文章信息
- 王滋, 周贤武, 武国芳, 钟永, 任海青, 赵荣军
- Wang Zi, Zhou Xianwu, Wu Guofang, Zhong Yong, Ren Haiqing, Zhao Rongjun
- 国产落叶松平行弦轻型木桁架静力承载性能
- Load-Carrying Capacity of Larix kaempferi Light Wood Trusses
- 林业科学, 2018, 54(2): 137-144.
- Scientia Silvae Sinicae, 2018, 54(2): 137-144.
- DOI: 10.11707/j.1001-7488.20180216
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文章历史
- 收稿日期:2017-05-18
- 修回日期:2017-10-17
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作者相关文章
2. 中国林业科学研究院林业新技术研究所 北京 100091
2. Research Institute of Forestry New Technology, CAF Beijing 100091
轻型木结构建筑是一种在北美及其他地区较为流行的建筑形式(Madsen,1992;王滋等,2017),以可再生的木材为主要建筑材料,具有节能环保、轻质高强、抗震性较好等优点(Rainer,2010;王滋等,2016;武国芳等,2017)。轻型木桁架是轻型木结构建筑的主要承重构件,其承载性能是轻型木桁架研究的重要内容。目前,国外研究学者对轻型木结构建筑的承载性能(Karacabeyli et al., 1993;Wolfe et al., 1991)、加固措施(Shrestha et al., 2003;Underwood et al., 2000)和系统效应(Mtenga et al., 1995;Cramer et al., 2000)等研究较为充分,相比而言国产规格材制轻型木桁架的相关研究成果较少,许晓梁等(2006)对4榀跨度为6.1 m的豪威式轻型木桁架进行静力加载试验,得到木桁架平均极限承载力为设计荷载的2.375倍;车雨珂(2013)对3榀跨度为4.8 m的芬克式轻型木桁架进行静力承载试验,得出了木桁架的承载能力及试验过程中木桁架的形变过程;况宜(2011)对3榀跨度为4.8 m的芬克式轻型木桁架进行静力承载试验,发现下弦节点区域的齿板板面受力最为复杂,处于拉压复合受力状态;颜铭(2016)研究齿板节点的滑移承载力,认为齿板的面积对滑移量有影响,并获得了滑移承载力计算公式。
鉴于此,本文在国产日本落叶松(Larix kaempferi)与国产齿板节点承载力试验(王丽,2016)的基础上,以2种工况共6榀跨度为4.8 m的平行弦轻型木桁架为试验材料,通过静力承载试验,研究轻型木桁架的极限荷载、受力分布和破坏形式,分析国产齿板与国产落叶松规格材的连接性能,并建立有限元模型进行对比分析,以期为轻型木结构建筑的本土化发展提供科学依据。
1 材料与方法 1.1 试验材料日本落叶松原木采自辽宁省清原县大孤家林场,采伐后送至江苏太仓新华木业公司进行锯解干燥,在苏州昆仑绿建木结构科技股份有限公司加工成截面尺寸为38 mm×89 mm的规格材,根据GB 50005—2003《木结构设计规范》要求,选用Ⅲc等级规格材。经测试,试验用日本落叶松规格材的含水率约为12%,气干密度均值为0.62 g·cm-3,顺纹抗压强度均值为54.87 MPa,顺纹抗拉强度均值为137.57 MPa,弹性模量均值为12.27 GPa。
国产普通齿板市购,采用Q235碳素结构钢制成,齿板厚度约为1 mm,齿长约为10.45 mm,齿宽约为3.45 mm,每平方分米有106~108个齿。
国产应变片市购,选用浙江台州壕科电子生产的胶基应变片,型号分别为BX120-3AA和BX120-50AA,长度分别为3和50 mm,电阻值为(120.1±0.1)Ω,灵敏系数为2.08%±1%。
1.2 试件制备共设计2类平行弦轻型木桁架试件,其中P型轻型木桁架为规格材平放,桁架厚度为89 mm,L型轻型木桁架为规格材立放,桁架厚度为38 mm。2种桁架的高度均为489 mm,跨度均为4 889 mm,其中P型桁架的节间距离为404 mm,L型桁架的节间距离为400 mm。按桁架构造确定各杆件尺寸,如表 1所示,并将规格材锯解成对应尺寸。通过平压机将齿板分段压入桁架各节点, 如图 1所示。平行弦桁架的齿板呈对称分布,各齿板尺寸和位置如图 2所示。位移传感器设置于支座处水平和垂直方向各1个、跨中和四分点处各1个(①—⑥);采用50 mm长应变片设置于上下弦杆跨中位置各1片、两端斜腹杆各1片(⑦—⑩),3 mm长应变片设置于两端节点杆件接缝处的齿板上水平和垂直方向各1片(B11 — B14),测点布置见图 2。
