婁章迪 童科挺 呂博 李玉順

摘 要：為研究鋼-竹組合箱形梁的抗剪性能，使用ABAQUS有限元軟件建立鋼-竹組合箱形梁的三維模型，重點(diǎn)考慮竹膠板的各向異性和屈服準(zhǔn)則，以及鋼材的彈塑性，采用雙線性內(nèi)聚力模型模擬鋼-竹界面滑移，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，分析各變量參數(shù)對(duì)鋼-竹組合箱形梁抗剪性能的影響。結(jié)果表明，鋼-竹組合箱形梁有限元模擬與試驗(yàn)得出的荷載-位移曲線吻合良好，破壞特征相似，彎剪區(qū)主應(yīng)力接近，證明鋼-竹組合箱形梁有限元模型的可靠性以及采用雙線性內(nèi)聚力模型模擬膠層單元的有效性，并以該模型為基礎(chǔ)，對(duì)剪跨比、竹膠板和冷彎薄壁型鋼厚度進(jìn)行參數(shù)分析，以期為鋼-竹組合結(jié)構(gòu)的有限元模擬提供參考依據(jù)。

關(guān)鍵詞：鋼-竹組合箱形梁；抗剪性能；有限元模擬；內(nèi)聚力模型；剪跨比

中圖分類號(hào)：TU398.9??? 文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A?? 文章編號(hào)：1006-8023（2023）04-0170-10

Finite Element Analysis of Shear Behavior of Steel-bamboo

Composite Box Beams

LOU Zhangdi1， TONG Keting1， LYU Bo1， LI Yushun2*

（1.School of Civil & Environmental Engineering and Geography Science， Ningbo University， Ningbo 315211， China; 2.College

of Civil Engineering & Architecture， Qingdao Agricultural University， Qingdao 266109， China）

Abstract：A three-dimensional model of steel-bamboo composite box beam was established using ABAQUS finite element software to study the shear behavior of steel-bamboo composite box beam， focusing on the anisotropy and yield criterion of bamboo glulam and the elasticity of steel. And this model used a bilinear cohesion model to simulate the steel-bamboo interface slip and compare with the experimental results to analyze the influence of each variable parameter on the shear performance of steel-bamboo composite box beam. The study showed that the load-displacement curves obtained from the finite element simulation and the test were in good agreement， and the damage characteristics were similar， which proved the reliability and effectiveness of the finite element model of the steel-bamboo composite box beam and the bilinear cohesion model. On the basis of this model， the parameters of shear span ratio， bamboo plywood and cold-formed thin-wall steel thickness were analyzed. It is expected to provide a reference basis for the finite element simulation of steel-bamboo composite structures.

Keywords：Steel-bamboo composite box beam; shear strength; finite element simulation; model of cohesion; shear span ratio

收稿日期：2022-11-24

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51978345；52278264）

第一作者簡(jiǎn)介：婁章迪，碩士研究生。研究方向?yàn)榻M合結(jié)構(gòu)。 E-mail： 13666465137@163.com

通信作者：李玉順，博士，教授。研究方向?yàn)榻M合結(jié)構(gòu)。 E-mail： lys0451@163.com

引文格式：婁章迪，童科挺，呂博，等.鋼-竹組合箱形梁抗剪性能有限元分析 [J]. 森林工程，2023，39（4）：170-179.

LOU Z D， TONG K T， LYU B， et al. Finite element analysis of shear behavior of steel-bamboo composite box beams[J]. Forest Engineering， 2023， 39（4）：170-179.

