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 土木工程與力學學院， 湖南 湘潭 411105; 2.廣東建設職業(yè)技術學院， 廣東 廣州 510440)

竹子是重要的速生和可再生森林資源之一.竹材的抗拉強度約為木材的2倍，抗壓強度約為木材的1.5倍，比強度高于大部分木材和普通鋼材[1].原竹利用已涉及建筑、交通等很多領域，如原竹腳手架、護欄、簡易棚架等[2].但原竹材料壁薄中空、直徑較小、幾何尺寸和力學性能具有較大變異性，不能滿足現(xiàn)代工程結構對于材料力學性能及構件尺寸的要求.隨著竹膠合板等竹集成材的研制成功[3]，國內近年來發(fā)展了以竹膠合板為基材的鋼/竹復合結構單元.劉學等[4]利用竹膠合板與L型鋼開發(fā)了竹質箱型結構柱；李玉順等[5]提出一種C型薄壁型鋼/竹膠合板組合箱型柱，并進行了抗壓強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的基礎上，采用長細比λ分別為40，50，60，70的4根SBCCB試件，進行了為期120d的軸壓蠕變試驗以及蠕變試驗后的二次軸壓破壞試驗，考察了試件的抗壓蠕變特點、破壞形態(tài)和特性，分析了長期承載蠕變對SBCCB極限承載力(Pu)的影響情況.

1 蠕變試驗

1.1 試件設計與制作

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；預估的極限承載力Pu根據(jù)已有計算公式得出；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(質量分數(shù))為9%的同批次毛竹竹席膠合板(尺寸為2440mm×1220mm×10mm)，根據(jù)標準測試方法[9]測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，屈服強度為260MPa，極限強度為340MPa；拉桿為φ6mm全絲螺桿，屈服強度為260MPa.薄壁鋼管在組合柱兩端內縮15～20mm，與橫向約束拉桿形成套箍作用，不直接承壓.界面黏結劑選用改性環(huán)氧樹脂膠，其收縮率小于1%，抗拉強度大于10MPa，抗剪強度大于12MPa.試件制作完成后，用夾具緊固裝配組合柱，在通風干燥條件下養(yǎng)護7～10d，確保膠合強度充分發(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 試驗裝置及測量方案

由于沒有適合本試驗的蠕變測試裝置，本文借鑒國內已有蠕變或徐變測試裝置[10]，自主設計了一種彈簧式蠕變試驗裝置(見圖2).裝置架體分為3個部分：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，采用復式雙螺帽加強.高強彈簧選用性能為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的千分表測得，千分表置于支承鋼架上，左右各1個.為測試加載裝置的保載性能，取油壓千斤頂與高強壓縮彈簧組成簡易測試裝置(見圖2(b))，通過左右2個量程為1mm的千分表，測量彈簧維持恒定荷載的能力，測試齡期共10d，所得試驗數(shù)據(jù)如表2所示.測試結果表明，本裝置保載性能良好，能夠滿足蠕變試驗要求.

圖2 蠕變試驗裝置Fig.2 Creep test apparatus

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

開始蠕變試驗時，用液壓千斤頂施加軸向壓力至初始預定荷載值，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，每隔15min記錄1次變形數(shù)據(jù)；在10h內，每隔3h記錄1次變形數(shù)據(jù)；在2d內，每隔4h記錄1次變形數(shù)據(jù)；而后進入中長觀測期，觀測時間節(jié)點安排如下：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 試驗結果及分析

在封閉的室內環(huán)境下，對4根SBCCB試件進行了為期120d的測試，試驗期間室內日平均最高溫度22℃，日平均最低溫度5℃，溫度變化幅度17℃；室內最高相對濕度88%，最低相對濕度50%，相對濕度變化幅度38%，如圖3所示.由圖3可見，試驗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試驗結果的影響.

蠕變試驗過程中，加載系統(tǒng)能夠維持恒定荷載.加載初期，試件蠕變應變增速較快，隨后逐漸放緩，試件Z1，Z2，Z3無破壞現(xiàn)象，試件Z4因長細比較大，在試驗后期出現(xiàn)了屈曲現(xiàn)象.試驗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變-時間曲線如圖4所示.

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

圖4 軸壓蠕變應變實測值與預測值對比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變具有如下特征：(1)4根SBCCB試件的軸壓蠕變應變-時間曲線均呈現(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，隨長細比不同會有較大差異；穩(wěn)態(tài)蠕變階段曲線緩慢上升，4根SBCCB試件的發(fā)展趨勢一致；加載水平距預測極限荷載約0.3Pu～0.4Pu時，未能測到蠕變破壞階段.(2)未采用恒溫恒濕環(huán)境，致使試驗曲線有較明顯的鋸齒狀波動，如試件Z2在50～60d時段出現(xiàn)了顯著的蠕變應變下降，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)，隨長細比增大，其蠕變應變呈現(xiàn)遞減趨勢，且長細比越大的試件蠕變應變相應越小；在同一時間點比較，如在80d時，試件Z2(λ=50)的蠕變應變?yōu)?630μm·m-1，大于試件Z3(λ=60)和Z4(λ=70)的蠕變應變(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相對于試件Z2的蠕變應變增量(430～797μm·m-1)大于試件Z2相對于試件Z3的蠕變應變增量(29.8～228μm·m-1)，以及試件Z3相對于試件Z4的蠕變應變增量(0.821～197μm·m-1)，表明加載水平對于試件的蠕變發(fā)展具有較大影響，加載水平越大其蠕變應變相應越大，即試件的蠕變應變隨軸壓應力水平增加呈遞增趨勢.

