0 引言

　　 木材作为传统建材，可再生、绿色环保、节能、强重比(强度/比重)高、加工能耗低，由其构建的木结构轻质高强，抗震性和抗倒塌能力较好，且装配化程度高，宜居舒适，保温节能、环保效应显著 ^[1,2,3],符合高性能可持续结构发展方向。但木材存在弹性模量低，随时间增长强度退化，力学性能受蠕变影响大，易出现裂缝，并受环境影响易腐蚀和虫蚀等性能缺陷 ^[4,5,6],单独采用木材修建纯木结构，其承载力、刚度、延性和耐久性等性能有待于提高。众多国内外学者已探索采用木与钢材及其他材料组合形成木组合构件，钢木组合梁是其中的一种；如：Jerzy Jasieńko 等 ^[7]提出了在木梁内部或外侧置入钢板后形成钢木组合梁。Mcconnell E等 ^[8]通过试验说明了后张拉钢筋-木组合梁的受弯承载力较纯木梁高。Julio Soriano 等 ^[9]通过对称置入钢筋形成钢筋-木组合梁，明显提高了层合木梁的极限受弯承载力和刚度。Hassanieh A等 ^[3,10]进行了足尺CLT钢木组合梁、层积材(LVL)钢木组合梁的四节点受弯性能试验，探明了CLT钢木组合梁和层积材(LVL)钢木组合梁的荷载-位移关系曲线、短期刚度、极限承载力和失效模式等受力性能。我国学者李玉顺等 ^[11,12]也提出了工字形截面和箱形截面的钢竹组合梁；陈爱国等 ^[13]提出了焊接H型钢-木组合梁。然而，钢木组合梁的承载力性能受其界面连接性能影响较大，连接界面受力性能显得尤为重要。Asiz A等 ^[14]对正交层合木板与钢框架梁间的螺钉连接进行了连接性能试验，结果表明螺钉连接可以很好地保证CLT楼板和钢梁共同工作。Hassanieh A 等 ^[15,16,17]针对所提出的CLT木组合梁，采用推出试验进行了铆钉、螺钉、高强螺栓、粘接-螺栓等四种不同钢-木组合连接的受力性能试验，推导了可用于分析荷载滑移失效模式的计算公式；并对所提出的组合连接开展了数值模拟分析研究。Cristiano Loss 等 ^[18]针对钢梁和CLT板的不同连接方式开展了推出试验研究，获取了各不同连接方式的荷载-滑移关系、失效模式、峰值荷载和延性等，结果表明，所提出的连接方式具有优越的非弹性变形能力。Marcin Chybiński等 ^[19]对所提出的铝木组合梁的螺钉连接方式开展了推出试验研究，确定了连接界面的抗滑移模量和极限承载力等参数。国内学者李玉顺等 ^[20]对所提出的钢竹组合梁的连接界面开展了推出试验研究，并提出了钢-竹界面剪应力与相对滑移计算公式，明确了钢-竹复合胶结型界面的受力性能。

　　 国内外学者提出了各种钢木组合梁，针对其截面组合形式、组合连接方式和受力性能等开展了研究，获得了诸多价值研究成果。但现有的钢木组合梁都还存在不同程度的不足之处，如：易出现粘接-连接失效，截面组合效率低，钢材外露，易受环境影响，出现钢材锈蚀，耐久性不易保证等亟待解决的主要问题。其中也有采用工字形、H型钢等与木组合形成的钢木组合梁，但该类钢木组合梁，主要是在工字形钢或H型钢的翼缘上粘贴或采用剪力连接件组合翼缘木材而形成钢木组合梁，且多数情况所采用的工字形钢或H型钢本身就具有很大的承载力和抗弯刚度，在翼缘上粘贴或连接木翼缘相对钢梁来说，抗弯承载能力提高幅度有限，节省钢材和木材的效果不甚明显。

　　 因此，本文提出了新型内置薄壁H钢木组合梁(图1,2),在截面组合方式上，将薄壁H钢腹板内置，以保证大部分钢材不外露，提高组合梁的耐久性；组合连接方式采用腹板连接螺栓、翼缘抗剪连接螺钉和环氧树脂AB粘胶共同组合连接的形式实现腹板木板、翼缘木板和薄壁H钢的有效组合；材料使用上，上下翼缘使用抗压、抗拉强度较高的木材，与H型钢翼缘钢板组合，形成可提供较大抗弯承载力和刚度的翼缘，腹板部位可以采用抗压、抗拉强度相对较低的木材，以减少高强木材的使用量，物尽其用，最终达到节约木材和经济成本的效果。

