帶約束拉桿方鋼管/竹膠合板組合柱軸壓蠕變性能

趙衛(wèi)鋒， 楊 斌， 周 靖， 陳卓晟

(1.湘潭大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院， 湖南 湘潭 411105; 2.廣東建設(shè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 廣東 廣州 510440)

竹子是重要的速生和可再生森林資源之一.竹材的抗拉強(qiáng)度約為木材的2倍，抗壓強(qiáng)度約為木材的1.5倍，比強(qiáng)度高于大部分木材和普通鋼材[1].原竹利用已涉及建筑、交通等很多領(lǐng)域，如原竹腳手架、護(hù)欄、簡易棚架等[2].但原竹材料壁薄中空、直徑較小、幾何尺寸和力學(xué)性能具有較大變異性，不能滿足現(xiàn)代工程結(jié)構(gòu)對(duì)于材料力學(xué)性能及構(gòu)件尺寸的要求.隨著竹膠合板等竹集成材的研制成功[3]，國內(nèi)近年來發(fā)展了以竹膠合板為基材的鋼/竹復(fù)合結(jié)構(gòu)單元.劉學(xué)等[4]利用竹膠合板與L型鋼開發(fā)了竹質(zhì)箱型結(jié)構(gòu)柱；李玉順等[5]提出一種C型薄壁型鋼/竹膠合板組合箱型柱，并進(jìn)行了抗壓強(qiáng)度和長期荷載作用下的蠕變性能研究；趙衛(wèi)鋒等[6]開發(fā)了薄壁型鋼/竹膠合板空芯柱，為有效延緩其界面開膠破壞，又在該空芯柱的基礎(chǔ)上開發(fā)了帶約束拉桿的薄壁型鋼/竹膠合板組合空芯柱，并對(duì)其開展了軸壓和偏壓性能研究[7-8].

本文在帶約束拉桿薄壁方鋼管/竹膠合板空芯組合柱(SBCCB)一次短期軸壓破壞試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，采用長細(xì)比λ分別為40，50，60，70的4根SBCCB試件，進(jìn)行了為期120d的軸壓蠕變?cè)囼?yàn)以及蠕變?cè)囼?yàn)后的二次軸壓破壞試驗(yàn)，考察了試件的抗壓蠕變特點(diǎn)、破壞形態(tài)和特性，分析了長期承載蠕變對(duì)SBCCB極限承載力(Pu)的影響情況.

1 蠕變?cè)囼?yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

SBCCB試件的外截面尺寸(B×B)為80mm×80mm，方形鋼管尺寸(b×b×t)為40mm×40mm×1.5mm；預(yù)估的極限承載力Pu根據(jù)已有計(jì)算公式得出；其余參數(shù)見表1，截面形式及成品形狀見圖1.竹膠合板采用含水率(質(zhì)量分?jǐn)?shù))為9%的同批次毛竹竹席膠合板(尺寸為2440mm×1220mm×10mm)，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試方法[9]測(cè)得其橫向和縱向抗壓彈性模量分別為7.4，8.3GPa，縱向抗壓強(qiáng)度為24MPa.鋼管選用Q235鍍鋅無縫方型鋼管，其彈性模量為205GPa，屈服強(qiáng)度為260MPa，極限強(qiáng)度為340MPa；拉桿為φ6mm全絲螺桿，屈服強(qiáng)度為260MPa.薄壁鋼管在組合柱兩端內(nèi)縮15～20mm，與橫向約束拉桿形成套箍作用，不直接承壓.界面黏結(jié)劑選用改性環(huán)氧樹脂膠，其收縮率小于1%，抗拉強(qiáng)度大于10MPa，抗剪強(qiáng)度大于12MPa.試件制作完成后，用夾具緊固裝配組合柱，在通風(fēng)干燥條件下養(yǎng)護(hù)7～10d，確保膠合強(qiáng)度充分發(fā)揮.