0 引言

在經(jīng)濟(jì)飛速發(fā)展的大背景下，鋼筋、混凝土等傳統(tǒng)建筑材料的需求和消耗都達(dá)到了前所未有的水平，隨之而來的是傳統(tǒng)建筑材料對(duì)現(xiàn)代社會(huì)造成了巨大的環(huán)境負(fù)擔(dān)[1]。竹材作為一種綠色結(jié)構(gòu)材料，具有高機(jī)械強(qiáng)度、高生長(zhǎng)率等優(yōu)點(diǎn)，對(duì)其進(jìn)行加工后制成的竹材人造膠合板可應(yīng)用于結(jié)構(gòu)承重體系[2-5]。我國(guó)鋼材儲(chǔ)備充足，產(chǎn)能富余。冷彎薄壁型鋼具有節(jié)省材料、強(qiáng)度高和可塑性優(yōu)異等特點(diǎn)，被稱為高效經(jīng)濟(jì)型材。鋼-竹組合結(jié)構(gòu)作為一種綠色新型材料，充分發(fā)揮2種材料的優(yōu)勢(shì)，在節(jié)能、減排的大趨勢(shì)下，能發(fā)揮巨大作用，逐步減少甚至取代一定比例的傳統(tǒng)鋼材和混凝土，成為建筑材料的主要形式之一[6]。因此尋找和利用綠色建筑材料是現(xiàn)代建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的一個(gè)重要課題，具有十分深遠(yuǎn)的意義。寧波大學(xué)課題組對(duì)鋼-竹組合構(gòu)件[7-10]進(jìn)行了一系列試驗(yàn)研究與理論分析，并獲得一定的成果。

近年來，隨著科學(xué)技術(shù)水平和組合結(jié)構(gòu)理念的發(fā)展，數(shù)值模擬逐漸成為研究組合結(jié)構(gòu)的重要方式，受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的高度關(guān)注，并且進(jìn)行了大量的相關(guān)研究。Pereira等[11]對(duì)單搭接膠接接頭進(jìn)行了研究，優(yōu)化了膠接接頭的剪切強(qiáng)度，并使用有限元方法對(duì)接頭形狀、應(yīng)力應(yīng)變分布及失效荷載進(jìn)行了分析。Kumar等[12]使用二維和三維的幾何非線性和材料非線性有限元模型對(duì)單搭接膠接接頭進(jìn)行了分析。Xu等[13]通過循環(huán)試驗(yàn)和非線性有限元模擬，研究了鋼梁-膠合木柱組合構(gòu)件的受力性能。Kortis等[14]利用有限元軟件進(jìn)行了鋼-木組合梁的節(jié)點(diǎn)受力性能分析，并探討了如何對(duì)幾何形狀復(fù)雜的組合梁節(jié)點(diǎn)受力行為進(jìn)行有效的數(shù)值模擬，以分析其復(fù)雜受力狀況。雷云[15]對(duì)鋼-木組合梁進(jìn)行受彎試驗(yàn)與有限元模擬研究，對(duì)其抗彎極限承載力和抗彎剛度等力學(xué)性能進(jìn)行了分析。郭軍[16]運(yùn)用彈簧單元模擬了鋼-竹組合界面的滑移效應(yīng)，進(jìn)行了理論分析。吳俊俊等[17]、李九宏等[18]、許達(dá)等[19]對(duì)鋼-竹膠層界面進(jìn)行了研究，驗(yàn)證了內(nèi)聚力模型模擬鋼-竹界面的可靠性。

目前對(duì)于鋼-竹組合結(jié)構(gòu)的研究主要是通過試驗(yàn)及理論計(jì)算對(duì)該組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行力學(xué)性能分析，或針對(duì)內(nèi)聚力模型在組合結(jié)構(gòu)中的研究，缺乏試驗(yàn)與有限元數(shù)值模擬相結(jié)合的研究分析。基于上述研究的不足之處，本研究結(jié)合鋼-竹組合箱形截面梁受剪性能試驗(yàn)，利用有限元軟件建立模型，將模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比分析，驗(yàn)證有限元模型的可靠性和有效性，對(duì)鋼-竹組合箱形梁進(jìn)行參數(shù)分析，研究各個(gè)參數(shù)對(duì)組合梁抗剪性能的影響，期望為后續(xù)鋼-竹組合結(jié)構(gòu)有限元研究提供參考。

1 有限元模型及材料參數(shù)

