田黎敏，靳貝貝，郝際平，寇躍峰，孫桂桂

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原竹骨架噴涂復合材料多功能組合構(gòu)件力學性能試驗研究

田黎敏，靳貝貝，郝際平※，寇躍峰，孫桂桂

（西安建筑科技大學土木工程學院，西安 710055）

為研究原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件的力學性能，該文通過立柱軸壓性能和抗彎性能足尺試驗，研究其傳力過程、承載能力、破壞模式及復合材料對原竹骨架的增強作用。結(jié)果表明：組合構(gòu)件立柱軸壓試驗的破壞模式為整體失穩(wěn)破壞；在有限元參數(shù)分析中，立柱數(shù)目少于6根時，立柱數(shù)目越多，平均每根立柱的軸壓承載力越大，但立柱數(shù)目超過6根時，平均每根立柱的極限承載力隨立柱數(shù)目的增多反而有降低的風險；立柱間距在200～500 mm范圍內(nèi)，間距越大，其立柱平均承載力越高；對多根立柱統(tǒng)一均勻加載時，構(gòu)件會發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，而對中間立柱單根加載時，其頂部出現(xiàn)局部壓潰現(xiàn)象?？箯澬阅茉囼灥钠茐哪Ｊ綖榭v向原竹與復合材料產(chǎn)生滑移，構(gòu)件在集中荷載處發(fā)生彎折破壞。復合材料對構(gòu)件立柱提供了較好的約束作用，使其軸壓承載力提高3.7倍，但與立柱達到抗壓強度破壞時的極限承載能力相比低16.7%；當達到組合構(gòu)件的彎曲容許撓度和峰值撓度時，構(gòu)件所承擔荷載分別約為原竹骨架構(gòu)件的7倍與4倍，說明復合材料對原竹骨架的增強作用顯著。研究成果可為噴涂復合材料-原竹骨架組合結(jié)構(gòu)體系的工程應(yīng)用提供參考。

構(gòu)件；試驗；有限元方法；原竹骨架；復合材料；軸壓性能；抗彎性能

0 引 言

目前，中國建筑材料仍然以砌塊、混凝土和鋼材等不可再生材料為主。近年來，以木、竹為代表的綠色建筑材料越來越受到人們的重視[1-5]。中國木材資源相對比較匱乏，而竹類資源豐富，且竹材有生長周期短、韌性好、硬度大、強重比高等優(yōu)點，是一種理想的綠色建筑材料[6-11]。部分學者在該領(lǐng)域開展了相關(guān)研究工作，取得了不少有價值的研究成果。比較典型的是文獻[5,12]對膠合竹I形擱柵梁的破壞形態(tài)、破壞機理、截面剛度和承載力等的研究，表明該梁具有較好的整體工作性能。李玉順等[13]提出一種新型的壓型鋼板-竹膠板組合構(gòu)件，并對其進行了力學性能的試驗研究。李海濤等[14]考慮剪跨比、截面高寬比等因素，對側(cè)壓竹材集成材簡支梁的力學性能進行了試驗研究，給出該梁的承載力及破壞過程。但是迄今為止，上述研究成果主要集中在改性竹材方面[15-17]，改性竹材在制作或與鋼材、木材等進行粘接時，膠黏劑會對環(huán)境造成一定的負面影響[18-19]。另一方面，原竹材料自身存在諸多限制（如力學性能復雜，防火、防腐問題突出等），限制了其工程應(yīng)用[20]。為解決上述問題，文獻[21-22]提出一種原竹骨架噴涂復合材料的組合結(jié)構(gòu)體系，即將具有良好保溫、隔聲、耐火以及環(huán)境友好等優(yōu)點的復合材料噴涂于原竹骨架上，形成有效受力的共同整體。

在明晰復合材料與原竹粘接性能[21-22]的基礎(chǔ)上，本文通過對原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件立柱的軸壓試驗及抗彎試驗，研究其傳力過程、承載能力、破壞模式及復合材料對原竹骨架力學性能的增強作用，為該組合結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供依據(jù)。

