U型截面GFRP－泡桐木夾層板抗彎性能研究

王 俊， 劉偉慶， 胡世俊， 方 海， 周宏偉

（南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇南京211816）

纖維聚合物復(fù)合材料（FRP）具有耐腐蝕、輕質(zhì)高強(qiáng)、維護(hù)費(fèi)用低及全壽命費(fèi)用低等優(yōu)點(diǎn)，在過去的30年已成功應(yīng)用在新建和改建的結(jié)構(gòu)中[1－3].其中可橫向連接的U型、Z型等波形截面玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料（GFRP）板在國外已成功應(yīng)用于直立式板樁護(hù)岸加固和小型碼頭、防波堤、海洋平臺的建設(shè).相關(guān)研究人員已開展單塊U型FRP板[4]、橫向拼接在一起的FRP板[5－6]及中空木塑復(fù)合材料（WPC）Z型板和乙烯基Z型板[7]抗彎性能研究.此外預(yù)制U型FRP板還可用作澆注混凝土的模板，形成復(fù)合材料組合梁和組合橋面板[8－9].

由于GFRP彈性模量較低，如果設(shè)計成與現(xiàn)有鋼板樁同樣的截面，GFRP板樁護(hù)岸的抗彎剛度和承載力會遠(yuǎn)小于鋼質(zhì)護(hù)岸，這在一定程度上限制了復(fù)合材料在荷載水平較高的深水港口、航道的應(yīng)用.將GFRP與價格低廉的速生泡桐木相結(jié)合，通過真空導(dǎo)入工藝，可形成各種截面形式的波型GFRP夾層結(jié)構(gòu)，其中的泡桐木芯材為夾層結(jié)構(gòu)提供足夠的截面慣性矩和抗彎剛度，且承受剪應(yīng)力，GFRP面層則主要承受彎曲變形引起的正應(yīng)力[10].U型截面GFRP－泡桐木夾層板不僅具有輕質(zhì)、高強(qiáng)、耐腐蝕等特性，而且有較大的抗彎剛度，可用作永久性航道護(hù)岸、板樁碼頭，也可用作人行橋的橋面板.

本文通過U型截面GFRP－泡桐木夾層板試件的三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，測量受彎過程中U型夾層板的承載力和變形，對比分析了該類型試件的破壞形態(tài)、荷載－位移曲線、應(yīng)變分布和發(fā)展特征.試件的設(shè)計考慮了GFRP壁厚、芯材厚度以及跨高比等參數(shù)變化對試件受力特征的影響，并將其與現(xiàn)有GFRP板樁的三點(diǎn)彎曲剛度進(jìn)行對比.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計

本試驗(yàn)共有11個U型截面GFRP－泡桐木夾層板試件，面層材料GFRP為縱橫向纖維比例1∶1的雙向無堿玻璃纖維布和不飽和間苯樹脂，芯材為泡桐木.試件主要參數(shù)列于表1.表1中，試件編號前2位數(shù)字代表芯材厚度，mm；第3位數(shù)字代表纖維鋪層數(shù)；S表示跨高比為8；L表示跨高比為18.

1.2 試件制作

原材料：不飽和間苯樹脂A400－972，金陵帝斯曼樹脂有限公司生產(chǎn)；400g／m2雙向無堿玻璃纖維布，南京玻纖院生產(chǎn)；泡桐木產(chǎn)自江蘇省徐州市，密度280kg／m3.

U型截面GFRP－泡桐木夾層板的制備采用真空導(dǎo)入工藝，導(dǎo)入模具采用膠合木和中密度纖維板，根據(jù)試件形狀加工組合成型，具有表面光滑、可重復(fù)使用等優(yōu)點(diǎn).泡桐木原木經(jīng)過林場的初加工，烘箱干燥、壓力機(jī)拼接成板并表面刨光.為了增強(qiáng)GFRP面層和泡桐木芯材的界面黏結(jié)力，在泡桐木表面開槽鉆孔，槽寬2mm，按30mm×30mm間距均勻布置，在縱橫槽交叉處每隔60mm鉆孔，孔徑3mm.制備試件時，先將模具表層打蠟，鋪設(shè)無堿玻璃纖維布于模具底層，然后將泡桐木芯材鋪設(shè)于底層纖維布上，接著將玻璃纖維布鋪設(shè)于泡桐木芯材上表面并且壓緊.最后將導(dǎo)流布、導(dǎo)流管和真空導(dǎo)入袋布置好，接通真空罐，檢查是否漏氣.配置不飽和間苯樹脂，加入凝固劑導(dǎo)入.經(jīng)過24h的固化后，將試件脫模，并切邊.試件制作流程見圖1.

