張家亮, 童科挺, 陳 偉, 王建民, 李玉順

(1.寧波大學(xué) 科學(xué)技術(shù)學(xué)院, 浙江 寧波 315300; 2.寧波大學(xué) 土木與環(huán)境工程學(xué)院, 浙江 寧波 315211; 3.青島農(nóng)業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院, 山東 青島 266109)

鋼-竹組合結(jié)構(gòu)是一種新型的組合結(jié)構(gòu)形式,主要由竹材人造板和冷彎薄壁型鋼通過結(jié)構(gòu)黏合劑或結(jié)構(gòu)黏合劑-自攻螺釘復(fù)合而成,能夠充分發(fā)揮薄壁型鋼強(qiáng)度高、自重輕、延性好與竹材速生強(qiáng)韌、經(jīng)濟(jì)環(huán)保、比強(qiáng)度高的優(yōu)勢[1].目前,本團(tuán)隊(duì)已經(jīng)對構(gòu)件力學(xué)性能[2]、抗震性能[3]與鋼-竹界面黏結(jié)滑移[4]等內(nèi)容進(jìn)行了大量的研究分析,而有關(guān)長期荷載作用下構(gòu)件力學(xué)性能的研究鮮有報導(dǎo).

目前,國內(nèi)外諸多學(xué)者對木材的蠕變性能展開了研究,但有關(guān)竹材蠕變的研究相對較為鮮見.Ba?ant[5]、張曉敏等[6]和閆薇等[7]分別對木材和竹材的蠕變行為進(jìn)行了研究,提出了考慮溫濕度的木材本構(gòu)關(guān)系,分析了竹材蠕變性能的影響因素.Pierce等[8-14]分析了木質(zhì)板、竹材刨花板、竹膠板蠕變特性的影響因素,驗(yàn)證了Burger模型擬合蠕變行為的有效性,其精度滿足工程需要.Wood等[15-18]以加載水平與持荷時長為基本參數(shù),對多種截面木梁進(jìn)行了長期加載試驗(yàn),揭示了構(gòu)件強(qiáng)度與加載時長的關(guān)系,分析了跨中撓度的變化規(guī)律,發(fā)現(xiàn)通過指數(shù)方程與Burger模型描述木梁蠕變行為具有良好的適用性.肖巖等[19]和董春雷等[20]分別對膠合竹梁和竹木復(fù)合梁的蠕變性能進(jìn)行了評價,分析了構(gòu)件力學(xué)性能的變化規(guī)律,證明竹木復(fù)合梁的蠕變符合木質(zhì)材料的一般蠕變特征.

鑒于鋼材與竹材之間具有良好的組合效應(yīng),鋼-竹組合工字形柱(以下簡稱組合柱)的蠕變特性必然與單一竹材有所差異.本文通過組合柱的長期加載試驗(yàn)以及長期加載結(jié)束后的二次加載試驗(yàn),研究長期荷載作用對組合柱變形特性和承載力的影響規(guī)律,以期為鋼-竹組合結(jié)構(gòu)的后續(xù)研究及其在實(shí)際工程中的推廣應(yīng)用提供理論依據(jù).

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)概況

表1 試件參數(shù)

圖1 試驗(yàn)試件Fig.1 Test specimens

圖2 鋼-竹組合柱截面Fig.2 Cross section of steel-bamboo composite column

依據(jù)GB 1927～1943—2009《木材物理力學(xué)性能試驗(yàn)方法》,對6個竹膠合板試樣進(jìn)行軸壓試驗(yàn),測定竹膠合板的抗壓強(qiáng)度與彈性模量,結(jié)果如表2所示.依據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》對9個冷彎薄壁型鋼試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn),測定屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度、彈性模量與泊松比,對同一厚度試樣測試結(jié)果取平均值,結(jié)果如表3所示.

