葉 芯 單 波，2，* 李天宇 肖 巖

（1.湖南大學土木工程學院，長沙 410082；2.綠色先進土木工程材料及應用技術湖南省重點實驗室，長沙 410082；3.浙江大學浙大-伊利諾大學聯(lián)合學院，海寧 314400）

0 引言

格魯斑（glubam）是一種結構用膠合竹板材，其基本結構單元為單向竹簾，通過多層竹簾交錯疊鋪熱壓膠合而成，為典型的正交各向異性材料［1］。試驗表明，glubam的基本力學性能與國外常用的結構膠合木glulam基本相當，部分指標高于后者［1］。國際上，肖巖團隊最早開展glubam材料、構件和結構體系的研究，并建設了一批竹結構示范工程［1-2］。近年來，包括竹層積材和重組竹在內的新型工程竹材的研究與應用日益得到關注，現(xiàn)代竹結構逐漸成為綠色建筑領域的研究熱點［3-5］。

膠合竹梁是竹結構的基本結構構件，具有自重小、承載力高等特點。然而，由于膠合竹材的彈性模量相對較低，導致膠合竹梁抗彎剛度小、構件變形大，很大程度上制約了竹結構的跨度［6-8］。在現(xiàn)代木結構中，往往采用組合梁的形式來提高木梁的抗彎性能，即在膠合木梁上部澆筑混凝土板，兩者通過剪力連接件結合起來，形成組合效應，如圖1（a）所示。在這一體系中，混凝土的抗壓性能以及木材的抗拉性能都可以得到充分發(fā)揮，是一種極為有效的結構形式［9］。國外對于膠合木-混凝土組合（TCC）梁/板的研究歷史相對較長，在連接件的力學性能、TCC梁的抗彎性能、長期性能及設計方法等方面均開展了大量試驗與分析，成果豐富［10-15］，特別是近20年來，TCC在橋梁、辦公樓、住宅和商業(yè)建筑等領域得到廣泛應用［16］。近年來，隨著我國現(xiàn)代木結構的逐步發(fā)展，國內一些學者開展了TCC的相關研究，如Zhu等［17］提出了一些適用于裝配式施工的新型剪力連接件；Jiang等［18］開展了基于輕骨料混凝土的TCC銷連接推出試驗；Shi等［19］和賀國京等［20］在TCC的抗彎性能及計算方法方面進行了相關的試驗和分析。因此，借鑒TCC的成果，研究膠合竹-混凝土組合（BCC）梁，對于解決制約竹結構跨度的瓶頸性問題、推動現(xiàn)代竹結構技術的發(fā)展，具有較為重要的理論意義與工程價值。

當前，已有研究人員關注BCC的研究，如單波等對采用典型的銷連接和凹槽連接件的glubam-混凝土組合試件進行了推出試驗［21-22］，獲得了兩類連接件基本參數(shù)對其抗剪切性能的影響規(guī)律，提出了相應的荷載-滑移本構關系；Shan等［23］對包括一種半裝配式連接方式在內的多種連接方式開展了對比和選型；魏洋等［24］對3個跨度為1.71 m的銷栓連接BCC梁進行了抗彎試驗，并考察了FRP對抗彎性能的增強效果。但總的來看，BCC的研究還處于起步階段，成果很有限。

本文基于BCC連接件推出試驗的相關研究成果，選擇具有代表性的連接件制作足尺構件，開展BCC梁的抗彎試驗，研究組合梁的基本抗彎性能，并評估現(xiàn)有計算方法對于BCC梁的適用性，為BCC梁的深入研究和應用提供基礎性數(shù)據(jù)。

1 組合梁設計

1.1 剪力連接件

基于已有的BCC連接件推出試驗及分析結果［23］，選擇銷連接（SC）、凹槽連接件（NC）這兩類典型連接件，以及新型半裝配式預緊力凹槽連接件（PNC），用于膠合竹-混凝土組合梁的抗彎試驗如圖1所示。三種剪力連接件的具體設計及尺寸參見文獻［23］。

根據(jù)已經(jīng)完成的推出試驗［23］，得到三種連接件的基本力學性能指標，如表1所示，其平均荷載-滑移曲線如圖2所示。一般而言，連接件的延性破壞定義為當其相對滑移達到10 mm時，其承載力降低幅度不超過峰值荷載的20%［27］。從圖2中可以看到，SC為典型的延性連接件，延性好但抗剪切剛度較低；而NC和PNC為典型的脆性連接件，抗剪切剛度高但延性較差。

圖2 連接件荷載-滑移本構［23］Fig.2 Load-slip results of the connections taken from push-out tests

