左宏亮　孫旭　　　　左煜　　　　郭楠

(東北林業(yè)大學，哈爾濱，150040)　　　　(哈爾濱工業(yè)大學)　　　　(東北林業(yè)大學)

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預應力配筋膠合木梁受彎性能試驗1)

左宏亮孫旭左煜郭楠

(東北林業(yè)大學，哈爾濱，150040)(哈爾濱工業(yè)大學)(東北林業(yè)大學)

為改善普通膠合木梁受彎時撓度過大以及木材抗壓強度和鋼筋抗拉強度的利用不充分等缺點，提出一種新型預應力配筋膠合木梁構件。通過3組預應力配筋膠合木梁、1組普通配筋膠合木梁、1組普通膠合木梁的受彎試驗，分析了普通膠合木梁、配筋膠合木梁、不同預應力水平的預應力配筋膠合木梁的受彎性能。結果表明：預應力配筋膠合木梁與普通膠合木梁相比，受彎極限承載力提高31.3%～64.4%、抗彎剛度約提高33.33%。配筋數(shù)量相同時，隨著預加力的增大，構件的極限承載力提高，而抗彎剛度基本不變。配筋適量、預加力適度時，預應力配筋膠合木梁可以更好的利用木材抗壓強度和鋼筋抗拉強度，有效的減小梁的撓度變形，破壞時表現(xiàn)出較為明顯的塑性破壞特征。

預應力；膠合木梁；受彎性能

膠合木構件具有缺陷分散、強度高、截面及構件形狀自由等優(yōu)點，因此，膠合木結構成為了現(xiàn)代木結構的重要組成部分[1-3]。伴隨時代的發(fā)展，人們對膠合木構件的結構性能要求也逐漸提高。目前，國內外主要對普通膠合木梁受彎性能研究[4-5]，并且針對膠合木梁的受力特點提出了一些提高其承載力、變形性能的措施，主要包括配置鋼筋或鋼絲[6-7]以及粘貼纖維復合材料[8-11]等。

膠合木梁的承載能力，主要取決于變形和底部受拉層板的抗拉能力。普通膠合木梁在受彎時，首先在受拉邊缺陷位置出現(xiàn)裂縫；隨著撓度增大，一旦最外層木材纖維拉斷，試件會由于受彎引起縱向的裂縫而導致整個構件產生脆性破壞；一般情況下此時木材的抗拉強度達到極限，而抗壓強度卻不能得到充分發(fā)揮。為增強膠合木梁受拉區(qū)的抗拉能力，可以在梁底部配置一定數(shù)量的鋼筋。雖然，配筋增強后的膠合木梁受彎時剛度和承載力都有所提高，但仍存在短期變形較大等缺點。

為進一步改善上述問題，提出一種便于工程應用的、能夠準確施加預應力并可實現(xiàn)隨時調控的新型配筋膠合木梁。通過選取鋼筋數(shù)量相同、施加預應力值不同的梁進行對比，研究預應力對配筋膠合木梁極限承載力、破壞形態(tài)、變形性能的影響。本研究的試驗結果，可為預應力配筋膠合木梁在大跨度木結構中的推廣應用提供參考。

1　材料與方法

1.1材料性能

木材采用樟子松，按照文獻[12]進行膠合木順紋抗壓試驗，按GB/T 1938—2009《木材順紋抗拉強度試驗方法》進行木材順紋抗拉試驗。鋼筋選用HRB400級直徑為18 mm的鋼筋，進行抗拉試驗。測得材料的物理力學性能參數(shù)見表1。

1.2試件設計

既然消費主義生活方式是造成生態(tài)危機的主要根源，那么構建綠色生活方式勢必成為解決生態(tài)危機的途徑之一。而綠色生活方式應該是簡約適度、綠色低碳、文明健康的生活方式。

制作5組共15根普通層板膠合木梁。矩形截面尺寸為100 mm×150 mm，梁長度為3 100 mm(見圖1)；層板厚度為25 mm，共6層膠合而成。梁底部距梁兩側面各15 mm處，開2個22 mm×30 mm的凹槽(見圖2)。鋼筋兩側端部設有螺紋，與膠合木采用螺栓錨固連接，一套錨具由4個螺母和2個鋼墊板組成(見圖3)。預應力采用一端固定、另一端絲扣擰張的方法進行施加。具體試件參數(shù)見表2，L0組為不配置鋼筋的純膠合木梁。