表1 試件參數(shù)Table 1 Parameters of specimen

1.3 材性試驗(yàn)

GFRP面層拉伸試驗(yàn)按照GB／T 1447—2005《纖維增強(qiáng)塑料拉伸性能試驗(yàn)方法》進(jìn)行，剪切試驗(yàn)參照GB／T 3355—2005《纖維增強(qiáng)塑料縱橫剪切試驗(yàn)方法》進(jìn)行.加載設(shè)備為Zwik／Roell Z050萬能試驗(yàn)機(jī)，加載速率為2mm／min.GFRP材性試驗(yàn)結(jié)果見表2.

泡桐木芯材的順紋方向垂直于板的承重方向，因此在受荷載發(fā)生彎曲變形時，泡桐木芯材的順紋抗壓、抗拉性能將影響整個試件的承載力.本次試驗(yàn)采用的泡桐木芯材與文獻(xiàn)[11]中的泡桐木來自同一林場，并經(jīng)過相同的加工處理，故本文泡桐木材性數(shù)據(jù)選用該文獻(xiàn)，如表3所示.

1.4 加載和量測裝置

圖1 試件制作過程Fig.1 Production process of specimen

表2 GFRP材料性質(zhì)Table 2 Mechanical properties of GFRP

表3 泡桐木材料性質(zhì)[11]Table 3 Mechanical properties of paulownia wood

對于U型截面GFRP－泡桐木夾層板試件，本次試驗(yàn)采用三點(diǎn)彎曲試驗(yàn)，主要測定試件的抗彎承載力、變形能力、GFRP面層的縱向應(yīng)變及其沿截面高度的應(yīng)變分布情況.分別在試件跨中截面上下翼緣內(nèi)外壁粘貼雙向應(yīng)變片，沿腹板高度內(nèi)外壁粘貼三向應(yīng)變片，如圖2所示.圖2中，P1～P26為粘貼應(yīng)變片的編號，h為截面高度.

圖2 跨中截面應(yīng)變片布置示意圖Fig.2 Layout of strain gauges

跨高比為8的試件在100kN的萬能試驗(yàn)機(jī)上加載，跨中位移由位移計測量，為避免加載部位局部壓壞，加載部位墊聚四氟乙烯板（258mm×50mm× 10mm）.根據(jù)GB／T 1449—2005《纖維增強(qiáng)塑料彎曲性能試驗(yàn)方法》，常規(guī)彎曲試驗(yàn)加載速度取10mm／min，而結(jié)構(gòu)試驗(yàn)在達(dá)到承載力的90%之前按10%的標(biāo)準(zhǔn)荷載值加載，超過承載力的90%后按5%分級加載.考慮到本文的試件不同于傳統(tǒng)的結(jié)構(gòu)件，也不是單一材料的FRP梁，因此首先加載的試件20－4S加載速度較緩慢（1mm／min），以便觀察試件受荷過程的細(xì)微變化.當(dāng)觀測到試件20－4S的荷載－位移曲線變化較為平順時，便將其余試件的加載速度調(diào)整到2mm／min.跨高比為18的試件采用千斤頂手動加載，3818靜態(tài)應(yīng)變儀測量應(yīng)變，有效量程為100mm的位移計測量跨中位移，采集數(shù)據(jù)的頻率為1kN.考慮到U型截面試件在縱向荷載作用下容易向兩側(cè)垮塌，為約束其面內(nèi)側(cè)向變形，發(fā)揮其整體抗彎性能并且盡量滿足其實(shí)際使用時的受力狀態(tài)，在試件的加載點(diǎn)和支座處均設(shè)置了鋼夾具.加載裝置如圖3所示.

