重组竹工字梁抗弯特性研究及模拟分析

张苏俊，李晨，肖忠平，朱南峰

(1.扬州工业职业技术学院建筑工程学院，江苏扬州225127；2.南京林业大学材料科学与工程学院，南京210037)

重组竹工字梁抗弯特性研究及模拟分析

张苏俊1,2，李晨1，肖忠平1，朱南峰2*

(1.扬州工业职业技术学院建筑工程学院，江苏扬州225127；2.南京林业大学材料科学与工程学院，南京210037)

开展了6根腹板与翼缘板之间采用异氰酸酯胶黏剂胶接和螺栓连接的重组竹工字梁抗弯试验研究，考察重组竹工字梁抗弯承载力特性和破坏模式。试验表明：重组竹工字梁的破坏模式为腹板受拉区撕裂破坏；随着荷载的增加，截面各部位应变发展迅速，尤其是腹板边缘处应变发展最快，首先进入塑性变形并发生撕裂破坏；继续加载，该裂纹发生纵向延伸，逐渐形成通缝，并且螺栓连接处出现撕裂。此时，试件两端上、下翼缘变形明显小于腹板边缘处，翼缘和腹板之间变形极其不协调，上翼板下端与腹板上边缘发生脱胶现象，说明腹板和翼缘连接处的剪应力传递效果不佳，影响了构件的刚度和承载力。重组竹工字梁破坏时挠度较大，工字梁的受力变形明显，6根试验工字梁的延性系数为6.0～9.0，说明重组竹工字梁的延性较好，并且工字梁的设计控制因素是变形而不是承载力。进行重组竹工字梁抗弯特性的非线性有限元模拟，分析得到的工字梁荷载-位移曲线与试验结果吻合较好，工字梁的变形及应力分布特征均与试验相一致。

重组竹；工字梁；抗弯特性；有限元分析

重组竹是一种将竹材重新组织并加以强化成型的材料，具有优良的力学性能，其强度远超其他木材人造板和普通竹材人造板[1-3]。目前，国内外对重组竹力学性能已经进行了一定的研究[4-8]，还有部分学者对重组竹加工工艺进行了研究[9-11]。张俊珍等[13]对重组竹抗压与抗拉性能进行了研究，通过与落叶松、云杉等木材比较，发现重组竹的抗压与抗拉强度较高。李霞镇[14]对重组竹螺栓连接节点承载性能进行了研究，分析了相关影响因素对重组竹销槽承压、螺栓连接节点承载性能的影响，观察连接节点的破坏模式。张苏俊等[15]对4根由重组竹制作的方形截面柱的受压试验进行了研究，通过试验数据分析及理论计算，发现破坏是由杆件丧失整体稳定性所致，试验所得的压杆稳定承载力与理论计算值接近。周爱萍[16]对重组竹矩形梁受弯进行了试验研究和理论分析，在纯弯曲受力状态下，梁的工作状态可分为弹性受弯曲、非线性强化和破坏3个阶段。工字形截面梁相对矩形截面梁可节省大量材料，但对重组竹工字梁受弯性能的研究还较少。

笔者开展了6根腹板与翼缘板之间采用结构胶连接和螺栓连接的重组竹工字梁抗弯试验研究，考察了重组竹工字梁破坏模式、应变强度发展过程和抗弯特性，并对重组竹工字梁进行有限元模拟分析，将试验结果和模拟分析结果进行对比，为实际工程设计提供参考。

1 材料与方法

1.1 试验材料

重组竹试件由浙江桐庐竹楠木环保科技有限公司提供，试件性能如表1所示。

表1 重组竹材性性能

1.2 试验构件设计

试验共制作6根重组竹工字梁，编号分别为L1～L6，梁截面尺寸为2 100 mm(长)×100 mm(宽)×200 mm(高)，腹板和翼缘厚度均为30 mm。重组竹工字梁腹板和翼缘之间采用异氰酸酯胶黏剂胶接，并沿梁通长每隔40 cm布置一个螺栓连接上翼缘和腹板，如图1所示。