试验加载设备如图 3所示。试验中用到的设备有TDS-530动静态应变采集仪系统1套、台式电脑2台、加载横梁及支架1套、CDP-50位移传感器6个、位移计支架6套、3 mm标距应变片30片和50 mm标距应变片30片。为防止轻型木桁架在试验过程中发生侧扭屈曲,在桁架1/3点处设置侧向支撑1副;为减少侧向支撑和桁架之间的摩擦力,在支撑螺杆端头连接聚四氟乙烯垫片,从而既限制了木桁架的侧向变形,也可基本保证其在纵向的自由变形。试验用侧向支撑为自行设计制作,通过地锚锚固于实验室预留地沟中。
试验采用液压同步加载方式,在轻型木桁架的三分点处同步加载。按恒荷载为0.5 kN·m-2、活荷载为2.0 kN·m-2、间距为600 mm时,1榀跨度为4.8 m轻型木桁架的设计荷载P=9.87 kN,参考轻型木桁架设计规范及ASTM E73—83规定,本试验采用分级加载制度,并在正式加载前进行试加载。
1.4.1 试加载通过试加载可除去各构件间的连接空隙,使杆件间连接紧密,并检查试验设备是否正常工作:数据采集系统是否采集正常;位移传感器及应变片是否工作正常;轻型木桁架受力情况是否正常;固定及支撑系统是否稳固可靠。确保所有情况均正常后开始正式加载试验。试加载以P/4为1级,每隔5 min加载1级,加载至第2级后,每隔5 min卸载1级,卸至空载后保持30 min。
1.4.2 正式加载正式加载以P/6为1级,每级加载的时间间隔为5 min,分6级加载至设计荷载。为保证试验人员和位移传感器安全并减少试验设备损失,在达到设计荷载后除跨中处位移传感器外卸除其他位移传感器,之后继续加载至桁架破坏。当桁架出现以下情况时即认定为破坏:桁架任一杆件或连接节点失去承载能力;桁架挠度急剧增加;任一节点处木材发生劈裂;荷载降至峰值荷载80%。
2 结果与分析 2.1 试验现象2种工况轻型木桁架,虽然极限荷载和破坏方式各有不同,但是加载过程中的试验现象类似。在木桁架试加载过程中,没有明显变形,卸载后有轻微残余变形,变形范围在0.3~0.5 mm之间。正式加载过程中,加载至设计荷载前无肉眼可见变形和破坏,且变形只发生在加载阶段;从设计荷载加载至2倍设计荷载的过程中,木桁架变形逐渐加大,在加载间隔阶段开始出现变形,且随着加载等级增大,间隔期变形量也增大,可以听到木材撕裂声且节点处齿板开始发生错动,端部节点齿板与斜腹杆连接处板齿逐渐拔出,三分点处节点齿板开始错动,板齿发生变形,上下弦杆由节点齿板处开始出现裂纹并逐渐延展;从2倍设计荷载加载至破坏的过程中,木桁架变形更大,可以明显看出木桁架的弯曲,端部节点(最终破坏见图 4b)和三分点处(最终破坏见图 4a)齿板逐渐拔出,伴有明显的木材撕裂声;P型轻型木桁架在2倍设计荷载后变形较大,随着荷载增加荷载-位移曲线开始波动,到达最大荷载时木桁架突然破坏,呈现脆性破坏的形式;L型轻型木桁架抵抗侧向变形的能力较差,在2倍设计荷载后木桁架出现侧向变形,到达最大荷载后木桁架挠度急剧增大,达到破坏标准。
试验以试件破坏时的加载等级为最大加载等级,以最大加载等级时的荷载为极限荷载。由于试验过程中木桁架破坏突然且变形较大,可能导致位移传感器破坏严重并危及试验人员安全,所以试验中在达到设计荷载后卸除各点位移计,仅保留跨中位置位移计以测量木桁架的最大变形量。各桁架的极限荷载和主要节点挠度见表 2。
由表 2可知,2种工况轻型木桁架的极限荷载在20~25 kN之间,是设计荷载的2~3倍,表明轻型木桁架在设计荷载下工作性能良好。P型轻型木桁架的极限荷载平均值为22.45 kN,变异系数为7.9%,L型轻型木桁架的极限荷载平均值为22.94 kN,变异系数为7.1%,L型轻型木桁架的极限荷载略高于P型轻型木桁架,从极限荷载下的跨中变形可以看出L型轻型木桁架变形较小。
2.3 节点挠度2种工况轻型木桁架的荷载-位移曲线见图 5,由于只有跨中位置始终采集位移数据,故图中主要依据跨中节点的荷载-位移数据绘制。
由图 5可知,在设计荷载前荷载-位移曲线基本呈线性增加,在设计荷载后随着荷载增加曲线波动逐渐明显,其中主要为相邻加载等级之间持荷阶段产生的位移,随着荷载增加恒载阶段的变形逐渐变大。由图 5b可知,P型轻型木桁架在荷载达到极限荷载时发生脆性破坏,破坏既会出现在加载阶段,也会出现在恒载阶段;L型轻型木桁架由于侧向刚度较小,稳定性较差,在达到2倍设计荷载后开始出现侧向变形,但其仍具有较好的支撑能力,在使用中应采取措施减小侧向变形。