　　 图1 内置薄壁H钢木 组合梁截面示意图  

　　  

　　 图2 内置薄壁H钢木 组合梁示意图 

　　  

　　 连接界面受力性能是影响内置薄壁H钢木组合梁承载力的重要因素，为寻求合理有效的组合连接界面方式，以及明确所提出抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面的力学性能，进行了单纯抗剪螺钉连接界面、单纯环氧树脂粘胶连接界面、抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面的推出试验，探索内置薄壁H钢木组合梁连接界面的受力机理和受力性能，并提出连接界面抗剪承载力计算公式。

1 试验设计

1.1 试验材料

　　 (1)木材采用加勒比松，含水率为13.88%,干密度为0.662g/cm³;顺纹抗压强度为36.88MPa, 顺纹抗拉强度为113.90MPa, 抗弯强度为68.78MPa, 抗弯弹性模量为8 290.48MPa, 顺纹方向泊松比为0.526。

　　 (2)薄壁H钢：采用1.5mm厚的Q235号镀锌钢板，通过切割焊接成H钢(图3);经试验测试，镀锌钢板的抗拉强度屈服值为268.15MPa, 极限抗拉强度为348.22MPa, 弹性模量为2.07×10⁵MPa, 泊松比为0.3。

　　 (3)环氧树脂AB胶：试验测定其抗拉强度为43.10MPa, 弹性模量为1 110MPa, 泊松比为0.38。

　　 (4)自攻螺钉：试验采用直径4,5mm普通铁制自攻螺钉(M4.8级)和不锈钢自攻螺钉(M8.8级),螺钉长度为50mm(图4)。

　　 (5)腹板连接螺栓：薄壁H钢腹板与腹板木板通过Q235号材质4.8级普通螺栓连接(图5),其长度为80mm。

　　 图3 薄壁H钢  

　　  

　　 图4 自攻螺钉  

　　  

　　 图5 腹板连接螺栓  

　　  

　　 图6 单纯螺钉连接试件  

　　  

　　 图7 单纯环氧树脂粘胶连接试件  

　　  

　　 图8 抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接试件 

　　  

1.2 试件设置

　　 主要进行了单纯螺钉连接(图6)、单纯环氧树脂粘胶连接(图7)、抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接的试件推出试验(图8),试件参考文献[10,16]中钢木组合梁的抗剪螺钉直径和间距进行缩尺，并参考文献[12]中的钢竹组合梁的截面尺寸，具体设置如下：

　　 (1)单纯的抗剪螺钉连接推出试验共6个试件，以螺钉材质(普通铁制抗剪螺钉和不锈钢制抗剪螺钉),螺钉直径(4,5mm),螺钉间距(100,150,200mm)为因素进行单纯抗剪螺钉连接界面受力性能试验。

　　 (2)单纯的环氧树脂粘胶连接推出试验共4个试件，以粘胶宽度(木翼缘宽度)和粘胶长度(木翼缘长度)为因素进行单纯粘胶界面受力性能试验。

　　 (3)抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验共7个试件，以螺钉间距(单纯螺钉连接试验优选出的螺钉材质、直径)及粘胶长度、粘胶宽度(木翼缘宽度)、翼缘木材厚度为因素进行抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面受力性能试验。

1.3 加载及测试方案

　　 推出试验在万能试验机上进行(图9),试验前，对试件实施预加载，然后参照ASTMD 1761—88 ^[21]的相关规定，采用位移控制实施单调加载，加载速度为1mm/min。

　　 通过测试试验过程中荷载、木翼缘与腹板部分(薄壁H钢与木腹板组成)的相对位移数据，整理成界面抗剪承载力荷载-位移关系曲线；分别在试件左右翼缘自上而下粘贴三组应变片(编号M1～M6)以测试木翼缘应变，在薄壁H钢的左右内侧自上而下也分别粘贴三组应变片(编号G1～G6)以测试薄壁H钢翼缘应变(图10)。荷载、位移和应变数据均采用DH3 816N静态应变采集仪采集。

2 试验现象及结果

2.1 单纯抗剪螺钉连接推出试验

　　 6个单纯抗剪螺钉连接推出试验试件的薄壁H钢翼缘和腹板厚度均为1.5mm, 腹板木板高度和厚度分别为140mm和30mm, 翼缘木板宽度和厚度分别为140mm和30mm。主要进行包括抗剪螺钉材质、直径和抗剪螺钉间距影响的推出试验，试验参数设置如表1所示。