表2 竹膠合板力學(xué)性能

表3 薄壁型鋼力學(xué)性能

1.2 長期加載試驗(yàn)

1.2.1長期加載試驗(yàn)參數(shù)

在實(shí)施長期加載試驗(yàn)之前,對9根組合柱一次加載試件進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn),以確定長期荷載施加值,一次加載試驗(yàn)屈服承載力如表4所示.本文采用2種方法確定組合柱試件的屈服荷載試驗(yàn)值：當(dāng)組合柱上任一薄壁型鋼應(yīng)變片測量數(shù)值達(dá)到屈服應(yīng)變或荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折點(diǎn)時,即認(rèn)為組合柱屈服.兩者以先到者為準(zhǔn),將對應(yīng)的荷載定義為屈服承載力.以加載水平與含鋼率為基本參數(shù),對6根組合柱試件實(shí)施長期加載試驗(yàn).

表4 一次加載試驗(yàn)屈服承載力

1.2.2長期加載試驗(yàn)裝置

長期荷載的施加和保持是長期加載試驗(yàn)的關(guān)鍵所在,考慮到試驗(yàn)中施加的長期荷載值較大,故不宜采用堆積重物的方法.本文在相關(guān)試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上,提出了用于構(gòu)件長期持荷試驗(yàn)的自平衡加載裝置設(shè)計方案,該裝置具有構(gòu)造簡單、傳力明確、節(jié)約場地等優(yōu)點(diǎn).如圖3所示,為滿足2種荷載水平的持荷要求,共設(shè)計了2種加載裝置,其中單彈簧加載系統(tǒng)適用于加載水平ξ=0.30的試件,雙彈簧加載系統(tǒng)則適用于加載水平ξ=0.56的試件.

圖3 長期加載裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of long-term loading device

長期加載系統(tǒng)由彈簧、高強(qiáng)螺栓、液壓千斤頂、加載鋼板、測力環(huán)等組配而成.本裝置所用彈簧勁度系數(shù)為1kN/mm,螺栓為8.8級M30高強(qiáng)螺栓,液壓千斤頂最大推力為300kN;加載鋼板厚度為25mm,按自上而下的順序?qū)摪寰幪枮?～5,部分鋼板表面設(shè)有加勁肋以提高其剛度;測力環(huán)的量程分為200kN和300kN 2種,分別用于監(jiān)測單彈簧加載系統(tǒng)與雙彈簧加載系統(tǒng)的長期荷載實(shí)時數(shù)值.加載前,在萬能試驗(yàn)機(jī)上對測力環(huán)進(jìn)行3次預(yù)壓,預(yù)壓荷載分別為2種測力環(huán)對應(yīng)量程的50%與70%.

1.2.3試驗(yàn)方法

長期荷載施加值NL由加載系統(tǒng)的測力環(huán)測量,測力環(huán)讀數(shù)便捷且能夠?qū)崟r讀取NL的變化.為準(zhǔn)確有效地監(jiān)測組合柱試件的長期變形,試驗(yàn)包含2部分形變測量內(nèi)容：在4號鋼板上布置了與3號鋼板相連的千分表,以測量蠕變變形;在距離組合柱上下端部150mm處和柱中部位,分別布置了12個應(yīng)變測點(diǎn),以測量組合柱在持荷期間的應(yīng)變.

長期荷載的施加現(xiàn)場如圖4所示.施加長期荷載NL的步驟如下：(1)將組合柱放置在加載系統(tǒng)的4號鋼板上,并進(jìn)行幾何對中;(2)安裝測力環(huán)與千分表,連接應(yīng)變采集設(shè)備;(3)使用液壓千斤頂對組合柱進(jìn)行預(yù)壓,確保位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)準(zhǔn)確采集;(4)采用分級加載的方式施加長期荷載,每級荷載為NL/4,當(dāng)測力環(huán)讀數(shù)達(dá)到NL/4時,均勻地擰緊2號鋼板上的8個螺母,此時即完成了第1級荷載的施加,以此類推可進(jìn)行第2、3、4級荷載的施加;(5)長期荷載施加完成時,立即記錄各個組合柱的初始變形和應(yīng)變.