圖3 試驗(yàn)裝置圖Fig.3 Test device

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 試件破壞形態(tài)

對于跨高比為8的短試件，加載初始階段即發(fā)生典型的彎曲變形，跨中位移隨著荷載增加而增大.加載到極限荷載的80%左右時，跨中上翼緣板整體塌陷，如圖4（a）所示.隨著荷載的增加，GFRP從上翼緣板到腹板逐漸被破壞，當(dāng)GFRP撕裂到腹板截面高度的一半時，如圖4（b）所示，試件失去承載力.腹板內(nèi)表面沒有明顯破壞，上翼緣板內(nèi)壁GFRP局部有纖維斷裂.不同GFRP壁厚和芯材厚度試件的破壞模式基本相同.

圖4 跨高比為8的試件破壞形態(tài)Fig.4 Failures of specimen with span－depth ratio of 8

將破壞后的試件沿破壞面兩側(cè)切開，查看泡桐木芯材的實(shí)際破壞情況.由于泡桐木表面經(jīng)過開槽打孔處理，其表面的樹脂基體與GFRP面層的黏結(jié)十分牢固，上翼緣板塌陷部分和破壞面的泡桐木沒有明顯的開裂（圖5）.這說明試件破壞時，泡桐木芯材并未發(fā)生剪切破壞.由于泡桐木芯材的彈性模量比GFRP面層的彈性模量小，在變形一致的情況下GFRP面層承擔(dān)了更大的應(yīng)力.GFRP剪切強(qiáng)度只有其抗拉強(qiáng)度的十分之一，當(dāng)GFRP剪應(yīng)力達(dá)到其面外剪切強(qiáng)度時，面層先受到剪切破壞，破壞繼而向腹板擴(kuò)展，最終導(dǎo)致整個試件喪失承載力.

圖5 破壞處的泡桐木芯材Fig.5 State of paulownia wood of a destroyed specimen

對于跨高比為18的長試件，在加載初始階段，跨中位移隨荷載增大更為明顯.加載到接近于破壞荷載時，上翼緣板裂開1條直線，破壞繼續(xù)向腹板發(fā)展，試件很快達(dá)到極限承載力，如圖6所示.相對跨高比為8的短試件，長試件在上翼緣板開裂后，裂紋擴(kuò)展和破壞更為迅速.

2.2 荷載－位移曲線

圖6 跨高比為18的試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure of specimen with span－depth ratio of 18

各試件跨中荷載－位移特性如圖7所示.由圖7可知，對于跨高比為8的短試件，當(dāng)荷載不超過極限荷載的70%時，各試件的荷載－位移曲線呈線性關(guān)系，試件處于彈性受力階段.此后，位移的增長速度超過荷載的增長速度，試件表現(xiàn)出彈塑性受力特征.對于跨高比為18的長試件（20－4L和20－6L），在臨近最大承載力時才表現(xiàn)出一定的彈塑性，破壞更加突然.

2.3 荷載－縱向應(yīng)變曲線

以試件20－4S和20－4L為例，試驗(yàn)測得外板縱向應(yīng)變隨荷載增大變化趨勢如圖8所示.基于受拉側(cè)各測點(diǎn)的應(yīng)變發(fā)展規(guī)律可知：加載初期，拉應(yīng)變隨荷載增加而線性增大；臨近極限荷載，應(yīng)變增長幅度超過荷載增幅，且底板（P26）拉應(yīng)變發(fā)展最快；同一水平位置測點(diǎn)（P11，P13）的應(yīng)變變化基本接近，距離中性軸越遠(yuǎn)則拉應(yīng)變變化幅度越大.

基于受壓側(cè)各測點(diǎn)的應(yīng)變發(fā)展規(guī)律可知：加載初期，腹板中部及以上的受壓區(qū)（P1，P5，P8）的應(yīng)變隨荷載增加而線性增大，靠近中性軸的測點(diǎn)壓應(yīng)變增長幅度較??；當(dāng)加載到80%極限荷載，上翼緣板（P1，P5）由壓應(yīng)變轉(zhuǎn)變成拉應(yīng)變，這是由于加載后期泡桐木芯材受壓塌陷，對上翼緣板產(chǎn)生撬力所致.跨高比為18的試件破壞更突然，壓應(yīng)變略有減小之后很快達(dá)到極限承載力.