鋼-竹組合箱形梁是將冷彎薄壁型鋼和竹簾膠合板（竹膠板）用環(huán)氧樹脂結(jié)構(gòu)膠黏合而成?？紤]到組合梁在加載后期膠層界面受力情況復(fù)雜，為了避免計(jì)算結(jié)果不收斂，提高計(jì)算效率，故采用顯示動(dòng)力求解器。冷彎薄壁型鋼為Q235鋼，其密度為7.85×10-9? t/mm3;竹膠板密度參考相關(guān)文獻(xiàn)[20]取8.8×10-10? t/mm3。

1.1 竹膠板

竹膠板是將一定寬度與厚度的竹篾片，經(jīng)過一系列工序制成的一類竹材人造板。由于現(xiàn)階段對(duì)竹膠板材料特性研究不夠深入，對(duì)竹膠板的本構(gòu)模型研究不夠完善，故參考其他竹材的特性，選擇簡(jiǎn)化建模。

包茜虹[21]通過對(duì)重組竹應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的研究發(fā)現(xiàn)，重組竹可以簡(jiǎn)化為橫觀各向同性材料。Hill準(zhǔn)則是適用于各向異性材料的屈服準(zhǔn)則[18]。其塑性階段勢(shì)函數(shù)取值R11=0.744，? R22=0.313， R33=0.313， R12=0.25， R23=0.05，R表示材料在不同方向的強(qiáng)度與其參考拉（壓）強(qiáng)度的比值。綜上所述，將竹膠板簡(jiǎn)化為橫觀各向同性材料，塑性階段采用Hill屈服準(zhǔn)則。竹膠板的主要力學(xué)性能指標(biāo)測(cè)試結(jié)果見表1。

1.2 膠層界面內(nèi)聚力單元

內(nèi)聚力模型是對(duì)結(jié)構(gòu)或物質(zhì)內(nèi)部界面層上相互作用力的簡(jiǎn)化，模擬界面層的內(nèi)聚破壞。試驗(yàn)中，隨著荷載的增加，組合梁的變形不斷變大，同時(shí)膠層界面的相對(duì)位移也在不斷增加，當(dāng)相對(duì)位移達(dá)到臨界值（δ0m，膠層開始損傷時(shí)位移）時(shí)，膠層剛度開始退化直至膠層破壞，此時(shí)位移值為δfm（膠層完全失效時(shí)位移）。這就是內(nèi)聚力模型的核心思想，故采用雙折線性內(nèi)聚力模型。內(nèi)聚力模型的本構(gòu)關(guān)系如圖1所示。在ABAQUS軟件中，內(nèi)聚力單元可以通過定義材料屬性或者相互作用實(shí)現(xiàn)，由于試件中的膠層厚度很小，厚度可以忽略不計(jì)，故通過相互作用的方式來設(shè)置內(nèi)聚力單元模型。

為了能更加直觀地反映膠層失效的過程，在有限元軟件中選擇輸出縫合面剛度下降率（CSDMG）。CSDMG取值范圍是0～1，當(dāng)取值為1時(shí)，代表著膠層完全失效即失去黏結(jié)力；當(dāng)取值為0時(shí)，說明膠層完好未進(jìn)入損傷演化階段。詳細(xì)內(nèi)聚力單元參數(shù)見表2。

1.3 冷彎薄壁型鋼

在加載試驗(yàn)中，冷彎薄壁型鋼不會(huì)出現(xiàn)斷裂、頸縮等現(xiàn)象，故采用雙折線模型。該模型只考慮鋼材的上升曲線，同時(shí)將鋼材在屈服階段的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系簡(jiǎn)化為直線。如圖2所示。圖2中：σy為屈服強(qiáng)度；εy為屈服應(yīng)變。

薄壁型鋼的主要力學(xué)性能指標(biāo)見表3。

2 鋼-竹組合箱形梁受剪試驗(yàn)

2.1 試件設(shè)計(jì)

本次鋼-竹組合箱形梁受剪試驗(yàn)，選擇以竹板厚度、剪跨比等為控制變量，共制作了6根試件，并記為L(zhǎng)-1—L-6[22]，其中試件L-2因設(shè)備原因?qū)е略囼?yàn)數(shù)據(jù)不可用。試件參數(shù)詳見表4。

