钢-单板层积材组合工字形梁受弯性能试验

Experimental Study on Flexural Properties of Steel-LVL Composite I-Beams

摘要

将单板层积材（laminated veneer lumber，LVL）和冷弯薄壁型钢通过结构胶复合构成工字形截面的钢-木组合梁，以梁的LVL板厚度、截面高度、薄壁型钢厚及翼缘LVL宽度等尺寸为参数，对9根钢-LVL组合工字形梁进行受弯性能试验，观察试件的破坏形态、挠度发展、应变分布和承载能力，对影响其受弯承载力的因素进行分析，并提出考虑滑移效应的跨中挠度计算公式。研究结果表明，钢-LVL组合梁具有良好的整体工作性能，破坏前变形能力较强，其受弯时最典型的破坏模式为下翼缘LVL被拉断，材料性能得到充分发挥，表现出较好的延性。增大截面高宽比、腹板高厚比，减小翼缘宽厚比可以提高组合梁的抗弯承载能力。LVL和型钢之间的滑移会降低组合梁的刚度，与未考虑滑移的结果相比，考虑界面滑移效应的组合梁跨中挠度理论计算结果更接近梁的真实变形，计算精度提高2.38%。

Abstract

The steel-wood composite beam with I-section is made of laminated veneer lumber （LVL） and cold-formed thin-wall steel by structural adhesive. The flexural properties of nine composite beams are tested with parameters such as LVL plate thickness， section height， thin wall steel thickness and flange LVL width. The failure forms， deflection development， strain distribution and bearing capacity of specimen are observed， the influence factors of flexural property are analyzed， and a formula for calculating mid-span deflection considering the slip effect is proposed. The results show that steel-LVL composite beams have good overall working performance. The composite beam has a high deformation ability before failure， and the most typical failure mode is the lower flange LVL fracture. The material properties are fully utilized， showing good ductility. The flexural bearing capacity of composite beams can be improved by increasing the ratio of section height to width and web height to thickness and reducing the ratio of flange width to thickness. The slip between the LVL and the section steel reduces the stiffness of the composite beam. Compared with the results without taking slip into account， the theoretical calculation results of mid-span deflection of composite beam with interface slip effect are closer to the real deformation， and the calculation accuracy is improved by 2.38%.

Graphical abstract

关键词

单板层积材 / 冷弯薄壁型钢 / 组合梁 / 受弯性能 / 跨中挠度 / 滑移

Key words

Laminated veneer lumber / cold-formed thin wall steel / composite beam / flexural property / mid-span deflection / slip

0 引言

随着我国可持续发展战略的提出，林业资源的速生开发和加工利用成为当下研究的热点^［1］。单板层积材（laminated veneer lumber，LVL）是由多层单板按顺纹方向组坯热压胶合而成的板材。与实木相比，其结构均匀、强度和尺寸稳定性高、耐候性和抗震减震性能好，因而被用于木结构建筑、桥梁及家具等领域^［2-4］。其对原料无特殊要求，可利用速生材、小径级及短小材制作，尺寸亦不受原木影响，能实现劣材优用^［5］。此外，可选用不同种类、质量的木材进行胶合，出材率高。但LVL存在着强度、刚度相对较低，各向异性明显等缺点^［6］。而冷弯薄壁型钢具有材质均匀、自重轻强度高、形状多变易于制造等优点，但在相同承载力下，构件由于截面小容易失稳^［7-9］。采用结构胶将LVL板与薄壁型钢以特定方式黏结而成的组合梁构件，钢板承担外荷载，木材能有效抑制钢板的侧向变形防止发生屈曲，可以充分利用2种材料的优势。因此，研究 钢-LVL组合梁不仅可以优化构件性能，对绿色建筑发展也有促进作用。