1 組合構(gòu)件立柱軸壓性能試驗與分析

1.1 試件制備

試驗所用竹材為浙江地區(qū)毛竹，所取竹材立地條件一致。為消除竹齡因素的影響，本次試驗所用毛竹竹齡均為4 a。根據(jù)JG/T199-2007《建筑用竹材物理力學性能試驗方法》[23]相關(guān)規(guī)定對其進行材性試驗，測得其順紋抗壓彈性模量為11.50 GPa，順紋抗壓強度為46.20 MPa，泊松比為0.325。

復合材料主要由灰漿混合料、聚苯乙烯顆粒和礦物黏合劑等組成。依據(jù) JGJ/T70-2009《建筑砂漿基本性能試驗方法標準》[24]的有關(guān)規(guī)定，對試驗所用復合材料、水泥砂漿的抗壓強度和彈性模量進行測試，測得復合材料的彈性模量為1.86 GPa，抗壓強度為1.35 MPa；水泥砂漿的彈性模量為12.76 GPa，抗壓強度為14.85 MPa。

參考傳統(tǒng)原竹結(jié)構(gòu)形式[25]，取足尺模型設(shè)計試驗試件，構(gòu)件尺寸為2 590 mm×3 000 mm×250 mm（寬×高×厚）。原竹骨架由9根立柱和6根橫撐組成，通過直徑為10 mm的螺栓連接。采用ST4.8自攻螺釘將水泥纖維板固定在橫撐上，隨后復合材料完全包裹原竹骨架，試件的幾何尺寸及構(gòu)造如圖1所示。原竹立柱及橫撐分別采用平均直徑約為90 mm（平均壁厚約10 mm）和50 mm（平均壁厚約5 mm）的原竹段，原竹通長為不等截面，近似取跨中截面進行計算分析。一方面，為防止原竹劈裂，在螺栓連接原竹處均設(shè)有鋼箍。另一方面，由于螺栓規(guī)格相對于竹立柱的截面尺寸較小，且對于構(gòu)件立柱軸壓性能試驗，螺栓連接處立柱上的應(yīng)力集中不明顯。因此，未考慮螺栓連接處原竹劈裂對立柱抗壓性能的影響。

圖1 原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件幾何尺寸及構(gòu)造

1.2 試驗方法

1.2.1 加載裝置

試驗在西安建筑科技大學結(jié)構(gòu)與抗震實驗室完成，試驗裝置如圖2a所示。本試驗通過三分點對稱加載，豎向荷載采用100 t液壓千斤頂通過分配梁施加，以模擬均布荷載，如圖2b所示。由于復合材料抗壓強度較低，為防止其提前受壓破壞，保證構(gòu)件前期的整體性，在每根原竹立柱上端增設(shè)一塊20 mm×120 mm×120 mm的平整鋼板，分配梁通過鋼板與各立柱連接。在試件頂部兩側(cè)架設(shè)足夠剛度的側(cè)向支撐，限制其側(cè)傾，如圖2c所示。

1.2.2 測點布置

試驗主要研究組合構(gòu)件在豎向荷載作用下的工作性能，具體測點布置如圖2d～2e所示。

位移計對稱布置于一側(cè)墻面，用于檢測構(gòu)件關(guān)鍵部位的變形。共設(shè)置10個測點，位移計（采用YHD-100位移傳感器,量程為-50～50 mm）D1、D2、D3分別豎向布置在試件頂部分配梁的下翼緣左端、中部和右端，用于測量試件的軸向位移；D6、D7、D8水平布置在構(gòu)件高度方向的中部并與D1、D2、D3對應(yīng)，用于測量構(gòu)件中部的面外位移；D4、D5和D9、D10則分別水平布置在構(gòu)件上下兩端距端面1/4高度處，與D1、D2對應(yīng)，用于測量構(gòu)件上下兩端1/4處的面外位移。

注：D1～D10為位移計編號。

1.2.3 加載制度及測量

試驗采用荷載控制方法，進行單調(diào)豎向加載，加載初期每級荷載增量為5.0 kN，并對荷載和位移進行實時采集。每級荷載加載完畢，維持荷載2 min。當某級荷載使立柱的軸向位移變化較大時，應(yīng)減緩加載速度并對荷載、位移等數(shù)據(jù)進行連續(xù)采集。試驗由TDS-602數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集數(shù)據(jù)，位移與荷載指標均用電測傳感器。試驗測試及觀察項目包括：①結(jié)構(gòu)極限承載力及最終破壞模式；②典型位置的位移變化量；③加載過程中結(jié)構(gòu)的破壞情況；④原竹骨架與復合材料共同工作的情況；⑤組合構(gòu)件裂縫的產(chǎn)生以及開展過程。