圖4 長期荷載施加現(xiàn)場Fig.4 Applying long-term loads on site

隨著試驗(yàn)進(jìn)程的不斷推進(jìn),構(gòu)件將發(fā)生蠕變變形,同時被壓縮的加載彈簧有所回彈,導(dǎo)致測力環(huán)讀數(shù)有所下降.為保持組合柱長期荷載施加值NL的恒定,使用千斤頂進(jìn)行補(bǔ)充加載.在組合柱長期加載的前60d,蠕變變形明顯,測力環(huán)讀數(shù)降幅較為顯著,需要每隔5d左右對加載系統(tǒng)進(jìn)行一次補(bǔ)載;隨著加載時間的延長,蠕變變形增幅放緩,測力環(huán)讀數(shù)較為穩(wěn)定,每隔15d左右補(bǔ)載1次.

1.3 二次加載試驗(yàn)

在為期235d的長期加載試驗(yàn)結(jié)束后,將6根組合柱試件從長期加載裝置上卸載,隨后立刻在電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行二次加載試驗(yàn),如圖5所示.二次加載試驗(yàn)采用力控制分級加載方案,加載速率為0.4kN/s,每級荷載增量為10kN,每級荷載持荷時長30s.在距離組合柱上下端部150mm處及柱中截面處布置應(yīng)變片,以測量組合柱在軸心荷載作用下的應(yīng)變,應(yīng)變數(shù)據(jù)采用DH3816靜態(tài)應(yīng)變測試儀采集.

圖5 長期荷載卸載后的二次加載試驗(yàn)Fig.5 Secondary static loading test after long-term loading

2 長期加載試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)環(huán)境

長期加載試驗(yàn)共歷時235d,在監(jiān)測試件變形的同時,記錄試驗(yàn)所處環(huán)境的溫度與濕度,其中試驗(yàn)溫度隨時間變化幅度較大,最大溫差達(dá)30.9℃.為使試驗(yàn)結(jié)果更加可靠,本文考慮了溫度對組合柱蠕變變形的影響并制作了3個溫度測試試件(TM-1～TM-3),以研究溫度對組合柱變形的影響規(guī)律.具體實(shí)施方案為：將溫度測試試件自由、豎直地放置在進(jìn)行長期加載試驗(yàn)環(huán)境中,確保溫度測試試件與長期受荷試件所處環(huán)境溫度相同;在溫度測試試件中部對稱布置4個應(yīng)變片,以測量組合柱因溫度變化而產(chǎn)生的變形;考慮溫度升高或降低對試件縱向變形的影響,對試件長期變形量測結(jié)果進(jìn)行修正.長期加載試驗(yàn)期間,試驗(yàn)環(huán)境相對濕度保持在70%左右,隨時間變化幅度較小,故本文未考慮相對濕度對組合柱蠕變的影響.

2.2 蠕變-時間關(guān)系曲線

通過對6根組合柱進(jìn)行為期235d恒定荷載作用下的加載試驗(yàn),得到了在不同加載水平下的蠕變變形.為清晰展示構(gòu)件蠕變過程,未考慮組合柱在長期荷載作用下初始變形的蠕變變形-時間(Dcr-t)關(guān)系曲線如圖6所示.由圖6可見：在長期荷載作用下,組合柱蠕變變形的增長較為明顯;加載初期,組合柱的蠕變速率較快,加載至30、60d時,組合柱的蠕變量分別占總?cè)渥兞康?5%和90%左右;加載100d之后,組合柱變形發(fā)展緩慢,蠕變變形曲線漸趨水平.

圖6 未考慮初始變形的蠕變變形-時間曲線Fig.6 Creep-time curves without considering initial deformation

通過對蠕變數(shù)據(jù)的進(jìn)一步分析可知,各試件在90d內(nèi)的蠕變變形大小關(guān)系依次為D30-Di>D60-D30>D90-D60,其中Di為初始變形量,D30、D60、D90分別為持荷30、60、90d時的蠕變變形.由此可知,組合柱的蠕變速率隨時間的延長而降低.