近年来，国内外学者对钢-木组合梁的性能进行深入研究。陈爱国等^［10］提出一种以焊接H型钢梁为骨架，在钢梁翼缘外表面黏接木板的工字形截面钢-木组合梁，试验研究发现黏结木板可以避免型钢梁侧向失稳。潘福婷等^［11］用有限元软件对钢木组合柱进行模拟，发现在钢板两侧增加木板可以抑制钢板的侧向变形，且钢板能够更好屈服，材料强度得到充分利用。Kortis等^［12］对钢-木组合梁节点受力性能进行数值模拟，分析几何形状复杂节点的受力情况。刘德贵等^［13］对内置薄壁H型钢-木组合梁界面受力性能进行研究，结果表明抗剪螺钉和环氧树脂胶复合连接的构件比单纯抗剪螺钉和单纯环氧树脂胶黏接的构件有更高的界面抗剪承载力。谢宇添^［14］、Ghazijahani等^［15］对预应力碳纤维增强复合材料（carbon fiber reinforced polymer，CFRP）加固损伤木梁进行抗弯承载力试验研究，结果表明，CFRP布加固后可以大幅度提高木梁的抗弯承载力和延性。CFRP布可延缓或避免木梁的受拉脆性破坏，降低木材本身缺陷对试验结果的影响。姚宇航等^［16］提出一种用胶合木将冷弯薄壁型钢包裹的连接方式构成的新型箱型截面冷弯薄壁型钢-胶合木组合梁，用有限元软件对影响组合梁变形的因素进行了参数分析，得出连接方式对抗弯性能影响最大。刘瑞越等^［17］分别对木-钢组合梁和胶合木梁进行了试验研究，结果表明胶合木工字梁的破坏模式为脆性的顺纹剪切破坏，木-钢组合工字梁的破坏模式为钢腹板屈服且木材翼缘发生了顺纹剪切破坏。有效地解决了胶合木工字梁在弯曲加载下因纵向抗剪强度较低而发生剪切破坏的问题，而且可为木-钢组合工字梁在大跨径的梁单元结构研究提供参考。

针对9根钢-LVL组合工字形梁进行受弯性能试验，以LVL板厚、型钢厚度、梁截面高度及翼缘宽度为参数，观察组合梁的变形情况与破坏现象，分析不同参数对组合梁受弯性能的影响，提出考虑滑移效应的跨中挠度计算公式，并与试验数据进行对比验证。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

试验设计9根组合梁试件，其骨架是由两根背对的U型钢和3根LVL板复合而成，如图1所示。制作时先对冷弯薄壁型钢和LVL板进行打磨以去除表面氧化层，并用75%的乙醇擦拭打磨之后的表面。将环氧树脂结构胶按1∶1的比例搅匀，涂抹于U型钢的腹板面并粘贴在LVL板的两侧初步形成钢-木组合骨架。接着在上下翼缘表面分别粘贴LVL板，使用夹具固定，施压固化2 d，养护7 d，使结构胶充分硬化，保证黏接的可靠性。试验的9根梁抗弯试验梁如图2所示。

设置不同LVL板厚度、钢板厚度、型钢截面尺寸和高宽比进行对比试验，工字形组合梁的腹板厚度取15 mm，跨度为2.4 m，计算跨度为2.1 m，截面参数设置见表1。

1.2 试件材料力学性能

依据《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》（GB/T 228.1—2021）对冷弯薄壁型钢的屈服强度、抗拉强度、弹性模量、泊松比以及屈强比进行测定，具体试验参数见表2。再根据《人造板及饰面人造板理化性能试验方法》（GB/T 17657—2022）对LVL的力学性能进行测试，测得LVL的抗弯强度为74.55 MPa，抗拉强度为85.28 MPa，弹性模量为 13 773 MPa，泊松比为0.33。

1.3 试件加载方案及测试

试验采用千斤顶施加荷载于分配梁上，通过分配梁实现两点静力加载，如图3所示。不考虑分配梁、荷载传感器重量及梁自重。在试验梁和铰支座之间加垫片保证接触面受力均匀，防止支座处发生局部破坏。试验采用分级加载，为测得受弯区应变的变化情况，在组合梁跨中沿截面高度均匀布置应变片，并在组合梁上下翼缘和LVL、钢板上沿长度方向均匀布置应变，以研究上下翼缘的应变情况。在组合梁支座处、跨中、集中荷载处以及集中荷载和支座中点处施加位移计，以研究不同荷载作用下组合梁的变形情况，加载装置如图4所示。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象及破坏特征

考虑到木材的破坏准则，对于受弯构件而言，受压区屈服以后仍然能承受荷载工作，故破坏时以受拉区边缘达到抗拉强度为破坏标准。钢-LVL组合梁受弯时主要经历3个阶段，分别是弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。

