薄壁C型鋼—竹膠板組合箱型柱抗震性能試驗(yàn)1)

蔣天元 李玉順 單 煒 張王麗

(寧波大學(xué)，寧波，315211) (東北林業(yè)大學(xué)) (寧波大學(xué))

中國(guó)是竹的故鄉(xiāng)。在我國(guó)大約有37屬500多種竹子，約占世界竹子種類的50%，竹資源相當(dāng)豐富［1－2］。同時(shí)竹子作為一種可再生能源，其生長(zhǎng)速度非常快，一般3～4 a就可成材利用［3］。如能對(duì)天然竹子進(jìn)行一系列的化學(xué)處理和物理加工，使其能充當(dāng)各種建筑材料加以推廣利用，將會(huì)在很大程度上減少我國(guó)每年的鋼筋和混凝土用量，這對(duì)實(shí)現(xiàn)節(jié)能減排、促進(jìn)我國(guó)建筑業(yè)朝著綠色健康的方向發(fā)展將具有重要的意義［4］。

人造竹膠合板是經(jīng)過干燥、浸膠、組坯和熱壓膠合而成，具有剛度大、強(qiáng)度高、化學(xué)性能穩(wěn)定等優(yōu)良特性，是一種能根據(jù)結(jié)構(gòu)構(gòu)件需求任意調(diào)整尺寸的建筑材料［5］。竹膠合板通過結(jié)構(gòu)膠黏劑黏結(jié)各種類型的冷彎薄壁型鋼，能夠方便地得到各種截面形式的組合構(gòu)件，表現(xiàn)出良好的組合效應(yīng)，并能有效地克服薄壁型鋼的過早屈曲，較好地發(fā)揮材料的高強(qiáng)度，節(jié)省鋼材，這已在鋼—竹組合樓板、鋼—竹組合梁、鋼—竹組合墻體的相關(guān)試驗(yàn)中得到了驗(yàn)證［6－9］。

筆者提出一種新的鋼—竹組合柱構(gòu)件，即在開口相對(duì)的兩塊冷彎薄壁C型鋼四周用結(jié)構(gòu)膠黏劑黏結(jié)4塊竹膠合板，形成箱型截面的冷彎薄壁C型鋼—竹膠合板柱。對(duì)鋼—竹組合柱進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)，分析組合柱的滯回性能、延性、耗能能力、變形能力以及承載能力。

1 材料與方法

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

本次試驗(yàn)共制作了5個(gè)組合柱試件，截面尺寸分160 mm×160 mm和180 mm×180 mm兩種，鋼材采用冷彎薄壁C型鋼，厚度分為1.5、2.0 mm兩種;竹膠板采用竹簾膠合板，厚度統(tǒng)一為18.6 mm。鋼板和竹膠板均由大型的專業(yè)生產(chǎn)商加工生產(chǎn)。組合柱試件長(zhǎng)度均設(shè)計(jì)成1 550 mm，計(jì)算長(zhǎng)度為965 mm。具體試驗(yàn)參數(shù)見表1，圖1即為組合柱的截面示意圖和實(shí)物圖。

1.2 試驗(yàn)裝置與加載

采用MTS電液伺服程控結(jié)構(gòu)試驗(yàn)系統(tǒng)對(duì)鋼—竹組合柱試件進(jìn)行擬靜力加載試驗(yàn)。加載時(shí)，作動(dòng)器與組合柱上端連接，對(duì)柱子進(jìn)行左右往復(fù)運(yùn)動(dòng)加載，柱下端由專門加工生產(chǎn)的鋼夾具固定，上端設(shè)置滾動(dòng)裝置，可供組合柱上端在作動(dòng)器伸長(zhǎng)方向上自由運(yùn)動(dòng)。為模擬柱子實(shí)際受力狀態(tài)，在其中3根組合柱上端利用千斤頂對(duì)柱子施加320kN的軸向力，通過放置在千斤頂與滾動(dòng)裝置之間的軸力傳感器進(jìn)行數(shù)值控制。施加軸力試件加載裝置見圖2(a)(b)。軸壓比為零的組合柱試件在柱上端移掉千斤頂和傳感器，直接利用作動(dòng)器施加水平荷載即可。

