薄壁方鋼管／竹膠合板組合空芯柱偏心抗壓試驗研究

趙衛(wèi)鋒，曹勇龍，周 靖，張武東，龍志林

（1.湘潭大學 土木工程與力學學院，湖南 湘潭 411105；2.華南理工大學 亞熱帶建筑科學國家重點實驗室，廣東 廣州 510641）

本文通過試驗研究SBCC 偏心抗壓破壞模式，探討SBCC長細比、空心率、偏心距（加載中心點到柱橫截面形心點的距離）和凈橫截面面積（扣除空心面積后的柱橫截面面積，即竹膠合板組合面積）對其極限承載力的影響，建立了SBCC 極限承載力計算模型.

1 試驗概況

1.1 試件設計和制作

竹膠合板由2 440 mm×1 220 mm×10 mm（長×寬×厚）的毛竹竹膠合板裁切而成.根據(jù)質量檢測結果，該批次竹膠合板含水率為9%（質量分數(shù)），橫向和縱向靜曲強度分別為52MPa 和83MPa，橫向和縱向彈性模量分別為7.4×103MPa和8.3×103MPa.薄壁方鋼管選用Q235鍍鋅無縫方鋼管（鋼材彈性模量為2.05×105MPa，屈服強度為260MPa，極限強度為340 MPa）.按照SBCC 試件要求選取20 mm×20 mm×1 mm，40 mm×40mm×1mm，60mm×60mm×1mm（長×寬×厚）3種尺寸方鋼管.膠黏劑選用通用改性環(huán)氧樹脂膠.該膠黏劑具有良好的韌性及抗沖擊性能，耐老化、耐酸堿性能好，收縮率在1%以下，抗剪切強度為10MPa.

SBCC的設計包括竹膠合板組配方式、SBCC 凈橫截面面積以及空心率的設計.可根據(jù)竹膠合板橫截面長寬比不同組配出多種SBCC 橫截面形式.考慮到加工制作方便且能夠后續(xù)應用形成工業(yè)化生產，選取了圖1（a）所示的SBCC 橫截面形式.該組配方式中的每一塊竹膠合板都具有相同的寬度和長度.為研究SBCC凈橫截面面積、長細比、空心率及偏心距對其偏心抗壓性能的影響，共設計了9 根SBCC（試件參數(shù)見表1）.SBCC 兩端一側粘貼等柱寬的梯形竹膠合板外伸牛腿（見圖1（b）），粘貼厚度由SBCC偏心距大小確定.

SBCC長細比λ和空心率k 計算式如下：

圖1 薄壁方鋼管／竹膠合板組合空心柱Fig.1 Square thin－walled steel tube／bamboo－plywood composite hollow columns（SBCC）

將初始尺寸毛竹竹膠合板裁成設計要求的板材.同一SBCC盡可能使用相同原材料來源和相同毛竹纖維方向的板材.薄壁方鋼管設計長度為柱兩端分別內縮15～20mm.為保證薄壁方鋼管／竹膠合板黏結強度及竹膠合板／竹膠合板黏結強度，先用砂紙將竹膠合板和薄壁方鋼管表面打磨去屑，再將膠黏劑均勻涂刷在竹膠合板及薄壁方鋼管粘貼面，15 ℃左右自然風干5～8min后，在竹膠合板和薄壁方鋼管粘貼面涂刷第2遍膠黏劑，將竹膠合板和薄壁方鋼管、竹膠合板和竹膠合板粘貼到一起，然后重物施壓2d，保證竹膠合板粘貼面與薄壁方鋼管粘貼面及竹膠合板粘貼面與竹膠合板粘貼面充分接觸.試件加工完成后，養(yǎng)護10～15d，確保膠黏劑膠合強度充分發(fā)揮.

1.2 試驗方法

SBCC偏心抗壓試驗在500kN 長柱壓力機（荷載最小精度0.5kN）上進行.加載過程中SBCC 的縱向變形由沿縱向布置的位移計測量，側向變形由位于同一彎曲平面內的3個位移計測量.柱端位移計位于SBCC抗壓側，離柱端約100～150mm，跨中位移計位于SBCC 受拉側.加載試驗裝置如圖2所示.在正式加載前對SBCC進行預壓調整.加載時采用分級加載方式，每級加載增加約5kN，每級加載后持續(xù)2～3min.當SBCC 出現(xiàn)較大開裂破壞或變形迅速增長時終止試驗.