冷彎薄壁型鋼在打磨去掉鍍鋅層后，經(jīng)過清洗立刻涂上一層薄膠層。竹膠板在打磨去掉表層，露出新鮮竹質(zhì)表面后，清除浮塵并涂上膠層。將鋼板和竹膠板黏合固定后，利用重物和夾子對(duì)黏結(jié)面施壓養(yǎng)護(hù)，24 h后移除壓力，養(yǎng)護(hù)7 d，使結(jié)構(gòu)膠充分硬化，保證黏結(jié)的可靠性。制作過程如圖3所示。

2.2 加載裝置及測(cè)試

試驗(yàn)加載采用荷載控制，分級(jí)加載，加載模式采用兩點(diǎn)加載方式，選用簡(jiǎn)支邊界條件。除試件L-1每級(jí)為5 kN外，其余均采用每級(jí)10 kN，每級(jí)荷載保持5 min。為了保證試驗(yàn)采集的數(shù)據(jù)的可靠性，在選擇試驗(yàn)儀器時(shí)，選用儀器的使用量程在儀器標(biāo)準(zhǔn)量程的1/3到3/5之間；在采集數(shù)據(jù)時(shí)，每級(jí)荷載記錄3次，分別在保持荷載時(shí)的初始、中間、末尾。

由圖4可知，為測(cè)得鋼-竹組合箱形梁試件在集中荷載P作用下的剪切應(yīng)變，在試件的跨中位置沿截面高度均勻布置5個(gè)應(yīng)變片，在靠近支座方向的彎剪區(qū)腹部處表面布置3枚應(yīng)變花，應(yīng)變片與應(yīng)變花均粘貼在鋼板上，因此需要在鋼-竹組合箱形梁組裝前完成，并預(yù)留導(dǎo)線。試驗(yàn)中設(shè)置溫度補(bǔ)償片和應(yīng)變箱連接地線，防止構(gòu)件由于外界溫度變化產(chǎn)生內(nèi)力對(duì)試驗(yàn)采集數(shù)據(jù)產(chǎn)生影響，也防止由于靜電影響采集數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。

3 模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

3.1 破壞特征對(duì)比

鋼-竹組合箱形梁在靜力荷載作用下，因竹膠板厚度、截面高度、剪跨比等因素影響下，破壞特征存在一些差異，但是根據(jù)破壞的位置可以歸為以下幾類：1）上翼緣脫膠破壞；2）下翼緣膠層破壞且冷彎薄壁型鋼屈服，竹膠板產(chǎn)生裂紋；3）支座處竹膠板局部擠壓破壞。有限元模擬結(jié)果中的破壞特征和試件加載試驗(yàn)結(jié)果中的破壞特征對(duì)比，結(jié)果如圖5所示。由圖5可得，除竹膠板裂縫沒有體現(xiàn)外，兩者破壞特征的表現(xiàn)形式相似，位置接近。

用有限元軟件模擬試件破壞過程發(fā)現(xiàn)：膠層損傷的起始點(diǎn)通常在下翼緣支座處與上翼緣加載點(diǎn)處，這4個(gè)位置因局部擠壓導(dǎo)致界面相對(duì)位移增大，相對(duì)位移率先達(dá)到膠層損傷臨界值，膠層剛度開始退化。同時(shí)，隨著荷載增加，越來越多的內(nèi)聚力單元到達(dá)損傷臨界值，主要趨勢(shì)為：由4個(gè)接觸點(diǎn)沿組合梁長(zhǎng)度方向往兩端發(fā)展直至梁端如圖5（a）所示。當(dāng)?shù)郊虞d后期，膠層剛度退化為零，膠層完全失效，在梁端兩側(cè)呈現(xiàn)出脫膠破壞如圖5（b）和圖5（c）所示。這也與試件在加載時(shí)表現(xiàn)出的破壞過程保持一致。