图1 工字梁试件Fig. 1 I-shaped beam specimen

1.3 试验装置及方法

试验加载装置如图2所示，重组竹工字梁两端简支，在计算跨度的三分点集中加载。试验前，在工字梁跨中腹板沿高度方向等间距设置5个应变片，同时分别在工字梁上翼缘顶部和下翼缘底部粘贴2个应变片，测试加载过程中工字梁应变的发展，考察工字梁破坏特点及应变发展规律，应变片编号由上到下依次为1～7号。试验中，在加载前期按每级0.5 kN逐级加载，荷载达到20 kN后按每级0.2 kN加载至试件失效破坏，加载速度保持为2 mm/min。另外，在支座、加载点和跨中位置均设置位移计，测试加载过程中的工字梁变形特征。

2 结果与分析

2.1 破坏形式

工字梁破坏模式如图3所示，试验中重组竹工字梁在加载初期基本处于弹性阶段。随着荷载的增加，跨中挠度和应变增大。当荷载增大到14 kN左右时，可听到轻微响声，但表面没有出现明显裂缝。加载中期，当荷载增大到28 kN左右时，可听到较大响声，重组竹腹板受拉区位置出现裂缝，随着荷载的增加，该裂纹发生纵向延伸。加载后期，当荷载增大到35 kN左右时，腹板发生剪切破坏，受拉区裂缝逐渐形成通缝，并且在螺栓连接处出现撕裂。此时，试件两端上翼板下端与腹板上边缘发生明显的脱胶现象。当荷载增大到40 kN后就基本不再增加，而工字梁变形继续增大，试验终止。工字梁破坏时挠曲较大，梁的受力变形明显，卸载后，变形部分回弹，但仍保持部分残余变形。

图2 试验加载装置Fig. 2 Test setup of I-shaped beam

图3 工字梁破坏模式Fig. 3 Failure mode of I-shaped beam

2.2 荷载-挠度曲线

试验中各工字梁试件跨中的荷载-挠度曲线如图4所示。加载前期，各梁跨中挠度基本上都是随荷载呈现线性增加趋势，处于弹性阶段；加载至一定荷载后，各梁均出现荷载-挠度曲线斜率变化的情况，总体呈现减小的趋势；进入塑性阶段，结合上述破坏形式可发现其变形主要为塑性变形。根据试验所得各工字梁荷载-挠度数据计算工字梁的位移延性系数(最大位移和屈服位移的比值)，6根试验工字梁的延性系数在6.0～9.0，说明重组竹工字梁的延性较好。

图4 各工字梁荷载-挠度曲线Fig. 4 Load-deflection curves of I-shaped beams

重组竹工字形截面梁从开始加载至破坏时，弯曲变形较大，最大挠度能达到62.02 mm，弯曲变形非常明显。当第一条裂缝出现时，承载能力并没有发生急剧下降，仍然可以继续承担荷载。根据GB 50005—2003《木结构设计规范》，本次试验工字梁允许挠度值为7.2 mm，实际测试结果均超出限值，所以重组竹工字梁的设计控制因素是变形，而不是承载力。各梁承载力极限挠度情况见表2。

表2 重组竹工字梁破坏时的挠度及承载力

2.3 跨中截面应变变化规律分析

图5 工字梁跨中截面应变沿截面高度变化图Fig. 5 The strain in mid-strain of beam along the height of the section

试验所得跨中截面在不同荷载等级下的应变情况如图5所示。加载初期，中性轴处于截面中间位置，应变随着截面高度的增加而变大；随着荷载的增加，截面各部位应变发展迅速，尤其翼缘上下边缘处的应变发展最快；当荷载增大到一定程度后，试件翼缘与腹板连接处开始出现脱胶现象，腹板边缘处应变发展最快，最后破坏时应变超过10 000 με。加载后期工字梁上、下翼缘变形明显小于腹板边缘处，翼缘和腹板之间变形极其不协调，说明连接处的剪应力传递效果不好，影响了构件的刚度和承载力。

