竹质复合材料工字形梁抗弯模型试验研究

竹质复合材料工字形梁抗弯模型试验研究

0竹材人造板在结构工程中的应用前景展望根据文献，竹材料具有良好的物理强度。它的承受力约为木材的两倍，比压力强约为木材的十%，比材料的三四倍。同时，竹材料具有良好的弹塑性。以竹材为主要原料生产的竹片胶合板等人造板,由于其结构的合理性,大大改变了竹材的形态与结构,提高了其物理力学性能的稳定性。竹材板的结构强度高,如龙竹层积材的抗弯强度可达到200MPa以上,弹性模量也超过20GPa,高于普通结构用木材(如松木等)的强度,毛竹复合材料的抗压和抗拉强度与木材比较接近,这使竹材人造板具有在结构工程上的应用潜力。当今的土木工程结构大多是以钢筋混凝土或预应力钢筋混凝土为主要建筑材料,但通过对大量旧有钢筋混凝土或预应力钢筋混凝土结构的检测发现,配筋混凝土结构存在结构开裂、钢筋锈蚀等亟待解决的问题。在大力提倡可持续发展的今天,“绿色建筑”是必然的选择。发展新型材料、创新结构体系,在建筑领域的一定范围内,逐步取代钢筋混凝土作为主要建筑材料和结构形式来使用,这成为21世纪土木工程领域创新与变革的方向,也是土木工程学科所面临的挑战。目前,中国也已经开展了竹质复合材料作为工程结构材料的应用性研究。本文中提出了新型的竹质复合材料工字形梁结构,可以作为中小跨度桥梁主要承载结构的替代方案。本文中所用的竹质复合材料包括竹篾层积板和竹帘胶合板,其中竹篾层积板是由竹片以单向组胚方式胶结压缩而成,纵向抗压强度较高;竹帘胶合板是由竹片以正交2个方向组胚方式胶结压缩而成,其纵横向抗剪强度均较高。本文中将竹篾层积板简称为一类板,竹帘胶合板简称为二类板。为充分利用2类人造板的各自特点,初步设计以一类板为工字形梁的顶、底板,以二类板作为工字形梁的腹板,腹板与顶底板之间采用环氧树脂胶连接与螺栓机械连接共同作用。本文中拟对竹质复合材料工字形梁的弯曲力学特性进行探索性模型试验,研究其受弯破坏模式、抗弯承载能力及其对抗弯刚度的影响,为该类结构的设计应用提供理论基础。1试验总结1.1a顺纹抗压弹性模量竹材胶合板由浙江湖州安吉县中奥竹材胶合板厂生产,胶合板分为竹篾层积板与竹帘胶合板。竹篾层积板的出厂规格为2440mm×200mm×15mm,经试验测得顺纹抗拉强度为127MPa,顺纹抗压强度为53.5MPa,顺纹抗压弹性模量为9.81GPa;竹帘胶合板的规格为2440mm×270mm×15mm,顺纹抗拉强度为79MPa,顺纹抗压强度为35.8MPa,顺纹抗压弹性模量为6.86GPa。体外钢筋选用高强钢丝,钢丝直径为5mm,抗拉强度设计值为1570MPa。连接角钢选用Q235钢,抗拉强度设计值为235MPa。连接螺栓直径为8mm,材料性能等级为5.6级,公称抗拉强度为500MPa,公称屈服强度为300MPa,螺杆长度分为45,50,55mm三种。粘结胶采用聚丙烯酸酯橡胶改性环氧树脂耐热胶粘剂,室温20℃下剪切强度测试值为26.5MPa,高温150℃下剪切强度测试值为15.7MPa。1.2试验模型总体结构共制作4根试验梁,命名为1~4号梁,其中1号和2号梁为无配筋的竹材板工字形梁;3号和4号梁分别配置2根体外筋(其中3号梁施加体外预应力,4号梁仅配置体外钢筋),均未施加体外预应力。对3号梁的2根体外预应力高强钢丝施加预应力,每根钢丝张拉力为22kN。配置体外钢筋及施加预应力的目的在于研究上述措施对提高结构刚度、控制结构变形是否有效。图1为竹质复合材料工字形简支梁试验模型,简支梁的计算跨径均为2.14m,梁总长2.44m,梁高0.3m,顶底板宽0.2m,翼缘板采用竹篾层积板,腹板采用竹帘胶合板,腹板和上、下翼缘的板厚均为15mm,并且沿纵向设置4道横隔板,横隔板厚为30mm。