重組竹工字梁抗彎特性研究及模擬分析

張?zhí)K俊，李晨，肖忠平，朱南峰

(1.揚(yáng)州工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院建筑工程學(xué)院，江蘇揚(yáng)州225127；2.南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京210037)

重組竹工字梁抗彎特性研究及模擬分析

張?zhí)K俊1,2，李晨1，肖忠平1，朱南峰2*

(1.揚(yáng)州工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院建筑工程學(xué)院，江蘇揚(yáng)州225127；2.南京林業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，南京210037)

開展了6根腹板與翼緣板之間采用異氰酸酯膠黏劑膠接和螺栓連接的重組竹工字梁抗彎試驗(yàn)研究，考察重組竹工字梁抗彎承載力特性和破壞模式。試驗(yàn)表明：重組竹工字梁的破壞模式為腹板受拉區(qū)撕裂破壞；隨著荷載的增加，截面各部位應(yīng)變發(fā)展迅速，尤其是腹板邊緣處應(yīng)變發(fā)展最快，首先進(jìn)入塑性變形并發(fā)生撕裂破壞；繼續(xù)加載，該裂紋發(fā)生縱向延伸，逐漸形成通縫，并且螺栓連接處出現(xiàn)撕裂。此時(shí)，試件兩端上、下翼緣變形明顯小于腹板邊緣處，翼緣和腹板之間變形極其不協(xié)調(diào)，上翼板下端與腹板上邊緣發(fā)生脫膠現(xiàn)象，說明腹板和翼緣連接處的剪應(yīng)力傳遞效果不佳，影響了構(gòu)件的剛度和承載力。重組竹工字梁破壞時(shí)撓度較大，工字梁的受力變形明顯，6根試驗(yàn)工字梁的延性系數(shù)為6.0～9.0，說明重組竹工字梁的延性較好，并且工字梁的設(shè)計(jì)控制因素是變形而不是承載力。進(jìn)行重組竹工字梁抗彎特性的非線性有限元模擬，分析得到的工字梁荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，工字梁的變形及應(yīng)力分布特征均與試驗(yàn)相一致。

重組竹；工字梁；抗彎特性；有限元分析

重組竹是一種將竹材重新組織并加以強(qiáng)化成型的材料，具有優(yōu)良的力學(xué)性能，其強(qiáng)度遠(yuǎn)超其他木材人造板和普通竹材人造板[1-3]。目前，國內(nèi)外對(duì)重組竹力學(xué)性能已經(jīng)進(jìn)行了一定的研究[4-8]，還有部分學(xué)者對(duì)重組竹加工工藝進(jìn)行了研究[9-11]。張俊珍等[13]對(duì)重組竹抗壓與抗拉性能進(jìn)行了研究，通過與落葉松、云杉等木材比較，發(fā)現(xiàn)重組竹的抗壓與抗拉強(qiáng)度較高。李霞鎮(zhèn)[14]對(duì)重組竹螺栓連接節(jié)點(diǎn)承載性能進(jìn)行了研究，分析了相關(guān)影響因素對(duì)重組竹銷槽承壓、螺栓連接節(jié)點(diǎn)承載性能的影響，觀察連接節(jié)點(diǎn)的破壞模式。張?zhí)K俊等[15]對(duì)4根由重組竹制作的方形截面柱的受壓試驗(yàn)進(jìn)行了研究，通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析及理論計(jì)算，發(fā)現(xiàn)破壞是由桿件喪失整體穩(wěn)定性所致，試驗(yàn)所得的壓桿穩(wěn)定承載力與理論計(jì)算值接近。周愛萍[16]對(duì)重組竹矩形梁受彎進(jìn)行了試驗(yàn)研究和理論分析，在純彎曲受力狀態(tài)下，梁的工作狀態(tài)可分為彈性受彎曲、非線性強(qiáng)化和破壞3個(gè)階段。工字形截面梁相對(duì)矩形截面梁可節(jié)省大量材料，但對(duì)重組竹工字梁受彎性能的研究還較少。

筆者開展了6根腹板與翼緣板之間采用結(jié)構(gòu)膠連接和螺栓連接的重組竹工字梁抗彎試驗(yàn)研究，考察了重組竹工字梁破壞模式、應(yīng)變強(qiáng)度發(fā)展過程和抗彎特性，并對(duì)重組竹工字梁進(jìn)行有限元模擬分析，將試驗(yàn)結(jié)果和模擬分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，為實(shí)際工程設(shè)計(jì)提供參考。

