腹板开洞竹木工字梁受力性能的试验研究

摘 要：以洞口尺寸、形状和净距为参数，对28根开孔梁和2根实腹梁的力学性能进行了试验研究与对比分析，研究其破坏形态及破坏机理等，并与未开孔梁的试验结果进行对比.提出了基于费氏空腹桁架理论的开孔梁承载力计算公式.结果表明，开孔梁内的应力分布、挠度变化不再完全符合传统弯曲理论.随着径腹比的加大，开孔梁的承载力和刚度呈显著下降趋势.方孔梁的承载力略大于外接圆孔，以外接圆孔代替方孔梁的承载力偏于安全.对于径腹比为0.5的多洞口梁而言，当方洞和圆洞净距分别大于2倍和2.5倍孔长时，可忽略洞口间的相互影响.通过对比分析，理论结果与实验结果的误差平均值为15%左右，从而验证了修正后的空腹桁架理论计算公式的准确性和可靠性.

关键词：竹集成材；腹板开孔；工字梁；受力性能；破坏机理；费氏空腹桁架理论

中图分类号：TU366.1 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2015）11-0111-08

竹集成材[1-2]是将速生毛竹加工成定宽、定厚的竹条，干燥至含水率低于12%，经蒸煮、炭化等工序，再通过胶黏剂将竹片同方向胶合成任意长度、任意截面的型材，具有比木材更加卓越的物理力学性能，极大改善了原竹材吸水膨胀系数大、易干裂和易形变的缺点[3-4].文献[5-8]对矩形截面的竹集成材梁受力性能进行了系统深入的研究，但未对开洞竹梁展开研究.OSB板（又称欧松板、定向刨花板）通常以间伐材、小径材为原料，沿顺纹向刨切成一定规格的木片刨花，在高温高压下定向排列压制而成，被广泛用作覆面板和木工字梁的腹板，相比木胶合板和华夫板而言，OSB板具有更高的性价比.竹木工字梁[9]是以胶黏剂、钉子等剪力连接件将OSB腹板和竹集成材翼缘连接为一个整体而共同工作的受力构件，充分发挥了欧松板和竹集成材各自的优点，具有显著的经济效益和生态效益.

为改变以往在梁底布设管道支架安放水管、通风管及电线等设施，需在梁腹板开凿孔洞，从而获得更大的房屋净高和降低造价.孔洞削弱了梁的有效截面并改变了应力在腹板中的传递路径[10]，使得梁的承载力和刚度较实腹梁有所降低，腹板内的应力分布、挠度变化亦不再完全符合传统弯曲理论.目前，国内外关于竹木开孔工字梁的试验研究还未广泛开展，GB50005-2003《木结构设计规范》和GB/T28985-2012《建筑结构用木工字梁》中尚无开孔梁的相关条文，这也是当前竹木工字梁推广应用中亟待解决的难题.

腹板开洞会对开孔梁的抗剪强度、抗剪稳定性和变形性能等带来不利的影响.Zhu等[11]认为孔洞削弱了腹板截面的连续性，开孔区段成为木工字梁新的薄弱部位，裂缝首先从孔洞四周开展，当裂缝到达翼缘后，翼缘发生断裂，梁随即丧失承载力，破坏具有很大的突然性.开洞木梁的初始开裂荷载与洞口大小和位置比较敏感.蔡健[12]和黄泰S[13]等对腹板开圆孔和腹板开矩形孔的钢筋混凝土梁进行了试验研究，研究表明孔径是影响开孔梁受力性能的主要因素.随着孔径的增大，开孔梁挠度加大但增幅较小，试件的抗剪承载力随孔径加大呈直线下降趋势，当孔径大于0.4倍梁高后下降的幅度尤为显著.Morrissey等[14]通过有限元软件定量分析了洞口面积和位置对梁整体刚度的影响及洞口边缘处的应力分布情况.对开洞率及开洞位置相同的梁而言，开设方洞的梁极限荷载略比开圆洞的梁低10%，这主要是因为方洞口角部产生了应力集中，降低了梁腹板的整体受力性能.

本文对28根腹板开孔的竹木工字梁在单调荷载作用下的破坏特征、挠曲性能、承载能力等进行试验研究，分析这种新型开孔梁的力学特性，并基于费氏空腹桁架理论推导出开孔梁的承载力计算公式，以期为该开孔梁的实际应用奠定基础.