试件B-1和B-3的高宽比分别为2.0和2.1，两者除翼缘板厚度不同其余均相同，发生平面外失稳破坏。以B-1为例，当荷载施加至10 kN时，有轻微的木材挤压的声音出现，此时跨中挠度为5.22 mm。荷载继续增大，组合梁集中力作用处木材挤压明显。当荷载增加至28 kN时，组合梁上翼缘加载点处出现严重变形，木材靠近钢板的位置出现横向长裂缝，垫块周围出现木材层间微裂缝，钢板和木材有明显的凹陷，同时梁的侧向变形增大，倾斜明显，如图5所示，梁因无法承受荷载发生失稳破坏，此时对应的跨中最大挠度为12.89 mm。

试件B-2、B-4、B-5、B-6和B-8的高宽比分别为2.1、1.6、1.7、2.0和1.7，5根梁的破坏特征均为下翼缘LVL被拉断。以B-4为例，在加载至26 kN时，支座处下翼缘LVL受压出现变形，同时伴有层间挤压的声响，此时跨中挠度为10.26 mm。随着加载的进行，多次出现LVL层间纤维相互作用的声响。荷载增加到40 kN时，组合梁跨中下翼缘处开始出现沿层间方向的裂缝，此时挠度为19.52 mm。荷载继续增加，裂缝不断向两侧延伸扩展，突然一声巨响组合梁失效破坏，此时荷载值为46 kN。梁跨中下翼缘处的木板被拉断，裂缝从跨中扩展到支座处，长达35 mm，断裂处的裂缝呈现出不规则的锯齿状，贯穿整个木板底部，该组合梁的跨中最大位移为25.33 mm，如图6所示。与前者不同的是，B-6先出现的是脱胶声，在支座的局部加强处，同时木板由于受压出现细微裂缝，此时的跨中挠度为5.86 mm。继续加载，组合梁跨中的位置也出现脱胶并向支座处伸展，接着出现不规则的纵向裂缝。荷载继续增大，支座处的变形严重，支座处下翼缘的木板层间裂缝逐渐显出，伴随一声巨响，组合梁被破坏，支座处木板层的层间被明显地剥离。组合梁最大挠度为27.78 mm，破坏荷载为64 kN，如图7所示。

试件B-7和B-9的高宽比为2.0和1.7，2根梁破坏特征为局压破坏。B-7在加载至30 kN时，集中力作用处的LVL开始变形，并伴有轻微的脱胶声音。随着荷载继续增加，组合梁局部受压破坏严重。当荷载达到42 kN时，梁因集中力作用点处的局压破坏严重而失效，此时跨中挠度为10.02 mm，如图8（a）所示。B-9在加载较小时无明显的现象，当荷载加至42 kN时，有轻微脱胶声出现，梁集中力作用点处的LVL与钢板有局部脱胶并有变形产生。当荷载增加至70 kN时，梁下翼缘支座处变形明显，层间裂缝明显，上翼缘处的LVL板脱胶变形增大，钢板受压屈服，梁的挠度为10.39 mm。当荷载增加至82 kN，梁下翼缘支座处的LVL板层间裂缝扩大并向跨中延伸，同时夹杂着层间撕裂的声音，最终组合梁因为支座处LVL板层间剥离而破坏，最大挠度为16.53 mm，如图8（b）所示。

冷弯薄壁型钢和LVL在组合梁受弯过程充分发挥各自的力学性能，组合梁整体变形较好，承载力较高。对试验现象和数据进行分析发现，B-2、 B-4、B-5、B-6和B-8的截面高宽比在1.5~2.0，组合梁发生受拉破坏，表现为梁下翼缘LVL被拉断， 组合梁以这种破坏形式为主；B-1和B-3由于高宽 比大于2.0，构件尺寸相对较小且跨度大，发生平 面外失稳现象；B-7和B-9发生局压破坏，B-7是集中力作用点处局压破坏，B-9是下翼缘支座处LVL板严重变形而无法承受荷载。主要是由于梁的腹板厚度和翼缘宽度较大，截面刚度较大，材料还没有充分发挥强度就被局部压坏。因此，在后续的试验中要注意参数的设置，避免出现平面外失稳和局压破坏。