為了考察截面變形是否符合平截面假定，以試件20－4S和20－4L為例，其縱向應(yīng)變沿截面高度變化如圖9所示.由圖9可見，從加載之初到加載到70%的極限彎矩即0.7M，試件的縱向應(yīng)變沿腹板高度的分布（P11，P8，P5）基本符合平截面假設(shè)，但底板（P26）應(yīng)變偏大，原因可能有：試件制作時截面不完全對稱，除受彎外還有扭矩產(chǎn)生，導(dǎo)致下翼緣產(chǎn)生附加應(yīng)力；底板應(yīng)力沿橫向分布不均勻；真空導(dǎo)入樹脂滲入不均勻，下翼緣樹脂含量較高，變形較大.

圖7 荷載－位移曲線Fig.7 Load－displacement curves

圖8 荷載－縱向應(yīng)變曲線Fig.8 Load－longitudinal strain curves

圖9 縱向應(yīng)變沿截面高度變化圖Fig.9 Distribution of longitudinal strain along depth of the cross－section

3 剛度提高效應(yīng)及影響因素分析

3.1 剛度提高效應(yīng)

為了對比U型截面GFRP－泡桐木夾層板和國外現(xiàn)有U型截面GFRP板樁的抗彎性能，本文引用了文獻(xiàn)[4]中的參數(shù)：U型截面GFRP板樁高度0.126m，寬度0.416m，壁厚0.032～0.047m（截面為變厚度），抗彎剛度EI為212kN·m2和抗剪剛度kAG為756kN.

根據(jù)Timoshinko三點(diǎn)彎梁荷載－位移公式可得：

式中：δ為跨中豎向位移；P為荷載；L為試件計算長度.

按照跨度、截面寬度和高度相同原則，根據(jù)本次試件的計算跨度由公式（1）算出GFRP板樁的（δ／P）G，并將其倒數(shù)（P／δ）G均除以板的寬度和高度，與單位寬度和高度的U型截面GFRP－泡桐木夾層板彈性階段試驗(yàn)荷載－位移曲線斜率（P／δ）Gp進(jìn)行對比，定義剛度提高率為：

表4為夾層板剛度與現(xiàn)有GFRP板樁剛度對比.由表4可見，對于跨高比在8附近的試件，單位寬度和高度的U型截面GFRP－泡桐木夾層板和國外現(xiàn)有U型截面GFRP板樁相比，其剛度提高率為64.77%～181.97%，跨高比在18附近的試件，剛度提高率為29.24%～69.01%.芯材厚度和GFRP壁厚的增加均使得剛度提高率增大，而在其他條件相同的情況下跨高比的增大使得剛度提高率有所減小.采用夾層板形式可以減少纖維增強(qiáng)材料的用量，且泡桐木芯材價格低廉，因此該新型夾層板用作板樁護(hù)岸可大大減小工程造價.

表4 夾層板剛度與現(xiàn)有GFRP板樁剛度對比Table 4 Comparisons of stiffness of sandwich composite plates and GFRP sheet piles

3.2 影響因素分析

本試驗(yàn)制備的試件寬度、翼緣和腹板的夾角均相同，變化因素為纖維鋪層數(shù)、芯材厚度以及跨高比.當(dāng)纖維鋪層數(shù)或芯材厚度變化時，截面高度也發(fā)生了變化.為了消除截面高度的影響，下文提到的剛度均將測試到的彈性階段P／δ除以了各試件相應(yīng)的高度.