1 材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

重組竹試件由浙江桐廬竹楠木環(huán)?？萍加邢薰咎峁?，試件性能如表1所示。

表1 重組竹材性性能

1.2 試驗(yàn)構(gòu)件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共制作6根重組竹工字梁，編號(hào)分別為L(zhǎng)1～L6，梁截面尺寸為2 100 mm(長(zhǎng))×100 mm(寬)×200 mm(高)，腹板和翼緣厚度均為30 mm。重組竹工字梁腹板和翼緣之間采用異氰酸酯膠黏劑膠接，并沿梁通長(zhǎng)每隔40 cm布置一個(gè)螺栓連接上翼緣和腹板，如圖1所示。

圖1 工字梁試件Fig. 1 I-shaped beam specimen

1.3 試驗(yàn)裝置及方法

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示，重組竹工字梁兩端簡(jiǎn)支，在計(jì)算跨度的三分點(diǎn)集中加載。試驗(yàn)前，在工字梁跨中腹板沿高度方向等間距設(shè)置5個(gè)應(yīng)變片，同時(shí)分別在工字梁上翼緣頂部和下翼緣底部粘貼2個(gè)應(yīng)變片，測(cè)試加載過程中工字梁應(yīng)變的發(fā)展，考察工字梁破壞特點(diǎn)及應(yīng)變發(fā)展規(guī)律，應(yīng)變片編號(hào)由上到下依次為1～7號(hào)。試驗(yàn)中，在加載前期按每級(jí)0.5 kN逐級(jí)加載，荷載達(dá)到20 kN后按每級(jí)0.2 kN加載至試件失效破壞，加載速度保持為2 mm/min。另外，在支座、加載點(diǎn)和跨中位置均設(shè)置位移計(jì)，測(cè)試加載過程中的工字梁變形特征。

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞形式

工字梁破壞模式如圖3所示，試驗(yàn)中重組竹工字梁在加載初期基本處于彈性階段。隨著荷載的增加，跨中撓度和應(yīng)變?cè)龃?。?dāng)荷載增大到14 kN左右時(shí)，可聽到輕微響聲，但表面沒有出現(xiàn)明顯裂縫。加載中期，當(dāng)荷載增大到28 kN左右時(shí)，可聽到較大響聲，重組竹腹板受拉區(qū)位置出現(xiàn)裂縫，隨著荷載的增加，該裂紋發(fā)生縱向延伸。加載后期，當(dāng)荷載增大到35 kN左右時(shí)，腹板發(fā)生剪切破壞，受拉區(qū)裂縫逐漸形成通縫，并且在螺栓連接處出現(xiàn)撕裂。此時(shí)，試件兩端上翼板下端與腹板上邊緣發(fā)生明顯的脫膠現(xiàn)象。當(dāng)荷載增大到40 kN后就基本不再增加，而工字梁變形繼續(xù)增大，試驗(yàn)終止。工字梁破壞時(shí)撓曲較大，梁的受力變形明顯，卸載后，變形部分回彈，但仍保持部分殘余變形。

圖2 試驗(yàn)加載裝置Fig. 2 Test setup of I-shaped beam

圖3 工字梁破壞模式Fig. 3 Failure mode of I-shaped beam

2.2 荷載-撓度曲線

試驗(yàn)中各工字梁試件跨中的荷載-撓度曲線如圖4所示。加載前期，各梁跨中撓度基本上都是隨荷載呈現(xiàn)線性增加趨勢(shì)，處于彈性階段；加載至一定荷載后，各梁均出現(xiàn)荷載-撓度曲線斜率變化的情況，總體呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)；進(jìn)入塑性階段，結(jié)合上述破壞形式可發(fā)現(xiàn)其變形主要為塑性變形。根據(jù)試驗(yàn)所得各工字梁荷載-撓度數(shù)據(jù)計(jì)算工字梁的位移延性系數(shù)(最大位移和屈服位移的比值)，6根試驗(yàn)工字梁的延性系數(shù)在6.0～9.0，說明重組竹工字梁的延性較好。

圖4 各工字梁荷載-撓度曲線Fig. 4 Load-deflection curves of I-shaped beams

重組竹工字形截面梁從開始加載至破壞時(shí)，彎曲變形較大，最大撓度能達(dá)到62.02 mm，彎曲變形非常明顯。當(dāng)?shù)谝粭l裂縫出現(xiàn)時(shí)，承載能力并沒有發(fā)生急劇下降，仍然可以繼續(xù)承擔(dān)荷載。根據(jù)GB 50005—2003《木結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》，本次試驗(yàn)工字梁允許撓度值為7.2 mm，實(shí)際測(cè)試結(jié)果均超出限值，所以重組竹工字梁的設(shè)計(jì)控制因素是變形，而不是承載力。各梁承載力極限撓度情況見表2。

