縱向壓應(yīng)力與拉應(yīng)力。在彎曲壓應(yīng)力與螺栓局部擠壓應(yīng)力共同作用下，頂部木板產(chǎn)生較大的橫向拉應(yīng)力，而木材橫紋抗拉強(qiáng)度較低；隨著荷載的增加，當(dāng)木板最大橫向拉應(yīng)力超過(guò)木材橫紋極限抗拉強(qiáng)度時(shí)，木材橫向拉裂，形成局部縱向裂縫（劈裂）；頂部木板局部劈裂后，組合梁整體抗彎剛度顯著降低，梁的跨中撓度急劇增加。由于鋼材極限抗拉強(qiáng)度較高，工字鋼下緣雖承受較大拉應(yīng)力，但直至試件撓度超出限值，下緣鋼材未受拉破壞。

2.2荷載-跨中撓度曲線(xiàn)

8根鋼-木組合梁的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)如圖5（a）所示，各組試件跨中撓度達(dá)到 50mm 時(shí)停正加載。由試驗(yàn)過(guò)程及結(jié)果可知，試驗(yàn)梁的受力狀態(tài)可分為彈性階段和塑性階段。彈性階段，各組試件荷載-跨中撓度曲線(xiàn)變化趨勢(shì)一致，且剛度相對(duì)較大，跨中撓度隨荷載增加較緩；塑性階段，結(jié)構(gòu)剛度明顯下降，荷載撓度曲線(xiàn)的斜率顯著下降，逐漸接近水平，但直至停正加載，荷載撓度曲線(xiàn)未出現(xiàn)下降段，試件表現(xiàn)出較好的延性性能。結(jié)合圖5和表6對(duì)比分析。

圖5（b）（c）分別為螺栓直徑 5mm 和非 5mm 的試件在考慮其他螺栓布置參數(shù)時(shí)的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)對(duì)比。由圖5（b）可知，相同螺栓參數(shù)布置的試件TS1-4、TS1-5的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)高度重合，說(shuō)明研究中相同構(gòu)件測(cè)得的試驗(yàn)數(shù)據(jù)較為穩(wěn)定，誤差較小，具備一定代表性；試件TS1-2（縱向間距為 210mm 的極限荷載為 76.5kN ，縮小螺栓縱向間距，試件TS1-3（縱向間距為 140mm 的極限荷載 （79.9kN） 相比試件TS1-2提高了 4.44% ，試件TS1-4、TS1-5（縱向間距為 70mm 的極限荷載（平均值 89.5kN ）相比試件TS1-2提高了 16.99% ；減少螺栓橫向排數(shù)，試件TS1-1（橫向排數(shù)為2排）的極限荷載（ _72.5kN 相比試件TS1-2（橫向排數(shù)為4排）的極限荷載 （76.5kN） 降低了 5.23% 。說(shuō)明縮小螺栓縱向間距能提高鋼-木組合梁的承載力，減少螺栓橫向排數(shù)能降低組合梁的承載力。

如圖5（c）所示，在加載的整個(gè)過(guò)程中，TS3組試件螺栓間距為 70.140mm 的試件荷載-跨中撓度曲線(xiàn)相近；對(duì)比試件TS2-1（螺栓直徑 6mm ）和試件TS3-1（螺栓直徑 8mm ）可知，加載前期，試件TS2-1、TS3-1的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)接近一致，達(dá)到極限荷載時(shí)，試件TS3-1（螺栓直徑 8mm ）的極限荷載相比試件TS2-1提高了 5.34% 。

圖5（d）、（e）分別為螺栓間距為 70mm 和非70mm 的試件在考慮其他螺栓布置參數(shù)時(shí)的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)對(duì)比。由圖5（d）可知，試件TS1-4與TS1-5（ 5mm 螺栓直徑）的極限荷載（平均值）為89.5kN ，增大螺栓直徑，試件TS2-1（ 6mm 螺栓直徑）、TS3-1（ 8mm 螺栓直徑）的極限荷載相比試件TS1-4和TS1-5分別提高了 0.56% 和 1.83% ，說(shuō)明試件的螺栓縱向間距均為 70mm 時(shí)，改變螺栓直徑對(duì)試件的極限荷載影響不大。由圖5（e）可知，試件TS1-1（橫向2排螺栓）的極限承載力 （72.5kN 比螺栓橫向排數(shù)為4排的試件TS1-2（ 76.5kN 降低了 5.23% ，說(shuō)明試件螺栓橫向排數(shù)和螺栓直徑參數(shù)相同時(shí)，增加螺栓橫向排數(shù)能夠提高試件的極限承載力；在螺栓縱向間距（ 140mm ）和螺栓橫向排數(shù)（4排）相同時(shí)，試件TS3-2（螺栓直徑 8mm ）的極限承載力 （91.14kN 相比試件TS3-3（螺栓直徑 5mm ））的極限承載力（ （79.9kN ）提高了 14.07% ，說(shuō)明在試驗(yàn)范圍內(nèi)螺栓橫向排數(shù)相同且間距為 140mm 時(shí)，螺栓直徑 8mm 的組合梁承載能力比螺栓直徑 5mm 的組合梁更好。