　　 图9 加载实景照片  

　　  

　　 图10 应变测试

　　  

　　 单纯抗剪螺钉连接推出试验试件参数 表1

试件编号	螺钉材质	螺钉直径/mm	螺钉间距/mm
J1	普通螺钉	4	150
J2	普通螺钉	5	150
J3	不锈钢螺钉	4	150
J4	不锈钢螺钉	5	150
J7	不锈钢螺钉	5	100
J8	不锈钢螺钉	5	200

 

　　  

　　 6个单纯抗剪螺钉连接试件试验过程和破坏现象基本一致，加载到一定荷载大小时会出现明显的劈裂响声(此时荷载定义为界面开裂荷载),随着荷载施加，连接界面发生了明显的滑移错位现象，随后翼缘木板与薄壁H钢翼缘分离，连接螺钉被拔出，荷载加至极限荷载(图11中荷载-位移曲线中的峰值荷载)时，试件破坏。最终除试件J3表现为螺钉被剪断的破坏形态外，其余试件均表现为翼缘木板销孔有明显的局部挤压变形，螺钉拔出并有明显弯曲变形的破坏形态(图12)。试件J1～J4,J7,J8的荷载-位移关系曲线如图11所示。荷载-位移关系曲线上升段基本呈线性变化，定义有效抗滑移刚度K_{s, 0.6} ^[15]为(60%峰值荷载-10%峰值荷载)/(60%峰值荷载对应位移-10%峰值荷载对应位移),经整理可得各试件的开裂荷载、极限荷载及有效抗滑移刚度如表2所示。

　　 通过对比试件J1与J2、试件J3与J4的荷载-位移关系曲线及相应的开裂荷载和极限荷载可知，随着抗剪螺钉直径的增加，抗剪螺钉连接界面承载力增加；通过对比试件J1与J3、试件J2与J4的荷载-位移关系曲线及相应的开裂荷载、极限荷载和有效抗滑移刚度可知，不锈钢制抗剪螺钉连接性能优于普通铁制抗剪螺钉。对比试件J4,J7和J8的荷载-位移关系曲线及相应的开裂荷载、极限荷载和有效抗滑移刚度可知，试件J4(抗剪螺钉间距为150mm)的开裂荷载、极限荷载和有效抗滑移刚度明显大于试件J7和J8(抗剪螺钉间距分别为100mm和200mm)的开裂荷载、极限荷载和有效抗滑移刚度。试验结果表明，如采用单纯的抗剪螺钉连接，可采用间距为150mm, 直径为5mm的不锈钢制抗剪螺钉，可以使单纯螺钉连接界面具有较大的极限承载力和抗滑移刚度。

　　 单纯抗剪螺钉连接试件承载能力特征值 表2

试件编号	开裂荷载/kN	极限荷载/kN	Ks, 0.6
J1	13.7	15.7	1.80
J2	19.0	21.3	0.95
J3	16.0	17.2	3.33
J4	37.3	47.4	2.79
J7	35.7	37.4	1.33
J8	35.1	42.2	1.44

 

　　  

2.2 单纯环氧树脂粘胶连接推出试验

　　 4个单纯环氧树脂粘胶连接推出试验试件的薄壁H钢翼缘和腹板厚度也均为1.5mm, 腹板木板高度和厚度亦分别为140mm和30mm。试验主要研究粘胶宽度(翼缘木板宽度)和粘胶长度(翼缘木板长度)(图13)对连接界面受力性能的影响，试验参数设置如表3所示。

　　 4个单纯环氧树脂粘胶连接试件试验过程和破坏现象基本一致。加载过程中，粘胶界面会出现细微粘胶界面脱胶声响，加载到一定荷载时会出现明

　　 图11 单纯抗剪螺钉连接试件荷载-位移关系曲线  

　　  

　　 图12 单纯抗剪螺钉连接试件破坏形态  

　　  

　　 单纯环氧树脂粘胶连接推出试验试件参数 表3

试件编号	粘胶宽度/mm	粘胶长度/mm	粘胶面积/mm2
J5	120	300	36 000
J6	140	300	42 000
J9	140	200	28 000
J10	140	400	56 000

 

　　  

　　 图13 单纯环氧树脂 粘胶连接推出试件  

　　  