1.3 組合構(gòu)件軸壓性能試驗結(jié)果與分析

1.3.1 破壞模式

在加載初期，試件外觀無明顯變化。當荷載達到450 kN時，加載端復合材料與水泥纖維板開始脫離，如圖3a所示。當荷載達到650.0 kN時，構(gòu)件側(cè)面開始出現(xiàn)豎向裂縫（圖3b）。繼續(xù)加載，裂縫擴展并增多，當荷載達到750.0 kN時，構(gòu)件底部兩端部分復合材料被壓碎（圖3c），說明原竹立柱通過二者之間的粘結(jié)力將部分軸向荷載傳至復合材料。繼續(xù)加載至870.0 kN時，試件的荷載-軸向位移曲線達到峰值，裂縫擴大，此時荷載開始下降，位移繼續(xù)增加。當荷載降到700.0 kN時，考慮到安全問題停止加載。卸去加載裝置后，可以看到原竹立柱與復合材料之間滑移嚴重且周圍出現(xiàn)多條裂縫，如圖3d所示。

圖3 組合構(gòu)件軸壓破壞模式

1.3.2 荷載-軸向位移關(guān)系

試驗構(gòu)件的荷載-軸向位移曲線如圖4所示，其中橫坐標為構(gòu)件頂部豎向變形（取三個豎向位移計D1、D2、D3的平均值），縱坐標為構(gòu)件平均每根立柱所承受的豎向荷載（總荷載除以立柱根數(shù)）。由圖4可知，初始階段構(gòu)件剛度較大，軸向位移較小，曲線近似呈線性關(guān)系，達到極限荷載96.7 kN后，荷載開始緩慢減小，而軸向位移快速增加。試件破壞模式為構(gòu)件側(cè)立面包裹原竹立柱的復合材料沿墻高方向開裂，復合材料與原竹滑移、脫離，進而復合材料對原竹立柱約束作用減弱，最終導致其受壓整體失穩(wěn)破壞。

圖4 荷載-軸向位移曲線

1.4 有限元分析

通過將有限元分析結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)進行對比，不僅可以檢驗分析結(jié)果的準確性，還可以基于該模型對結(jié)構(gòu)進行參數(shù)分析，了解各參數(shù)對結(jié)構(gòu)性能的影響。

1.4.1 單元選擇及網(wǎng)格劃分

圖5為原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件的有限元模型，忽略構(gòu)造及裝飾部分（水泥砂漿、水泥纖維板）。為了能更好的模擬試驗，有限元模型中的原竹骨架參考試件尺寸1:1建立，構(gòu)件立柱所用原竹尺寸為90 mm× 70 mm×3 100 mm（外徑×內(nèi)徑×長度），橫撐所用原竹尺寸為50 mm×40 mm× 2 590 mm，原竹采用SOLID45單元，復合材料采用SOLID65單元建立。由于立柱與橫撐連接處建立砂漿會有犄角，對網(wǎng)格劃分造成不便，因此在有限元模型中不再建立立柱和橫撐相接觸一側(cè)的復合材料，如圖5b、5c所示。原竹采用雙線性等向強化模型（bilinear isotropic strengthening model）進行模擬。對復合材料進行軸心抗壓試驗時，發(fā)現(xiàn)其在加載初期處于線彈性階段，達到材料極限抗壓強度后，荷載并沒有迅速下降，而是在0.8倍極限荷載處保持穩(wěn)定，材料的變形能力較大。由于在加載后期可能會出現(xiàn)材料的開裂與壓碎，因此采用多線性等向強化模型（multilinear isotropic strengthening model）進行模擬。