表1 連接件基本力學性能Table 1 Basic mechanical properties of connections

1.2 試件設計

本試驗設計了5根足尺BCC試件開展抗彎試驗，截面為T形，所有試件的尺寸均相同：上部混凝土板的尺寸為900 mm×100 mm×8 000 mm（寬×高×長），下部glubam梁的尺寸為112 mm×380 mm×8 000 mm（寬×高×長），如圖1（a）所示。各試件的基本信息如表2所示，試件的命名為：連接件類型-連接件數(shù)量，如SC25表示該組合梁采用25個SC連接件組合在一起。連接件沿梁跨中截面對稱且非均勻布置，在端部區(qū)域適當加密，如圖3所示。

圖3 組合梁連接件布置（單位：mm）Fig.3 Connector layout of BCC beams（Unit：mm）

表2 組合梁基本參數(shù)Table 2 Details of BCC beams

圖1 連接件示意圖（單位：mm）Fig.1 Details of connections（Unit：mm）

1.3 原材料

本試驗采用尺寸為2 440 mm×1 220 mm×28 mm（長×寬×厚）的glubam板材制作膠合竹梁，參照相關國家木材測試標準（GB 1933—91，GB/T 1935—2009，GB/T 1936.1—2009，GB/T 1936.2—2009，GB/T 1938—2009［28-32］）進行材料性能測試，每組10個試件，測得的相關指標如表3所示。

表3 glubam基本性能參數(shù)Table 3 Basic parameters of glubam sheet

上部混凝土板采用設計強度等級為C30的混凝土，配比為水泥∶砂∶石∶水=1∶1.90∶3.10∶0.56。制作每根組合梁時，預留一組邊長為150 mm立方體試塊，與組合梁同條件養(yǎng)護，抗彎試驗前測量的抗壓強度平均值fc′列于表2中。為防止混凝土板在制作和搬運過程中可能出現(xiàn)的開裂，在板內布置HRB335Φ6@90 mm×90 mm的鋼筋網(wǎng)，距離板底30 mm。

2 組合梁加工與測試方法

2.1 試件制作

由于glubam單板的尺寸較小，膠合竹梁的制作需要進行二次加工。二次加工在常溫條件下進行，基本步驟如下：按照設計要求，切割glubam單板，并在單板兩端加工出指接頭，長度為100 mm，如圖4所示；接下來，在每塊單板的疊合面及指接頭端面涂刷膠黏劑，并按錯位的原則布置指接頭（圖4），將各層glubam板條疊鋪在冷壓機架上進行冷壓；待膠黏劑固化后，再在膠合竹梁頂部鉆取直徑為20 mm的孔，注入環(huán)氧樹脂后將螺桿錨固在膠合竹梁中。

圖4 膠合竹梁指接布置示意圖（單位：mm）Fig.4 Finger joint layout of glubam beams（Unit：mm）

上部混凝土板的疊合分為兩種形式：對于SC和NC試件，直接在竹梁頂部支模后澆筑混凝土板，形成組合梁；而對于PNC試件，采用帶預留孔的預制混凝土板，將預制板放置在竹梁頂部，然后在預留孔中澆入混凝土；在室內養(yǎng)護5 d后，通過擰緊螺桿頂部的螺帽產(chǎn)生預緊力，使兩者緊密結合。所有試件在完成混凝土澆筑后的30 d進行抗彎試驗。

2.2 試驗方法與加載設備

試件采用四點方式加載，兩端簡支，凈跨l為7 800 mm，如圖5（a）所示。豎向荷載通過分配梁施加在組合梁上部，分配梁兩個加載點的間距為2 000 mm。荷載由液壓油缸施加，為防止組合梁在加載過程中可能出現(xiàn)側向失穩(wěn)，在梁兩端分別設置一對側向支撐，如圖5（b）所示。加載制度按EN26891［33］進行，即加載到0.4Fest（預估承載力）時，持荷30 s，卸載到0.1Fest，持荷30 s，最后加載到組合梁破壞。其中，F(xiàn)est按歐洲規(guī)范EC5［34］中的γ法進行估算［35］。

圖5 組合梁加載示意圖（單位：mm）Fig.5 Details of test setup（Unit：mm）

試驗中，荷載由設置在液壓油缸與分配梁之間的力傳感器進行測量。在組合梁跨中及分配梁支點對應位置布置3個位移傳感器（LVDT），以測量梁的撓度。此外，每個試件在端部附近區(qū)域的3個連接件處安裝縱向LVDT，測量組合界面的相對滑移，LVDT通過鋼角標固定在測試部位，如圖5（c）所示。測點編號如圖3所示。試驗過程中的荷載、位移和滑移等數(shù)據(jù)都采用DH3825數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動記錄，采樣間隔為1 s。