如图1所示,每根试验梁共有13个横截面进行了翼缘板与腹板的机械螺栓连接,横隔板与翼缘板之间也采用了类似的连接措施。为确保腹板与翼缘板连接处的纵向抗剪承载能力,腹板与翼缘板之间的连接方式主要为螺栓机械连接,螺栓机械连接设计时充分考虑了空洞削弱对构件纵向抗剪能力的影响,同时配合采用结构胶粘剂连接,共同形成腹板与翼缘板的可靠连接,翼缘板与腹板之间连接方式如图2所示。上述连接方式基于Holstein等的研究成果,被认为是可靠的,其研究发现组合结构中的各部件除了依靠螺栓机械连接方式外,同时附加可靠的粘结连接,可以使构件获得更好的结构刚度和受力强度。基本连接步骤为:在完成上述机械螺栓连接操作以前,首先清洁腹板及横隔板与翼缘板的接触面,均匀涂上常温固结的环氧结构胶,然后再将各部件组合紧固,使部件之间的结合处产生一定的压应力,有利于提高结构胶硬化后的粘结力。通过上述措施,形成了螺栓机械连接和粘结连接的联合作用。1.3试验设计及加载每个试验梁的试验加载方案均采用计算跨度的三分点集中加载,如图3所示(F为荷载)。试验中1号梁以4kN的加载幅度逐级加载,2~4号梁以2kN的加载幅度逐级加载,直至梁体结构破坏为止。试验中为测试梁体的应力及变形状态,在关键截面布置了应变片(共21个)及百分表。模型梁的破坏标准为:当工字形竹材胶合板梁的翼缘板或腹板中出现断裂、撕裂、梁体变形过大,或者主要连接措施失效时,即认为工字形竹材胶合板梁破坏。2试验结果及分析2.1试验结果分析4根模型梁的破坏形式如图4所示,各模型梁具体的破坏截面均为三分点截面偏支座,表1中给出了其破坏形式、破坏类型和破坏荷载。由表1可以看出:(1)除了配置体外预应力的3号梁为腹板上缘失稳破坏以外,其余梁体均发生材料撕裂破坏,撕裂裂缝方向基本垂直梁底面。试验表明,在三分点截面偏支座侧是弯矩和剪力都接近最大的截面,在截面正应力和剪应力复合作用下,该截面的主拉应力和主压应力均接近最大值,故该截面螺栓连接容易引起局部应力集中,导致材料撕裂破坏或该截面腹板顶部易出现局部受压失稳。分析材料撕裂破坏的可能原因有两方面:一方面,本文中梁体的螺栓连接数量偏少,连接处应力集中明显,如果增加连接螺栓数量和直径将有助于改善局部受力状态;另一方面腹板采用竹帘胶合板,导致局部位置更容易被撕裂,因此梁体腹板建议改用竹篾层积板更好,因为层压板中竹片全部是纵向排列,有助于提高腹板纵向的抗撕裂强度,同时适当增加腹板厚度。(2)试验中4根试验梁的承载能力基本接近,同时各梁的胶连接开始破坏时加载值也比较接近;进一步观察可知,凡是胶连接破坏荷载较低的梁体,其最终破坏荷载也比较低,而且各梁胶连接破坏荷载的差值与最终破坏荷载之间的差值十分接近,由此表明胶连接的施工质量对极限承载力有很大的影响。(3)配体外筋后3号梁和4号梁的承载力相比,未配筋的梁体未发生明显变化,说明通过配筋甚至施加预应力的方法难以有效提高梁体的承载力,但3号梁中施加了预应力,破坏形式变为腹板失稳破坏,而不再是腹板撕裂破坏,说明施加体外预应力对于改善结构的局部受力状态是有利的。2.2梁体结构模型试验梁破坏时典型变形状态见图5。由图5可见,试验梁破坏时挠曲较大,表明梁的受力变形明显,延性较好。各梁跨中挠度-荷载关系如图6所示。由图6可见:试验梁的跨中挠度随着荷载的增加,大致经历了线性阶段和非线性阶段2个变化阶段。4根梁跨中截面的荷载-挠度曲线阶段划分与变化范围如表2所示。由图6和表2可知,线性阶段的荷载和挠度变化范围较小,表明线性阶段较短,后续结构受力和变形大部分处于非线性阶段,该阶段较长。为了研究挠度变化与连接状态之间的关系,马雪媛对模型梁的结构变形进行了有限元计算分析,考虑了2种连接状态:①腹板与翼缘板之间连接采用现有实际状态;②假定腹板与翼缘板之间固结,不考虑连接削弱和滑移变形等,为理想固结状态。图7为计算用的ANSYS有限元分析模型。