圖5 組合構(gòu)件有限元模型

1.4.2 螺栓連接及粘結(jié)效應(yīng)模擬

數(shù)值模擬采用位移加載控制。由于螺栓強度遠大于竹材的強度，且剖開加載完成后的組合構(gòu)件發(fā)現(xiàn)螺栓連接處并未發(fā)生明顯變化，即認為螺栓使立柱和橫撐具有相同位移，因此可以用耦合節(jié)點的方式模擬螺栓連接。此外，粘結(jié)滑移效應(yīng)是連續(xù)均勻分布的，為保證原竹骨架與復合材料間節(jié)點對應(yīng)，在模型中原竹立柱與復合材料間彈簧間距取為100 mm，橫撐與復合材料間彈簧間距取為300 mm。有限元中可通過粘結(jié)應(yīng)力與單個彈簧間距粘結(jié)面積的乘積作為彈簧荷載，并輸入彈簧的荷載-滑移量曲線。復合材料與原竹骨架的粘結(jié)作用通過非線性彈簧單元COMBIN39實現(xiàn)。原竹立柱、橫撐與復合材料間彈簧單元粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系如圖6所示。

圖6 原竹立柱、橫撐與復合材料間的彈簧單元本構(gòu)關(guān)系

1.4.3 有限元分析結(jié)果與驗證

對比組合構(gòu)件有限元分析與試驗結(jié)果發(fā)現(xiàn)，二者破壞模式一致，構(gòu)件在到達極限荷載后，構(gòu)件向無橫撐一側(cè)發(fā)生面外變形，可達20.63 mm，如圖7所示。這是因為立柱在平面內(nèi)包裹復合材料的厚度遠大于其平面外包裹厚度，平面內(nèi)對立柱的支撐作用較強，且橫撐使構(gòu)件在該面的側(cè)向剛度大，進而向無橫撐一側(cè)發(fā)生面外變形。

圖7 組合構(gòu)件立柱軸壓破壞模式對比 Fig.7 Comparison of axial compression failure mode of composite member studs

圖8為單根立柱平均荷載-軸向位移曲線試驗與有限元計算結(jié)果的對比。由圖8可知，在加載初期，組合構(gòu)件位移增加較快，這是由試件底部與地面接觸不緊密造成的。當位移達到2 mm時，曲線趨于正常，二者的變形規(guī)律趨于一致。當試驗結(jié)果達到極限荷載96.7 kN時，軸向位移達到10.41 mm；而有限元結(jié)果達到極限荷載108.60 kN時，軸向位移才達到12.03 mm。對比二者峰值點荷載和軸向位移，發(fā)現(xiàn)試驗結(jié)果略小于有限元分析結(jié)果，但總體來看，二者荷載-位軸向移曲線吻合較好，本文有限元模擬準確可靠。有限元分析與試驗結(jié)果產(chǎn)生差異的原因主要有以下2方面：1）原竹具有一定的初始缺陷且為各向異性材料；2）試件的施工（澆筑、養(yǎng)護等）復雜，為非均勻成形過程，但有限元模型為均勻一次成形。通過Origin分析計算可知，試驗值與模擬值的決定系數(shù)為2=0.901。

圖8 立柱平均荷載-軸向位移曲線對比

1.5 有限元參數(shù)分析

1.5.1 立柱數(shù)目對組合構(gòu)件平均承載力的影響

構(gòu)件立柱間距一定的情況下，構(gòu)件寬度越大，所需立柱數(shù)目相應(yīng)也會越多?？紤]到具體施工操作以及構(gòu)件建筑模數(shù)的要求，在構(gòu)件立柱軸心間距為300 mm的前提下，3、6和9根立柱構(gòu)件的寬度（最外側(cè)兩根立柱軸線間距）分別為600、1 500、2 400 mm，基本滿足低層原竹建筑的設(shè)計需求。鑒于此，本節(jié)在保證其他條件一致的情況下，分別對由3、6和9根立柱組成的組合構(gòu)件進行統(tǒng)一均勻加載有限元分析，研究立柱數(shù)目對組合構(gòu)件平均承載力的影響。組合構(gòu)件的立柱數(shù)目為3、6和9根時，構(gòu)件尺寸（高×寬×厚）分別為3 100 mm×790 mm× 230 mm、3 100 mm×1 690 mm×230 mm和3 100 mm× 2 59 0 mm×230 mm，相應(yīng)的立柱平均承載力為106.6、110.8和108.6 kN，破壞模式均為整體失穩(wěn)。組合構(gòu)件立柱平均荷載-軸向位移曲線如圖9所示。