表2 重組竹工字梁破壞時(shí)的撓度及承載力

2.3 跨中截面應(yīng)變變化規(guī)律分析

圖5 工字梁跨中截面應(yīng)變沿截面高度變化圖Fig. 5 The strain in mid-strain of beam along the height of the section

試驗(yàn)所得跨中截面在不同荷載等級(jí)下的應(yīng)變情況如圖5所示。加載初期，中性軸處于截面中間位置，應(yīng)變隨著截面高度的增加而變大；隨著荷載的增加，截面各部位應(yīng)變發(fā)展迅速，尤其翼緣上下邊緣處的應(yīng)變發(fā)展最快；當(dāng)荷載增大到一定程度后，試件翼緣與腹板連接處開始出現(xiàn)脫膠現(xiàn)象，腹板邊緣處應(yīng)變發(fā)展最快，最后破壞時(shí)應(yīng)變超過10 000 με。加載后期工字梁上、下翼緣變形明顯小于腹板邊緣處，翼緣和腹板之間變形極其不協(xié)調(diào)，說明連接處的剪應(yīng)力傳遞效果不好，影響了構(gòu)件的剛度和承載力。

取其中一根工字梁，該梁跨中截面測(cè)點(diǎn)的荷載與應(yīng)變變化關(guān)系如圖6所示。各測(cè)點(diǎn)的荷載-應(yīng)變關(guān)系在加載初期均呈線性變化，當(dāng)荷載超過一定程度后，重組竹工字梁受拉區(qū)纖維局部斷裂，荷載-應(yīng)變關(guān)系呈非線性變化。試件破壞時(shí)，腹板受壓區(qū)邊緣應(yīng)變達(dá)到10 000 με，受拉區(qū)邊緣應(yīng)變達(dá)到8 000 με。結(jié)合圖5與圖6的試驗(yàn)結(jié)果，加載初期，受拉區(qū)與受壓區(qū)應(yīng)變發(fā)展基本一致，截面中性軸的位置處于梁中間部位；隨著荷載的增加，受拉區(qū)應(yīng)變發(fā)展略快于受壓區(qū)，并在受拉區(qū)首先出現(xiàn)破壞，受拉區(qū)有效面積減少；出現(xiàn)破壞后，受壓區(qū)應(yīng)變明顯大于受拉區(qū)，并且中性軸的位置下移。

圖6 工字梁荷載-應(yīng)變圖Fig. 6 Load-strain curves of I-shaped beam

3 有限元模擬分析

3.1 重組竹工字梁分析模型

有限元模擬分析采用solid45實(shí)體單元模擬重組竹工字梁，根據(jù)重組竹工字梁的試驗(yàn)，建立與試件尺寸、材料、邊界條件及加載方式相一致的有限元模型。在支座及加載處添加剛性墊塊以避免應(yīng)力集中，非線性有限元分析模型如圖7所示。

圖7 有限元分析模型Fig. 7 The finite-element model

加載時(shí)，重組竹工字梁的邊界條件如圖8所示，為防止支座處出現(xiàn)應(yīng)力集中和附加變形，在支座處只約束墊塊Z軸方向的位移，允許墊塊繞X軸方向自由轉(zhuǎn)動(dòng)而模擬鉸支座。模擬中假定：重組竹工字梁模型為正交異性彈塑性模型，不考慮蠕變和松弛行為；重組竹順紋、橫紋徑向、弦向成正交異性。其本構(gòu)關(guān)系如圖9(其中：σten-yield為受拉屈服應(yīng)力；εten-yield為受拉屈服應(yīng)變值；εten-max為受拉極限應(yīng)變值；σcom-yield為受壓屈服應(yīng)力；εcom-yield為受壓屈服應(yīng)變值；εcom-max為受壓極限應(yīng)變值；εtan-ten為拉伸切線模量；εtan-com為壓縮切線模量)所示。由于重組竹為各向異性材料，為了能夠模擬重組竹3個(gè)正交方向不同的屈服強(qiáng)度，模擬時(shí)重組竹工字梁屈服準(zhǔn)則采用復(fù)合材料強(qiáng)度理論Hill準(zhǔn)則[17]。

圖8 模型加載邊界條件Fig. 8 The boundary condition of model

圖9 本構(gòu)關(guān)系Fig. 9 The constitutive relation

3.2 重組竹工字梁的變形

重組竹工字梁有限元模擬分析變形特征與試驗(yàn)基本一致，跨中撓度最大，如圖10所示。

圖10 重組竹工字梁變形模式Fig. 10 Failure mode of I-shaped beam

3.3 重組竹工字梁應(yīng)力分布特點(diǎn)