2.3 蠕變分析

蠕變模型的建立對于研究與預(yù)測組合柱在長期荷載作用下的變形具有重要的作用.以一維線性黏彈性理論為基礎(chǔ),將普通蠕變分為3部分：彈性變形、黏彈性變形與黏性變形[21].其中,彈性變形為可恢復(fù)的變形,黏彈性變形為與時間相關(guān)且可恢復(fù)的變形,而黏性變形為永久的不可恢復(fù)變形.如圖7所示,常用Maxwell模型、Kelvin模型與Burger模型描述木質(zhì)材料蠕變變形,對應(yīng)的蠕變表達(dá)式分別為：

圖7 蠕變力學(xué)模型Fig.7 Mechanical models of creep

(1)

(2)

(3)

式中：uM、uK、uB分別為基于Maxwell模型、Kelvin模型與Burger模型的蠕變變形,mm;P0為長期荷載施加值,kN;ke1與ke2為Maxwell模型與Kelvin模型的彈性系數(shù),MPa;γv1與γv2為Maxwell模型與Kelvin模型的阻尼系數(shù),MPa·d.

以組合柱試件ZC-N2-2為例,試用Maxwell模型與Kelvin模型對長期荷載作用下組合柱的蠕變進(jìn)行分析,并繪制考慮初始變形的蠕變曲線,如圖8所示.由圖8可見：Maxwell模型曲線為1條直線,擬合曲線隨著時間的推移,逐漸偏離試驗(yàn)曲線且不具備收斂性;Kelvin模型擬合曲線起點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn),在長期荷載加載初期與試驗(yàn)曲線偏差較大,但加載后期對試件黏彈性變形擬合效果較好且具有收斂性.

圖8 試件ZC-N2-2的蠕變試驗(yàn)曲線與擬合曲線Fig.8 Experimental and fitted creep-time curves of specimen ZC-N2-2

從Maxwell模型表達(dá)式分析,該模型具備模擬彈性變形與黏性變形的特性;從試件ZC-N2-2擬合分析結(jié)果可知,Kelvin模型能夠較好地模擬黏彈性變形.由此,將兩者串聯(lián)形成的Burger模型,應(yīng)能良好地模擬普通蠕變的主要特征.各試件對Burger模型的參數(shù)擬合結(jié)果如表5所示,其相關(guān)系數(shù)R2均在0.95以上,可見Burger模型可以較為準(zhǔn)確地描述組合柱的蠕變行為.擬合蠕變曲線如圖9所示.

表5 Burger模型的參數(shù)擬合

圖9 組合柱蠕變曲線與Burger模型曲線對比Fig.9 Comparison of creep-time curves in test and in Burger model

以Burger模型為基礎(chǔ),可以計算組合柱試件在任意時間節(jié)點(diǎn)的蠕變總量及三組分變形分量.選取施加長期荷載后的第30、60、90、120、150、235d作為計算時間節(jié)點(diǎn),分析蠕變總量中的彈性變形、黏彈性變形及黏性變形,以試件ZC-N1-1為例,計算結(jié)果如表6所示.由表6可見：長期荷載施加完畢后立刻產(chǎn)生彈性變形,其數(shù)值在整個持荷期間保持恒定,占蠕變總量的85%～88%;黏彈性變形在加載初期發(fā)展速度較快,在90d左右已完成黏彈性變形總量的95%;黏性變形數(shù)值較小,隨持荷時長勻速發(fā)展,在蠕變總量中所占比例較低.長期荷載加載完畢后,蠕變總量的提高主要源于黏彈性變形的發(fā)展,考慮到黏性變形所占比例較低,故蠕變總量在90d左右已基本穩(wěn)定,達(dá)到最終蠕變的95%以上.

表6 試件ZC-N1-1蠕變變形各組分計算

選取含鋼率相同的3組試件(ZC-N1-1與ZC-N2-1,ZC-N1-2與ZC-N2-2,ZC-N1-3與ZC-N2-3)分析其蠕變特征,可知隨著加載水平的提高,彈性變形與黏彈性變形顯著發(fā)展,而黏性變形變化較小,在蠕變總量中所占比例隨加載水平的提高而降低.選取同一加載水平的2組試件(ZC-N1-1～ZC-N1-3,ZC-N2-1～ZC-N2-3)分析其蠕變特征,黏性變形數(shù)值與含鋼率呈正相關(guān),黏性變形發(fā)展速率及其在蠕變總量中所占比例隨含鋼率的增大而提高.上述分析表明,加載水平是影響蠕變性能的重要因素,應(yīng)在實(shí)際工程中嚴(yán)格控制.