　　 显的粘胶脱胶声响(此时荷载定义为界面开裂荷载),随着荷载的继续增加，连接界面发生明显的滑移错位现象，随后翼缘木板与薄壁H钢翼缘分离，荷载达到峰值荷载(极限荷载),试件破坏。试件破坏形态表现为翼缘木板与薄壁H钢的分离。试件J5,J6,J9,J10的荷载-位移关系曲线如图14所示。由图14可知，试件J5,J6,J9,J10荷载-位移关系曲线上升段也基本呈线性变化，并定义了与单纯螺钉连接具有相同意义的有效抗滑移刚度K_{s, 0.6}。

　　 图14 单纯环氧树脂粘胶连接试件荷载-位移关系曲线 

　　  

　　 对于单纯粘胶连接，可定义界面粘接强度τ公式如下：

　　 τ=P2bl         (1)τ=Ρ2bl         (1)

　　 式中：τ为粘结强度，MPa; P为极限荷载，kN;b为翼缘木材宽度，mm; l为粘胶长度，mm。

　　 试件J5,J6,J9,J10的开裂荷载、极限荷载、有效抗滑移刚度和粘接强度如表4所示。

　　 单纯环氧树脂粘胶连接试件承载能力 表4

试件 编号	开裂荷载 /kN	极限荷载 /kN	Ks, 0.6 /(kN/mm)	粘接强度 /MPa
J5	8.93	9.07	1.53	0.13
J6	10.70	11.40	2.09	0.14
J9	9.60	9.75	1.11	0.17
J10	18.10	19.83	2.48	0.18

 

　　  

　　 由图14荷载-位移关系曲线可知，单纯环氧树脂粘胶连接试件的荷载-位移关系曲线形态基本一致，各试件开裂荷载和极限荷载较为接近，试件破坏具有明显的脆性破坏特征。综合图14和表4可知：粘胶宽度和粘胶长度越大，即粘接界面面积越大，连接界面承载力、有效抗滑移刚度越大。单纯的环氧树脂粘胶界面的粘接强度变化不大，粘接强度约为0.15MPa。

2.3 抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验

　　 7个抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验试件的薄壁H钢翼缘和腹板厚度也均为1.5mm, 腹板木板高度和厚度分别为140mm和30mm, 所有试件均采用直径为5mm的不锈钢制抗剪螺钉和环氧树脂粘胶以实现翼缘木板和薄壁H钢的连接。本组试件主要研究翼缘木板宽度(粘胶宽度)、粘胶长度、翼缘木板厚度和抗剪螺钉间距对连接界面的受力性能影响，试验参数设置如表5所示。

　　 7个抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验试件同样存在较一致的试验现象和破坏形态(图15(a))。随荷载的施加，试件界面会逐步出现细微劈裂声响，且随荷载施加出现较大的界面分离劈裂声响，并出现肉眼可见粘胶层开裂现象(此时荷载定义为开裂荷载);随荷载继续施加，连接界面滑移量增大，粘胶开裂也逐步变宽，随后试件加载至峰值荷载(定义为极限荷载),之后连接界面抗剪承载力逐步降低，表现出明显的滑移，最后翼缘木板与薄壁H钢翼缘完全分离，翼缘木板销孔有明显的局部挤压变形，抗剪螺钉被拔出，螺钉呈弯曲变形形态。典型破坏形态如图15(b)所示。

　　 抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验试件参数 表5

试件 编号	翼缘木板 宽度/mm	翼缘木板 厚度/mm	抗剪螺钉 间距/mm	粘胶长 度/mm
J11	140	30	100	200
J12	140	30	150	300
J13	140	30	200	400
J14	120	30	150	300
J15	160	30	150	300
J16	140	20	150	300
J17	140	40	150	300

 

　　  

　　 图15 抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验试件破坏形态 

　　  

　　 由于抗剪螺钉间距决定了试件的粘胶长度，因此将7个抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验试件结果分别以抗剪螺钉间距(粘胶长度)、翼缘木板宽度(粘胶宽度)和翼缘木板厚度作为影响因素，整理出相应的荷载-位移关系曲线，如图16所示。各试件的开裂荷载、极限荷载和有效抗滑移刚度K_{s, 0.6},如表6所示。

　　 抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接试件抗剪承载能力 表6

试件编号	开裂荷载/kN	极限荷载/kN	Ks, 0.6/(kN/mm)
J11	34.6	43.38	3.07
J12	48.4	54.10	5.15
J13	43.3	48.26	8.90
J14	42.3	50.26	3.82
J15	53.1	63.16	4.40
J16	56.7	68.87	5.02
J17	41.3	52.09	3.55