屈服點(diǎn)是工程結(jié)構(gòu)從彈性向塑性過(guò)渡的關(guān)鍵點(diǎn)，根據(jù)馮鵬等[29]對(duì)屈服點(diǎn)的定義方法，采用如圖6所示Park法[30]對(duì)屈服點(diǎn)進(jìn)行定義，并引用位移延性系數(shù) μ_Δ 來(lái)量化構(gòu)件的延性性能，計(jì)算式為

式中： 為屈服荷載對(duì)應(yīng)的撓度值； 為極限荷載對(duì)應(yīng)的撓度值； μ_Δ 為位移延性系數(shù)，即極限撓度與屈服撓度的比值。

由表6中各試件力學(xué)性能數(shù)據(jù)可知，在加縱向肋條的情況下，螺栓布置參數(shù)（螺排數(shù)、縱向螺栓間距、螺栓直徑）對(duì)組合梁位移延性系數(shù)的影響也各有不同。改變螺栓橫向排數(shù)，對(duì)比試件TS1-1（橫向2排）和試件TS1-2（橫向4排）可知，試件TS1-2的位移延性系數(shù)相比試件TS1-1提高了 23% ，說(shuō)明螺栓排數(shù)的增加將提高試件的延性；改變螺栓縱向間距，試件TS1-4、TS1-5的位移延性系數(shù)（平均值3.64）相比試件TS1-2降低了 41% ，相比試件TS1-3降低了 26% ，說(shuō)明螺栓縱向間距的增加會(huì)導(dǎo)致位移延性系數(shù)減??；改變螺栓直徑，試件TS3-1的位移延性系數(shù)相比試件TS2-1降低了 5% ，試件TS1-4、TS1-5的位移延性系數(shù)（平均值3.64）相比試件TS2-1降低了 11% 。表明改變螺栓直徑對(duì)組合梁位移延性系數(shù)有一定影響。

綜上，螺栓縱向間距變化對(duì)抗彎承載力的影響較大，這是由于改變螺栓間距對(duì)組合梁的整體剛度影響較大，說(shuō)明螺栓間距較佳的試件剛度較好，更能充分發(fā)揮組合梁的抗彎承載力。

2.3跨中橫截面應(yīng)變曲線(xiàn)

8根組合梁跨中截面應(yīng)變隨截面高度的變化情況較為相似，以試件TS2-1為例，其跨中截面應(yīng)變曲線(xiàn)如圖7所示。其中，坐標(biāo)原點(diǎn)取截面初始中性軸位置；木板頂面的縱向應(yīng)變?yōu)闄M向5個(gè)測(cè)點(diǎn)（ 1～5 號(hào)）的平均值；工字鋼下翼緣的縱向應(yīng)變?nèi)?個(gè)測(cè)點(diǎn)（ 13～15 號(hào)）的平均值。底部鋼材的屈服應(yīng)變?yōu)?500×10^-6 ，當(dāng)荷載達(dá)到 43.63kN 時(shí)，試件開(kāi)始進(jìn)入彈塑性階段，為方便觀察，以 43.63kN 荷載為界限，將試件分為彈性和塑性?xún)蓚€(gè)階段。

由圖7可知，加載前期（ 之前），組合梁交界面位置的木材與鋼材縱向應(yīng)變連續(xù)，試件的正應(yīng)變沿高度方向基本呈直線(xiàn)分布，符合平截面假定；荷載超過(guò) 20kN 后，組合梁交界面處開(kāi)始發(fā)生一定滑移，此時(shí)木材與鋼材的縱向應(yīng)變不再連續(xù)，但受螺栓剪切件的影響，滑移前期木板底部和工字鋼上翼緣之間的應(yīng)變差較小，說(shuō)明螺栓有效地減小了組合梁交界面之間的相對(duì)滑移，從而充分發(fā)揮了鋼-木協(xié)同工作性能。

為了進(jìn)一步量化螺栓連接對(duì)鋼-木組合梁交接面之間的協(xié)同工作性能，表7給出了不同螺栓布置試件加載到極限荷載時(shí)跨中鋼-木交界面正應(yīng)變差值（簡(jiǎn)稱(chēng)應(yīng)變差）。