注：立柱間距為300 mm，加載方式為統(tǒng)一加載。

由以上分析可以看出，與6根立柱組合構(gòu)件相比，3根立柱組合構(gòu)件的平均每根立柱極限承載力降低了4%，9根立柱組合構(gòu)件則降低2%。因此，組成構(gòu)件立柱數(shù)目少于6根時，組成構(gòu)件的立柱數(shù)目越多，構(gòu)件平均每根立柱的軸壓承載力越大；但組成構(gòu)件立柱數(shù)目超過6根時，構(gòu)件平均每根立柱的極限承載力隨立柱數(shù)目的增多反而有降低的風險。因此，在實際工程中，應(yīng)依據(jù)組成構(gòu)件立柱數(shù)目進行不同軸壓承載力的設(shè)計。

1.5.2 立柱間距對組合構(gòu)件平均承載力的影響

實際工程中，一定寬度內(nèi)組成構(gòu)件的立柱數(shù)目，通常由構(gòu)件所承受的荷載決定。構(gòu)件承受荷載越大，所需立柱數(shù)目越多，立柱間距則越小。本次試驗所用的原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件立柱間距為300 mm。為研究立柱間距對平均每根立柱承載力的影響，參考傳統(tǒng)原竹結(jié)構(gòu)形式[25]，對立柱間距分別為200、300和500 mm的完整3立柱組合構(gòu)件進行有限元分析（選用3根立柱即可考慮周邊立柱對中間立柱組合效應(yīng)的影響[26-30]）。組合構(gòu)件的立柱間距為200、300和500 mm時，相應(yīng)的立柱平均承載力分別為103.0、106.6和111.4 kN，破壞模式均為整體失穩(wěn)。組合構(gòu)件立柱平均荷載-軸向位移曲線如圖10所示。

注：立柱數(shù)目為3根，加載方式為統(tǒng)一加載。

由以上分析可以看出，與柱距300 mm組合構(gòu)件立柱相比，柱距200 mm的組合構(gòu)件立柱平均承載力比其低3%，柱距500 mm的組合構(gòu)件立柱平均承載力比其高5%。因此，在200～500 mm范圍內(nèi)，構(gòu)件立柱間距越大，其立柱平均承載力越高。隨著構(gòu)件立柱間距的增大，復合材料對立柱的約束作用越強，破壞形式由失穩(wěn)破壞向強度破壞過渡，因此立柱承載力有所提高。但考慮到結(jié)構(gòu)的經(jīng)濟性以及噴涂復合材料的方便性，在工程應(yīng)用中，建議把立柱間距設(shè)為300～500 mm。

1.5.3 加載方式對組合構(gòu)件平均承載力的影響

本文試驗研究的構(gòu)件立柱加載方式為對多根構(gòu)件立柱統(tǒng)一均勻加載，但實際中構(gòu)件在某些情況下會承受局部荷載。因此，將組合構(gòu)件立柱間距設(shè)為300 mm，對統(tǒng)一均勻加載和中間立柱單根加載進行有限元對比分析。組合構(gòu)件的加載方式為統(tǒng)一加載和單根加載，立柱平均承載力分別為106.6和105.3 kN，相應(yīng)的破壞模式為整體失穩(wěn)和柱頂局部壓壞。組合構(gòu)件立柱平均荷載-軸向位移曲線如圖11所示。

注：立柱間距為300 mm，立柱數(shù)目為3根。

由以上分析可以看出，2種加載方式下構(gòu)件破壞模式有較大差異。統(tǒng)一加載時，構(gòu)件發(fā)生整體失穩(wěn)破壞；而單根加載時，構(gòu)件表現(xiàn)為中間立柱柱頂局部壓潰。雖然2種加載方式下單根構(gòu)件立柱極限承載力相差不大，但單根加載時的剛度卻大于立柱統(tǒng)一加載。這是因為在單根加載時，兩側(cè)立柱只承受由中間立柱通過橫撐傳遞的荷載，受力較小，不會產(chǎn)生和中間立柱相協(xié)調(diào)的面外變形。因此，在實際工程中，應(yīng)依據(jù)構(gòu)件加載方式的區(qū)別進行不同軸壓承載力的設(shè)計。