表1　材料的物理力學性能

圖1　試件側面(數(shù)值單位為mm)

圖2　試件橫截面(數(shù)值單位為mm)

圖3　墊板、螺母(數(shù)值單位為mm)

試件組號鋼 筋直徑/mm數(shù)量/根總預加力/kNL0———L11820 L218215.26L318230.52L418245.78

1.3加載方式及測點布置

加載裝置和測點布置見圖4。采用對稱三分點分級加載方式，通過15 t力傳感器顯示每級荷載。加載初期，每級荷載按預估極限荷載的10%增加；到達預估極限荷載的50%后，每級荷載按預估極限荷載的5%遞增；到達預估極限荷載的80%后，記錄此時跨中撓度(ω0)；之后，每級荷載按0.1ω0遞增，直至破壞。每加載1次，標記裂縫開展，觀察配筋膠合木梁的破壞現(xiàn)象。

在支座、三分點和跨中共設置5個位移計，在梁的三分點、跨中截面沿梁高設置6個應變片，每根鋼筋跨中設置1個應變片。試驗數(shù)據(jù)均由DH3816N靜態(tài)應變測試系統(tǒng)同步采集。

圖4　加載裝置及測點布置(數(shù)值單位為mm)

2　結果與分析

2.1破壞形態(tài)及破壞機理

試驗過程中無明顯開膠現(xiàn)象。在加載初期，膠合木與鋼筋共同作用，配筋膠合木梁處于彈性階段；當荷載達到極限荷載的65%左右，試驗梁發(fā)出木纖維的撕裂聲，隨后膠合木梁底部層板被拉斷，最終直至跨中撓度達到規(guī)定撓度時認為試件破壞。規(guī)定撓度參照GB/T 50152-2012《混凝土結構試驗方法標準》，取撓度達到跨度的1/50；本試驗的規(guī)定撓度為60 mm。施加預應力會使配筋膠合木梁產生反拱，在外荷載作用下梁的反拱要先恢復；因此，與未施加預應力的配筋膠合木梁相比，相同荷載作用下，預應力配筋膠合木梁一定程度減小了試件的變形。典型試件的破壞形態(tài)見圖5，破壞形態(tài)可歸納為下面3種：

(1)受拉區(qū)層板脆性拉斷破壞(見圖5(a))。對普通的膠合木梁L0組，破壞發(fā)生在底層層板的指接處或者木材的天然缺陷處。在這些缺陷處容易產生應力集中，因此加快了受拉區(qū)底部達到極限拉應力而被拉斷，表現(xiàn)為脆性破壞，具有突然性。

(2)受拉區(qū)層板拉斷，變形達到規(guī)定撓度破壞(見圖5(b))。對未施加預應力的配筋膠合木梁L1組，底部受拉區(qū)層板達到極限拉應力后斷裂或在底層的指節(jié)處斷裂。底層板受拉破壞之后，試件仍可以繼續(xù)承載，受拉區(qū)配置的鋼筋和受壓區(qū)木材共同作用。最終，直到試件的撓度達到規(guī)定撓度而認為破壞。這種破壞較為突然，沒有明顯的先兆，延性較差。造成這種破壞的原因：一方面，是鋼筋與木材的抗拉能力不同，鋼筋的極限拉應力遠大于木材的極限拉應力，因此在加載過程中，木材會先達到極限拉應力而破壞；另一方面，由于木梁底部設有凹槽，從而削減了底層木材的抗拉能力。

圖5　試件破壞形態(tài)

(3)受拉區(qū)層板拉斷，端部局壓破壞(見圖5(c))。一般為受拉區(qū)層板拉斷，壓區(qū)有微小褶皺，兩側墊板有翹起的局壓破壞。對預應力配筋膠合木梁L2～L4組，由于施加一定的預應力，使試件產生反拱，在荷載作用下破壞形態(tài)基本與未施加預應力的配筋膠合木梁相同。在最終破壞時，受拉區(qū)層板在凹槽處被拉斷，產生橫向裂縫，頂層受壓區(qū)木節(jié)和膠層等薄弱處出現(xiàn)微小裂紋和褶皺，并且連接鋼筋與木梁的錨具墊板有翹起現(xiàn)象(見圖5(d))。墊板翹起的主要原因，是膠合木梁底部開槽，造成墊板與木梁接觸面積縮小，產生局壓破壞。這種破壞有一定先兆，具有良好的延性。這是因為，對膠合木梁施加預應力會使預應力配筋膠合木梁截面上的拉應力主要由預應力鋼筋承擔，膠合木梁主要承擔壓應力，而木材在壓力作用下可以表現(xiàn)出良好的強度和延性。