3.2 荷載-跨中位移曲線對(duì)比

有限元模擬與試驗(yàn)得出的荷載-位移曲線對(duì)比如圖6所示。由對(duì)比結(jié)果可得，除試件L-6外，兩者荷載-位移曲線吻合效果好，誤差小。有限元模擬結(jié)果曲線光滑且有明顯的彈塑性階段，當(dāng)組合梁進(jìn)入彈塑性階段時(shí)，其跨中撓度增長(zhǎng)速率隨荷載的增大呈非線性增長(zhǎng)。在彈性階段，有限元模擬結(jié)果略大于試驗(yàn)結(jié)果；在彈塑性階段，由于模擬結(jié)果中彈塑性階段明顯，且撓度隨荷載的增長(zhǎng)速率大于試驗(yàn)結(jié)果，故在彈塑性階段試驗(yàn)結(jié)果大于有限元模擬結(jié)果。

誤差的產(chǎn)生歸結(jié)于以下2點(diǎn)原因：1）有限元模擬是理想化情況，沒有外來因素的干擾，有限元模擬結(jié)果是嚴(yán)格遵循各種參數(shù)指標(biāo)得到的理想化結(jié)果，而試驗(yàn)容易受外界因素的干擾，例如：材料本身可能存在微小缺陷、制作試件時(shí)存在施工誤差、加載時(shí)可能存在試件擺放誤差等。2）竹膠板本構(gòu)模型是經(jīng)過簡(jiǎn)化手段處理的，跟實(shí)際的竹膠板本構(gòu)模型存在微小誤差。從圖6（e）可以看到，試件L-6有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在起始加載階段存在誤差，是由于制作試件時(shí)膠層涂抹不均勻，膠層存在空隙或者氣泡。

為了進(jìn)一步比較有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，參考《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》（GB 50005—2017）規(guī)定，選擇對(duì)比兩者的正常使用極限狀態(tài)荷載值和承載能力極限狀態(tài)荷載值，見表5。由表5可知，正常使用極限狀態(tài)下，荷載值均是模擬結(jié)果大于試驗(yàn)結(jié)果，且誤差較小。結(jié)合荷載-位移曲線對(duì)比分析結(jié)果可知，組合梁的正常使用極限狀態(tài)處于彈性階段。這一點(diǎn)與組合梁的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析保持一致。

3.3 彎剪區(qū)截面應(yīng)力對(duì)比

圖7為試件L-5與試件L-6的彎剪段腹板處鋼材的主應(yīng)變（ε）隨剪力（V）變化對(duì)比。由圖7可知，組合梁受剪時(shí)最大主應(yīng)變與最小主應(yīng)變的變化趨勢(shì)基本一致。上、下應(yīng)變沿中性軸對(duì)稱分布，但是主拉、壓應(yīng)變并不對(duì)稱，主壓應(yīng)變段兩者數(shù)值基本相同，但是主拉應(yīng)變段兩者數(shù)值相差明顯，由此可見，隨著剪跨比的增大，彎剪段受拉區(qū)受彎矩影響增加，表現(xiàn)為其主拉應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率加快。

根據(jù)Mises屈服準(zhǔn)則，得到試件L-5和試件L-6彎剪段受拉區(qū)應(yīng)變花位置的等效應(yīng)力，并從有限元軟件中導(dǎo)出該點(diǎn)在Mises屈服準(zhǔn)則下的等效應(yīng)力，等效應(yīng)力（σmises）與荷載（P）之間的關(guān)系如圖8所示。從圖8中不難看出，試件L-5的等效應(yīng)力增長(zhǎng)速率明顯大于試件L-6。試件L-5與試件L-6分別在荷載值為170 kN和195 kN左右時(shí)，鋼材進(jìn)入屈服階段，相比之下，試件L-5進(jìn)入屈服階段的荷載值小了大約13%。此外，通過有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)兩者曲線吻合程度高，進(jìn)一步驗(yàn)證了該有限元模型的可靠性。