表1 組合柱試件參數(shù)

圖1 鋼—竹組合柱試件

圖2 鋼—竹組合柱試件加載圖

本試驗(yàn)利用位移控制方法對(duì)5個(gè)組合柱試件加載。在0～20 mm幅值范圍內(nèi)，每級(jí)位移以2 mm為步長(zhǎng)遞增，20～40 mm范圍內(nèi)，每級(jí)以5 mm位移為幅值遞增，位移達(dá)到40 mm后，則以10 mm為步長(zhǎng)加載，每級(jí)位移往復(fù)循環(huán)兩次直到試件破壞不適合繼續(xù)承載為止。同時(shí)，在每級(jí)加載達(dá)到位移峰值時(shí)進(jìn)行持荷2 s。在加載過程中，如發(fā)現(xiàn)組合柱軸向力下降，則及時(shí)對(duì)柱子軸力補(bǔ)載。

組合柱C型鋼板和竹膠合板上的受力情況由應(yīng)變片反應(yīng)讀取。分別在組合柱3個(gè)截面處黏貼不同數(shù)量的箔式電阻應(yīng)變片，縱向應(yīng)變片測(cè)量柱子的正向應(yīng)變，橫向應(yīng)變片測(cè)量柱子的剪切應(yīng)變(3個(gè)截面位置分別為柱上端MTS夾板下端、柱中部、固定夾具上端)。在每個(gè)截面處，組合柱外表面竹膠板和內(nèi)層鋼板的應(yīng)變片相互對(duì)應(yīng)黏貼，以研究柱子同一截面處竹膠板和鋼板對(duì)承載力的貢獻(xiàn)程度?？紤]到柱加載時(shí)下端夾具可能會(huì)產(chǎn)生變形，為測(cè)量柱端的真實(shí)位移，在組合柱的下端夾具、中部、上端作動(dòng)器夾板處分別設(shè)置一個(gè)位移計(jì)，應(yīng)變片和位移計(jì)的布置位置見圖3。

圖3 應(yīng)變片、位移計(jì)布置位置

2 結(jié)果與分析

2.1 破壞特征和分析

5根鋼—竹組合柱的破壞類型基本相似:破壞均發(fā)生在試件下端根部，根部以上部位未發(fā)生明顯破壞。有軸向力作用的組合柱，在位移達(dá)到40 mm后，與薄壁C型鋼腹板黏結(jié)組合的竹膠板因剪切力的作用開始發(fā)生撕裂破壞，鋼板與竹膠板也開始脫膠，裂縫寬度隨著柱頂荷載的增加而迅速變大，最后根部鋼板屈服，組合柱水平承載力下降，不適合繼續(xù)承載(圖4(a)(b))。無軸向力的組合柱試件在鋼板屈服后仍可繼續(xù)加載，最后在柱子根部C型鋼翼緣處的竹膠板因夾具前后擠壓發(fā)生明顯的鼓囊變形，待柱上端位移達(dá)到100 mm時(shí)，試件水平承載力下降，結(jié)束加載(圖4(c)(d))。

圖4 組合柱試件破壞形態(tài)

試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼—竹組合柱下端左右兩側(cè)(平面與柱上端運(yùn)動(dòng)方向平行)竹膠板因剪切力作用容易發(fā)生脫膠撕裂破壞，最后前后兩側(cè)竹膠板因夾具的反復(fù)交替擠壓作用發(fā)生屈鼓撕裂。軸壓力的大小直接影響組合柱的極限水平位移，無軸壓的試件頂部位移可達(dá)100 mm左右。長(zhǎng)細(xì)比對(duì)試件的極限承載力起到一定作用，但對(duì)試件加載初期的受力性能無明顯影響。

2.2 滯回曲線

滯回曲線集中體現(xiàn)構(gòu)件的抗震性能。圖5所示的即是組合柱試件頂端水平荷載P－位移Δ滯回曲線，可以看出滯回曲線在剛開始時(shí)(柱端位移約在20 mm范圍內(nèi))成梭形，型鋼與竹膠板表現(xiàn)出較好的組合效應(yīng)，隨著荷載、位移的增大，柱下端竹膠板開始脫膠，滯回曲線呈弓形，有明顯的“捏縮”效應(yīng)，組合柱開始出現(xiàn)大量滑移。這些滑移主要是因?yàn)橹露酥衲z板的脫膠開裂、C型鋼板的屈曲造成的。KZ1、KZ2和KZ5試件的滯回曲線整體上較飽滿，表現(xiàn)出較好的耗能能力。

