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1 第 38 卷第 5 期 2016 年 9 月南京工业大学学报 ( 自然科学版 ) JOURNAL OF NANJING TECH UNIVERSITY ( Natural Science Edition) Vol.38 No.5 Sep doi: / j.issn 摘体外预应力胶合木梁抗弯性能试验研究杨会峰 1, 朱文祥 1, 郝建东 2 1, 徐伟 (1. 南京工业大学土木工程学院, 江苏南京 ; 2. 苏州昆仑绿建木结构科技股份有限公司, 江苏苏州 ) 要 : 为研究体外预应力胶合木梁在静载作用下的受弯性能, 开展了 21 根胶合木梁的试验, 其中包括未增强非预应力增强和体外预应力胶合木梁 ; 通过改变张拉控制应力的大小转向装置撑杆高度胶合木梁截面形式, 研究木梁破坏形态与破坏机制, 对比分析了不同构件的极限承载力与抗弯刚度等结构性能结果表明 : 增强或预应力构件的破坏形式主要表现为受压区屈服破坏 ; 相比未增强胶合木梁, 非预应力增强胶合木梁的受弯极限承载能力和刚度分别提高了 26 5% 和 17 6%, 而预应力增强胶合木梁则分别提高了 28 8% ~ 81 8% 和 44 9%; 此外, 通过改变撑杆高度及优化木梁截面, 也可显著提高木梁的结构性能关键词 : 胶合木梁 ; 体外预应力 ; 极限承载力 ; 刚度中图分类号 : TU366 文章编号 : (2016) Experimental study on the flexural behaviors of external prestressed glulam beams YANG Huifeng 1,ZHU Wenxiang 1,HAO Jiandong 2,XU Wei 1 (1. College of Civil Engineering,Nanjing Tech University,Nanjing ,China; 2. Suzhou Crownhomes Co.Ltd.,Suzhou ,China) Abstract:A total of 21 glued laminated timber ( glulam) beams were tested to determine the flexural behaviors,which includes unreinforced control beams,passive reinforced beams and external prestressed beams.influencing parameters such as control stress for prestressing, height of steel deviator and cross sectional shape of glulam beams were taken into consideration.the failure modes and failure mechanism were discussed,and then the ultimate loads and the flexural stiffnesses of both reinforced and prestressed beams were compared with those of unreinforced control beams. The test results showed that the typical failure mode is the timber yield failure in compressive zone for reinforced and prestressed glulam beams. Compared to the unreinforced control glulam beams, the ultimate loads and flexural stiffnesses of reinforced beams increased by 26 5% and 17 6%, respectively. While the improvement was 28 8% ~ 81 8% and 44 9%,respectively for external prestressed members.in addition,through the optimization of the deviator height and glulam cross section, the flexural behaviors of the glulam beams can also be moderately increased. Key words:glulam beams; external prestressed; ultimate load bearing capacity; stiffness 收稿日期 : 基金项目 : 国家自然科学基金面上项目 ( ) 作者简介 : 杨会峰 (1977 ), 男, 山东禹城人, 副教授, 博士, 主要研究方向为木结构,E mail:yhfbloon@ 163.com. 引用本文 : 杨会峰, 朱文祥, 郝建东, 等. 体外预应力胶合木梁抗弯性能试验研究 [J]. 南京工业大学学报 ( 自然科学版 ),2016,38(5):68-73.