2 組合構(gòu)件抗彎性能試驗與分析

2.1 試件制備

試驗所用竹材仍為浙江4 a生毛竹，取足尺模型試件為試驗?zāi)Ｐ?，?gòu)件尺寸為3 000 mm×1 200 mm×240 mm（長×寬×厚）。原竹骨架由5根縱竹（平均直徑約為90 mm，平均壁厚約為8 mm）和6根橫撐（平均直徑約為50 mm，平均壁厚約為5 mm）組成，縱竹間距為260 mm，橫撐間距580 mm，各竹構(gòu)件間均采用M8的螺栓連接。原竹、復合材料的力學性能同上。組合構(gòu)件沿厚度方向的構(gòu)造如圖1c所示。

2.2 試驗方法

2.2.1 加載裝置

本次試驗仍在西安建筑科技大學結(jié)構(gòu)與抗震實驗室進行，采用等效集中荷載模擬構(gòu)件面外的均布荷載，如圖12a～12b所示。

2.2.2 測點布置

試件的位移計布置如圖12c所示，其中D1-D7分別在構(gòu)件中部沿長度方向布置，分別用來測量支座、加載點及構(gòu)件中間的豎向撓度。D8、D9分別布置在構(gòu)件兩側(cè)的底部，用來測量構(gòu)件兩側(cè)的豎向撓度。試件的應(yīng)變片布置如圖12d所示，其中在縱竹同一位置的上下兩面均布置應(yīng)變片，主要用于測量縱竹在試驗過程中的應(yīng)變變化情況。

注：D1～D9為位移計編號；1～10為應(yīng)變片編號。圖中尺寸單位為mm。

Note: D1-D9 is No. of displacement meter; 1-10 is No. of strain gauge. Unit of size is mm.

圖12 組合構(gòu)件抗彎性能試驗加載裝置和測點布置

Fig.12 Bending behavior test setup of composite member and arrangement of test points

2.2.3 加載制度及測量

加載時將布置有橫撐和水泥纖維板的一側(cè)朝下，試驗采用荷載控制加載：首先進行預(yù)加載，荷載為預(yù)估極限承載力的10%～20%。預(yù)加荷載完成后卸載，隨后進行正式加載（以3.0 kN為增量），每一級荷載加載完畢，維持荷載2min左右，然后施加下一級荷載，直至破壞。

2.3 組合構(gòu)件抗彎性能試驗結(jié)果與分析

2.3.1 破壞模式

試件在加載初期無明顯破壞，組合構(gòu)件整體工作性能良好。當荷載加載至8.0 kN（2.38 kN/m2）時，跨中附近出現(xiàn)第一條裂縫，隨著荷載的增加，組合構(gòu)件發(fā)生較明顯的整體彎曲變形。加載至32.0 kN（9.52 kN/m2）時，裂縫明顯加寬，并伴隨構(gòu)件寬度兩側(cè)新的裂縫產(chǎn)生。加載至36.0 kN（10.71 kN/m2）時，由構(gòu)件端面可以明顯看出縱向原竹與復合材料產(chǎn)生滑移，如圖13a所示。當荷載加載至42.0 kN（12.50 kN/m2）時，跨中最大撓度達到37 mm，構(gòu)件撓曲變形嚴重（圖13b），在集中荷載位置發(fā)生彎折破壞，不能繼續(xù)承載。構(gòu)件整體裂縫如圖13c所示。

圖13 組合構(gòu)件彎曲破壞模式

2.3.2 應(yīng)變分析

分析應(yīng)變數(shù)據(jù)可知，構(gòu)件相同橫截面處原竹應(yīng)變規(guī)律一致，圖14給出測點1～10的荷載-應(yīng)變曲線。其中，原竹上部（遠離橫撐一側(cè)）測點為偶數(shù)測點，原竹下部（靠近橫撐一側(cè)）測點為奇數(shù)測點。of test point 1-2

由圖14可以看出：

1）在荷載達到30.0 kN之前，原竹上部應(yīng)變?yōu)檎?，說明原竹整體受拉，此時上部復合材料承受了所有壓力，構(gòu)件中和軸在原竹上側(cè)。

2）隨著荷載的增加，構(gòu)件變形加大，原竹和復合材料之間出現(xiàn)脫離，內(nèi)力重分布，原竹上部開始承受部分壓力。

2.3.3 變形分析

表1為計入構(gòu)件和加載設(shè)備重量，且考慮變形修正系數(shù)[31]后，各均布荷載對應(yīng)的變形與破壞現(xiàn)象。此外，本文給出構(gòu)件跨中的荷載-跨中撓度曲線如圖15所示。