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

圖1 截面形式及成品試件Fig.1 Sectional mode and finished specimens(size:mm)

1.2 試驗(yàn)裝置及測(cè)量方案

由于沒有適合本試驗(yàn)的蠕變測(cè)試裝置，本文借鑒國內(nèi)已有蠕變或徐變測(cè)試裝置[10]，自主設(shè)計(jì)了一種彈簧式蠕變?cè)囼?yàn)裝置(見圖2).裝置架體分為3個(gè)部分：上部放置油壓千斤頂及壓力傳感器，中部放置加載試件，下部放置反力彈簧.為充分保證加載后不出現(xiàn)因裝置松弛而卸載，采用復(fù)式雙螺帽加強(qiáng).高強(qiáng)彈簧選用性能為GB/T 1222—2016《彈簧鋼》[11]推薦的60Si2MnA材料，線徑45mm，中徑180mm，有效圈數(shù)4.5圈，自由高度360mm，彈簧鋼度1543N/mm，最大壓縮量76mm.試件長期壓縮變形采用量程5mm的千分表測(cè)得，千分表置于支承鋼架上，左右各1個(gè).為測(cè)試加載裝置的保載性能，取油壓千斤頂與高強(qiáng)壓縮彈簧組成簡易測(cè)試裝置(見圖2(b))，通過左右2個(gè)量程為1mm的千分表，測(cè)量彈簧維持恒定荷載的能力，測(cè)試齡期共10d，所得試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表2所示.測(cè)試結(jié)果表明，本裝置保載性能良好，能夠滿足蠕變?cè)囼?yàn)要求.

圖2 蠕變?cè)囼?yàn)裝置Fig.2 Creep test apparatus

表2 保載性能測(cè)試數(shù)據(jù)Table 2 Data of load maintenance test

開始蠕變?cè)囼?yàn)時(shí)，用液壓千斤頂施加軸向壓力至初始預(yù)定荷載值，然后擰緊中間部位鋼板上部螺帽，初始加載完成且穩(wěn)定后記下各試件初始變形.在1h內(nèi)，每隔15min記錄1次變形數(shù)據(jù)；在10h內(nèi)，每隔3h記錄1次變形數(shù)據(jù)；在2d內(nèi)，每隔4h記錄1次變形數(shù)據(jù)；而后進(jìn)入中長觀測(cè)期，觀測(cè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)安排如下：4～30d每隔12h記錄1次變形數(shù)據(jù)；30～60d每隔24h記錄1次變形數(shù)據(jù)；60～120d每隔48h記錄1次變形數(shù)據(jù).

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

在封閉的室內(nèi)環(huán)境下，對(duì)4根SBCCB試件進(jìn)行了為期120d的測(cè)試，試驗(yàn)期間室內(nèi)日平均最高溫度22℃，日平均最低溫度5℃，溫度變化幅度17℃；室內(nèi)最高相對(duì)濕度88%，最低相對(duì)濕度50%，相對(duì)濕度變化幅度38%，如圖3所示.由圖3可見，試驗(yàn)期間溫濕度變化幅度較小，為簡化后續(xù)理論建模，不考慮溫濕度變化對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響.

蠕變?cè)囼?yàn)過程中，加載系統(tǒng)能夠維持恒定荷載.加載初期，試件蠕變應(yīng)變?cè)鏊佥^快，隨后逐漸放緩，試件Z1，Z2，Z3無破壞現(xiàn)象，試件Z4因長細(xì)比較大，在試驗(yàn)后期出現(xiàn)了屈曲現(xiàn)象.試驗(yàn)全過程中約束拉桿表現(xiàn)良好，未觀察到明顯的彎曲變形或剪切變形情況.各試件的軸壓蠕變應(yīng)變-時(shí)間曲線如圖4所示.

圖3 溫濕度變化Fig.3 Temperature and humidity variation

圖4 軸壓蠕變應(yīng)變實(shí)測(cè)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比Fig.4 Comparison of test curves and predicted curves of axial compressive creep strain