2 第 5 期杨会峰等 : 体外预应力胶合木梁抗弯性能试验研究 69 木材是一种可再生的轻质高强材料, 同时由于其具有节能环保可循环利用等特性, 使得以胶合木为代表的工程木结构在欧美等发达国家被广泛应用于大型公共与居住建筑中, 近年来在我国土木建筑领域也得到越来越多的研究和应用 [1] 随着木结构的不断发展, 大跨木结构建筑需求增多, 除了常见的拱桁架等大跨结构体系外, 很多应用场合都对大跨木梁有很大需求然而, 当木梁跨度超过一定限值后, 将会产生如下问题 :1 木材用量级数增加, 造成材料的很大浪费 ;2 木梁设计是由变形控制而非强度控制鉴于此, 很多学者尝试采取措施来增强木梁, 最具代表性的研究是采用配置在木梁受拉侧的钢筋或纤维增强复合材料 (FRP) 等作为增强材料, 并取得了很好的效果 [2-9] 一般而言, 增强材料的引入将会在提高承载力的同时, 使得木梁破坏由脆性的木材受拉破坏转变为延性的木材受压屈服破坏 ; 然而, 木梁刚度的提高相对不明显, 因此钢筋或 FRP 增强木梁依然存在大变形的问题受预应力混凝土结构的启发, 有学者将预应力技术引入木结构中, 取得显著效果 20 世纪 60 年代,Bohannan [10] 提出使用高强度钢绞线, 通过后张拉法在木梁中施加预应力的思想,Person [11] 提出使用环氧树脂将预先张拉过的钢板粘贴在木梁受拉面来增强胶合木梁, 随后一些研究人员也相继开展 [12-13] 了预应力增强木梁的相关研究,Deluca 等研究了无筋钢筋增强和预应力钢筋增强胶合木梁的受弯性能, 结果发现 : 钢筋增强木梁比普通木梁承载能力提高 48 1%, 刚度提高 25 9%, 延性提高 43 8%, 而预应力钢筋增强胶合木梁的刚度提高了 [14] 37 9%, 延性提高达 79 1% Dolan 等通过先张玻璃纤维增强复合材料 ( GFRP) 增强胶合木梁的试验研究发现, 预应力增强木梁的刚度提高 70%, 极 [15] 限承载力提高 110% Yang 等通过对预应力碳纤维增强复合材料 (CFRP) 筋增强胶合木梁的研究发现, 胶合木梁极限承载力提高可达 131%, 而刚度提高达 42% 本文将通过试验研究, 探讨体外预应力胶合木梁的受力机制, 分析其破坏形态, 研究其极限承载力和刚度等短期结构性能, 为体外预应力胶合木在大跨木结构建筑及桥梁结构中的加工设计与工程应用提供参考 1 试验概况 1 1 材料性能木梁采用花旗松胶合木, 预应力钢筋为钢绞线通过试验获得胶合木物理力学性能, 见表 1, 表 1 中试验数据为平均值 ; 预应力钢筋力学性能由生产单位提供, 其中极限抗拉强度为 MPa, 弹性模量为 195 GPa Table 1 表 1 材料的物理力学性能 Physical and chemical properties of glulam 材料密度 / (g cm -3 ) 含水率 / % 顺纹抗拉强度 / MPa 顺纹抗压强度 / MPa 弹性模量 / MPa 花旗松胶合木试件设计本次试验设计 7 组共 21 根胶合木梁, 变化参数为张拉控制应力水平转向点位置和梁截面形式, 具体试件参数见表 2 图 1 和图 2, 除 P5 组胶合木梁为整体加工成型外 ( 图 2( b)), 其余各组胶合木梁均为装配成型的双拼梁, 双拼梁在梁端和四分点处均设有木垫块并采用螺栓将双拼梁紧固,P5 组试件在梁端亦设置木垫块 ; 转向装置为钢管焊接件, 采用紧固件固定于胶合木梁上各组试件中 :G1 组为未增强木梁,R1 组为非预应力增强木梁,P1 ~ P5 组为体外预应力增强木梁 1 3 试验加载装置与量测方案试验装置如图 3 所示, 采用三分点加载, 且采取了防止侧向失稳的措施 ; 在支座及跨中共设置 3 个位移计, 在梁跨中侧面沿高度均匀设置应变片预应力筋张拉时主要测试预应力钢筋的应变和木梁反拱值试验加载时主要测试构件的挠度值极限荷载跨中截面应变值预应力钢筋应变加载时采用位移控制连续加载方式, 加载速度为 10 mm / min, 所有测量数据均由 DH 3816N 型静态应变测试系统同步采集

3 70 南京工业大学学报 ( 自然科学版 ) 第 38 卷表 2 受弯试件参数设计 Table 2 Parameters of tested beams 试件组号截面尺寸 / (mm mm mm) 试件数量 / 根预应力钢绞线张拉控制应力水平预压力 / kn 转向点距梁顶高度 / mm 图号 G ,2( a) R Φ s ,2(a) P Φ s f ptk ,2(a) P Φ s f ptk ,2(a) P Φ s f ptk ,2(a) P Φ s f ptk ,2(a) P / Φ s f ptk ,2(b) 注 :f ptk 为预应力筋抗拉标准值 Fig.1 图 1 体外预应力胶合木梁构造 Configuration diagram of external prestressed glulam beams 2 试验结果与分析图 2 体外预应力胶合木梁截面形式 Fig.2 Cross section of glulam beams 2 1 破坏模式未增强胶合木梁未增强胶合木梁在试验加载初期, 胶合木梁的挠度缓慢增加, 随着荷载的增加, 梁跨中变形愈趋明显, 最终梁底部的木材纤维突然断裂, 裂缝沿着木梁底部顺纹方向发展, 胶合木梁受拉边发生脆性破坏, 具体破坏形态如图 4(a) 所示非预应力增强胶合木梁非预应力增强胶合木梁在试验加载初期, 木梁图 3 Fig.3 试验装置 Test set up