现引用文献中与该有限元模型有关的主要建模细节,梁体结构采用Solid45单元进行模拟。第1种连接状态是将角钢位置的节点耦合模拟角钢连接,用接触单元模拟腹板与翼缘板之间的结构胶连接,形成实际连接状态;第2种连接状态是把腹板与翼缘板相接触的全部节点进行耦合来模拟一种理想的固结状态。有限元模型中工字形梁的翼缘板采用竹材层积板,腹板采用竹帘胶合板,材料的强度、弹性模量同试验梁,分析中所依据的材料本构模型由试验数据简化得到(图8)。ANSYS有限元模型中接触单元的法向接触刚度为1.0,最大穿透容差为0.28,接触面的最大等效剪应力为1MPa,接触张开弹簧刚度为0.006,其他各参数采用程序中初始值。有限元模型的单元总数为8856,节点总数为18058。图9为2号梁荷载-挠度曲线的试验值与计算值对比。由图9可知,根据实际连接状态得到的有限元分析挠度值与试验挠度值十分接近,说明有限元分析模型是合理可用的。基于验证过的有限元模型,本文对挠度变化与连接状态之间的关系进行了分析。图6表明:在承载初期胶连接起主要连接作用,剪力连接刚度较大,显示为梁体的变形较小及刚度较大;当结构挠度达到4.7~6.4mm时,胶连接局部首先开裂破坏,荷载-挠度曲线进入转折点,线性阶段结束。与此相对应的各试验梁的胶连接破坏荷载见表1。上述连接受力状态的分析可从荷载-挠度曲线的计算值与试验值对比中得到印证。以2号梁为例,由图9可知:当腹板与翼缘板之间的连接采用理想固结状态时,试验梁初期受力变形与实际连接状态时的试验值和计算值之间基本无差异,说明腹板与翼缘板之间的连接中,粘结作用对结构刚度的影响发挥了主要作用,螺栓连接在这个阶段对结构刚度的影响很小,此时结构变形处于线性阶段;在局部胶连接破坏以后,螺栓机械连接开始发挥更多受力作用,但是腹板与翼缘板之间的连接刚度平均值明显降低,此时梁体挠度增加,结构受力与变形的关系呈非线性状态,梁体破坏时结构表现出良好的延性。由此可见,结构变形的增长规律与腹板和翼缘板之间的连接状态关系紧密。本试验中翼缘板与腹板之间的螺栓机械连接呈点状连接形式,对腹板与翼缘板之间的连接整体性有较大影响。如果能够加强这种连接(如采用榫接与粘结共同作用的连接方式),势必能加强结构的整体性和受力刚度,这在今后的研究中有必要进行进一步探讨。上述结构变形的变化规律表明,胶连接与螺栓机械连接可在不同的变形阶段发挥受力作用,2种连接形式的联合作用既可以使梁体具有较好的结构刚度,又可以使之具有较好的承载能力和结构延性。2.3破坏荷载分析为分析跨中挠度与加载之间的对应关系,表3中给出了4根试验梁的跨中实测挠度、跨中控制挠度、控制荷载及破坏荷载的具体分析数据。由于目前尚缺乏竹结构梁的挠度控制相关标准,本文中根据中国木结构设计规范(GB50005—2003)给出的使用状态下控制挠度值应小于L/250=8.56mm(L为梁的计算跨度,取2.14m)作为参考值,然后依据图6中试验加载与实测挠度的关系来推算相应的控制荷载。由表3可知:各试验梁破坏时的跨中最大挠度已远超出木结构梁的控制挠度值L/250;控制挠度值已经超出线性受力阶段,对应加载值也基本超出或达到线性阶段末尾,说明正常使用状态下结构进入了非线性阶段的初期受力状态,此时粘结连接已经开裂破坏。上述事实表明本试验梁腹板与翼缘板之间的胶接连接不是很理想,如胶结面积过小和胶接施工质量较差等原因可能导致胶接提前破坏。为此本文中建议该粘结连接设计在后续试验中可参照文献中提供的方法按照槽型接缝进行改进,这种设想与上文中谈到的榫接与粘结共同作用的连接方式十分相似。尽管如此,表3中数据表明各模型梁的破坏荷载与控制荷载的比值都在2.0以上,表明结构使用阶段的受力安全性较高。此类结构能够适用于桥梁结构的关键并不是其结构受力大小的问题,而在于其结构性变形能否得到有效控制,提高结构刚度是该类结构设计的关键所在。