重組竹工字梁有限元模擬分析沿Y方向的應(yīng)力分布如圖11所示。加載過程中，工字梁截面中性軸不斷下移，與試驗(yàn)應(yīng)力分布相吻合；加載后期，由于模擬分析模型中腹板和翼緣連接并未按實(shí)際結(jié)構(gòu)膠和螺栓連接考慮，而是將翼緣和腹板當(dāng)做固接考慮，因此，應(yīng)力分布仍然隨著截面高度的增加而增大，在上、下翼緣處應(yīng)力最大。

圖11 重組竹工字梁應(yīng)力分布Fig. 11 Stress distribution of I-shaped beam

3.4 荷載-位移曲線

模擬分析得到重組竹工字梁的荷載-位移曲線如圖12所示。由于重組竹工字梁的設(shè)計(jì)控制因素是變形而不是承載力，因此，由圖12可得出在梁允許位移值7.2 mm范圍內(nèi)，試驗(yàn)值與模擬值基本吻合，梁的荷載-位移關(guān)系曲線的變化趨勢(shì)比較一致，表明有限元分析結(jié)果可以有效反映重組竹工字梁的承載力特點(diǎn)。

圖12 荷載-位移關(guān)系曲線Fig. 12 Load-displacement curves

4 結(jié) 論

1)重組竹工字梁在試驗(yàn)中的破壞模式為腹板受拉區(qū)發(fā)生剪切破壞，并且螺栓連接處出現(xiàn)撕裂，翼緣和腹板之間連接處的剪應(yīng)力傳遞效果不佳，導(dǎo)致試驗(yàn)中上翼板下端與腹板上邊緣發(fā)生脫膠現(xiàn)象，因此有必要改進(jìn)連接方式。

2)重組竹工字梁破壞時(shí)變形較大，并且各工字梁的跨中撓度均遠(yuǎn)大于規(guī)范中的撓度限值，所以重組竹工字梁的抗彎承載能力設(shè)計(jì)控制因素是變形而不是承載力。

3)對(duì)重組竹工字梁進(jìn)行有限元模擬分析，得到的工字梁荷載-位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，工字梁的變形及應(yīng)力分布特征均與試驗(yàn)相一致。

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Bending strength and loading simulation analysis ofbamboo scrimber I-shaped beam

ZHANG Sujun1,2, LI Chen1, XIAO Zhongping1, ZHU Nanfeng2*

(1.ArchitecturalEngineeringInstitute,YangzhouPolytechnicInstitute,Yangzhou225127,Jiangsu,China;2.CollegeofMaterialsScienceandEngineering,NanjingForestryUniversity,Nanjing210037,China)

The bending strength, load bearing characteristics and failure mode of bamboo scrimber I-shaped beams were investigated using six bamboo scrimber beams. The results showed that the failure mode of the bamboo scrimber I-shaped beams were caused by the tearing failure occurred in the tensile region of the web section. The strains along the web edge section were fastest-rising with the increase of load, and firstly exceeded the yielding strain and the tearing failure occurred in the tensile region. The crack extended along the longitudinal direction and continued to expand with the increased load. Meantime, the tearing failure occurred in the section of the bolt connection. In addition, the deformations of upper and lower flanges were obviously less than that of the web edge section. The deformations of upper and lower flanges between the web edge sections were extremely incompatible, resulting in degumming between the upper flange and web edge section. The transmissibility of shear stress at the connecting place was poor, and the stiffness and bearing capacity of the bamboo scrimber I-shaped beams were affected. The obvious deformations of bamboo scrimber I-shaped beams were observed in the later period, and the ductility coefficients of the six bamboo scrimber I-shaped beams were 6.0-9.0, which illustrated that the bamboo scrimber I-shaped beams with great structure ductility and the design control factor was deflection instead of bearing capacity. Moreover, the nonlinear finite analyses on bending resistance properties of the bamboo scrimber I-shaped beams were performed. The analytical load-deformation of the bamboo scrimber I-shaped beams were in good agreement with the experimental data, indicating that the simulation analysis can be used for estimating the beam deformation and stress distribution during loading.

bamboo scrimber; I-shaped beam; bending resistance properties; nonlinear finite analyse

2016-03-15

2016-08-01

國家林業(yè)局“948”項(xiàng)目(2015-4-57)。

張?zhí)K俊，男，研究員級(jí)高級(jí)工程師，研究方向?yàn)槟静目茖W(xué)與技術(shù)。通信作者：朱南峰，男，教授。E-mail:13665212056@163.com

TU366.1

A

2096-1359(2017)01-0125-05