薄壁C型鋼—竹膠板組合箱型柱抗震性能試驗1)

蔣天元 李玉順 單 煒 張王麗

(寧波大學，寧波，315211) (東北林業大學) (寧波大學)

中國是竹的故鄉。在我國大約有37屬500多種竹子，約占世界竹子種類的50%，竹資源相當豐富［1－2］。同時竹子作為一種可再生能源，其生長速度非常快，一般3～4 a就可成材利用［3］。如能對天然竹子進行一系列的化學處理和物理加工，使其能充當各種建筑材料加以推廣利用，將會在很大程度上減少我國每年的鋼筋和混凝土用量，這對實現節能減排、促進我國建筑業朝著綠色健康的方向發展將具有重要的意義［4］。

人造竹膠合板是經過干燥、浸膠、組坯和熱壓膠合而成，具有剛度大、強度高、化學性能穩定等優良特性，是一種能根據結構構件需求任意調整尺寸的建筑材料［5］。竹膠合板通過結構膠黏劑黏結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件，表現出良好的組合效應，并能有效地克服薄壁型鋼的過早屈曲，較好地發揮材料的高強度，節省鋼材，這已在鋼—竹組合樓板、鋼—竹組合梁、鋼—竹組合墻體的相關試驗中得到了驗證［6－9］。

筆者提出一種新的鋼—竹組合柱構件，即在開口相對的兩塊冷彎薄壁C型鋼四周用結構膠黏劑黏結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。對鋼—竹組合柱進行擬靜力加載試驗，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 試件設計與制作

本次試驗共制作了5個組合柱試件，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，厚度統一為18.6 mm。鋼板和竹膠板均由大型的專業生產商加工生產。組合柱試件長度均設計成1 550 mm，計算長度為965 mm。具體試驗參數見表1，圖1即為組合柱的截面示意圖和實物圖。

1.2 試驗裝置與加載

采用MTS電液伺服程控結構試驗系統對鋼—竹組合柱試件進行擬靜力加載試驗。加載時，作動器與組合柱上端連接，對柱子進行左右往復運動加載，柱下端由專門加工生產的鋼夾具固定，上端設置滾動裝置，可供組合柱上端在作動器伸長方向上自由運動。為模擬柱子實際受力狀態，在其中3根組合柱上端利用千斤頂對柱子施加320kN的軸向力，通過放置在千斤頂與滾動裝置之間的軸力傳感器進行數值控制。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，直接利用作動器施加水平荷載即可。

表1 組合柱試件參數

圖1 鋼—竹組合柱試件

圖2 鋼—竹組合柱試件加載圖

本試驗利用位移控制方法對5個組合柱試件加載。在0～20 mm幅值范圍內，每級位移以2 mm為步長遞增，20～40 mm范圍內，每級以5 mm位移為幅值遞增，位移達到40 mm后，則以10 mm為步長加載，每級位移往復循環兩次直到試件破壞不適合繼續承載為止。同時，在每級加載達到位移峰值時進行持荷2 s。在加載過程中，如發現組合柱軸向力下降，則及時對柱子軸力補載。

組合柱C型鋼板和竹膠合板上的受力情況由應變片反應讀取。分別在組合柱3個截面處黏貼不同數量的箔式電阻應變片，縱向應變片測量柱子的正向應變，橫向應變片測量柱子的剪切應變(3個截面位置分別為柱上端MTS夾板下端、柱中部、固定夾具上端)。在每個截面處，組合柱外表面竹膠板和內層鋼板的應變片相互對應黏貼，以研究柱子同一截面處竹膠板和鋼板對承載力的貢獻程度。考慮到柱加載時下端夾具可能會產生變形，為測量柱端的真實位移，在組合柱的下端夾具、中部、上端作動器夾板處分別設置一個位移計，應變片和位移計的布置位置見圖3。

圖3 應變片、位移計布置位置

2 結果與分析

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:破壞均發生在試件下端根部，根部以上部位未發生明顯破壞。有軸向力作用的組合柱，在位移達到40 mm后，與薄壁C型鋼腹板黏結組合的竹膠板因剪切力的作用開始發生撕裂破壞，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生明顯的鼓囊變形，待柱上端位移達到100 mm時，試件水平承載力下降，結束加載(圖4(c)(d))。