 

　　  

　　 图16 抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接推出试验试件荷载-位移关系曲线 

　　  

　　 对比分析试件J11,J12和J13的荷载-位移关系曲线及相应的开裂荷载和极限荷载可知，随着抗剪螺钉间距(粘胶长度)的增加，连接界面的开裂荷载和极限荷载先增大而后减小，抗剪螺钉间距为150mm, 粘胶长度为300mm的抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面承载力最大，与单纯抗剪螺钉连接的抗剪螺钉合理间距(150mm)一致。对比试件J12,J14和J15的荷载-位移关系曲线及相应的开裂荷载和极限荷载可知，随翼缘木板宽度的增大，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面抗剪承载力随之增大，翼缘木板宽度为160mm时，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面抗剪承载力最大。试件J16,J12,J17相对应翼缘木板的厚度分别为20,30,40mm, 相应的抗剪螺钉嵌固于腹板木材的长度分别为28.5,18.5,8.5mm, 即翼缘木板厚度代表着抗剪螺钉嵌固于腹板木材的长度。对比试件J16,J12和J17的荷载-位移关系曲线和相应的开裂荷载、极限荷载和有效抗滑移刚度可知，在抗剪螺钉长度一定的情况下，翼缘木板厚度越大，抗剪螺钉嵌固于腹板的长度越小，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面抗剪承载力及抗滑移刚度随之减小。

2.4 三种连接方式对比分析

　　 对比具有相同翼缘木板宽度(140mm)和厚度(30mm)的单纯环氧树脂粘胶、单纯抗剪螺钉及抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接试件J4,J6和J12(J4,J6和J12具有相同的粘胶长度和相同的抗剪螺钉间距)的荷载-位移关系曲线(图17)可以发现，在加载初期，单纯抗剪螺钉连接试件的荷载-位移关系曲线呈线性，随后曲线斜率略微降低，加载至接近极限荷载时，曲线出现了短暂的波动状态，表现为抗剪螺钉的屈服，但是随着螺钉的拔出和界面的分离，界面很快丧失抗剪承载力。单纯环氧树脂粘胶连接试件的粘胶连接界面，在加载初期荷载-位移关系曲线斜率较小，随后表现为缓慢增大现象，随后曲线斜率基本稳定，荷载-位移关系呈线性关系，加载至极限荷载后，因粘胶连接呈脆性破坏特征，曲线呈直线下降，界面很快丧失抗剪承载能力。而抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接试件的荷载-位移关系曲线加载初期曲线斜率介于单纯抗剪螺钉连接试件和单纯环氧树脂粘胶连接试件之间，荷载-位移关系基本呈线性关系，加载至极限荷载的25%左右时，曲线斜率略微增加，随后荷载-位移关系曲线也基本呈线性关系，当荷载增加至粘胶破坏时，曲线斜率出现很快的下降，而后表现为单纯的螺钉抗剪，曲线斜率又继续增大，当加载至极限荷载后，曲线斜率出现较快的下降；当加载下降至极限荷载的60%左右时，曲线呈近水平状发展，随后逐步下降并丧失承载力。

　　 综合前述试验现象可以发现，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接综合了单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接的受力特性，避免了单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接的脆性破坏特征，相对于单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接表现出更高承载力，并具有很好的延性和界面残余抗剪承载力。同时对比不同连接方式的试件开裂荷载、极限荷载及有效抗滑移刚度可以发现，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接试件有效抗滑移刚度明显大于单纯抗剪螺钉连接试件和单纯环氧树脂粘胶连接试件；因此抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接可以为内置薄壁H钢木组合梁提供更可靠的组合连接，并可以避免单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接的脆性破坏等受力性能不足。

　　 图17 三种不同连接方式荷载-位移关系曲线 

　　  

3 组合连接界面抗剪承载力

　　 组合连接界面一旦开裂，即标志着界面开始破坏，从构件的使用角度，不适合承受更大的荷载，且三种不同的组合界面开裂荷载也接近极限荷载，为此定义组合界面开裂荷载为界面抗剪承载力。

　　 分析组合界面抗剪承载力组成，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面抗剪承载力主要包括螺钉抗剪力、环氧树脂粘胶界面粘接力以及界面摩阻力，如忽略界面摩阻力，则界面抗剪承载力主要由螺钉抗剪力和粘胶界面粘接力组成，因此界面抗剪承载力F公式可表达为：