2.2荷載—跨中撓度曲線

由圖6可知：普通膠合木梁L0組的荷載—撓度曲線呈線性變化；配有鋼筋未施加預應力的膠合木梁L1組與施加預應力的配筋膠合木梁L2～L4組的荷載—撓度曲線形式基本相同。取荷載未有明顯下降段的最大荷載為極限荷載，小于極限荷載60%左右時曲線呈線性變化，梁處于彈性階段，剛度為常數(shù)；之后曲線呈彎曲平緩狀態(tài)，剛度開始下降，達到極限荷載后出現(xiàn)下降段；然后，隨撓度增大承載力又有所上升，最后到達規(guī)定撓度試件破壞。

承受相同荷載的情況下，總預加力越大，梁的撓度變形越小。這是由于施加的總預加力越大，梁產生的反拱越大，能夠抵消荷載引起的變形越多，從而梁的撓度變形越小。表明：預應力配筋膠合木梁，可以改善木梁跨中撓度過大問題。

L1組比L0組的剛度提高了50.8%；L1～L4組對應的曲線斜率基本相同。說明總預加力的大小，對預應力配筋膠合木梁的剛度影響不明顯。

由表2可見：L1組比L0組承載力提高29.6%；隨總預加力的增大，L2～L4組與L0組相比，梁的極限承載力提高幅度分別為31.3%、43.8%、64.4%；隨總預加力的增大，L2～L4組與L1組相比，梁的極限承載力提高幅度分別為1.3%、11.0%、26.8%。說明總預加力的大小，對預應力配筋膠合木梁的承載力有一定幅度的提高作用，并且總預加力越大，梁的極限承載力提高的越多。

圖6　荷載—跨中撓度曲線

試件編號總預加力/kN承載力極限承載力/kN承載力提高幅度/%L00 23.3—L1030.229.6L215.2630.631.3L330.5233.543.8L445.7838.364.4

2.3荷載—應變曲線

由圖7可見：試件從開始加載至破壞過程中，各層板的應變隨荷載的增加基本呈現(xiàn)線性變化；到加載后期，試件的應變出現(xiàn)非線性變化，這表示試件已經開裂發(fā)生了破壞。

L0、L1組，在加載過程中應變都是從原點開始，梁最上部層板至第三層板一直處于受壓狀態(tài)，第四層板至梁最下部層板一直處于受拉狀態(tài)。L2～L4組，隨著荷載的增加最上部兩層板由受拉狀態(tài)轉變?yōu)槭軌籂顟B(tài)，下部四層板由受壓狀態(tài)轉變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，達到一定荷載時沿截面高度各層板應變曲線在圖左側相交于一點，說明此時沿截面高度各層板應變大致相同且均為受壓狀態(tài)。

L0～L4組破壞時，膠合木梁受拉區(qū)最底部層板應變都基本為3×10-3，膠合木梁受壓區(qū)最頂部層板應變分別為-2.5×10-3、-3.0×10-3、-3.1×10-3、-3.5×10-3、-3.9×10-3(負值代表壓應變)。說明普通的膠合木梁、配筋膠合木梁、預應力配筋膠合木梁破壞時，受拉區(qū)都達到相同的極限拉應變，而受壓區(qū)的極限壓應變卻不同。L1組與L0組相比，受壓區(qū)極限壓應變有了提高；L2～L4組與L1組相比，受壓區(qū)極限壓應變又隨總預加力的增加得到更進一步提高。因此，預應力配筋膠合木梁能夠使木材的抗壓強度利用的較為充分，破壞時塑性的破壞特征更為明顯。