2.2 荷载-跨中挠度曲线

由组合梁跨中荷载-挠度曲线（图9）可以看出，组合梁受弯过程大致分为3个阶段。加载初期，即荷载小于极限荷载的1/3~2/3时，为弹性工作阶段，试件挠度随荷载近似线性增加，组合梁整体性能良好，型钢和LVL共同工作，B-1由于失稳破坏测得数据点不连续；荷载继续增大，试件进入弹塑性阶段，此时荷载大于极限荷载的1/2~2/3，试件挠度变化明显大于荷载变化，除了B-4和B-7之外非线性区段的增加都较为明显；最后是破坏阶段，由于手动加载，试件承载能力下降时速度过快而无法采集数据。从最后破坏情况看，组合梁破坏为延性破坏，在试件达到极限荷载时，组合梁承载力仍可维持在一定荷载范围内，也证明钢-LVL组合梁的协同工作能力。

2.3 跨中截面应变曲线

以试件B-4为例，分析梁跨中截面应变随腹板高度的变化规律，如图10所示。对于组合梁腹板，其应变沿高度基本呈线性变化，梁中性轴处的应变为0，与平截面假定一致，故梁的腹板可用平截面假定进行理论分析。对于翼缘处的应变，在加载初期，其值基本与腹板应变呈直线，此时梁截面符合平截面假定；但随着荷载继续增大，翼缘处的应变开始呈折线变化，此时不再符合平截面假定。

2.4 承载力试验结果及影响因素

荷载、位移和应变关系在钢加固LVL工字梁设计中应考虑挠度控制。按照钢结构设计规范，正常使用极限状态下的最大容许挠度为跨度L/250（L为组合梁的计算跨度），为8.4 mm。相应的容许荷载根据容许挠度计算，见表3。根据表3中数据，容许荷载为破坏荷载的43%~65%，最大挠度与跨度比为1/73。

组合梁受弯承载力除了材料本身特性之外，截面参数也在很大程度上影响着组合梁的承载力。试验以截面高宽比、腹板高厚比和翼缘宽厚比为参数，分析其对组合梁受弯性能的影响。

2.4.1 高宽比

以试件B-1、B-3、B-8和B-9为例，分别比较截面高宽比对承载力的影响，如图11所示。由B-1和B-3可知，组合梁截面高度增加10 mm，高宽比增加了6.5%，其极限承载力提高了35.7%；比较B-8和B-9可知，截面高度增加10 mm，高宽比增加了5.5%，对应的承载力提高了5.2%。由此可见，截面高度增大时，抗弯强度也随之增强，但当高度继续增加时，强度增长速度会逐渐减缓。

2.4.2 腹板高厚比

以试件B-4和B-6为例，分析腹板高厚比对截面承载力的影响。B-4和B-6除腹板高度尺寸不同其余参数均相同，腹板高厚比分别为8和10。图12中腹板高厚比与组合工字梁受弯承载力呈正相关。腹板高度增加30 mm，高厚比增加2，极限承载力提高了39.1%。这是因为工字梁的腹板主要以受剪为主，梁主要承受弯矩，增加腹板高度可以使翼缘的抗弯能力发挥得更充分。因此在设计构件时腹板高厚比也是需要着重考虑的一项参数。

2.4.3 翼缘宽厚比

以试件B-1、B-2、B-6和B-9为例，分析翼缘宽厚比对组合梁受弯性能的影响。图13比较了B-1和B-2、B-6和B-9两组梁的受弯性能。B-1和B-2的翼缘宽厚比分别为5.0和4.2，在翼缘宽度相同的情况下，翼缘厚度增加3 mm，极限承载力提高了50%；同样，B-6和B-9的翼缘宽厚比分别为5.3和4.6，翼缘宽度相同，翼缘厚度增加7 mm，承载力提高了28.1%。分析图13中数据可以发现，翼缘宽厚比小的抗弯承载力较大。这是由于工字梁的抗弯主要由翼缘承担，减小翼缘宽厚比可以使梁有更好的延性，梁的稳定性也会得到提高。

3 跨中挠度分析

钢-混凝土梁试验研究表明，换算截面法得到的组合梁刚度过大，因此计算得到的变形小于实测值^［18］。本试验研究的组合梁是通过结构胶黏接而成，结构胶是保证两者共同受力的关键。但结构胶在传递型钢和LVL交界面的剪力时会发生变形，结构胶变形会带动LVL板之间产生微小的相互错动，从而能产生滑移，降低刚度，因而换算截面刚度得到的挠度小于实际值。