表1 試件參數(shù)Table 1 Size parameters of specimens

圖2 加載試驗裝置Fig.2 Schematic diagram of load test set－up

2 試驗結果

2.1 SBCC受壓破壞形態(tài)

SBCC受壓破壞形態(tài)包括：

基于貪心算法的自適應解列斷面自動搜索方法:(二)指標評分方法與算法實現(xiàn)//羅鋼,喬煌煌,沈沉,唐可翾,錢峰,吳國炳//(20):109

（1）柱端部不同基體膠合面（竹膠合板與竹膠合板、薄壁方鋼管與竹膠合板膠合面）開膠和竹膠合板材料開裂破壞（見圖3（a））.當荷載增加到一定水平時，不同基體膠合面處開始出現(xiàn)微小裂縫；荷載繼續(xù)增大，裂縫發(fā)展，開膠處竹膠合板外鼓；繼續(xù)加載，竹膠合板與薄壁方鋼管完全剝離，SBCC 軸向變形增大并伴有側向變形.不同基體膠合面開膠破壞一般在離柱端100～200mm 處出現(xiàn)，竹膠合板材料開裂破壞一般出現(xiàn)在SBCC 兩端.9 根SBCC 均不同程度地出現(xiàn)此類破壞，其中ZP7和ZP9試件表現(xiàn)更為明顯，這是由于ZP7和ZP9試件長細比、空心率較小，其抗彎強度相對較高，在偏心彎矩作用下，局部破壞先于構件整體破壞產生，而局部破壞一旦產生就會形成應力集中區(qū)，致使裂縫向柱中擴展，從而導致試件發(fā)生破壞.柱端部不同基體膠合面開膠和竹膠合板材料開裂破壞產生的原因：SBCC 偏心受壓而側向變形，導致其法向拉應力超過了不同基體間的膠合強度以及竹膠合板材料的膠合強度，試件發(fā)生開膠、開裂破壞；SBCC 承壓端面并非均勻受壓面，局部的凹凸會使受壓竹膠合板間出現(xiàn)縱向剪切力，在側向拉力和縱向剪切力復合作用下，不同基體膠合面開膠，竹膠合板材料開裂；試件制作時雖然盡可能地讓同一SBCC 的竹膠合板原材料來源相同，毛竹纖維方向相同，但由于竹材是一種各向異性材料，竹膠合板在加工、組合時存在材性方面的差異，導致竹膠合板材料抗壓剛度存在差異，當試件受壓時其就發(fā)生開膠、開裂破壞.

（2）柱身中部受拉側不同基體膠合面開膠和抗壓側竹膠合板材料壓屈破壞（見圖3（b））.偏心距較大的ZP3 試件加載到一定水平時，柱身中部受拉側不同基體膠合面出現(xiàn)微小裂縫，并伴隨有“啪啪”聲；隨著荷載的增加，裂縫持續(xù)發(fā)展直至竹膠合板完全開裂外鼓，SBCC側向變形增大.同時，隨著荷載的增加，外層竹膠合板逐漸外凸，當接近極限荷載時，最外層竹膠合板剝離成若干層，且有部分折斷，內層竹膠合板與薄壁方鋼管膠合面則發(fā)生開膠破壞.

（3）柱整體開膠破壞（見圖3（c））.ZP5 試件由于具有較大的長細比，相對其他試件較柔，除在加載初期，柱底端很小范圍的不同基體膠合面開膠外，整個加載過程變形平緩，未出現(xiàn)明顯的開裂和屈曲，但是隨著荷載接近極限值時，SBCC 跨中撓度增長迅速，最終因撓度過大致使柱整體開膠破壞.

圖3 SBCC破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of SBCC

2.2 SBCC側向撓度

SBCC在不同受力階段的側向撓度變化有一定的規(guī)律，但由于SBCC 開膠破壞導致終止試驗的條件不同而出現(xiàn)不同的側向撓度測試結果.ZP3 和ZP4試件的側向撓度測試結果較完整，如圖4所示.圖4中n為加載過程中作用在試件上的荷載（N）與極限荷載（Nu）的比值，相對高度為記錄點高度與試件高度（長度）比值.

圖4 各級荷載下SBCC側向撓度Fig 4 Lateral deflection of SBCC at different load levels

由圖4可以看出，加載初期，ZP3和ZP4試件的側向撓度變化較??；當荷載增加至約為極限荷載的75%左右，ZP3和ZP4試件側向撓度變化較明顯.ZP3和ZP4試件雖然具有不同的偏心距和長細比，但荷載達極限荷載時試件最終的側向撓度均在7.5 mm 左右.當荷載達到極限荷載的93%時，ZP3試件已經出現(xiàn)了較大側向撓度.ZP4試件側向撓度增長緩慢，當荷載達到極限荷載96%～100%時，試件側向撓度才迅速增加，并呈現(xiàn)出脆性破壞.

3 SBCC極限承載力

3.1 影響因素分析

（1）長細比的影響.不同長細比SBCC 的荷載－跨中撓度曲線（N－um曲線）如圖5 所示.由圖5 可見，隨著SBCC長細比的增加，其極限承載力降低；SBCC荷載－跨中撓度曲線在極限荷載前基本呈線性變化；在相同荷載作用下，SBCC 長細比越小，其抵抗變形能力越大.