3 試驗結果

依據(jù)《木結構設計標準》（GB 50005—2017）［36］，將組合梁的跨中撓度達到l/250定義為正常使用極限狀態(tài)（SLS），其對應的荷載為2Ps（兩個加載點的荷載之和）；將荷載達到最大值定義為承載力極限狀態(tài)（ULS），對應荷載為2Pu，相關試驗數(shù)據(jù)列于表4中。

3.1 破壞模式

各試件的破壞過程具有一定的相似性，膠合竹梁在跨中純彎段內整體斷裂，斷裂部位基本對應于靠近跨中的一個指接頭位置。在跨中撓度到達l/250（SLS）前，試件沒有出現(xiàn)明顯的破壞現(xiàn)象；而此后，隨著荷載增加，靠近跨中的指接頭出現(xiàn)受拉開裂，隨后竹梁發(fā)出清脆的開裂聲，且接近破壞時，指接部位膠縫的裂縫明顯變寬，開裂聲出現(xiàn)的頻率顯著增加；最終膠合竹梁在開裂指接頭的位置發(fā)生整截面斷裂，破壞具有明顯的突然性，如圖6（a）所示。對于SC試件，試驗結束后，梁板組合端部區(qū)域的連接件產(chǎn)生了一定的塑性變形，如圖6（b）所示。但在對應部位，并未觀察到膠合竹梁出現(xiàn)明顯的局部擠壓現(xiàn)象，因而，推斷螺桿中沒有形成塑性鉸，這與SC連接件的推出試驗破壞模式有顯著差別［23］，表明在該組合梁中，SC連接件的變形相對較小。

圖6 破壞模式Fig.6 Failure modes of BCC beams

對于NC試件，在試驗過程中，凹槽中的混凝土由端部向跨中依次出現(xiàn)剪切開裂，如圖6（c）所示。試驗后去除混凝土，可以看到螺桿在剪切滑移面處的塑性變形較為明顯，如圖6（d）所示。由此推斷各凹槽連接件之間產(chǎn)生了較為顯著的剪力重分布現(xiàn)象，這與NC類TCC梁的試驗結果類似［35］。

PNC16試件的破壞模式與對應的現(xiàn)澆試件NC16基本一致，試驗后，可以看到預緊螺桿出現(xiàn)了較為明顯的塑性鉸，如圖6（e）所示。

3.2 荷載-跨中撓度曲線

圖7給出了各試件的荷載-跨中撓度曲線，圖中，兩條直線分別對應于組合效應的上限（完全組合效應）與下限（無組合效應），按歐洲規(guī)范EC5［34］中的γ法進行計算得到，對應于連接件影響系數(shù)γ分別取為1和0［11］，相關計算方法見第4節(jié)。

圖7 荷載-跨中撓度曲線Fig.7 Load-midspan deflection responses of specimens

從圖7（a）可以看到，SC25和SC45試件在荷載分別到70 kN和90 kN前，荷載-跨中撓度基本成線性關系；而此后，非線性特征逐步顯現(xiàn)，主要原因應該是端部連接件產(chǎn)生塑性變形，以及指接頭出現(xiàn)開裂；當荷載達到峰值后，試件突然斷裂。盡管SC類連接件具有良好的延性，但組合梁的脆性破壞特性明顯，這顯然與指接頭的提前失效密切相關。

從圖7（b）可以看出，NC12、NC16和PNC16三者的荷載-跨中撓度關系曲線特征基本一致，對應于初始的線彈性段及隨后的非線性段，分界點接近于l/250（SLS）。此外，NC16和PNC16的荷載-跨中撓度曲線很接近，且在荷載峰值后均出現(xiàn)了較為明顯的承載力恢復現(xiàn)象，這主要歸功于端部剪力連接件屈服后的剪力重分布。而對于NC12試件，承載力恢復現(xiàn)象不明顯。

3.3 荷載-滑移曲線

試驗結果表明，連接件的滑移量由端部向跨中逐步減小，如圖8（a）所示。因此，給出各試件端部連接件（1號位置）的荷載-滑移關系，如圖8（b）所示?？梢钥吹?，5個試件中，NC12試件端部連接件的滑移最大，而SC45試件的端部滑移最小，這一結果與組合梁的組合效應（DCA）相吻合（見第4節(jié)）。此外，對于同種連接件，試件的端部滑移量隨連接件數(shù)量的增加而減少，如NC16與NC12，表明增加連接件的數(shù)量可以提高組合效應。