表1 撓度及破壞現(xiàn)象分析結(jié)果Table 1 Analysis of deflection and failure phenomenon

注：表中容許撓度按照GB 50010-2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范（2015年版）》[32]中規(guī)定的受彎構(gòu)件撓度限值選取。

Note: Allowable deflection in the table was selected in accordance with the bending member deflection limit specified in GB50010-2010 “Code for design of concrete structures”[32].

圖15 荷載-跨中撓度曲線

由圖15可知，構(gòu)件在加載過程中表現(xiàn)出非線性的特性。當荷載達到破壞荷載時，構(gòu)件在集中荷載位置發(fā)生折曲。

3 復合材料對原竹骨架力學性能的增強作用

3.1 軸壓性能

3.2 抗彎性能

由文獻[34]可知，原竹在破壞前荷載與位移基本呈線性關(guān)系，因此可采用該文獻提出的原竹骨架構(gòu)件彈性階段下的理論計算公式計算承載力。

分別將組合構(gòu)件的試驗結(jié)果與采用文獻[34]公式所得原竹骨架構(gòu)件的計算結(jié)果進行對比，結(jié)果如圖16所示。

圖16 組合構(gòu)件與原竹骨架構(gòu)件抗彎性能對比

由圖16可知：組合構(gòu)件試驗曲線明顯高于原竹骨架構(gòu)件。當達到組合構(gòu)件的容許撓度和峰值撓度時，組合構(gòu)件所承擔荷載分別約為原竹骨架構(gòu)件的7倍與4倍。說明復合材料可以大大增加原竹骨架的剛度，原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件很好地克服了原竹受彎易變形的缺點，整體工作性能良好。由此可見，復合材料對原竹骨架的增強作用顯著。

4 結(jié) 論

1）原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件立柱軸壓試驗的破壞模式為構(gòu)件側(cè)立面包裹原竹的復合材料開裂，原竹與復合材料之間出現(xiàn)滑移、粘結(jié)失效。繼而復合材料對立柱的約束作用減弱，最終構(gòu)件整體失穩(wěn)破壞。

2）在組合構(gòu)件立柱軸壓試驗有限元參數(shù)分析中，組成構(gòu)件立柱數(shù)目少于6根時，立柱數(shù)目越多，構(gòu)件平均每根立柱的軸壓承載力越大，但立柱數(shù)目超過6根時，構(gòu)件平均每根立柱的極限承載力隨立柱數(shù)目的增多反而有降低的風險；構(gòu)件立柱間距在200～500 mm范圍內(nèi)，間距越大，其立柱平均承載力越高；此外，不同的加載方式會引起不同的破壞模式：對多根構(gòu)件立柱統(tǒng)一均勻加載時，整個構(gòu)件會發(fā)生整體失穩(wěn)破壞，而對中間立柱單根加載時，其頂部出現(xiàn)局部壓潰現(xiàn)象。

3）組合構(gòu)件在抗彎性能試驗加載過程中，表現(xiàn)出非線性的特性。在荷載達到30.0 kN之前，由上部復合材料承受壓力，隨著荷載的增加，原竹上部開始承受壓力。其破壞模式為縱向原竹與復合材料產(chǎn)生滑移，構(gòu)件在水泥纖維板接縫處發(fā)生彎折破壞。

4）復合材料的連續(xù)噴涂提高了構(gòu)件的整體性，并對原竹骨架起到很好的約束作用。在組合構(gòu)件的軸壓試驗中，單根立柱的穩(wěn)定承載力較考慮格構(gòu)效應(yīng)的原竹骨架立柱理論值提高了約3.7倍，但相較于原竹抗壓強度破壞時的極限承載力仍存在差距。而在構(gòu)件的彎曲試驗中，當達到組合構(gòu)件的容許撓度和峰值撓度時，其所承擔荷載分別約為原竹骨架構(gòu)件的7倍與4倍，說明復合材料對原竹骨架的增強作用顯著。該研究成果可為噴涂復合材料-原竹骨架組合結(jié)構(gòu)體系的工程應(yīng)用提供參考。