由表7可知，組合梁螺栓布置參數(shù)（橫向排數(shù)、直徑、縱向間距）的改變對(duì)試件跨中鋼-木交界面應(yīng)變差的影響也各不相同，具體分析如下：

1） 螺栓橫向排數(shù)

試件TS1-1（橫向2排）的鋼-木交界面應(yīng)變差為3012. 6×10^-6 ，增加橫向排數(shù)，試件TS1-2（橫向4排）的應(yīng)變差 （2315.8×10^-6） 相比試件TS1-1降低了 23.13% ，說(shuō)明增加螺栓橫向排數(shù)能降低鋼-木交界面的應(yīng)變差，即最大滑移量得到很好的控制，鋼-木協(xié)同工作性能得到更好的發(fā)揮。

2） 螺栓直徑

試件TS1-4、TS1-5（直徑 5mm ）跨中鋼-木交界面的應(yīng)變差（平均值）為1531. 3×10^-6 ，增大螺栓直徑，試件TS2-1（直徑 6mm ）的應(yīng)變差 （1441.2× 10^-6 ）比試件TS1-4、TS1-5降低了 5.88% ，試件TS3-1（直徑 8mm 的應(yīng)變差 （1201.1×10^-6） 比試件TS1-4、TS1-5降低了21. 56% 。說(shuō)明增大螺栓直徑會(huì)降低組合梁跨中鋼-木交接面的應(yīng)變差。

3） 螺栓縱向間距

試件TS1-2（縱向間距 210mm 跨中鋼-木交界面的應(yīng)變差為 2 315.8×10^-6 ，縮小螺栓縱向間距，試件TS1-3（縱向間距 140mm 的應(yīng)變差（ 1921.6× 10^-6 ）比試件TS1-2降低了 17.02% ，試件TS1-4、TS1-5（縱向間距 70mm 的應(yīng)變差（平均值 1531.3× 10^-6 ）比試件TS1-2降低了 33.88% 。說(shuō)明縮小螺栓縱向間距能降低組合梁跨中鋼-木交接面的應(yīng)變差。

根據(jù)上述分析可知，螺栓各布置參數(shù)對(duì)試件跨中鋼-木交界面的應(yīng)變差的最大降低率（表8）。由表8可知，螺栓布置參數(shù)中縱向間距的改變對(duì)組合梁跨中鋼-木交接面應(yīng)變差影響最大，橫向排數(shù)次之，直徑影響最小。這3個(gè)螺栓布置參數(shù)中，采用縮小螺栓縱向間距的方式能夠更充分發(fā)揮鋼-木組合梁的協(xié)同性能。

2.4梁端部鋼-木交界面滑移效應(yīng)

在加載受彎過(guò)程中，組合梁螺栓連接件會(huì)因?yàn)榻唤缑婵v向水平剪力而發(fā)生一定變形，導(dǎo)致組合梁試件端部鋼-木交界面發(fā)生相對(duì)滑移，致使組合梁抗彎承載力下降。鋼-木組合梁相對(duì)滑移如圖8所示，滑移過(guò)程中，木板外伸為正，鋼腹板內(nèi)縮為負(fù)，為了提高試驗(yàn)中相對(duì)滑移值的精度，采用百分表進(jìn)行測(cè)量。百分表1、2、4、5某荷載時(shí)刻讀數(shù)與初始讀數(shù)的差值記為 S_Pl，S_P2，S_P4，S_P5 ，則組合梁端部工字鋼與木板某荷載時(shí)刻的相對(duì)滑移值為

荷載百分表1綠翼 木板 百分表1 1！ 1 木板加載后百分表2百分表2下翼緣鋼腹板 鋼腹板

圖9為各試件的荷載-滑移曲線(xiàn)，由圖9可知，當(dāng)荷載較小時(shí)，相對(duì)滑移隨荷載線(xiàn)性增加；當(dāng)受力達(dá)到屈服階段，滑移隨荷載增加而非線(xiàn)性增加，并且荷載增加較小，滑移增加較大。各試件最大滑移值約位于 2～6mm 之間，其中，試件TS3-1滑移峰值最小，試件TS1-1滑移峰值最大。

為了量化3種螺栓布置參數(shù)（橫向排數(shù)、直徑、縱向間距）對(duì)組合梁滑移的影響，提出螺栓總面積的概念，如表9所示，由試樣頂面的螺栓數(shù)量與單個(gè)螺栓切割面積的乘積除以木板頂面總面積計(jì)算得到。圖10為試件交界面最大滑移與螺栓總面積的關(guān)系，由圖10可知，隨著螺栓總面積增加，交界面最大滑移值逐步減小。當(dāng)螺栓總面積小于 1800mm² （螺栓面積比 k=8×10^-3 時(shí)，滑移曲線(xiàn)下降較快，隨后緩慢下降?？紤]螺栓用量與抗滑移性能，在選取直徑 10mm 以?xún)?nèi)的螺栓緊固件進(jìn)行裝配時(shí)，螺栓面積比可取 k=8×10^-3 ，此時(shí)對(duì)應(yīng)的最大滑移約為 2.5mm ，對(duì)應(yīng)的試件為T(mén)S1-5（表9），其螺栓直徑為 5mm 縱向間距為 70mm 、橫向4排布置。