1 试件概况

1.1 材料性能

腹板材料为9.5 mm厚的加拿大Tolko牌OSB板，依据LY/T 1580-2010《定向刨花板》测得其抗拉极限强度（斜纹）、抗压极限强度（斜纹）、抗剪强度和弹性模量平均值分别为9.4 MPa，14.2 MPa，8.1 MPa和3 560 MPa，含水率为4.7%，密度为610 kg/m3.翼缘为原产于湖南省益阳市的4～6年生，且胸径为90～110 mm的毛竹为原料，并委托东莞桃花江竹业公司加工成截面尺寸为25 mm×35 mm和30 mm×35 mm的竹集成材，并严格控制含水率不大于12%.依据GB/T 26899-2011《结构用集成材》实测得静曲强度为61.2 MPa，弹性模量为10.2 GPa，密度为880 kg/m3，含水率为10.3%.加工试件所用胶为盐城壹加壹电子材料有限公司生产的环氧树脂系列木材胶粘剂，型号为YY5016，其钢钢剪切强度为22 MPa，初步固化时间为3～5 h，完全固化时间为24～48 h，固化时间取决于粘胶温度.

1.2 试件设计

首先将OSB板和竹集成材翼缘胶结成整体，涂胶量为500 g/m2，再以2.8 mm×40 mm钉子分别从翼缘两侧钉入，钉尖进入另一侧翼缘，钉间距为100 mm.梁高为240 mm和300 mm的试件支座处和跨中处设置25 mm×35 mm×150 mm和25 mm×35 mm×210 mm的加劲肋，加劲肋一端紧靠承受集中力一侧翼缘，另一端与翼缘预留5 mm的缝隙，加劲肋与腹板间通过3枚60 mm长钉子连接.试验时的温度约为20～27 ℃，相对湿度为45%～55%.试验设计了28根腹板左侧开圆孔或方孔的竹木工字梁试件和2根腹板未开洞梁，根据孔洞形状、孔洞尺寸和孔间净距划分为5组，如图1所示.其中，图1（a）为对比试件24I1和30I1，图1（b），（c），（d）和（e）分别为24CI1～24CI4和30CI1～30CI4，24SI1～24SI4和30SI1～30SI6，30CI5～30CI9，24SI5～24SI9.

图1（b）和图1（c）主要考察试件左侧开洞形状和开洞尺寸对竹木工字梁受力性能的影响.而图1（d）和（e）则是考察开圆孔间净距和方孔净距的影响.试件全长L=2 440 mm，支座间实际跨度为2 000 mm，具体参数见表1.

1.3 加载方案和测点布置

试件均为简支，一端固定铰支座，另一端为滚动支座.采用跨中单点单调加载模式，竖向荷载由杭州邦威电液伺服加载系统的作动器提供，在作动器与试件间放置一块刚度足够大的钢垫板，从而避免试件上翼缘局部承压破坏.试验加载程序参照《木结构试验方法标准》GB/T 50329-2012.试验中主要量测的内容包括，支座沉降值、跨中挠度值、洞口周边的应变值、试件极限荷载值，所测数据均由TDS-530静态数据系统自动采集，采样频率为10 Hz.加载全程为位移控制，试件跨中挠度不大于8 mm时的加载速度为2.0 mm/min，之后降至1.0 mm/min，持续加载至试件破坏，持荷时间为8～15 min.为消除系统误差和检验测试仪器是否工作正常，在正式加载前需对试件进行预加载.

为详细记录试验全程试件的竖向变形情况和应变分布规律，在两端支座顶及梁跨中共布置3个激光位移计，并在孔洞边缘按照逆时针等距粘贴应变片，编号依次标记为1#～8#.

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态与机理分析

对比试件24I1和30I1的腹板未开设孔洞，在加载初期时，试件表现出良好的组合作用.随着荷载的增加，试件开始发生扭转并渐趋明显，当竖向荷载达到0.7P.u（P.u为极限荷载值）时，翼缘内的OSB板发生层裂，并伴随着巨大的劈裂声响.随着荷载的增加，OSB板裂缝不断加宽并逐渐发展成通长裂缝，部分钉子被拔出或剪断.试件破坏时有明显的竖向变形，试件达到极限强度后迅速丧失承载力.从破坏形态上看，对比试件的破坏始于梁整体扭转和翼缘内的OSB层裂，破坏时腹板和竹集成材翼缘无明显可见破坏.