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Experimental study on mechanical properties of multi-function bamboo skeleton composite members sprayed with composite material

Tian Limin, Jin Beibei, Hao Jiping※, Kou Yuefeng, Sun Guigui

(,&,710055,)

Bamboo is a high-quality material that is light, strong, and grows quickly. Bamboo structures have the advantages of environmental protection, ecology, low carbon and so on. It is a renewable and environmentally friendly biomass building material that is easy to obtain. However, full culm bamboo is often used to construct rural low-rise houses and temporary structures such as scaffolding or pavilions. This is because the irregular geometry of bamboo causes problems in building form and component connection, while the traditional bamboo architecture has poor performance in fireproofing, heat insulation, sound insulation and so on. Bamboo is difficult to use in buildings to meet the requirements of comfort. In order to fully exploit the natural advantages of bamboo and overcome its deficiencies, a new type of multifunctional composite members which combines bamboo skeleton and composite material was presented. The composite material was mainly composed of a combination of mortar, polystyrene particles, and mineral adhesives. It is wrapped on the surface of the bamboo skeleton. Through the full-scale tests of multifunctional composite members, the process of force transfer, bearing capacity, failure mode and enhancement function of composite material were observed. The results showed that composite material provided a good binding effect and greatly improved the axial compressive bearing capacity of the composite members. However, there was still a gap between the above-mentioned ultimate bearing capacity and the strength failure result. The failure mode of the composite members was cracking of composite material on the side elevation. Because of slippage between composite material and bamboo studs, the restraint effect of the composite material on the studs was weakened, and the ultimate failure of the composite members was caused by instability. Analysis of finite element parameters showed that when the number of studs is less than 6, the axial bearing capacity of each composite members stud increased with the increase of the number of studs. Conversely, the axial bearing capacity of each composite members stud was reduced. When the spacing of the composite members studs were in the range of 200-500 mm, the average bearing capacity of the stud increased with the increase of spacing. When the composite members was loaded uniformly, the composite members was in a state of global buckling failure, but when the middle single composite members stud was loaded, the top of the stud appeared the phenomenon of local crushing. The failure mode of the bamboo skeleton sprayed with composite material was bending failure at joining of concentrated load, accompanied by slippage between bamboo and composite material, and the pressure was borne by composite material before 30 kN, with the increase of load, the pressure was borne by the top of bamboo. When the allowable deflection and peak deflection of the composite member are achieved, the bearing capacity of the composite member is about 7 and 4 times as much as that of the bamboo skeleton member, the composite material can greatly increase stiffness of the bamboo skeleton member, the proteiform disadvantage of bamboo subjected to bending can be overcome . The multifunctional bamboo skeleton member sprayed composite material has good performance, the results provided a reasonable basis for the theory and engineering application of composite member.

member; experiment; finite element method; bamboo skeleton; composite material; axial compression behavior; bending behavior

田黎敏，靳貝貝，郝際平，寇躍峰，孫桂桂. 原竹骨架噴涂復合材料組合構(gòu)件力學性能試驗研究[J]. 農(nóng)業(yè)工程學報，2018，34(13)：95－104.doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.13.012 http://www.tcsae.org

Tian Limin, Jin Beibei, Hao Jiping, Kou Yuefeng, Sun Guigui. Experimental study on mechanical properties of multi-function bamboo skeleton composite members sprayed with composite material[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2018, 34(13): 95－104. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2018.13.012 http://www.tcsae.org

2018-02-02

2018-05-12

科技部國家重點研發(fā)計劃課題（2017YFC0703502）；陜西省科技統(tǒng)籌創(chuàng)新工程計劃項目（2016KTZDSF04-02-02）；西部綠色建筑國家重點實驗室培育基地開放基金（LSKF201801）

田黎敏，男，山西太原人，副教授，博士，主要從事現(xiàn)代竹木結(jié)構(gòu)體系研究。Email：tianlimin701@163.com

郝際平，男，山西襄垣人，教授，博士，博士生導師，主要從事現(xiàn)代竹木結(jié)構(gòu)體系研究。Email：hao-jp168@163.com

10.11975/j.issn.1002-6819.2018.13.012

TU366.1

A

1002-6819(2018)-13-0095-10