由圖11可知，組合梁極限承載力隨交界面相對(duì)滑移的增大而近似線(xiàn)性減小；為了得到極限承載力與螺栓總面積之間的關(guān)系，將圖10與圖11結(jié)合，得到極限承載力-螺栓總面積曲線(xiàn)（圖12）。由圖12可知，隨著螺栓總面積的增加，最大承載力值逐漸增加。當(dāng)螺栓總面積小于 1800mm² （螺栓面積比 k= 8×10^-3， 時(shí)，承載力曲線(xiàn)上升較快，隨后上升變緩慢。考慮螺栓用量，綜合經(jīng)濟(jì)與承載力性能，在選取直徑 10mm 以?xún)?nèi)的螺栓緊固件進(jìn)行裝配時(shí)，合理螺栓面積比可取 k=8×10^-3 ，此時(shí)對(duì)應(yīng)的最大滑移約為 2.5mm ，對(duì)應(yīng)的試件為T(mén)S1-5（表9）。

鋼-木交界面相對(duì)滑移位移延性系數(shù)的相關(guān)性見(jiàn)圖13。圖13表明，在相對(duì)滑移值小于 4.5mm 時(shí)，位移延性系數(shù)隨滑移增大而增大；當(dāng)相對(duì)滑移值大于 4.5mm 時(shí)，位移延性系數(shù)隨滑移增大而減小。表明在合理螺栓面積比范圍內(nèi)增加螺栓總面積，盡管會(huì)減小位移延性系數(shù)，但可有效減小組合梁交界面滑移，提高其抗彎承載力。

3結(jié)論

通過(guò)三分點(diǎn)加載，對(duì)8根不同螺栓橫向排數(shù)、螺栓直徑和螺栓縱向間距的等截面尺寸鋼-木組合梁進(jìn)行抗彎承載力試驗(yàn)，研究不同螺栓布置參數(shù)對(duì)鋼-木組合梁彎曲性能的影響。通過(guò)試驗(yàn)研究分析，得出以下結(jié)論：

1）8根鋼-木組合梁跨中撓度達(dá)到跨度的1/27時(shí)，部分試驗(yàn)梁頂面木板縱向局部劈裂、壓潰，工字鋼無(wú)明顯材料破壞。

2）達(dá)到極限承載力時(shí)，除試件TS1-1外，其余試件出現(xiàn)了木板頂面因受壓而產(chǎn)生縱向局部裂縫（劈裂）以及木板被壓潰的現(xiàn)象，但荷載均未出現(xiàn)下降。

3）組合梁的荷載-跨中撓度曲線(xiàn)呈跨中撓度隨著荷載的增加而增加的趨勢(shì)，表現(xiàn)為彈性和塑性階段構(gòu)件受力具有較好的延性，最小的位移延性系數(shù)為3.55。

4）彎曲試驗(yàn)加載前期，組合梁交界面位置的木材與鋼材縱向應(yīng)變連續(xù)，整體試件的正應(yīng)變沿高度方向基本呈直線(xiàn)分布，符合平截面假定；繼續(xù)加載，組合梁交界面處開(kāi)始發(fā)生滑移，對(duì)應(yīng)的木板底部和工字鋼上翼緣之間開(kāi)始產(chǎn)生應(yīng)變差；加載過(guò)程中，螺栓有效地減小了組合梁交界面之間的相對(duì)滑移，從而充分發(fā)揮了組合梁中工字鋼與木板協(xié)同工作的性能。螺栓布置參數(shù)中，縱向間距的改變對(duì)組合梁跨中鋼-木交接面的應(yīng)變差影響最大，橫向排數(shù)影響次之，直徑影響最小。

5）各試件鋼-木交界面最大相對(duì)滑移為 2～6mm 。隨著螺栓面積比的增加，盡管位移延性系數(shù)減小，但交界面最大滑移逐步減小，試件抗彎承載力明顯增加。綜合螺栓用量、經(jīng)濟(jì)與受力性能，在選取直徑 10mm 以?xún)?nèi)的螺栓緊固件進(jìn)行裝配時(shí)，合理螺栓面積比可取 k=8×10^-3 。

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（編輯王秀玲）