试验结果表明，组合梁在受力状态下翼缘LVL和型钢之间会发生滑移，而腹板整体受力性能较好，因此在进行挠度计算时只考虑翼缘LVL和型钢的滑移，不考虑腹板区。同时，组合梁在容许挠度范围内处于弹性状态^［19］。本研究在进行组合梁挠度计算时引入以下假定。

1）冷弯薄壁型钢与LVL均为弹性体。

2）组合梁翼缘和腹板均符合平截面假定，且具有相同曲率。

3）不考虑腹板型钢和LVL之间的滑移。

4）忽略剪切变形及界面掀起力的影响。

5）型钢-LVL界面剪力与滑移关系为Q=ks，其中，Q为界面剪力，s为界面滑移量，界面单位梁长的滑移刚度k由参考文献［20］确定。

考虑滑移效应计算组合梁的跨中挠度f，公式为

f=f_{\mathrm{0}}+\mathrm{\Delta }f。（1）

\begin{array}{c}{f}_{\mathrm{0}}=P\left(l-a\right)\frac{\mathrm{2}{l}^{\mathrm{2}}+\mathrm{2}la-a^{\mathrm{2}}}{\mathrm{48}{E}_{\mathrm{s}}{I}_{\mathrm{s}\mathrm{b}}}\end{array}。（2）

\begin{array}{c}\mathrm{\Delta }f=\frac{\mathrm{2}\beta P\left[\frac{l}{\mathrm{2}}-a+\frac{{\mathrm{e}}^{\alpha a}-{\mathrm{e}}^{\alpha l-\alpha a}}{\alpha \left(\mathrm{1}+{\mathrm{e}}^{\alpha l}\right)}\right]}{h}\end{array}。（3）

式中：f_{\mathrm{0}}和\mathrm{\Delta }f分别为未考虑界面滑移的挠度和滑移效应引起的附加挠度，mm；EI=E_{\mathrm{1}}{I}_{\mathrm{1}}+E_{\mathrm{2}}{I}_{\mathrm{2}}+E_{\mathrm{3}}{I}_{\mathrm{3}}；\alpha =\sqrt[]{k\left(\frac{\mathrm{1}}{E_{\mathrm{1}}{A}_{\mathrm{1}}}+\frac{R^{\mathrm{2}}}{EI}\right)}，\beta =R/k\left(\frac{EI}{E_{\mathrm{1}}{A}_{\mathrm{1}}}+R^{\mathrm{2}}\right)，R=\frac{h_{\mathrm{1}}+h_{\mathrm{2}}}{\mathrm{2}}；P为加在组合梁上的集中荷载，kN；l为组合梁计算跨度，mm；a为对称集中荷载间距，mm；h为组合梁截面高度，mm；对于上下翼缘厚度相同的梁，h_{\mathrm{1}}表示翼缘竹板厚度，mm；h_{\mathrm{2}}表示腹板高度，mm； E_{\mathrm{s}}为型钢的弹性模量；I_{\mathrm{s}\mathrm{b}}为组合梁的换算截面惯性矩；A_{\mathrm{1}}为上翼缘竹板的横截面面积；E_{\mathrm{1}}为上翼缘竹板的弹性模量；I_{\mathrm{1}}为上翼缘竹板的截面惯性矩；E_{\mathrm{2}}{I}_{\mathrm{2}}由腹板中竹板弹性模量和竹板惯性矩乘积和钢板弹性模量和钢板惯性矩乘积之和组成；E_{\mathrm{3}}为下翼缘竹板弹性模量；I_{\mathrm{3}}为下翼缘竹板的惯性矩；弹性模量单位为MPa，惯性矩单位为mm⁴。

由表4可知，未考虑滑移效应时理论值与试验值之间误差较大，最大达到19.77%。将滑移效应考虑在内时，计算得到的跨中挠度理论值和试验值较为接近，误差基本可控制在10%以内（B-6除外，可能是脱胶破坏梁刚度下降导致的），其平均误差由不考虑滑移的8.17%降低到5.79%。由此可见，考虑滑移效应的组合工字形梁跨中挠度计算公式可被用于结构设计。