　　 F=F粘+F螺=2τbl+fvA螺         (2)F=F粘+F螺=2τbl+fvA螺         (2)

　　 式中：F_粘为粘胶界面粘接力，kN;F_螺为螺钉抗剪力，kN;τ为粘胶粘结强度，MPa; b翼缘木材宽度，mm; l为粘胶长度，mm; f_v为螺钉抗剪强度，MPa; A_螺为组合连接界面所有螺钉的截面面积，A_螺=nπd²/4,其中n为自攻螺钉数目，d为自攻螺钉有效直径。

　　 对于单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接即可仅按公式中单独的F_螺和F_粘进行估算。

　　 将具有相同翼缘木板宽度、厚度及相同的粘胶长度和相同的抗剪螺钉间距的，但采用不同连接方式的试件分成三组：试件J4,J6,J12;试件J7,J9,J11;试件J8,J10,J13。依据上述公式对各试件界面抗剪承载力理论值进行计算，计算时各参数取值如下：τ=0.15MPa, f_v=320MPa(8.8级螺栓),d=14.18mm。各组试件界面抗剪承载力计算值与试验值对比如表7所示。

　　 组合界面抗剪承载力/kN 表7

连接类型	试件编号	试验值	计算值
单纯抗剪 螺钉连接	J4	37.3	36.3
	J7	35.7	36.3
	J8	35.1	36.3
单纯环氧树脂 粘胶连接	J6	11.1	10.8
	J9	9.75	8.4
	J10	19.8	16.8
抗剪螺钉+ 环氧树脂粘胶 复合连接	J12	50.6	48.1
	J11	39.0	44.1
	J13	43.4	53.1

 

　　  

　　 由表7可以看出，对于单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接，采用所提出公式计算得出的界面抗剪承载力值与试验值吻合良好。试件J12刚好为抗剪螺钉间距为150mm的抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接，其理论计算值略小于试验值，误差仅为5.2%,吻合良好，因此对于合理螺栓间距的抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面的抗剪承载力可采用所提出的公式进行计算。而对于试件J11和J13,由于并非合理抗剪螺钉间距试件，不能将单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接的组合效应充分发挥，误差分别为11.5%和18.3%,如采用0.85的折减系数，也可获取与试验值相对吻合的计算值。

4 结论

　　 (1)单纯抗剪螺钉连接界面破坏特征主要表现为翼缘木板螺钉销孔发生明显的局部挤压变形，螺钉拔出并出现明显弯曲变形，开裂荷载与极限荷载较为接近，呈脆性破坏。单纯抗剪螺钉连接的螺钉直径和强度越高，连接界面抗剪承载力越高；螺钉间距为150mm时，连接界面抗剪承载力最大。

　　 (2)单纯环氧树脂粘胶连接界面破坏特征主要表现为翼缘木板与薄壁H钢翼缘滑移错位和分离，开裂荷载和极限荷载也极为接近，也为脆性破坏。单纯环氧树脂粘胶连接的粘胶宽度和粘胶长度越大，或粘接界面面积越大，连接界面抗剪承载力越高。单纯的粘胶界面粘接强度变化不大，粘接强度可取0.15MPa。

　　 (3)抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面破坏特征表现为粘胶层首先开裂与失效，而后界面抗剪承载力出现短暂的降低，然后界面可继续承受较大界面剪力，最后翼缘木板与薄壁H钢翼缘完全分离，翼缘木板销孔有明显的局部挤压变形，抗剪螺钉被拔出并产生弯曲变形而破坏。

　　 (4)抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接综合了单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接的受力特性，避免了单纯抗剪螺钉连接和单纯环氧树脂粘胶连接的脆性破坏特征，连接界面表现出更高承载力，并具有很好的延性和界面残余抗剪承载力。抗剪螺钉间距为150mm, 粘胶长度为300mm的抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面抗剪承载力最大，翼缘木板宽度越宽，抗剪连接螺钉嵌固于腹板木板长度越长，抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接界面承载力越大。

　　 (5)试验获取的连接界面开裂荷载、极限荷载及有效抗滑移刚度等数据可为内置薄壁H钢木组合梁的计算分析提供参考。所提出的连接界面抗剪承载力公式可用于单纯抗剪螺钉连接、单纯环氧树脂粘胶连接和抗剪螺钉+环氧树脂粘胶复合连接的界面抗剪承载力计算。