圖8 組合梁連接件荷載-滑移曲線Fig.8 Load-slip curves for connections near the support of specimens

在圖2中曲線上標出了各組合梁試件端部連接件的最大滑移smax?？梢园l(fā)現(xiàn)，SC25和SC45試件端部連接件的smax顯著低于其推出試驗測得的極限滑移su（10 mm），這與連接件塑性變形小這一觀察結果一致（圖6（b））?？紤]到試件的破壞與指接頭的開裂有密切關系，因此，提高指接頭的加工質量對于改善組合梁的受力性能有重要作用。與SC試件相反，NC和PNC試件端部連接件的smax均超過了其對應的su，意味著在端部連接件破壞后，組合梁仍然可以有效承擔外荷載，驗證了連接件之間發(fā)生了顯著的剪力重分布這一推斷。

4 結果分析與討論

4.1 組合效應分析

組合效應（DCA）是分析組合梁受力性能的重要指標，本文中，DCA按下式進行計算［37］：

式中：DC為跨中實測撓度；DN為無組合效應的計算撓度；DI為完全組合作用下的計算撓度。

各試件的DCA退化曲線如圖9所示，同時，初始狀態(tài)和SLS下的組合效應DCAint和DCAsls也列于表4中?？梢钥闯?，SC45與NC12分別表現(xiàn)出最強的組合效應與最弱的組合效應，對應的DCAint為93.2%和83.3%。而另一方面，組合梁的組合效應隨跨中撓度的增大而不斷降低，如果以DCAsls與DCAint的下降幅度來考察各試件的組合效應穩(wěn)定性，則采用凹槽類連接件（含NC與PNC）的BCC梁的組合效應相對較為穩(wěn)定，平均下降幅度約為6%。而SC系列試件的組合效應退化較為明顯，特別是對于連接件較少SC25試件，其DCA的下降幅度超過13%。此外，對比PNC16與NC16，兩者的DCAint、DCAsls及退化曲線均很接近。

圖9 組合效應隨撓度變化曲線Fig.9 Composite action efficiency-midspan deflection curves

4.2 連接件類型分析

按照歐洲標準，辦公樓的樓面活荷載設計取值為3.0 kN/m2［32］。按照跨中彎矩等效的原則，將SLS與ULS下的集中荷載換算成為均布荷載，結果如圖10所示?？梢钥吹?，在SLS和ULS狀態(tài)下，活荷載設計值僅為實測平均值的23%和11%，BCC梁表現(xiàn)出良好的抗彎性能。需要說明的是，對于TCC和BCC，其設計準則往往是由其長期變形決定。此外，從表4中可知，對于相同類型的連接件，組合梁承載力（2Pu）和組合效應DCA均隨連接件數(shù)量的增加而增加，但組合梁的最大跨中撓度Δmax減小。

表4 BCC組合梁抗彎試驗結果Table 4 Main results of BCC beams

對于SC試件，膠合竹梁指接頭的提前失效使得連接件的延性沒有得到有效體現(xiàn)，導致組合梁破壞時脆性特征顯著。通過改善膠合竹梁的指接頭加工質量，以及采用力學性能更高的膠合竹材，可以提高此類組合梁的抗彎性能。

對于NC試件，使用較多的連接件能使組合梁在達到荷載峰值后有更為顯著的荷載恢復現(xiàn)象，保證BCC梁在破壞前具有必要的延性，這一征兆對于緊急情況下的人員疏散極為重要，對BCC梁的安全性意義重大。

雖然PNC連接件的力學性能低于NC連接件（表1），但對于采用PNC連接件的半裝配式組合梁PNC16，其抗彎性能與采用NC連接件的現(xiàn)澆組合梁NC16較為接近，其主要原因應該是推出試驗本身引起的。在推出試驗中，僅由單個連接件抗剪，且PNC的預緊力由扭力扳手施加，難以精確控制，加上glubam與膠黏劑存在蠕變現(xiàn)象，導致預緊力產(chǎn)生一定程度的波動，使得推出試驗結果的離散性較大［23］。而在抗彎試驗中，多個連接件共同抵抗組合截面剪力，相比于單個連接件受剪，性能更為穩(wěn)定。因此，單個PNC性能的波動對整個連接體系的影響程度相對較小?？紤]到裝配式施工能顯著提高施工效率和降低人工費，此類半裝配式BCC梁在實際工程中具有良好的應用前景。