3 二次加載試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 試驗(yàn)結(jié)果

二次加載試驗(yàn)過程中,將組合柱所能承受的最大荷載定義為極限荷載試驗(yàn)值.長期加載試件的屈服荷載試驗(yàn)值、極限荷載試驗(yàn)值(Nu)及對應(yīng)的屈服位移(Δy)、極限位移(Δu)如表7所示.

表7 二次加載試驗(yàn)結(jié)果

3.2 破壞形態(tài)

與一次加載試驗(yàn)相比,二次加載試驗(yàn)與其頗有相似之處,長期荷載作用未導(dǎo)致破壞模式發(fā)生顯著變化.試件ZC-N1-1、ZC-N1-2、ZC-N2-1和ZC-N2-3的破壞特征較為相似,表現(xiàn)為試件翼緣處竹膠板沿豎直方向發(fā)生劈裂破壞,如圖10(a)所示;試件ZC-N1-3與ZC-N2-2在軸壓荷載作用下翼緣處竹膠板被壓潰,隨后薄壁型鋼發(fā)生屈曲破壞,如圖10(b)所示.經(jīng)過長期加載試驗(yàn),鋼-竹界面黏結(jié)膠體固化水平提高,降低了潛在黏結(jié)界面初始缺陷帶來的不利影響.與一次加載試驗(yàn)相比,鋼-竹界面黏結(jié)更為可靠,未發(fā)生因膠合界面局部脫膠而導(dǎo)致的破壞.

圖10 試件主要破壞形態(tài)Fig.10 Primary failure models of specimens

3.3 荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線

通過二次加載試驗(yàn)可以得到試件的荷載-縱向應(yīng)變(N-ε)關(guān)系曲線,如圖11所示.由圖11可見：當(dāng)軸向荷載小于0.55Nu時,試件處于線彈性工作階段,未出現(xiàn)明顯破壞征兆,偶有細(xì)微竹膠板開裂聲,薄壁型鋼與竹膠板的應(yīng)變發(fā)展規(guī)律基本一致,兩者表現(xiàn)出良好的組合效應(yīng);當(dāng)軸向荷載超過0.55Nu后,曲線呈非線性發(fā)展趨勢,組合柱進(jìn)入彈塑性工作階段,最終試件上端翼緣處竹膠板發(fā)生劈裂破壞,同時薄壁型鋼發(fā)生局部鼓屈,導(dǎo)致試件喪失承載力.

圖11 二次加載試件ZC-N1-1荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.11 N-ε curves of specimen ZC-N1-1 in secondary static loading test

3.4 二次加載試驗(yàn)影響因素分析

試件極限承載力Nu、極限應(yīng)變εu與加載水平ξ的關(guān)系如圖12所示.由圖12可見：隨著加載水平的提高,含鋼率相同試件極限承載力的變化幅度較小,介于-5.00%～9.42%之間;隨著加載水平的提高,試件極限應(yīng)變顯著提高,增幅可達(dá)11.60%～25.44%;在長期荷載作用下,試件極限承載力所受影響較小,較大的蠕變總量使竹膠板及鋼-竹膠合界面潛在初始缺陷得到了改善,當(dāng)加載水平ξ由0.30增大至0.56時極限應(yīng)變顯著提升,有助于提高構(gòu)件服役期間的工作應(yīng)力.