2.4结构节点及规范措施基于有限元分析和模型试验数据的分析,对模型梁抗弯刚度的影响因素讨论如下:(1)胶结作用对工字形竹材胶合板梁抗弯刚度的影响较大。如图9所示:2号梁在荷载较小时,荷载-挠度曲线斜率较大,结构呈现较大的抗弯刚度;在外荷载达到28kN时,荷载-挠度曲线出现第1个转折点,结构刚度开始降低,表明此时腹板与上、下翼缘板之间的环氧树脂胶连接开始局部破坏;直到外荷载为44kN时,曲线斜率明显变小,挠度显著增加,此时大部分胶连接破坏,结构刚度显著降低,说明胶连接作用对竹质复合材料工字形梁的抗弯刚度影响较大。因此,如果能较好地保证胶连接的施工质量,使得工字形梁在正常使用状态下,胶结作用仍然处于工作状态,则能有效提高工字形竹材胶合板梁的抗弯刚度。(2)连接螺栓的数量对结构抗弯刚度的影响较大。加强连接措施可有效减小结构后期的弯曲变形,因此,在提高胶连接质量的同时,同步加强螺栓连接措施对提高结构刚度也十分有效。(3)体外钢筋对梁抗弯刚度的影响较小。如图6所示,由配非预应力钢筋的4号梁与未配筋的1号梁和2号梁的挠度变化相比较可知,4号梁的挠度变化值介于1号梁与2号梁之间,也就是说三者结构的挠度变化规律基本一致,由此说明体外非预应力钢筋对工字形竹材胶合板梁的抗弯刚度影响较小。(4)体外预应力对梁抗弯刚度的影响有限。如图6所示,在线性阶段2号梁与3号梁的荷载-挠度曲线斜率基本接近,表明两者在线性阶段的截面抗弯刚度比较接近,由此说明体外预应力钢筋对工字形竹材胶合板梁的刚度贡献十分有限。但是配置体外预应力钢筋的3号梁,由于试验加载前存在预拱度,因此梁的总挠度变形偏小。在非线性阶段荷载-挠度曲线变化比较平缓,变形相对较小,有利于改善工字形梁的受力状态和提高其承载能力。2.5体外预应力钢筋拉力对于配置体外预应力钢筋的3号梁,其2根预应力钢筋的初始张拉力为22kN。为了测试短期体外预应力钢筋的预应力损失,在加载前测试了72h的预应力钢筋有效拉力值,测试结果见表4。由表4可知,竹结构梁中所配置的体外预应力钢筋拉力经过72h加载后,钢筋拉力变化值约为2.7%,表明短期预应力损失较小,可以满足结构承载需要,其长期性能还需要进行更多试验测试才能给出结论。试验中对于3号和4号梁中的配筋有效拉力进行了测试(图10),测试结果表明:(1)3号梁破坏时,体外预应力钢筋在外荷载作用下,所配钢筋拉力增量为2.2kN,约为初始拉力值的10%,拉力变化值不大。(2)4号梁破坏时,非预应力体外钢筋在外荷载作用下,钢筋拉力增量平均为6kN,应力增量较大,达77.0MPa。(3)梁体破坏时3号和4号梁的体外钢筋均未屈服破坏。2.6号梁正应力分布明显图11为1~4号梁跨中截面腹板高度上5个应变测点的应变值,由图11可以看出:(1)在整个受力过程中,跨中截面腹板上纵向应变沿截面高度基本呈线性分布,说明跨中截面的应变基本符合平截面假定。(2)随着荷载的增加,应变曲线分布有一个突变阶段,显示腹板应变突然增加。其原因为结构连接组成之一的胶连接开始破坏并逐渐退出工作状态,结构刚度有所变化。这与跨中挠度明显变化具有相同的原因。(3)由于3号梁事先施加了纵向预应力,在同等加载条件下截面下侧的纵向拉应变比其他梁小,最终结构破坏是由于腹板上侧的压应变过大导致结构局部屈曲,而引起梁体破坏。这也可以解释为什么施加体外预应力之后,3号梁的破坏状态不同于其他梁。图12为2号梁跨中截面顶板与底板上横向5个应变测点的应变值曲线,由图12可知:(1)无论顶板或是底板,各测点纵向应变沿横向分布并不均匀,均呈现中间大而两侧小的规律,表明顶底板纵向正应力分布呈现明显的剪力滞效应。(2)与腹板上纵向应变的变化规律相似,当加载值为38~40kN时,应变曲线分布也有一个突变阶段