腹板开孔梁试件在试验过程中，从受力情形来看具有类似的特征.以方洞梁为例，加载初期，洞口均为正方形洞口，随着试件承受的竖向荷载逐渐增加，方洞口将变成平行四边形，右上角和左下角通常为钝角，而右下角和左上角表现为锐角.其中，钝角所在的角部区域的欧松板承受压应力，此处的应变片发生了严重的褶皱现象，压应变读数平均为7 000 με.而另一个对角线处的欧松板表面黏贴的应变片甚至被拉断，这与此处承受拉应力相符，应变片拉应变达7 000～8 000 με.对于腹板开设圆形洞口的组合梁而言，破坏后圆洞将变成椭圆形洞口.因此，尽管所有的开洞腹板表现出相似的变形特征，但主要的可视破坏形态分为3类，即腹板/翼缘处连接破坏、洞口周边撕裂/褶皱破坏及腹板屈服.腹板无孔洞的参考梁的破坏形态主要表现为侧向扭转破坏、翼缘内的欧松板层裂.

2.1.1 翼缘内的OSB层裂

当洞口高度d不大于25%腹板高度h时，开孔梁的破坏形态与无孔梁24I1和30I1无明显差别.梁试件24CI1，24SI1，30CI1和30SI1洞口角隅区域的应变片始终保持在线弹性阶段，应变片无褶皱或拉断的可见破坏，孔洞对试件截面的削弱可忽略不计.

2.1.2 洞口周边撕裂/褶皱破坏

当洞口尺寸25%

2.1.3 腹板/翼缘处连接破坏

当洞口直径/高度等于100%腹板高度时，翼缘将承担竖向荷载产生的弯矩和剪力.孔洞右上角和左下角处区域的欧松板破坏时将产生较大的拉应力.当竖向荷载P在孔洞处产生的剪力超过翼缘和腹板间的抗剪承载力时，试件角点区域的欧松板产生的拉应力逐渐增大，部分欧松板不断嵌入翼缘内随后并从翼缘另一侧突出.由于翼缘和腹板间胶黏剂的作用为面连接，二者无法完全分离，使得腹板区域的部分欧松板被拉裂，应变片断裂.与之相反的是，另一对角线的右上角和左下角处产生的压应力不断增大，导致此处的欧松板及其表面的应变片发生严重的褶皱现象.试件最终破坏时，翼缘未发生木工字梁试验常见的断裂现象[11]，如图2（d）所示.

2.2 荷载位移曲线

28根腹板开单个孔洞的工字梁和2根实腹梁的荷载跨中挠度曲线如图3所示.从荷载跨中挠度曲线可看出，工字梁的受力过程大致可分为3个阶段.

①弹性阶段.试件从开始加载到跨中挠度达到L/250～L/140（8～14 mm）阶段为弹性阶段.在此阶段，构件各截面始终处于线弹性阶段，表现出良好的整体工作性能.试验梁在弹性阶段荷载挠度曲线的斜率是不相同的，斜率随孔洞尺寸的增大而减小，方洞梁的弹性抗弯刚度略小于圆洞梁.

②弹塑性阶段.从弹性阶段到试件达到极限承载力的阶段为弹塑性工作阶段.在此阶段，开孔梁洞口区域的腹板角隅部分形成塑性铰，进入塑性的同时即发生内力重分布，而竹集成材翼缘仍处于弹性阶段，跨中挠度发展明显加快，并呈现出显著的非线性特征.当开孔高度d与腹板高度h的比值不大于1/4时，工字梁无弹塑性阶段.开孔高度越大，塑性发展越充分.