3.4 跨中截面應(yīng)變對(duì)比

圖9為試件L-6跨中截面應(yīng)變隨截面高度的變化。由圖9可知，隨著荷載增加，組合梁跨中截面應(yīng)變沿截面高度基本呈線性，基本符合平截面假定。同時(shí)結(jié)合圖10組合梁跨中中性軸處的應(yīng)變值隨荷載的變化進(jìn)行分析。由圖10可知，荷載在170 kN左右時(shí)，跨中截面中性軸處的應(yīng)變值開始呈現(xiàn)正向增加的趨勢(shì)，即組合梁進(jìn)入彈塑性階段，截面中部開始受拉力作用，中性軸上移。此外，圖10中應(yīng)變值開始呈現(xiàn)正向增加時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載值與表5中正常使用極限狀態(tài)荷載值基本一致。

4 參數(shù)分析

上述通過對(duì)比分析模擬與試驗(yàn)結(jié)果的破壞特征和荷載-位移曲線，驗(yàn)證了有限元模型的可靠性。根據(jù)材料力學(xué)中剪力流理論，鋼-竹組合箱形梁最大剪應(yīng)力在中性軸，翼緣處剪應(yīng)力趨于零，故組合梁腹板在受剪試驗(yàn)中的貢獻(xiàn)遠(yuǎn)大于翼緣。因此，參數(shù)分析的變量選擇剪跨比和腹板部分，即腹板竹膠板厚度和高度以及冷彎薄壁型鋼厚度。

4.1 腹板竹膠板分析

試件L-3與L-1的試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明，試件L-3在試件L-1的基礎(chǔ)上，增加了8 mm的腹板竹膠板厚度，其抗剪承載力提升約30%。試驗(yàn)需要考慮人力、經(jīng)濟(jì)和時(shí)間等成本問題，無(wú)法對(duì)單一變量進(jìn)行多次試驗(yàn)，通過有限元數(shù)值模擬可以解決這個(gè)問題。為了研究鋼-竹組合箱形梁的抗剪承載力與腹板竹膠板厚度關(guān)系，在有限元軟件中針對(duì)腹板竹膠板厚度這單一變量進(jìn)行多次模擬，在試件L-1的截面參數(shù)基礎(chǔ)上，保持其余參數(shù)不變，改變腹板竹膠板的厚度，分別取12、16、17、18、19、20、21、22、23、24、28 mm。結(jié)果如圖11所示。由圖11可知，腹板竹膠板厚度為16～24 mm時(shí)，隨著竹膠板厚度增加，組合梁抗剪承載力幾乎呈線性增長(zhǎng)；當(dāng)竹膠板厚度小于16 mm或者大于24 mm時(shí)，組合梁抗剪承載力增長(zhǎng)幅度較小?？梢允褂谩澳就靶?yīng)”來解釋這種情況，竹膠板厚度超過臨界值之后，腹板強(qiáng)度溢出，竹膠板厚度已不是組合梁抗剪承載力的決定性因素。

當(dāng)竹膠板厚度過小時(shí)，以厚度12 mm為例，將其荷載-位移曲線與試件L-1（20 mm）對(duì)比，如圖12所示。不難發(fā)現(xiàn)腹板竹膠板厚度為12 mm的組合梁，彈塑性階段不明顯，延性較差，沒有發(fā)揮冷彎薄壁型鋼的優(yōu)勢(shì)，主要原因是腹板竹膠板高厚比過大，截面中性軸處過于薄弱。同時(shí)考慮在實(shí)際工程中的經(jīng)濟(jì)性，因此本研究提出鋼-竹組合箱形梁的腹板竹膠板的高厚比控制在7～11為宜。

鋼-竹組合箱形梁的腹板高度也是影響抗剪承載力的重要因素之一，組合梁的抗剪承載力絕大部分都是由組合梁的腹板和冷彎薄壁型鋼所提供，因此腹板高度也是一個(gè)關(guān)鍵參數(shù)變量。但是，根據(jù)文獻(xiàn)[23]中鋼-竹組合箱形梁的抗剪承載力計(jì)算公式，將試件L-1的腹板高度部分增加8 mm，并計(jì)算其抗剪承載力，發(fā)現(xiàn)組合梁抗剪承載力提升僅為5%左右。同時(shí)，運(yùn)用有限元模擬的方式計(jì)算分析，發(fā)現(xiàn)組合梁抗剪承載力提升不足10%。相比之下，提高腹板竹膠板厚度顯得更為有效。