图14为附加挠度Δf随界面抗滑刚度k的变化规律。当k无限趋近于0时，组合梁在受弯作用下的附加挠度趋于无穷大，这是由于两种材料的不再存在约束，即两种材料无法共同工作。在k逐渐增大的过程中，附加挠度逐渐减小；当k增大到一定数值时，附件挠度趋近于0，即钢-LVL界面不发生滑移。

4 结论

通过对9根冷弯薄壁型钢-LVL组合工字形梁进行受弯性能试验研究，可以得出以下结论。

1）LVL板与型钢胶结而成的工字形组合梁具有较好的黏结性，试验几乎没有脱胶出现，达到了预期的理想状态。型钢和LVL板各自发挥了较好的力学特性，协同工作效应突出。组合梁承载性能较好，正常使用极限状态下的受弯承载力几乎都超过了极限状态下的1/2。

2）冷弯薄壁型钢-LVL组合工字形梁受弯试验的破坏形态有3种：平面外失稳破坏、下翼缘LVL板受拉破坏和局部受压破坏。最典型的受弯破坏模式是下翼缘LVL被拉断，该破坏模式主要包含弹性阶段、弹塑性阶段和破坏阶段。其中弹性阶段内型钢和LVL板能共同工作，表现出良好的整体性能。组合梁在受弯试验中的容许荷载为破坏荷载的43%~65%，破坏挠度和跨度的比值最大为1/73，最小为1/209，说明组合梁破坏之前变形能力较强，延性较好。

3）对截面高宽比、腹板高厚比和翼缘宽厚比等影响受弯性能的因素进行参数分析：增大截面高宽比可以提高抗弯刚度；增加腹板高度可以使翼缘的抗弯能力发挥得更充分，腹板高度增加30 mm，抗弯承载力提高了39.1%；组合梁的抗弯承载力随翼缘宽厚比的增大而减小。

4）组合梁在荷载作用下型钢和LVL板之间会产生滑移，从而使组合梁产生附加挠度。因此考虑滑移时的跨中挠度计算模型比不考虑滑移时的计算模型更接近试验值，其误差可以控制在10%以内，平均误差也由不考虑滑移时的8.17%降低到5.79%。

参考文献

[1] 陈淼文，郑霞，李新功，水性环氧树脂制备桉木单板层积材及性能研究［J］.林产工业，2023，60（4）：1-7.

[2] CHEN M W， ZHENG X， LI X G，et al.Preparation and properties of eucalyptus laminated veneer lumber using waterborne epoxy resin［J］.China Forest Products Industry，2023，60（4）：1-7.

[3] 常思宇，邢东，王喜明，单板层积材生产工艺及性能研究进展［J］.林产工业，2020，57（7）：9-11，38.

[4] CHANG S Y， XING D， WANG X M，et al.Research progress on productive technology and properties of laminated veneer lumber［J］.China Forest Products Industry，2020，57（7）：9-11，38.

[5] 刘一楠，郑海威，刘巍岩，杨木单板层积材力学性能足尺检测试验分析［J］.森林工程，2016，32（5）：31-34.

[6] LIU Y N， ZHENG H W， LIU W Y，et al.Mechanical capacity test and analysis of full scale poplar structural laminated veneer lumber［J］.Forest Engineering，2016，32（5）：31-34.

[7] 左康华，徐文彪，李翔宇，单板层积材及其数字模拟应用的研究现状与发展［J］.林产工业，2021，58（1）：15-19.

[8] ZUO K H， XU W B， LI X Y，et al.Research status and development of laminated veneer lumber and its digital simulation［J］.China Forest Products Industry，2021，58（1）：15-19.

[9] 张成，张雨佳，张印子龙，意杨旋切板胶合木的性能研究［J］.四川建材，2023，49（6）：22-23，32.

[10] ZHANG C， ZHANG Y J， ZHANG Y Z L，et al.Study on properties of laminated veneer lumber of poplar［J］.Sichuan Building Materials，2023，49（6）：22-23，32.

[11] 王宇豪，刘德贵，王宁，预应力钢-木组合圆形柱轴心受压力学性能研究［J］.工业建筑，2022，52（1）：39-46.

[12] WANG Y H， LIU D G， WANG N，et al.Experimental research on mechanical properties of prestressed steel-timber circular column under axial compression［J］.Industrial Construction，2022，52（1）：39-46.