③下降段.从极限承载力到试件最终丧失承载力阶段为下降段.在此阶段，洞口角隅对角线区域产生显著的裂缝，裂缝宽度发展迅速，而另一对角线区域的角隅的OSB发生了较严重的褶皱现象.在此阶段，由于d/h的不同，试验梁可分为2种情况.当d/h≤1/4时，工字梁的承载力达到极限承载力后翼缘内的OSB发生严重层裂并发生侧向扭转，试件的承载力急剧下降，孔洞对梁力学性能的影响可忽略不计.当d/h>1/4时，随着孔洞尺寸的不断增大，孔洞尺寸和孔洞形状将对梁整体受力性能和竖向变形产生显著影响.开孔梁的承载力达到最大值后腹板屈服后，洞口处的弯矩和剪力由翼缘承担，表现出空腹桁架破坏特征，故组合梁的承载力下降比较缓慢.孔洞削弱了组合梁的有效抗弯刚度，但试件破坏时的延性反而有所提高，卸载后的试件跨中挠度变形可恢复.

[4] MAHDAVI M， CLOUSTON P L， ARWADE S R. A low-technology approach toward fabrication of laminated bamboo lumber[J]. Construction and Building Materials，2012，43（29）：257-262.

[5] XIAO Yan， ZHOU Quan， SHAN Bo. Design and construction of modern bamboo bridges [J]. Journal of Bridge Engineering， 2010， 15（5）：533-541.

[6] 单波，周泉，肖岩.现代竹结构技术在人行天桥中的研究与应用[J].湖南大学学报：自然科学版，2009，36（10）：29-34.

SHAN Bo ，ZHOU Quan， XIAO Yan. Research and application of modern bamboo structure pedestrian bridge[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences，2009，36（10）：29-34.（In Chinese）

[7] 李海涛，苏靖文，张齐生，等.侧压竹材集成材简支梁力学性能试验研究[J].建筑结构学报，2015，36（3）：121-126.

LI Hai-tao， SU Jing-wen， ZHANG Qi-sheng， et al. Experimental study on mechanical performance of side pressure laminated bamboo beam[J]. Journal of Building Structures，2015，36（3）：121-126.（In Chinese）

[8] 魏洋，骆雪妮，周梦倩.纤维增强竹梁抗弯力学性能研究[J].南京林业大学学报：自然科学版，2014，38（2）：11-15.

WEI Yang， LUO Xue-ni， ZHOU Meng-qian. Study on flexural mechanical performance on bamboo beams reinforced with FRP[J]. Journal of Nanjing Forestry University ：Natural Sciences， 2014， 38（2）：11-15.（In Chinese）

[9] 陈国，张齐生，黄东升，等.胶合竹木工字梁受弯性能的试验研究[J].湖南大学学报：自然科学版，2015，42（5）：72-79.

CHEN Guo， ZHANG Qi-sheng， HUANG Dong-sheng， et al. Bending tests on OSB webbed bamboo I-joist[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences，2015，42（5）：72-79.（In Chinese）

[10]PIRZADA G B， CHUI Y H， LAI Shou-yong. Predicting strength of wood I-joist with a circular web hole[J]. Journal of Structural Engineering， 2008，134（7）：1229-1234.

[11]ZHU E C，GUAN Z W. Buckling of oriented strand board webbed wood I-joists[J]. Journal of Structural Engineering，2005，131（10）：1629-1636.

[12]蔡健，黄泰S，李静.腹部开有圆孔的钢筋混凝土简支梁的试验研究[J].土木工程学报，2009，42（10）：27-35.

CAI Jian， HUANG Tai-yun， LI Jing. Experimental study on simply supported reinforced concrete beams with circular web openings[J]. China Civil Engineering Journal，2009，42（10）：27-35.（In Chinese）

[13]黄泰S，蔡健.腹部开有矩形孔的钢筋混凝土简支梁的试验研究[J].土木工程学报，2009，42（10）：36-45.

HUANG Tai-yun， CAI Jian. Experimental study on simply supported reinforced concrete beams with rectangular web openings[J]. China Civil Engineering Journal，2009，42（10）：36-45.（In Chinese）

[14]MORRISSEY G C， DINEHART D W， DUNN W G. Wood I-joists with excessive web openings： An experimental and analytical investigation[J]. Journal of Structural Engineering， 2005，135（6）：655-665.

[15]邵旭东，刘俊珂.计入加劲肋的圆孔蜂窝组合梁强度简化计算[J].湖南大学学报：自然科学版，2009，36（9）：7-11.

SHAO Xu-dong， LIU Jun-ke. Reduced computation of the strength of circular hole castellated composite beams with stiffened webs[J]. Journal of Hunan University： Natural Sciences，2009，36（9）：7-11.（In Chinese）