4.3 抗彎承載力預測

歐洲規(guī)范EC5中的γ法是計算TCC梁抗彎承載力最常用的方法［34］，該方法考慮了連接件的抗滑移剛度和間距的影響，采用等效剛度（EI）ef對組合截面進行換算，計算公式如下：

式中：下標1、2分別表示混凝土板和木梁；I、A、E分別表示慣性矩、截面面積和彈性模量；γ為連接件影響系數(shù)；ki代表連接件割線剛度，分別取k0.4和k0.8［37］，對應于組合梁在短期受力下SLS和ULS下的抗滑移剛度，其值可查表1得；l為組合梁凈跨；a為梁、板各自截面形心到組合梁截面形心的距離；s1為連接件間距，對于連接件非均勻分布的情況，s1采用等效間距進行計算，按如下公式確定［10-12］：

式中：smin為連接件最小間距；smax為連接件最大間距，smin＜smax＜4smin。

本文采用γ法預測5個BCC試件在SLS下的承載力（2Ps）和ULS下的承載力（2Pu）。本文中，SLS對應于組合梁跨中撓度達到l/250。如前所述，膠合竹梁的破壞模式為在跨中附近指接頭位置的整截面斷裂，因此，ULS定義為膠合竹梁受拉邊緣達到破壞狀態(tài)［34］，按下式計算：

式中：σb和σt分別為跨中截面膠合竹梁底部的彎曲應力和拉伸應力；fb和ft分別為glubam的抗彎和抗拉強度設計值，分別取為52.9 MPa和35.6 MPa［1］；h2為 膠 合竹梁截面高度；M為跨中截面彎矩。

圖10給出了γ法的預測結果與試驗值的對比結果。可以看到，在SLS下，γ法高估了BCC梁的承載力，誤差在3%～34%，平均誤差約為19%?？紤]到指接頭的加工質量及glubam本身性能的波動性，γ法的預測精度大體上可以接受。但在ULS下，γ法的計算結果遠高于試驗結果，該方法顯著高估了BCC梁的承載力。從破壞模式來看，跨中區(qū)域的指接頭是膠合竹梁受力的薄弱部位，使得下部竹梁的抗彎截面受到明顯削弱，進而引起這個截面提前失效，這應該是γ法高估BCC梁抗彎承載力的主要原因。如前所述，指接頭的開裂現(xiàn)象在跨中撓度到達SLS時并不明顯，而在試件發(fā)生斷裂前則較為顯著。由此推斷，γ法在SLS下的預測結果偏差應小于其在ULS下的偏差。圖10的對比結果支持這一推斷。因此，采用γ法計算膠合竹-混凝土組合梁的抗彎承載力，有必要考慮對指接頭的連接強度進行折減。具體的折減系數(shù)需要通過專門的試驗進行確定。此外，連接件的抗剪切行為存在較為顯著的非線性，而γ法是基于線彈性假設提出的［9］，也可能是導致其高估承載力的原因之一。因此，直接采用γ法預測BCC梁的抗彎承載力并不合適，需要對γ法進行必要的修正，但這方面需要開展進一步的研究。

圖10 γ法計算結果與試驗結果對比Fig.10 Comparisons between predicting results byγmethod and experimental results

5 結 論

本文對采用3種連接件的膠合竹-混凝土組合梁（BCC梁）足尺試件開展了抗彎試驗，研究了BCC梁的基本抗彎性能，在對試驗數(shù)據(jù)進行分析的基礎上，得到的主要結論如下：

（1）BCC梁具有較高的初始組合效應，且在正常使用極限狀態(tài)前的組合效應相對穩(wěn)定，試件的實測承載力遠高于設計荷載（3 kN/m2），BCC梁具有良好的抗彎性能。

（2）BCC梁的抗彎剛度和承載力隨連接件數(shù)量增加而提高，且與glubam指接頭的受力性能密切相關，提高指接頭的加工質量對改善BCC的抗彎性能有積極作用。

（3）對于采用凹槽類連接件的BCC梁，試件在峰值后具有較為顯著的承載力恢復現(xiàn)象，可以使基于脆性連接件的組合梁在破壞前具備必要的延性，這對組合梁的安全性有重要意義。

（4）與現(xiàn)澆施工方式的NC組合梁相比較，基于PNC連接件的半裝配式BCC梁的抗彎性能沒有顯著差別，考慮到后者具有更高的施工效率和較低的人工費用，半裝配式BCC梁具有良好的應用前景。

（5）歐洲規(guī)范EC5中的γ法高估了試件的抗彎承載力，不適合直接套用于BCC梁。