第 5 期杨会峰等 : 体外预应力胶合木梁抗弯性能试验研究 71 处于弹性阶段, 跨中位移线性增长 ; 随着荷载增加至极限荷载 75% 时, 胶合木梁跨中受拉区附近发出轻微响声 ; 当临近极限荷载时, 木梁频繁发出木材纤维断裂的响声, 梁跨中变形明显 ; 到达极限荷载时, 胶合木梁受拉区底部层板断裂并发出巨响, 构件破坏, 具体破坏形态亦为木梁受拉边脆性的受拉破坏, 如图 4(b) 所示 2

构件继续承载, 刚度有所退化, 受压区木纤维出现多处明显压屈褶皱现象, 构件进入塑性段, 塑性变形渐趋明显, 直至受压区木材压屈褶皱构件破坏, 具体破坏形态如图 4(c) 所示图 4 典型破坏模式 Fig.

组相比非预应力增强胶合木梁试件 R1 组的极限承载力最大提高了 43 8% 2 3 跨中截面荷载应变分布表 3 列出了各组构件跨中截面的极限应变值, 图 6 给出了每组试件中的典型跨中截面荷载应变分布曲线综上可知 : 未增强胶合木结构受弯构件 G1 受拉边缘木材纤维的极限拉应变为 0 002 0, 其破坏形式属于受拉脆性破坏, 构件破坏时受压边缘木材纤维的最大压应变仍未达到屈服压应变 ;

4 第 5 期杨会峰等 : 体外预应力胶合木梁抗弯性能试验研究 71 处于弹性阶段, 跨中位移线性增长 ; 随着荷载增加至极限荷载 75% 时, 胶合木梁跨中受拉区附近发出轻微响声 ; 当临近极限荷载时, 木梁频繁发出木材纤维断裂的响声, 梁跨中变形明显 ; 到达极限荷载时, 胶合木梁受拉区底部层板断裂并发出巨响, 构件破坏, 具体破坏形态亦为木梁受拉边脆性的受拉破坏, 如图 4(b) 所示预应力增强胶合木梁体外预应力增强胶合木梁在加载前会出现张拉阶段留下的反拱 ; 试验加载初期, 木梁处于弹性阶段, 跨中位移随着荷载的增加线性增长, 当荷载进一步增加时, 受压区出现压屈褶皱, 加载至受拉面层层板达到极限拉应变时, 跨中受拉区层板断裂并发出巨响, 随着木材受拉区层板断裂, 构件承载能力突降, 底层受拉层板退出工作, 构件由受拉区钢绞线与木材协同工作继续发挥作用, 构件继续承载, 刚度有所退化, 受压区木纤维出现多处明显压屈褶皱现象, 构件进入塑性段, 塑性变形渐趋明显, 直至受压区木材压屈褶皱构件破坏, 具体破坏形态如图 4(c) 所示图 4 典型破坏模式 Fig.4 Typical failure modes 2 2 荷载位移曲线图 5 为各组试件的荷载跨中位移曲线由图 5 可知 : 相对于未增强胶合木梁 G1 组试件而言, 非预应力增强胶合木梁 R1 组的极限承载能力提高了 26 5%, 而预应力增强胶合木梁试件 P1 ~ P5 组相比未增强胶合木梁试件 G1 组的极限承载力提高了 28 8% ~ 81 8%; 预应力增强胶合木梁试件 P1 ~ P5 组相比非预应力增强胶合木梁试件 R1 组的极限承载力最大提高了 43 8% 2 3 跨中截面荷载应变分布表 3 列出了各组构件跨中截面的极限应变值, 图 6 给出了每组试件中的典型跨中截面荷载应变分布曲线综上可知 : 未增强胶合木结构受弯构件 G1 受拉边缘木材纤维的极限拉应变为 , 其破坏形式属于受拉脆性破坏, 构件破坏时受压边缘木材纤维的最大压应变仍未达到屈服压应变 ; 对于非预应力增强木梁及预应力增强木梁, 钢绞线的参与使其与木材协同工作, 木梁破坏时的最大压应变和最大拉应变均得到显著提高, 前者提高幅度最大为 60 0%, 后者为 28 0% 此外, 预应力筋的存在使得木梁中性轴在加载过程中出现明显变化, 随着荷载的增加, 木梁中性轴出现向受拉边移动的趋势 ( 图 6(c) ~ 6(g)) 2 4 极限承载力由表 3 可知 : 非预应力增强构件 R1 组的极限承载力比未增强构件 G1 组提高了 26 5%, 预应力增强构件 P1 ~ P3 组的极限承载力比未增强构件 G1 组提高了 28 8% ~ 36 8%; 预应力增强构件 P4 和 P5 组的极限承载力比未增强构件 G1 组分别提高了 81 8% 和 29 9%,P4 组比非预应力增强构件 R1 组提高了 43 8% 2 5 抗弯刚度参考木结构试验方法标准 [16], 胶合木梁抗弯刚度计算公式见式 (1) EI = aδp 48ΔW (3L2-4a 2 ) (1) 式中 :EI 为胶合木梁抗弯刚度,a 为加载点与梁端支座间的距离,L 为胶合木梁的跨度,ΔP 为荷载增量, ΔW 为在荷载增量 ΔP 作用下在全跨度内所产生的中点挠度本试验中每组构件的抗弯刚度均值如表 3 所示, 相同截面形式下, 非预应力增强构件 R1 组的抗弯刚度比未增强构件 G1 组提高了 17 6%, 预应力增