圖5 試件滯回曲線

2.3 耗能系數(shù)及延性系數(shù)

在周期反復(fù)荷載作用下，試件每經(jīng)過一個(gè)循環(huán)都要吸收能量和釋放能量，其中，加載時(shí)從外界吸收能量，卸載時(shí)釋放能量。滯回曲線環(huán)所包圍的面積越大，試件耗能能力越強(qiáng)，本文利用能量耗散系數(shù)評(píng)價(jià)鋼—竹組合柱的耗能能力，即E=S(ABC+CDA)/S(OBE+ODF)(圖6)［10］。5 根組合柱試件的耗能系數(shù)見表2。

圖6 耗能系數(shù)確定圖

表2 承載力實(shí)測(cè)結(jié)果

延性系數(shù)反應(yīng)的是構(gòu)件在地震荷載作用下變形能力的大小。一個(gè)具有良好變形能力的結(jié)構(gòu)構(gòu)件能吸收較多的能量，并且在構(gòu)件破壞前有明顯的征兆，很大程度上保障了人們的生命和財(cái)產(chǎn)安全。延性系數(shù)μ=Δu/Δy。式中:Δy為試件的屈服位移;Δu為試件的極限位移。但由于實(shí)驗(yàn)室客觀試驗(yàn)條件的限制，有軸壓裝置的組合柱頂端無法進(jìn)行大范圍移動(dòng)，因此，本試驗(yàn)的極限位移Δu取極限荷載下的位移Δmax，計(jì)算出來的延性系數(shù)會(huì)偏小。由于試件荷載—位移曲線無明顯的屈服點(diǎn)，采用荷載—位移曲線的能量等效面積法確定屈服荷載Py和屈服位移Δy［11］(圖7)，利用上式可計(jì)算5根柱的延性系數(shù)，結(jié)果見表2?？梢钥闯?，各試件的耗能系數(shù)值在0.48～1.53，延性系數(shù)在2.03～4.01(從試件的滯回曲線上來看，試件達(dá)到極限荷載后，承載力下降很緩慢，實(shí)際延性系數(shù)值會(huì)增大很多)，說明采用冷彎薄壁C型鋼與竹膠合板組合的柱子具有一定的耗能能力和變形能力，能滿足一般建筑結(jié)構(gòu)對(duì)抗震的需求。

圖7 屈服點(diǎn)確定圖

3 組合柱承載力計(jì)算

3.1 計(jì)算方法

從組合柱試驗(yàn)的應(yīng)變分析中可知:應(yīng)變沿組合柱截面高度基本呈線性分布，符合平截面假定(圖8);組合柱在前后側(cè)的C型鋼板屈服時(shí)柱子進(jìn)入屈服階段;內(nèi)層鋼板屈服前，竹膠板與鋼板應(yīng)變基本一致，表現(xiàn)出較好的組合效應(yīng)。因此，對(duì)組合柱在軸向力和水平力的共同作用下的承載力計(jì)算可作如下假定:

①C型鋼板和組合柱同時(shí)屈服;

②符合平截面假定;

③竹膠板的應(yīng)變—應(yīng)力關(guān)系方程為σb=Eb·εb。

根據(jù)上述假定，可得鋼—竹組合柱在軸向力和水平力共同作用下的截面應(yīng)變圖和計(jì)算模型圖(圖9(a)(b))。截面應(yīng)變由水平荷載產(chǎn)生的彎曲應(yīng)變和軸向力產(chǎn)生的應(yīng)變兩部分疊加組成。

由圖9可得:

由力的疊加原理:

由力、力矩平衡條件:

式中:M為柱底彎矩承載力;P為軸向荷載;Mb為竹膠板承擔(dān)的柱底彎矩;Ms為鋼板承擔(dān)的柱底彎矩;Es為鋼彈性模量;Eb為竹膠板彈性模量;F為柱頂水平承載力;h為組合柱計(jì)算長(zhǎng)度;Ab為竹膠板截面面積;As為鋼截面面積;Ib為竹膠板對(duì)形心軸的慣性矩;Is為鋼對(duì)形心軸的慣性矩;a為方形鋼截面邊長(zhǎng);b為組合柱截面邊長(zhǎng);εN為軸壓作用下的縱向應(yīng)變;εb，M，max為彎矩作用下竹膠板的最大應(yīng)變;εs，M，max為彎矩作用下鋼板的最大應(yīng)變;εy為鋼板屈服應(yīng)變。

由式(1)—式(4)可得水平承載力:F=M/h(F為柱頂水平承載力;h為組合柱計(jì)算長(zhǎng)度)。

圖8 KZ5應(yīng)變沿柱截面高度分布圖

圖9 鋼—竹組合柱理論計(jì)算示意圖

3.2 計(jì)算值與試驗(yàn)值比較

采用上述方法計(jì)算組合柱在軸向力的作用下的水平承載力。計(jì)算值與試驗(yàn)值見表3。

表3 水平極限承載力計(jì)算結(jié)果比較

4 結(jié)論

冷彎薄壁C型鋼和竹膠合板通過黏合劑復(fù)合成箱形鋼—竹組合柱具有良好的組合效應(yīng)，型鋼和竹膠板能夠共同變形和承擔(dān)外力，其力學(xué)性能優(yōu)良，具有較高的剛度和承載能力，能應(yīng)用于實(shí)際工程領(lǐng)域。

軸壓比對(duì)組合柱的受力性能起控制作用。軸壓比越大，組合柱下端膠層開裂越早，極限承載力越低。長(zhǎng)細(xì)比和鋼板厚度(含鋼率)影響組合柱的極限承載能力和后期剛度，但對(duì)組合柱初期受力性能無明顯影響。

試驗(yàn)滯回曲線呈反S形或Z形，KZ1、KZ2和KZ5試件的滯回環(huán)包圍的面積較飽滿，說明組合柱在低周反復(fù)荷載作用下能表現(xiàn)出較好的延性和耗能能力，能滿足我國(guó)部分地區(qū)的建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防要求。

根據(jù)組合柱承載力計(jì)算的3點(diǎn)假定，得出組合柱在軸向力作用下的水平承載力理論計(jì)算公式是可行的，利用此公式計(jì)算的結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好。

［1］李文駒，李佳.竹建筑的再生之路［J］.華中建筑，2008(10):8－10.

［2］王海鵬，鄧曉宇.竹材在大跨空間結(jié)構(gòu)中的前景［J］.科協(xié)論壇，2009(8):3－4.

［3］張齊生，孫豐文.竹木復(fù)合結(jié)構(gòu)是科學(xué)合理利用竹材資源的有效途徑［J］.林產(chǎn)工業(yè)，1995，22(6):4－6.

［4］Zhang Wangli，Li Yushun，Shen Huangying，et al.Experimental and theoretical study on seismic behavior of profiled steel sheet-bamboo plywood composite walls［J］.Advanced Materials Research，2010，13(4):989－993.

［5］吳巖，李玉順，葛貝德，等.改性竹材的應(yīng)用與前景［J］.森林工程，2008，24(6):68－71.

［6］單煒，李玉順，李俊華，等.壓型鋼板—竹膠板組合墻體擬靜力試驗(yàn)研究［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，41(2):125－129.

［7］李玉順，單煒，黃祖波，等.壓型鋼板—竹膠板組合樓板的力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2008，29(1):96－102.

［8］葛貝德.壓型鋼板—竹膠板組合墻體抗震性能研究［D］.哈爾濱:東北林業(yè)大學(xué)，2008.

［9］李玉順，單煒，韓添石，等.薄壁型鋼—竹膠板組合樓板的力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.哈爾濱工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2009，41(2):101－105.

［10］王天穩(wěn).土木工程結(jié)構(gòu)試驗(yàn)［M］.武漢:武漢理工大學(xué)出版社，2006:91－92.

［11］中國(guó)建筑科學(xué)研究院.JGJ101─96建筑抗震試驗(yàn)方法［S］.北京:中國(guó)建筑工業(yè)出版社，1996.