[13] 何佳伟，李玉顺，李冉，钢-竹组合箱形梁抗剪性能试验［J］.森林工程，2017，33（4）：98-102.

[14] HE J W， LI Y S， LI R，et al.Experimental investigation on shearing behavior of box section bamboo-steel composite beams［J］.Forest Engineering，2017，33（4）：98-102.

[15] ZHANG J L， TONG K T， SHAN Q F，et al.Examining mechanical behavior of steel-bamboo composite I-section column under long-term loading［J］.Journal of Building Engineering，2022，45：103583.

[16] DING J S， WANG X， GE Y M，et al.Experimental and nonlinear analytical investigation of the flexural performance of single-box double-chamber steel-bamboo composite beams［J］.Thin-Walled Structures，2023，183：110424.

[17] 陈爱国，李登辉，方超，H形钢-木组合梁受弯性能试验研究［J］.建筑结构学报，2016，37：261-267.

[18] CHEN A G， LI D H， FANG C，et al.Experimental study on flexural behavior of H-shaped steel-wood composite beams［J］.Journal of Building Structures，2016，37：261-267.

[19] 潘福婷，王艳华，吴京.钢木组合柱的有限元分析及其设计［J］.阴山学刊（自然科学版），2016，30（1）：26-29.

[20] PAN F T， WANG Y H， WU J.Finite element analysis and theoretic design of steel-timber combined column［J］.Yinshan Journal（Natural Science），2016，30（1）：26-29.

[21] KORTIŠ J， GOCAL J， BEDNÁR M，et al.Use of ortho-tropic plastic material for stress analysis of double-shear-plane timber-steel structural connection［J］.Procedia Engineering，2015，111：431-435.

[22] 刘德贵，陈科材，王宁，内置薄壁H钢木组合梁连接界面受力性能试验研究［J］.建筑结构，2021，51（12）：109-116.

[23] LIU D G， CHEN K C， WANG N，et al.Experiment study on connect interface mechanical properties of built-in thin-walled H-section steel wood composite beam［J］.Building Structure，2021，51（12）：109-116.

[24] 谢宇添.预应力CFRP布加固损伤木梁抗弯承载力试验与分析［D］.南京：南京林业大学，2023.

[25] XIE Y T.Test and analysis of bending capacity of prestressed CFRP cloth reinforced damaged timber beams［D］.Nanjing：Nanjing Forestry University，2023.

[26] GHAZIJAHANI T G， JIAO H， HOLLOWAY D，et al.Composite timber beams strengthened by steel and CFRP［J］.Journal of Composites for Construction，2017，21（1）：04016059.

[27] 姚宇航，史有玉，石明，冷弯薄壁型钢－胶合木组合梁受弯性能有限元分析［J］.东北林业大学学报，2022，50（4）：111-116.

[28] YAO Y H， SHI Y Y， SHI M，et al.Bending performance of cold-formed thin-wall steel-glulam composite beams using finite element analysis［J］.Journal of Northeast Forestry University，2022，50（4）：111-116.

[29] 刘瑞越，卢迎，陈领，木-钢组合工字梁抗弯性能试验分析［J］.中南林业科技大学学报，2023，43（10）：166-177.

[30] LIU R Y， LU Y， CHEN L，et al.Timber-steel composite I-beam flexural performance test［J］.Journal of Central South University of Forestry and Technology，2023，43（10）：166-177.

[31] 聂建国，李勇，余志武，钢-混凝土组合梁刚度的研究［J］.清华大学学报（自然科学版），1998（10）：39-42.

[32] NIE J G， LI Y， YU Z W，et al.Study on short and long-term rigidity of composite steel-concrete beams［J］.Journal of Tsinghua University （Natural Science），1998（10）：39-42.

[33] 唐静.薄壁型钢—重组竹组合梁受力性能研究［D］.宁波：宁波大学，2015.

[34] TANG J.Study on mechanical properties of reconstituted bamboo-steel composite beams［D］.Ningbo：Ningbo University，2015.

[35] 解其铁.静荷载作用下钢—竹界面粘结性能研究［D］.宁波：宁波大学，2013.

[36] XIE Q T.Research on bond property of steel-bamboo interface under static loads［D］.Ningbo：Ningbo University，2013.

基金资助

国家自然科学基金项目(52278264)