2 二次軸壓破壞試驗

2.1 試驗裝置及測量方案

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

將進行蠕變試驗后的同一批試件卸載靜置10d后進行二次軸壓破壞試驗.試驗裝置及測點布置如圖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面同一高度處分別設置1個測量側向撓曲的位移傳感器，每面布置2組應變片(橫向和縱向各1組，每組2個)，另外在柱底鋼板下表面設置1個位移傳感器.軸壓荷載、軸向位移、軸向應變和橫向應變數(shù)據(jù)均由靜態(tài)測試系統(tǒng)采集.加載方式采用分級加載，以位移加載方式慢速連續(xù)均勻加載，當試件出現(xiàn)較大開裂破壞或者明顯卸載時終止試驗.

2.2 試驗結果

2.2.1試驗現(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系，試件處于彈性階段；當荷載達到一定水平時，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；當荷載繼續(xù)增大時，裂紋進一步擴展，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；當接近極限荷載時，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試驗結果分析

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

為了探討長期承載蠕變對試件極限承載力的影響，將經(jīng)過120d蠕變試驗后，試件Z4的二次軸壓破壞試驗結果與未經(jīng)過蠕變試驗而直接進行一次破壞試驗的試件C4試驗結果[9]進行對比分析(C4與Z4具有相同的設計參數(shù))，結果如圖7所示.由圖7可見，長期承載蠕變會降低試件的極限承載力.試驗數(shù)據(jù)表明，在0.6Pu加載水平下，經(jīng)過120d蠕變試驗，試件Z4的極限承載力約下降9.8%.根據(jù)極限承載力計算公式，由一次受力破壞試驗數(shù)據(jù)可以簡單計算出“未經(jīng)過蠕變試驗”的各試件極限承載力Pu，將其與“經(jīng)過蠕變試驗+二次軸壓破壞試驗”所得到的極限承載力Pu′進行對比，結果如表3所示.由表3可見，與Pu值相比，各試件的Pu′值均出現(xiàn)了明顯減小：加載水平為0.6Pu時，其極限承載力下降幅度為8.1%～9.8%；加載水平為0.7Pu時，其極限承載力下降幅度為11.5%.經(jīng)過長期加載蠕變試驗的試件其極限承載力下降表明了蠕變在其中的顯著影響，因此在SBCCB的工程應用中需充分考慮此因素的影響.需要特別說明的是，上述試驗未考慮時間長短對于材料強度衰減的影響，尚需開展進一步研究.

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

圖6 二次軸壓試驗結果Fig.6 Results of second-time axial compression test

圖7 蠕變試驗前后試件Z4的軸壓試驗結果對比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 試件在蠕變試驗前后的最大變形Table 4 Maximum deformation of specimens before and after creep test

3 蠕變變形計算

3.1 蠕變模型

在常應力狀態(tài)下，變形隨時間緩慢增長的現(xiàn)象稱為蠕變，可采用與黏彈性流變力學模型相關的時間函數(shù)來描述蠕變現(xiàn)象.本文測試的鋼竹組合柱，抗壓受荷的主體是竹材，約束拉桿和內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材料，其材料性質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，在時刻t,SBCCB的總應變值包括由Maxwell模型中單個彈性元件來描述的瞬時彈性形變、由Maxwell模型中單個黏性元件來描述的黏性流動，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).由于本文蠕變試驗未涉及第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模型的本構方程為：

圖8 力學模型示意圖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模型的總應力及總應變.

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

(2)

(3)

對于蠕變應變，在不考慮初始應變的情況下，蠕變應變應該表示為：

(4)

3.2 模型分析與驗證

采用試驗數(shù)據(jù)進行非線性擬合得到待定參數(shù)，確定計算模型；由計算模型確定蠕變應變計算值，初步判定計算模型的合理性.擬合得到參數(shù)估計值Ek=10546.118MPa，ηk=75959.227MPa·s，ηm=4594571.827MPa·s，整體相關性系數(shù)R2=0.946.模型預測值與試驗值對比結果列于圖4.通過對比可以看出，對于4根SBCCB試件而言，試驗值與預測值吻合良好，說明Burgers模型能較好地預測SBCCB試件蠕變應變的發(fā)展.

4 結論

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

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

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

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

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