4.2 冷彎薄壁型鋼厚度分析

冷彎薄壁型鋼作為鋼-竹組合箱形梁的重要組成部分，也是影響組合梁抗剪承載力的主要變量之一。由試驗(yàn)結(jié)果可知，減小冷彎薄壁型鋼翼緣寬度，組合梁的抗剪承載力隨之增大。但是，冷彎薄壁型鋼厚度也是重要參數(shù)變量，試驗(yàn)方案中沒有考慮型鋼厚度，因此筆者使用有限元模擬的方式來研究型鋼厚度對(duì)組合梁抗剪承載力的影響。選擇試件L-1作為空白對(duì)照組，保持其余截面參數(shù)不變，改變冷彎薄壁型鋼厚度分別取1.50、1.75、2.00、2.50 mm。結(jié)果如圖13所示。由圖13可知，冷彎薄壁型鋼厚度由1.5 mm增加到2.5 mm，組合梁抗剪承載力提升約20%，其延性也有所提升。因此，冷彎薄壁型鋼厚度的增加可以提高鋼-竹組合箱形梁的抗剪承載力和延性。

觀察破壞特征發(fā)現(xiàn)（圖14），冷彎薄壁型鋼厚度為1.75 mm的鋼-竹組合箱形梁膠層失效程度遠(yuǎn)大于冷彎薄壁型鋼厚度為2.50 mm的鋼-竹組合箱形梁。因此，冷彎薄壁型鋼厚度越大，組合梁翼緣竹膠板和冷彎薄壁型鋼翼緣之間的膠層完整程度越好，故不難看出冷彎薄壁型鋼厚度增加能有效減少膠層失效。冷彎薄壁型鋼屈服時(shí)，翼緣部分向上翹起，會(huì)產(chǎn)生掀起力，從而加速翼緣處膠層失效。加載過程中，冷彎薄壁型鋼厚度過小，型鋼會(huì)過早屈服，膠層提早破壞；厚度過大，型鋼不會(huì)屈服，鋼材強(qiáng)度溢出。同時(shí)，冷彎薄壁型鋼厚度增加，構(gòu)件的重量隨之增加，增加了制作時(shí)的工作量。因此，要適當(dāng)選取冷彎薄壁型鋼厚度，使其充分發(fā)揮材料本身的特性。

4.3 剪跨比分析

剪跨比的變化實(shí)質(zhì)上反映了組合梁彎剪應(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，同時(shí)其承載力也發(fā)生相應(yīng)的變化。由試驗(yàn)結(jié)果可知，試件L-6與試件L-5相比，其抗剪承載力提升約30%，可見其抗剪承載力與剪跨比呈負(fù)相關(guān)。為了進(jìn)一步研究組合梁抗剪承載力與剪跨比的關(guān)系，通過有限元模擬的方式，將剪跨比變量由0.75、1.00擴(kuò)展到0.75、1.00、1.25、1.50、1.75、2.00、2.25、2.50、2.75，但是由于試件的梁長(zhǎng)只有1 220 mm，剪跨比可取值范圍偏小，因此在模擬時(shí)將梁長(zhǎng)增加到2 400 mm，并保持其他參數(shù)不變，具體截面尺寸見試件L-6。圖15為組合梁破壞荷載與剪跨比的關(guān)系。由圖15知，荷載與剪跨比的關(guān)系大致可以分為3個(gè)階段，剪跨比小于1時(shí)，荷載隨剪跨比的變化幅度最為明顯；當(dāng)剪跨比處于1～2.25時(shí)，荷載變化幅度比較均勻；當(dāng)剪跨比大于2.25時(shí)，荷載隨剪跨比的增加，變化速率有所減緩，逐漸趨于穩(wěn)定。