圖12 極限承載力、極限應(yīng)變與加載水平的關(guān)系曲線Fig.12 Curves of Nu-ξ and εu-ξ

相同加載水平試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖13所示.由圖13可見：試件的極限承載力隨著含鋼率的增大而提高,含鋼率較大的試件進(jìn)入彈塑性破壞階段較晚,增大了彈性工作區(qū)間.以加載水平ξ=0.30的試驗(yàn)組為例,試件含鋼率之比為1∶1.50∶2.14,屈服荷載之比為1∶1.33∶1.56,極限荷載之比為1∶1.23∶1.45.由此可見,含鋼率與承載力呈正相關(guān),對長期荷載作用后的組合柱的軸壓性能影響顯著.

圖13 相同加載水平試件荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.13 N-ε curves of specimens under same loading level

3.5 二次加載試驗(yàn)與一次加載試驗(yàn)對比分析

圖14為一次加載試件與二次加載試件的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線.由圖14可見：二次加載試驗(yàn)試件的極限承載力受長期荷載作用的影響并不顯著,平均降幅約5.09%;試件的極限應(yīng)變明顯提高,平均增幅達(dá)24.49%.

圖14 一次加載試驗(yàn)與二次加載試驗(yàn)荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線對比Fig.14 Comparison of N-ε curves in static loading test and secondary static loading test

為了便于考察長期荷載作用對組合柱承載力和變形的影響規(guī)律,定義3個影響系數(shù)[22]：承載力影響系數(shù)SI=NuL/Nuo,其中NuL、Nuo分別為二次加載試驗(yàn)和一次加載試驗(yàn)構(gòu)件的極限承載力;變形影響系數(shù)DI=εuL/εuo,其中εuL、εuo分別為二次加載試驗(yàn)和一次加載試驗(yàn)構(gòu)件的極限應(yīng)變;延性影響系數(shù)KI=μL/μo,其中μL、μo分別為二次加載試驗(yàn)和一次加載試驗(yàn)構(gòu)件的延性系數(shù),且延性系數(shù)為極限位移與屈服位移的比值.影響系數(shù)SI、DI、KI與含鋼率、加載水平的關(guān)系如圖15所示.由圖15可見：一次加載與二次加載試驗(yàn)試件的極限承載力沒有明顯差異,且SI數(shù)值呈現(xiàn)出一定的跳躍性,表明試件的極限承載力受長期荷載作用的影響并不顯著;DI數(shù)值位于1.101～1.314之間,可見二次加載試驗(yàn)試件的極限應(yīng)變較一次加載試驗(yàn)有顯著的提高,且DI數(shù)值隨著含鋼率的增加而減小,隨著加載水平的增大而提高;試件的延性隨含鋼率的增大而顯著提高,與加載水平正相關(guān).

4 結(jié)論

(1)加載初期,組合柱的蠕變速率較快,當(dāng)加載至30、60d時,組合柱的蠕變量分別占蠕變總量的75%和90%左右,在加載100d之后,蠕變曲線漸趨水平,組合柱的蠕變變形達(dá)到穩(wěn)定階段.

(2)長期荷載加載完畢后,蠕變變形的增長主要源于黏彈性變形的發(fā)展,4因素Burger模型可以較準(zhǔn)確地模擬組合柱的蠕變行為,擬合曲線和試驗(yàn)曲線的相關(guān)系數(shù)R2均在0.95以上.

(3)隨著加載水平的提高,蠕變彈性變形、黏彈性變形及蠕變總量均顯著增大,而蠕變黏性變形卻基本保持不變,黏性變形占蠕變總量的比例隨加載水平的提高而降低,黏性變形發(fā)展速率及其在蠕變總量中所占比值隨含鋼率的增大而提高.

(4)長期荷載作用后鋼-竹界面黏結(jié)可靠性提高,未發(fā)生因黏結(jié)界面脫膠而導(dǎo)致的破壞,二次加載試驗(yàn)主要破壞模式包括翼緣竹膠板豎向劈裂破壞、翼緣竹膠板壓潰后薄壁型鋼局部屈曲破壞.

(5)長期荷載作用對組合柱極限承載力的影響并不明顯,但組合柱的極限應(yīng)變與延性顯著提高,有利于提高組合柱工作應(yīng)力,隨著含鋼率的提高,組合柱承載力與延性顯著提升.