5 72 南京工业大学学报 ( 自然科学版 ) 第 38 卷图 5 荷载跨中位移曲线 Fig.5 Load mid span deflection curves 试件组号极限荷载均值 / kn 表 3 Table 3 跨中木材极限压应变 / 10-3 试验结果 Test results 跨中木材极限拉应变 / 10-3 抗弯刚度均值 / (10 11 N mm -2 ) G R P P P P P 强构件比未增强构件的抗弯刚度最大增幅为 31 1%; 预应力增强构件 P5 通过改变截面形式, 抗弯刚度比未增强构件提高了 44 9% 综上所述, 通过优化截面形式与转向装置可显著提高体外预应力木梁抗弯刚度 3 结论经体外预应力增强的胶合木梁, 其极限承载力和抗弯刚度等结构性能得到了显著提高预应力增强构件还具有能够充分利用高强增强材料减小使用过程中木梁变形等优点根据试验结果, 可得到如下结论 : 1) 非预应力增强及预应力增强延缓了胶合木梁的受拉脆性破坏, 而取代以延性的受压屈服破坏形式 ; 2) 充分利用了木材的抗压强度, 相同截面形式下, 预应力增强构件的极限承载力相比未增强构件

6 第 5 期杨会峰等 : 体外预应力胶合木梁抗弯性能试验研究 73 Fig.6 图 6 跨中截面荷载应变曲线 Load strain curves for cross sections at mid span 提高可达 81 8%, 而抗弯刚度提高可达 31 1%; 3) 若将截面形式进行优化, 预应力木梁的抗弯刚度将会得到进一步提高, 最终达到 44 9%; 4) 本文仅对体外预应力木梁的短期结构性能开展了试验研究, 今后尚需对其长期及蠕变性能进行深入研究, 同时也需开展相应的理论分析参考文献 : [ 1 ] 陆伟东, 杨会峰, 刘伟庆, 等. 胶合木结构的发展应用及展望 [J]. 南京工业大学学报 ( 自然科学版 ),2011,33(5):105. [ 2 ] BULLEIT W M,SANDBERG L B,WOODS G J. Steel reinforced glued laminated timber [ J ]. Journal of structure engineering, 1989,115(2):433. [ 3 ] 刘伟庆, 杨会峰. 工程木梁的受弯性能试验研究 [J]. 建筑结构学报,2008,29(1):90. [ 4 ] 杨会峰, 刘伟庆.FRP 增强胶合木梁的受弯性能研究 [J]. 建筑结构学报,2007,28(1):64. [ 5 ] 杨会峰, 刘伟庆.FRP 增强胶合木梁的黏结剪应力分析 [J]. 江苏大学学报 ( 自然科学版 ),2007,28(1):72. [ 6 ] FIORELLI J,ALVES D A.Analysis of the strength and stiffness of timber beams reinforced with carbon fiber and glass fiber [ J]. Materials research,2003,6 (2):193. [ 7 ] KHELIFA M, CELZARD A. Numerical analysis of flexural strengthening of timber beams reinforced with CFRP strips [ J]. Composite structures,2014,111:393. [ 8 ] RAFTERY G M,WHELAN C.Low grade glued laminated timber beams reinforced using improved arrangements of bonded in GFRP rods [ J ]. Construction and building materials, 2014, 52:209. ( 下转第 93 页 )

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Maup re,,,,,, ;,,,,,,,,,, PC 1985 Cognac,, 80, [ 526 ], 420m 160m [ 728 ], PC,,,,,,,,, , [ 3 ] 3008mm, 488mm, 222mm, ( ) 2880mm , 4914, 6

Maup re,,,,,, ;,,,,,,,,,, PC 1985 Cognac,, 80, [ 526 ], 420m 160m [ 728 ], PC,,,,,,,,, , [ 3 ] 3008mm, 488mm, 222mm, ( ) 2880mm , 4914, 6 29 1 Vol129, No11 2008 2 Journal of Building Structures Feb1 2008 : 100026869 (2008) 0120075208, (, 350002) :, 3,,, ;, ; : ; ; ; ; : TU39819 TU31711 : A Experimental studies on concrete filled steel tubular