為研究組合梁剪應(yīng)力與荷載之間的關(guān)系，輸出集中力作用點(diǎn)處的截面的最大剪應(yīng)力，圖16是不同剪跨比情況下的剪應(yīng)力-荷載曲線，選取的剪跨比處于1～2，該范圍內(nèi)破壞荷載隨剪跨比的變化較為均勻，另外，剪跨比較大時(shí)，彎剪區(qū)受彎矩影響較大；剪跨比較小時(shí)，實(shí)際工程中出現(xiàn)概率較低。由圖中可以看出，3組曲線的變化趨勢(shì)大致相同，當(dāng)荷載值接近破壞荷載時(shí)，剪應(yīng)力增長(zhǎng)速率明顯加快；當(dāng)荷載值相同時(shí)，剪跨比越大，剪應(yīng)力越大。

4.4 有限元建模方式對(duì)比

鋼-竹組合箱形梁的靜力加載試驗(yàn)結(jié)果表明，組合梁在破壞時(shí)腹板部分完整性較好，且膠層失效范圍小，腹板鋼-竹部分變形基本一致，因此腹板部分鋼-竹界面的滑移可忽略不計(jì)，考慮將腹板鋼-竹部分整體建模。2種建模方式荷載-位移曲線如圖17所示。以試件L-1為例，在彈性階段，曲線吻合程度較高，彈塑性階段整體建模方式結(jié)果大于設(shè)置膠層建模方式，但是誤差在可接受范圍。因其模型簡(jiǎn)單，結(jié)果易收斂等優(yōu)勢(shì)，可為后續(xù)鋼-竹組合結(jié)構(gòu)的有限元研究提供思路。

5 結(jié)論

研究了鋼-竹組合箱形截面梁的抗剪性能，結(jié)合鋼-竹組合箱形梁受剪試驗(yàn)，進(jìn)行了有限元模擬分析，以期能進(jìn)一步促進(jìn)鋼-組合結(jié)構(gòu)在實(shí)際工程中的應(yīng)用。本研究可以得出以下結(jié)論。

1）建立的鋼-竹組合箱形梁有限元模型有效地模擬了組合梁的加載過程，驗(yàn)證了雙線性內(nèi)聚力模型模擬膠層單元的有效性。有限元模擬與加載試驗(yàn)得出的荷載-位移曲線吻合程度高、破壞特征相仿，證明了鋼-竹組合箱形梁有限元模型的可靠性。

2）腹板竹膠板的尺寸會(huì)很大程度上影響鋼-竹組合箱形梁的抗剪承載力，其中腹板厚度對(duì)組合梁抗剪承載力的影響要大于腹板高度。但是當(dāng)腹板厚度超過臨界值時(shí)，組合梁抗剪承載力增長(zhǎng)速率減緩。因此，提出建議腹板高厚比取值范圍在7～11左右，可以兼顧梁的承載力與經(jīng)濟(jì)性。

3）冷彎薄壁型鋼的厚度會(huì)影響鋼-竹組合箱形梁的抗剪承載力和延性。但是，當(dāng)型鋼厚度取值不當(dāng)時(shí)，會(huì)導(dǎo)致膠層過早破壞或者鋼材強(qiáng)度溢出，故需要結(jié)合鋼-竹組合箱形梁的強(qiáng)度，選取合適的厚度。

4）剪跨比的變化反映了組合梁彎剪應(yīng)力共同作用下的相互關(guān)系。在一定范圍內(nèi)，組合梁的抗剪承載力與剪跨比成反比，按照抗剪承載力隨剪跨比的變化幅度來分，大致可以歸為3類。此外，組合梁剪跨比越大，集中力作用點(diǎn)處的截面的最大剪應(yīng)力增長(zhǎng)速率越大。

5）驗(yàn)證了腹板部分整體建模的可行性，相比設(shè)置膠層的建模方式，具有建模簡(jiǎn)單、計(jì)算時(shí)間短等優(yōu)勢(shì)。

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