由圖4可見，各試件的軸壓蠕變應(yīng)變具有如下特征：(1)4根SBCCB試件的軸壓蠕變應(yīng)變-時(shí)間曲線均呈現(xiàn)出瞬態(tài)蠕變階段和穩(wěn)態(tài)蠕變階段；瞬態(tài)蠕變階段大致在20d以內(nèi)，隨長細(xì)比不同會(huì)有較大差異；穩(wěn)態(tài)蠕變階段曲線緩慢上升，4根SBCCB試件的發(fā)展趨勢(shì)一致；加載水平距預(yù)測(cè)極限荷載約0.3Pu～0.4Pu時(shí)，未能測(cè)到蠕變破壞階段.(2)未采用恒溫恒濕環(huán)境，致使試驗(yàn)曲線有較明顯的鋸齒狀波動(dòng)，如試件Z2在50～60d時(shí)段出現(xiàn)了顯著的蠕變應(yīng)變下降，這是因氣溫突然下降而出現(xiàn)的異常情況，表明溫濕度對(duì)試件的短期蠕變有些影響.(3)試件Z2，Z3，Z4采用了相同的加載水平(0.6Pu)，隨長細(xì)比增大，其蠕變應(yīng)變呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)，且長細(xì)比越大的試件蠕變應(yīng)變相應(yīng)越??；在同一時(shí)間點(diǎn)比較，如在80d時(shí)，試件Z2(λ=50)的蠕變應(yīng)變?yōu)?630μm·m-1，大于試件Z3(λ=60)和Z4(λ=70)的蠕變應(yīng)變(1440μm·m-1和1275μm·m-1).(4)試件Z1的加載水平(0.7Pu)高于其余試件(0.6Pu)，在穩(wěn)態(tài)蠕變階段，試件Z1相對(duì)于試件Z2的蠕變應(yīng)變?cè)隽?430～797μm·m-1)大于試件Z2相對(duì)于試件Z3的蠕變應(yīng)變?cè)隽?29.8～228μm·m-1)，以及試件Z3相對(duì)于試件Z4的蠕變應(yīng)變?cè)隽?0.821～197μm·m-1)，表明加載水平對(duì)于試件的蠕變發(fā)展具有較大影響，加載水平越大其蠕變應(yīng)變相應(yīng)越大，即試件的蠕變應(yīng)變隨軸壓應(yīng)力水平增加呈遞增趨勢(shì).

2 二次軸壓破壞試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置及測(cè)量方案

圖5 二次軸壓試驗(yàn)裝置Fig.5 Apparatus of second-time axial compression test

將進(jìn)行蠕變?cè)囼?yàn)后的同一批試件卸載靜置10d后進(jìn)行二次軸壓破壞試驗(yàn).試驗(yàn)裝置及測(cè)點(diǎn)布置如圖5所示.試件兩端采用單向刀鉸，以確保沿試件軸向加載；在試件中部位置相鄰兩側(cè)面同一高度處分別設(shè)置1個(gè)測(cè)量側(cè)向撓曲的位移傳感器，每面布置2組應(yīng)變片(橫向和縱向各1組，每組2個(gè))，另外在柱底鋼板下表面設(shè)置1個(gè)位移傳感器.軸壓荷載、軸向位移、軸向應(yīng)變和橫向應(yīng)變數(shù)據(jù)均由靜態(tài)測(cè)試系統(tǒng)采集.加載方式采用分級(jí)加載，以位移加載方式慢速連續(xù)均勻加載，當(dāng)試件出現(xiàn)較大開裂破壞或者明顯卸載時(shí)終止試驗(yàn).

2.2 試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1試驗(yàn)現(xiàn)象

在加載初始階段，試件的軸向荷載與軸向位移呈線性增長關(guān)系，試件處于彈性階段；當(dāng)荷載達(dá)到一定水平時(shí)，柱體端部或中部位置的基體膠合界面開始出現(xiàn)微小裂紋，伴隨輕微的破裂聲；當(dāng)荷載繼續(xù)增大時(shí)，裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，破裂聲加大，基體膠合界面開裂，軸向壓縮變形及橫向撓曲變形增大；當(dāng)接近極限荷載時(shí)，裂紋迅速發(fā)展直至試件破壞.約束拉桿在加載全階段受力性能表現(xiàn)良好，無屈曲或者斷裂現(xiàn)象.