根据采集数据绘制主要节点荷载-挠度曲线见图 6。由图 6可知,A、B两节点的离散程度较大(图 6a、e),而中间位置F、G、H三节点的离散程度较小(图 6b、c、d),可见平行弦木桁架跨中位置变形较稳定,分析认为在设计荷载范围内,荷载与挠度的关系为线性增加。理论上桁架所受荷载为对称施加,则两侧的变形情况也应对称,而对称分布的A、B两节点(图 6a、e)和F、H两节点(图 6b、d)均表现出不同程度的差异,主要原因为木材是一种非均质的自然材料,在跨度较大情况下,由于裂纹、节疤等自然缺陷的不均匀分布,致使轻型木桁架两侧受力状态不均匀,从而造成最远端A、B两节点(图 6a、e)挠度差异最大,而1/4跨度F、H两节点(图 6b、d)挠度差异较小。
由图 7可知,轻型木桁架各杆件的荷载-应变曲线相似,表现出较稳定的线性关系,设计荷载后由于各杆件规格材的材质差异及加工误差表现出不同的变化趋势,其中相同荷载下腹杆应变(图 7a、d)明显小于上下弦杆(图 7b、c),与受力分析中两侧腹杆受力小于上下弦杆的结论相符。而桁架PC由于规格材的木节较多,在设计荷载后木节处开始产生细微裂纹,使木桁架各杆件内力发生重分布,导致其荷载-应变曲线表现出较大波动性,其中BI杆在达到设计荷载后齿板轻微错动,导致木桁架整体稳定性降低,从而出现BI杆荷载-应变曲线(图 7d)的剧烈波动,桁架PC中上下弦杆AB(图 7b)和CD杆(图 7c)也受到其影响,而AE杆(图 7a)由于距离BI杆较远受其影响较小。
模型为2种工况的平行弦轻型木桁架,以各杆件中线为基准绘制线性模型,P型轻型木桁架模型的跨度为4 848 mm,高度为451 mm,每个节点间距为404 mm;L型轻型木桁架模型的跨度为4 800 mm,高度为400 mm,每个节点间距为400 mm。支座一端为固定铰支座,一端为滑动铰支座,建立模型见图 8。
根据试验材料输入材料性质,木材的弹性模量为12.27 GPa,P型轻型木桁架杆件的横截面尺寸为38 mm×89 mm,L型轻型木桁架杆件的横截面尺寸为89 mm×38 mm,在三分点处各施加4.938 kN集中荷载。
桁架的腹杆为二力杆,需要释放杆件的全部弯矩,为更准确模拟齿板连接节点的受力情况,在斜腹杆的两端添加固定弹簧。由于本试验采用静力加载模式,故模拟中只考虑恒荷载。
2.5.2 模拟结果通过模拟2种轻型木桁架在设计荷载下的工作状况,得出各节点主要挠度,与静力承载试验中各节点在设计荷载下的挠度对比见表 3。通过对比可知,模拟结果与试验结果基本相符,挠度最大值出现在跨中位置,向两端逐渐减小。但总的来看模拟值总体偏小,且对称点的挠度相等,而实际试验中由于节点处加工误差及材料的差异性等,导致总体挠度偏大于模拟值,位于对称位置的节点受力状况也略有差异,所以F、H点和A、B点挠度略有差别符合实际情况。通过对比P型和L型2种构型木桁架可以看出,同种受力情况下L型轻型木桁架的变形较小,与试验结果相符。
轻型木桁架的变形、轴力分布、剪力分布和弯矩分布见图 9。从图中可以看出轴力最大值位于弦杆的跨中位置和两端斜腹杆位置,而弯矩最大值和剪力最大值均位于桁架的三分点处(集中荷载施加点),即桁架的薄弱点为桁架的端部斜腹杆节点和三分点处节点,与试验中桁架主要破坏发生在端部节点和三分点处节点相吻合。
1) 2种工况国产落叶松规格材制木桁架极限荷载在20.39~25.18 kN之间,加载等级在12~15级之间,表现出一定的离散程度。P和L型轻型木桁架的极限荷载平均值分别为22.45 kN和22.94 kN,是设计荷载的2.27和2.32倍,表明2种轻型木桁架在设计荷载下承载性能较好。L型轻型木桁架极限荷载平均值略高于P型轻型木桁架,L型轻型木桁架变形能力较好。
2) P型轻型木桁架的面外刚度较大,试验中为强度破坏。L型轻型木桁架的面外刚度较小,虽然设置了2对侧向支撑,但加载过程中仍会出现侧向失稳现象,因此在实际使用时,如果采用规格材立放方式,应采取可靠支撑方式,防止其面外失稳。
3) 通过有限元模拟软件对轻型木桁架的静力承载性能进行模拟验证,获得受力状况、轴力和剪力等分布状态,分析认为平行弦轻型木桁架的薄弱环节在端部节点和集中荷载施加处,与试验结果一致,本文提出的模型可以有效预测轻型木桁架在实际应用中的受力和变形情况。
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