圖4 組合柱試件破壞形態

試驗結果表明，鋼—竹組合柱下端左右兩側(平面與柱上端運動方向平行)竹膠板因剪切力作用容易發生脫膠撕裂破壞，最后前后兩側竹膠板因夾具的反復交替擠壓作用發生屈鼓撕裂。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100 mm左右。長細比對試件的極限承載力起到一定作用，但對試件加載初期的受力性能無明顯影響。

2.2 滯回曲線

滯回曲線集中體現構件的抗震性能。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(柱端位移約在20 mm范圍內)成梭形，型鋼與竹膠板表現出較好的組合效應，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，組合柱開始出現大量滑移。這些滑移主要是因為柱下端竹膠板的脫膠開裂、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，表現出較好的耗能能力。

圖5 試件滯回曲線

2.3 耗能系數及延性系數

在周期反復荷載作用下，試件每經過一個循環都要吸收能量和釋放能量，其中，加載時從外界吸收能量，卸載時釋放能量。滯回曲線環所包圍的面積越大，試件耗能能力越強，本文利用能量耗散系數評價鋼—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見表2。

圖6 耗能系數確定圖

表2 承載力實測結果

延性系數反應的是構件在地震荷載作用下變形能力的大小。一個具有良好變形能力的結構構件能吸收較多的能量，并且在構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產安全。延性系數μ=Δu/Δy。式中:Δy為試件的屈服位移;Δu為試件的極限位移。但由于實驗室客觀試驗條件的限制，有軸壓裝置的組合柱頂端無法進行大范圍移動，因此，本試驗的極限位移Δu取極限荷載下的位移Δmax，計算出來的延性系數會偏小。由于試件荷載—位移曲線無明顯的屈服點，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)，利用上式可計算5根柱的延性系數，結果見表2。可以看出，各試件的耗能系數值在0.48～1.53，延性系數在2.03～4.01(從試件的滯回曲線上來看，試件達到極限荷載后，承載力下降很緩慢，實際延性系數值會增大很多)，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，能滿足一般建筑結構對抗震的需求。

圖7 屈服點確定圖

3 組合柱承載力計算

3.1 計算方法

從組合柱試驗的應變分析中可知:應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);組合柱在前后側的C型鋼板屈服時柱子進入屈服階段;內層鋼板屈服前，竹膠板與鋼板應變基本一致，表現出較好的組合效應。因此，對組合柱在軸向力和水平力的共同作用下的承載力計算可作如下假定:

①C型鋼板和組合柱同時屈服;

②符合平截面假定;

③竹膠板的應變—應力關系方程為σb=Eb·εb。

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

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為竹膠板承擔的柱底彎矩;Ms為鋼板承擔的柱底彎矩;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為組合柱計算長度;Ab為竹膠板截面面積;As為鋼截面面積;Ib為竹膠板對形心軸的慣性矩;Is為鋼對形心軸的慣性矩;a為方形鋼截面邊長;b為組合柱截面邊長;εN為軸壓作用下的縱向應變;εb，M，max為彎矩作用下竹膠板的最大應變;εs，M，max為彎矩作用下鋼板的最大應變;εy為鋼板屈服應變。

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為組合柱計算長度)。

圖8 KZ5應變沿柱截面高度分布圖

圖9 鋼—竹組合柱理論計算示意圖

3.2 計算值與試驗值比較

采用上述方法計算組合柱在軸向力的作用下的水平承載力。計算值與試驗值見表3。

表3 水平極限承載力計算結果比較

4 結論

冷彎薄壁C型鋼和竹膠合板通過黏合劑復合成箱形鋼—竹組合柱具有良好的組合效應，型鋼和竹膠板能夠共同變形和承擔外力，其力學性能優良，具有較高的剛度和承載能力，能應用于實際工程領域。

軸壓比對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。長細比和鋼板厚度(含鋼率)影響組合柱的極限承載能力和后期剛度，但對組合柱初期受力性能無明顯影響。

試驗滯回曲線呈反S形或Z形，KZ1、KZ2和KZ5試件的滯回環包圍的面積較飽滿，說明組合柱在低周反復荷載作用下能表現出較好的延性和耗能能力，能滿足我國部分地區的建筑結構抗震設防要求。

根據組合柱承載力計算的3點假定，得出組合柱在軸向力作用下的水平承載力理論計算公式是可行的，利用此公式計算的結果與試驗數據吻合較好。

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