2.2.2試驗(yàn)結(jié)果分析

各試件的軸壓荷載-軸向位移/應(yīng)變曲線、軸壓荷載-柱中部橫向位移/應(yīng)變曲線如圖6所示.由圖6可見：隨著試件長細(xì)比增大，其極限承載力降低；在相同荷載水平下，試件的軸向及側(cè)向位移隨長細(xì)比增大而逐級(jí)遞增；試件的長細(xì)比越大，其線彈性階段越短，進(jìn)入彈塑性階段越早.

為了探討長期承載蠕變對(duì)試件極限承載力的影響，將經(jīng)過120d蠕變?cè)囼?yàn)后，試件Z4的二次軸壓破壞試驗(yàn)結(jié)果與未經(jīng)過蠕變?cè)囼?yàn)而直接進(jìn)行一次破壞試驗(yàn)的試件C4試驗(yàn)結(jié)果[9]進(jìn)行對(duì)比分析(C4與Z4具有相同的設(shè)計(jì)參數(shù))，結(jié)果如圖7所示.由圖7可見，長期承載蠕變會(huì)降低試件的極限承載力.試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，在0.6Pu加載水平下，經(jīng)過120d蠕變?cè)囼?yàn)，試件Z4的極限承載力約下降9.8%.根據(jù)極限承載力計(jì)算公式，由一次受力破壞試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以簡單計(jì)算出“未經(jīng)過蠕變?cè)囼?yàn)”的各試件極限承載力Pu，將其與“經(jīng)過蠕變?cè)囼?yàn)+二次軸壓破壞試驗(yàn)”所得到的極限承載力Pu′進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表3所示.由表3可見，與Pu值相比，各試件的Pu′值均出現(xiàn)了明顯減?。杭虞d水平為0.6Pu時(shí)，其極限承載力下降幅度為8.1%～9.8%；加載水平為0.7Pu時(shí)，其極限承載力下降幅度為11.5%.經(jīng)過長期加載蠕變?cè)囼?yàn)的試件其極限承載力下降表明了蠕變?cè)谄渲械娘@著影響，因此在SBCCB的工程應(yīng)用中需充分考慮此因素的影響.需要特別說明的是，上述試驗(yàn)未考慮時(shí)間長短對(duì)于材料強(qiáng)度衰減的影響，尚需開展進(jìn)一步研究.

與未經(jīng)過蠕變?cè)囼?yàn)的試件C4相比，經(jīng)過長期蠕變?cè)囼?yàn)的試件Z4在軸壓荷載-位移曲線與軸壓荷載-應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)上與其基本一致，試件破壞時(shí)的最大軸向應(yīng)變/位移、柱中部橫向應(yīng)變/位移則均有不同程度的減小，具體對(duì)比如表4所示.顯然，長期蠕變作用對(duì)于SBCCB的變形能力有較大影響，具體而言，經(jīng)過長期加載蠕變?cè)囼?yàn)后的試件會(huì)產(chǎn)生塑性變形，而由于塑性變形無法恢復(fù)，在此基礎(chǔ)上再進(jìn)行二次軸壓破壞試驗(yàn)，就使得其變形能力顯著減小.

圖6 二次軸壓試驗(yàn)結(jié)果Fig.6 Results of second-time axial compression test

圖7 蠕變?cè)囼?yàn)前后試件Z4的軸壓試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparative analysis of axial compression test of specimen Z4 before and after creep test

SpecimencodeSlendernessratio (λ)Loading level (p)/kNPu/kNPu'/kNPu'/PuZ1400.7Pu=93.8134.0118.60.885Z2500.6Pu=70.8118.0106.40.902Z3600.6Pu=61.8101.092.80.919Z4700.6Pu=53.783.275.00.901

表4 試件在蠕變?cè)囼?yàn)前后的最大變形Table 4 Maximum deformation of specimens before and after creep test