圖10 纖維鋪層數(shù)的影響Fig.10 Influence of the layer of GFRP

圖10給出了纖維鋪層數(shù)分別為4，6，8試件的受力性能，tc為芯材厚度.由表4和圖10可以看出，纖維鋪層數(shù)從4層增大到6層和8層，芯材厚度為20mm的試件剛度提高率分別為6.50%和31.12%，極限承載力分別提高6.60%和38.41%；芯材厚度為25mm的試件剛度提高率分別為1.14%和41.04%，極限承載力分別提高29.49%和 44.07%；芯材厚度為35mm的試件剛度提高率分別為13.46%和32.25%，極限承載力分別提高33.70%和66.59%.纖維鋪層數(shù)為4層和6層對彈性階段的剛度影響很小，原因主要在于U型截面夾層結(jié)構(gòu)的剛度為翼緣剛度和腹板剛度之和，而翼緣剛度或腹板剛度由GFRP面層和芯材兩部分的剛度組成，與單一GFRP材料組成的試件相比，僅GFRP面層厚度增加產(chǎn)生的剛度提高效應(yīng)不顯著.同時由于材料自身和生產(chǎn)工藝的因素，各試件材性不完全一致（變異系數(shù)見表2），因此試驗(yàn)測得的剛度有一定的離散性.當(dāng)GFRP鋪層數(shù)增加為8層時，GFRP面層對其自身中性軸的慣性矩隨壁厚的增大而增加，試件彈性階段剛度和極限承載力提高較明顯.此外，試驗(yàn)表明芯材厚度越大，試件極限承載力隨纖維鋪層數(shù)增加的幅度越大.

對比GFRP鋪層數(shù)為6，跨高比為8，而芯材厚度分別為20，25，35mm的3個試件的荷載－位移曲線（見圖7）可以發(fā)現(xiàn)，在彈性階段芯材厚度20mm和25mm的試件荷載－位移曲線基本重合，說明這2種厚度試件的剛度很接近，進(jìn)入彈塑性階段后試件25－6S則比試件20－6S極限承載力提高了26.01%.芯材厚度增大到35mm，試件35－6S的彈性階段剛度和極限承載力均有提高，和試件20－6S相比，剛度提高率為10.13%，極限承載力提高了47.62%.

對比芯材厚度相同而跨高比分別為18和8的試件荷載－位移曲線（見圖7）可以發(fā)現(xiàn)，跨高比對試件的剛度和極限承載力均影響較大，試件20－4L和20－4S相比，其剛度下降了81.94%，承載力下降了52%，而試件20－6L和20－6S相比，其剛度下降了78.88%，承載力下降了38.16%.由此可見纖維鋪層較少的試件，跨高比變化對其剛度和承載力的影響更大.

4 結(jié)論

（1）U型截面GFRP－泡桐木夾層板的彎曲破壞主要發(fā)生在跨中附近，裂紋首先產(chǎn)生于上翼緣外面板，進(jìn)而向腹板發(fā)展.與跨高比為8的試件相比，跨高比為18的試件破壞更為迅速.

（2）對于跨高比為8的試件，當(dāng)加載不超過極限荷載的70%時，試件處于彈性受力階段.此后，隨荷載增加，試件表現(xiàn)出彈塑性受力特征.對于跨高比為18的長試件，在臨近最大承載力時才表現(xiàn)一定的彈塑性.GFRP面板受拉區(qū)縱向應(yīng)變隨荷載增加呈現(xiàn)線性變化，受壓區(qū)上翼緣在芯材壓陷后，外面板有向外彎曲的趨勢，因此短跨度試件上翼緣GFRP外面板由受壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓚?yīng)力，長跨度試件上翼緣GFRP外面板壓應(yīng)力減小.GFRP縱向應(yīng)變沿腹板高度的分布符合平截面假設(shè)，但受拉區(qū)底板應(yīng)變偏大.

（3）纖維鋪層數(shù)對試件彈性階段剛度影響很小，但會影響其極限承載力.對于鋪層數(shù)為8的試件，其剛度和極限承載力的提高較為明顯.芯材厚度越大，試件極限承載力也越大.極限承載力和剛度均隨跨高比的增加而下降.對跨高比較大的試件，可通過增加纖維鋪層數(shù)來提高其抗彎性能.

（4）在跨度、截面寬度和高度相同的情況下，U型截面GFRP－泡桐木夾層板與國外現(xiàn)有U型截面GFRP板樁相比，剛度提高率為29.24%～181.97%，芯材厚度和GFRP壁厚的增加使剛度提高率變大，而跨高比的增大則使剛度提高率減小.

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