取其中一根工字梁，该梁跨中截面测点的荷载与应变变化关系如图6所示。各测点的荷载-应变关系在加载初期均呈线性变化，当荷载超过一定程度后，重组竹工字梁受拉区纤维局部断裂，荷载-应变关系呈非线性变化。试件破坏时，腹板受压区边缘应变达到10 000 με，受拉区边缘应变达到8 000 με。结合图5与图6的试验结果，加载初期，受拉区与受压区应变发展基本一致，截面中性轴的位置处于梁中间部位；随着荷载的增加，受拉区应变发展略快于受压区，并在受拉区首先出现破坏，受拉区有效面积减少；出现破坏后，受压区应变明显大于受拉区，并且中性轴的位置下移。

图6 工字梁荷载-应变图Fig. 6 Load-strain curves of I-shaped beam

3 有限元模拟分析

3.1 重组竹工字梁分析模型

有限元模拟分析采用solid45实体单元模拟重组竹工字梁，根据重组竹工字梁的试验，建立与试件尺寸、材料、边界条件及加载方式相一致的有限元模型。在支座及加载处添加刚性垫块以避免应力集中，非线性有限元分析模型如图7所示。

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

加载时，重组竹工字梁的边界条件如图8所示，为防止支座处出现应力集中和附加变形，在支座处只约束垫块Z轴方向的位移，允许垫块绕X轴方向自由转动而模拟铰支座。模拟中假定：重组竹工字梁模型为正交异性弹塑性模型，不考虑蠕变和松弛行为；重组竹顺纹、横纹径向、弦向成正交异性。其本构关系如图9(其中：σten-yield为受拉屈服应力；εten-yield为受拉屈服应变值；εten-max为受拉极限应变值；σcom-yield为受压屈服应力；εcom-yield为受压屈服应变值；εcom-max为受压极限应变值；εtan-ten为拉伸切线模量；εtan-com为压缩切线模量)所示。由于重组竹为各向异性材料，为了能够模拟重组竹3个正交方向不同的屈服强度，模拟时重组竹工字梁屈服准则采用复合材料强度理论Hill准则[17]。

图8 模型加载边界条件Fig. 8 The boundary condition of model

图9 本构关系Fig. 9 The constitutive relation

3.2 重组竹工字梁的变形

重组竹工字梁有限元模拟分析变形特征与试验基本一致，跨中挠度最大，如图10所示。

图10 重组竹工字梁变形模式Fig. 10 Failure mode of I-shaped beam

3.3 重组竹工字梁应力分布特点

重组竹工字梁有限元模拟分析沿Y方向的应力分布如图11所示。加载过程中，工字梁截面中性轴不断下移，与试验应力分布相吻合；加载后期，由于模拟分析模型中腹板和翼缘连接并未按实际结构胶和螺栓连接考虑，而是将翼缘和腹板当做固接考虑，因此，应力分布仍然随着截面高度的增加而增大，在上、下翼缘处应力最大。

图11 重组竹工字梁应力分布Fig. 11 Stress distribution of I-shaped beam

3.4 荷载-位移曲线

模拟分析得到重组竹工字梁的荷载-位移曲线如图12所示。由于重组竹工字梁的设计控制因素是变形而不是承载力，因此，由图12可得出在梁允许位移值7.2 mm范围内，试验值与模拟值基本吻合，梁的荷载-位移关系曲线的变化趋势比较一致，表明有限元分析结果可以有效反映重组竹工字梁的承载力特点。

图12 荷载-位移关系曲线Fig. 12 Load-displacement curves

4 结 论

1)重组竹工字梁在试验中的破坏模式为腹板受拉区发生剪切破坏，并且螺栓连接处出现撕裂，翼缘和腹板之间连接处的剪应力传递效果不佳，导致试验中上翼板下端与腹板上边缘发生脱胶现象，因此有必要改进连接方式。

2)重组竹工字梁破坏时变形较大，并且各工字梁的跨中挠度均远大于规范中的挠度限值，所以重组竹工字梁的抗弯承载能力设计控制因素是变形而不是承载力。

3)对重组竹工字梁进行有限元模拟分析，得到的工字梁荷载-位移曲线与试验结果吻合较好，工字梁的变形及应力分布特征均与试验相一致。

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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

国家林业局“948”项目(2015-4-57)。

张苏俊，男，研究员级高级工程师，研究方向为木材科学与技术。通信作者：朱南峰，男，教授。E-mail:13665212056@163.com

TU366.1

A

2096-1359(2017)01-0125-05