3 蠕變變形計(jì)算

3.1 蠕變模型

在常應(yīng)力狀態(tài)下，變形隨時(shí)間緩慢增長的現(xiàn)象稱為蠕變，可采用與黏彈性流變力學(xué)模型相關(guān)的時(shí)間函數(shù)來描述蠕變現(xiàn)象.本文測(cè)試的鋼竹組合柱，抗壓受荷的主體是竹材，約束拉桿和內(nèi)鋼管只是起到套箍作用來抑制其開膠破壞，因此產(chǎn)生蠕變行為的主體是竹膠合板；此外，鋼材的彈性模量比竹材大很多，在組合柱中，相對(duì)于竹材產(chǎn)生的蠕變，鋼材產(chǎn)生的蠕變可以忽略.竹材是一種典型的黏彈性生物質(zhì)材料，其材料性質(zhì)介于理想彈性與理想黏性之間，適合采用理想彈性元件與理想黏性元件組成的力學(xué)模型來表征[12].理想彈性可用彈簧來表示，理想黏性可用阻尼器或者黏缸表示(如圖8(a)，(b)所示)，其特征參數(shù)分別為彈性模量E和黏性模量η.

Burgers模型是由Maxwell模型與Kelvin模型串聯(lián)而成的四元件模型，常被用來描述第3期以前的蠕變曲線.根據(jù)Burgers模型，在時(shí)刻t,SBCCB的總應(yīng)變值包括由Maxwell模型中單個(gè)彈性元件來描述的瞬時(shí)彈性形變、由Maxwell模型中單個(gè)黏性元件來描述的黏性流動(dòng)，以及由彈性元件與黏性元件并聯(lián)形成的Kelvin模型來描述的黏彈性形變[13](如圖8(c)所示).由于本文蠕變?cè)囼?yàn)未涉及第3期蠕變階段，可采用Burgers模型來描述SBCCB試件的軸壓蠕變行為.Burgers模型的本構(gòu)方程為：

圖8 力學(xué)模型示意圖Fig.8 Schematic diagram of mechanical model

(1)

式中：Em，ηm，Ek，ηk分別表示Maxwell模型與Kelvin模型中的彈簧與黏缸特征參數(shù)；σ和ε分別表示Burgers模型的總應(yīng)力及總應(yīng)變.

對(duì)于蠕變，可將σ=σ0(t≥0)代入式(1)，得到關(guān)于ε的二階常系數(shù)非齊次線性微分方程：

(2)

(3)

對(duì)于蠕變應(yīng)變，在不考慮初始應(yīng)變的情況下，蠕變應(yīng)變應(yīng)該表示為：

(4)

3.2 模型分析與驗(yàn)證

采用試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性擬合得到待定參數(shù)，確定計(jì)算模型；由計(jì)算模型確定蠕變應(yīng)變計(jì)算值，初步判定計(jì)算模型的合理性.擬合得到參數(shù)估計(jì)值Ek=10546.118MPa，ηk=75959.227MPa·s，ηm=4594571.827MPa·s，整體相關(guān)性系數(shù)R2=0.946.模型預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值對(duì)比結(jié)果列于圖4.通過對(duì)比可以看出，對(duì)于4根SBCCB試件而言，試驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值吻合良好，說明Burgers模型能較好地預(yù)測(cè)SBCCB試件蠕變應(yīng)變的發(fā)展.

4 結(jié)論

(1)在同一時(shí)間點(diǎn)，SBCCB試件的軸壓蠕變應(yīng)變隨試件長細(xì)比的增大呈遞減趨勢(shì)，隨軸壓應(yīng)力水平增加呈遞增趨勢(shì).

(2)不同長細(xì)比試件的軸壓蠕變應(yīng)變-時(shí)間曲線基本呈現(xiàn)相似的變化趨勢(shì)，有典型的瞬態(tài)蠕變階段和穩(wěn)態(tài)蠕變階段；測(cè)試后期蠕變曲線緩慢上升，溫濕度變化對(duì)局部蠕變有影響.

(3)長期承載蠕變對(duì)SBCCB試件的軸壓承載力有較大影響，經(jīng)過抗壓蠕變后再進(jìn)行二次軸壓破壞試驗(yàn)的試件極限承載力相對(duì)于經(jīng)過一次軸壓破壞試驗(yàn)的試件極限承載力下降8.1%～11.5%；長期蠕變?cè)囼?yàn)會(huì)使試件產(chǎn)生永久塑性變形，軸向及橫向變形能力顯著減小.

(4)采用基于流變力學(xué)理論的Burgers模型能夠很好地預(yù)測(cè)SBCCB在長期恒定軸向荷載作用下的蠕變應(yīng)變發(fā)展.

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