圖5 不同長細比SBCC的荷載－跨中撓度曲線Fig.5 N－umcurves for SBCC with different slenderness ratios

（2）空心率的影響.不同空心率SBCC 的荷載－跨中撓度曲線見圖6（a），（b）.圖6（a）中ZP6與ZP7試件空心率差值為0.187；圖6（b）中ZP8與ZP9試件空心率差值為0.320.由圖6（a），（b）可見：試件空心率小，其極限承載力高，抗變形能力好，當試件空心率差值越大，這種趨勢越明顯.

（3）偏心距的影響.不同偏心距SBCC 的荷載－跨中撓度曲線見圖7.由圖7 可見，隨著偏心距增大，SBCC極限承載力明顯降低.ZP1試件受壓為軸心受壓，當荷載達到極限荷載的80%之前，試件處于彈性階段；ZP3試件受壓為偏心受壓，其所經歷的彈性階段很短，當荷載達到極限荷載的50%時，試件跨中撓度就開始出現(xiàn)非線性增長；ZP2試件跨中撓度隨荷載變化狀況處于上述兩者之間.另外，相同荷載條件下，SBCC 偏心距增大，其跨中撓度也增大.

圖6 不同空心率SBCC的荷載－跨中撓度曲線Fig.6 N－umcurves for SBCC with different hollow ratios

圖7 不同偏心距SBCC的荷載－跨中撓度曲線Fig.7 N－umcurves for SBCC with different eccentric distances

（4）凈橫截面面積的影響.不同凈橫截面面積SBCC的荷載－跨中撓度曲線見圖8.由圖8 可知，SBCC凈橫截面面積越大，其極限承載力越大.ZP2，ZP7，ZP9試件凈橫截面面積比Ab，ZP2∶Ab，ZP7∶Ab，ZP9＝1∶1.88∶3.00，極限承載力比Nu，ZP2∶Nu，ZP7∶Nu，ZP9＝1∶1.91∶2.27，這表明SBCC 極限承載力與其凈橫截面面積之間存在非線性關系.另外，相同荷載條件下，SBCC凈橫截面面積不同，其變形也有所不同.

3.2 極限承載力計算公式

為了對SBCC的工程應用提供設計參考，以本次試驗測試的SBCC 極限荷載為樣本數(shù)據(jù)，根據(jù)前述SBCC偏心距、長細比和空心率等對其極限承載力的影響分析，結合承載力疊加原理，采用承載力總折減系數(shù)φ 為偏心率e（偏心距與SBCC橫截面邊長之比）影響系數(shù)φe、長細比影響系數(shù)φλ 和空心率影響系數(shù)φk 的乘積，建立SBCC 極限承載力計算公式：

圖8 不同凈橫截面面積SBCC的荷載－跨中撓度曲線Fig.8 N－umcurves for SBCC with different net cross section sizes

式中：γ為薄壁方鋼管承載力參與系數(shù)，按薄壁方鋼管橫截面面積（As）與SBCC 凈橫截面面積（Ab）比值確定；fs，y，fb，c分別為薄壁方鋼管鋼材屈服強度和竹膠合板的抗壓強度.

根據(jù)SBCC極限承載力隨其偏心距、長細比和空心率的變化趨勢和柱端約束條件，并參考GB 5005—2003《木結構設計規(guī)范》，構建如式（4）、式（5）和式（6）所示的φλ，φe 和φk 的計算公式.

3.3 極限彎矩計算公式

試件偏心抗壓時存在彎矩作用，薄壁方鋼管及竹膠合板共同抵抗彎矩.SBCC 極限彎矩（Mu）的計算公式為：

式中：Ws，Wb分別為薄壁方鋼管橫截面抵抗矩和竹膠合板橫截面抵抗矩；η 為彎矩抵抗系數(shù)，η＝為偏心率增大系數(shù)，γe＝0.380 8e＋0.810 4.

SBCC極限承載力試驗值（Nut）、估算值（Nue）及極限彎矩試驗值（Mut）、估算值（Mue）如表2所示.由表2可見：除了ZP7和ZP9試件極限承載力估算值比試驗值偏大，其他試件二者基本吻合；除了ZP7試件極限彎矩估算值比試驗值偏大，其他試件二者基本吻合.

表2 SBCC極限承載力試驗值、估算值及極限彎矩試驗值、估算值Table 2 Test value and estimated value of ultimate bearing capacity and test value and estimated value of ultimate bending moment for SBCC

4 結論

（1）SBCC 是一種優(yōu)異的鋼／柱組合柱，其橫截面復合形式簡單，加工制造容易.

（2）SBCC受壓破壞形態(tài)主要有3種：柱端部不同基體膠合面開膠和竹膠合板材料開裂破壞、柱身中部受拉側不同基體膠合面開膠和抗壓側竹膠合板材料壓屈破壞、柱整體開膠破壞.

（3）SBCC 極限承載能力隨其凈橫截面面積的增大而提高，隨其長細比、偏心距和空心率的增大而降低.

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