L1～L4組破壞時，鋼筋的最大拉應變分別1.35×10-3、1.50×10-3、1.62×10-3、1.74×10-3；計算得相應的最大拉應力分別為270、300、324、348 MPa。根據(jù)鋼筋的材性試驗測得，應力達到約400 MPa時，鋼筋進入塑性階段。說明L1～L4組的鋼筋在試驗過程中一直處于彈性階段，并且隨總預加力的增加，鋼筋的利用率有所提高，更好地發(fā)揮出鋼筋良好的抗拉性能，彌補了木材抗拉能力不足和膠合木梁底部開槽對梁底部受拉能力的影響。

L1～L4組鋼筋的曲線，基本與膠合木梁第五層板的曲線重合或者平行。這是由于鋼筋位于膠合木梁第五層板和第六層板之間，但與膠合木梁第五層板應變片的位置最接近，從而在加載過程中，鋼筋和膠合木梁第五層板的應變增量是相同的，即斜率相同。L1組由于未施加預應力，鋼筋和膠合木梁第五層板的應變都是從0開始，加載開始后兩者共同變形，應變增量相同。因此，這兩條曲線基本重合。L2～L4組，由于施加預加力，鋼筋先受拉，而膠合木梁第五層板先受壓，從而使它們在加載前初始應變不同；加載開始后，兩者共同作用，它們的應變增量應該是相同。所以，L2～L4組的這兩條曲線起點不同、斜率相同，是平行的。在加載后期，部分試件由于墊板翹起等原因，使鋼筋產生滑移，鋼筋的應變增量變小，從而使鋼筋和膠合木梁第五層板的曲線有靠攏、相交的現(xiàn)象。

左側為受壓區(qū)，右側為受拉區(qū)；第一層板為膠合木梁最上部層板，第六層板為膠合木梁最下部層板?？v坐標為“荷載/kN”。

圖7荷載—應變曲線

2.4截面應變曲線

圖8為典型試件的截面應變曲線。其中壓應變?yōu)樨撝担瓚優(yōu)檎?，圖中預應力配筋膠合木梁橫截面的應變基本呈線性分布。因此，計算此類構件時，可采用平截面假定。

由圖8可見：隨荷載的增加，L0、L1組的跨中截面中和軸位置保持不變，約在梁高的1/2位置處；L2～L4組的跨中截面中和軸的位置都從梁高的1/2處略向受拉區(qū)偏移，并且隨荷載的增加位置保持不變，其中L4組最為明顯，約偏移3 mm。說明受壓區(qū)高度略微增加。再一次的證明了預應力配筋膠合木梁，可以使木材抗壓能力的利用更充分。

圖8　跨中截面沿梁高度應變曲線

3　結論

為改善膠合木梁短期變形較大和配筋膠合木梁鋼筋利用不充分等缺點，提出一種新型預應力配筋膠合木梁。與普通膠合木梁相比，其受彎極限承載力提高了31.3%～64.4%，抗彎剛度約提高了33.33%。

當配置鋼筋適量、施加預應力適度時，預應力配筋膠合木梁頂層受壓區(qū)木節(jié)和膠層等薄弱處出現(xiàn)微小裂紋和褶皺。木材的抗壓強度和鋼筋的抗拉強度得到較好的發(fā)揮，表現(xiàn)出較明顯的塑性破壞特征。

當配置鋼筋數(shù)量相同時，隨著預加力的增加，預應力配筋膠合木梁的撓度變形減小、極限承載力相應提高，而抗彎剛度沒有明顯變化。

預應力配筋膠合木梁跨中橫截面應變隨高度呈線性變化，在計算此類構件時可采用平截面假定。并且隨著荷載的增加，中和軸的位置保持不變。

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Bending Performance Test on the Prestressed Reinforced Glue-lumber Beam//

Zuo Hongliang, Sun Xu

(Northeast Forestry University, Harbin 150040, P. R. China); Zuo Yu(Harbin Institute of Technology); Guo Nan(Northeast Forestry University)//Journal of Northeast Forestry University，2016,44(2)：42-46.

Prestress； Glulam beam； Bending performance

左宏亮，男，1964年3月生，東北林業(yè)大學土木工程學院，教授。E-mail：zhl9163@163.com。

2015年9月22日。

S781.23；TU366.3

1)國家林業(yè)局林業(yè)科學技術研究項目(2014-04)；黑龍江省自然科學基金項目(E201402)。

責任編輯：張玉。