伍希志，史金橋，李賢軍，黃雪優(yōu)，張慶東

（1.中南林業(yè)科技大學材料科學與工程學院，長沙 410082；2.宜華生活科技股份有限公司，廣東 汕頭 515000；3.湖南省特種設備檢驗檢測研究院，長沙 410082）

隨著綠色建筑需求不斷增加，竹材在建筑領域應用越來越廣泛［1-2］。然而，由于竹稈直徑小、壁薄中空、易開裂等原因，天然竹材作為建筑材料使用受到限制。重組竹是以竹束或纖維化竹單板為構成單元，按順紋組坯，經膠合壓制而成的重組板材或方材［3-5］，克服了天然竹材的上述缺陷。

重組竹已廣泛用于室內高檔裝飾、園林景觀、室外防腐地板等領域，但其剛度小于傳統(tǒng)鋼材［6］。Qin 等［7］研究了重組竹拉伸力學性能，當密度為1.02 g／cm3時，彈性模量為27.8 GPa。Chen 等［8］分析了竹束層壓板的彎曲性能，其靜態(tài)彎曲強度為98.52 MPa，靜態(tài)彎曲模量為10 120 MPa。周愛萍等［9］指出重組竹強度與剛度難以滿足中、大跨結構需要。因此，需探索增強重組竹剛度的技術。

在現有的木竹結構研究中，研究人員提出了各種強化技術。de Luca 等［10］研究了預應力鋼筋加固膠合層壓木梁的抗彎性能，結果表明，通過預應力鋼筋加固可以提高木梁抗彎強度，改善木梁脆性斷裂的缺點。Zhong 等［11］研究了鋼筋-重組竹復合梁的抗彎性能，結果表明，鋼筋和重組竹可牢固地形成整體，復合梁的破壞模式、極限荷載和橫截面剛度與鋼筋直徑及竹束的熱處理顯著相關。與金屬材料增強木竹結構相比，纖維增強聚合物（FRP）復合材料是木竹結構加固的另一選擇。Nadir等［12］討論了用碳纖維增強聚合物（CFRP）和玻璃纖維增強聚合物（GFRP）復合板加固層壓木梁的彎曲性能，結果表明，FRP-木組合梁的抗彎強度和剛度明顯增加。魏洋等［13］和Wei 等［14］研究了棒材加固重組竹結構的彎曲試驗，棒材可為FRP 棒材或鋼筋，棒材嵌入竹梁拉伸區(qū)域可明顯提高重組竹梁的承載能力和截面剛度，提高竹材壓縮塑性利用率。Zhou 等［15］和Huang 等［16］開展了CFRP 增強重組竹梁的四點彎曲試驗并指出：當受壓區(qū)最外層纖維的應力達到抗壓比例極限時，構件變形為非線性；當構件受拉區(qū)最外層纖維達到抗拉強度極限時，構件跨中底部纖維被拉斷，最外層退出工作。因此，現有研究主要是采用FRP 棒材和復合纖維薄板加固竹木梁，對復合構件的整體性能和失效進行研究，但對粘接界面剝離影響的研究較少。

筆者提出一種由重組竹板和CFRP 厚板嵌合粘接的重組竹復合材，以三點彎曲試驗和有限元仿真對CFRP-重組竹復合材的破壞模式、載荷-位移關系、應變曲線和粘接界面剝離影響進行研究。

1 材料與方法

1.1 試驗材料

重組竹取自益陽桃花江竹業(yè)有限公司，毛竹經疏解炭化后形成竹束。預浸膠黏劑為廣東太爾有限公司的水溶性酚醛樹脂，固含量45%。重組竹力學性能參照GB／T 3354—1999《定向纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》和GB／T 3355—2005《纖維增強塑料縱橫剪切試驗方法》獲得（表1）。

表1 重組竹和CFRP 的力學性能Table 1 The mechanical performance of bamboo scrimber and CFRP

碳纖維預浸料采用東麗公司的CUDP-H150／T700-E7 型碳纖維布，單層厚度0.15 mm，力學性能參考文獻［17］，如表1 所示。重組竹與CFRP 之間的黏結劑采用西卡Sikadur-330 環(huán)氧黏結劑。

1.2 試件制備

圖1 試件設計及應變片位置Fig.1 Design of specimen and strain gauge positions

參照GB／T 1936.1—2009《木材抗彎強度試驗方法》設計試件，如圖1 所示。共有3 種不同試件：試件0 為對比試件（重組竹梁），試件1 和2 是CFRP-重組竹復合試件。每組包括3 個試件，如表2 所示。試件1 和2 中的CFRP 板和重組竹板厚度均相同（試件1 和2 中2 層CFRP 板厚均為4 mm，試件1 最外層重組竹板和試件2 的CFRP 板內側重組竹板厚均為2 mm，試件1 和2 的中間層重組竹板厚為18 mm），但鋪層方式不同，以便對比不同鋪層方式對粘接界面剝離的影響。

表2 彎曲試件詳情Table 2 The details of the bending test specimens

試件0 采用竹束一次熱壓成形，試件1 和2 采用CFRP 板和重組竹板二次熱固化成形。CFRP-重組竹復合梁的制作過程為：1）制作重組竹板，由益陽桃花江竹業(yè)有限公司提供，通過刨削獲得光滑表面；2）制作CFRP 板，將預浸料按要求裁成合適尺寸，并粘接成所需厚度的CFRP 板，放到恒溫箱中固化，固化溫度120 ℃，固化時間90 min；3）將重組竹板和CFRP 板表面用砂紙打磨，使板材表面粗糙度符合黏結劑要求，并用酒精擦洗重組竹和CFRP 板表面，去除油脂及污染物；4）按4 ∶1的比例將Sikadur-330 黏結劑的A、B 組分混合，用玻璃棒攪拌5 min 左右，再用玻璃棒將黏結劑均勻涂抹在CFRP 板或重組竹板表面，將重組竹板和CFRP 板粘接為整體，并均勻地擠壓試件，使黏結劑與被粘接物充分粘接；5）將試件置于固化爐中，以2 ℃／s的升溫速率升溫到45 ℃，保持恒定溫度90 min后，再緩慢降溫冷卻至室溫。

1.3 彎曲測試

參照GB 1936.1—2009 進行三點彎曲試驗，2個支撐輥和加載輥均為半圓柱面，半徑30 mm，兩支撐點間的距離為440 mm，加載輥位于試件中央。采用美國MTS810 型電液伺服萬能材料試驗機進行試驗，最大軸向荷載100 kN，液壓驅動。

具體加載過程如下：以跨中位置對稱擺放試件；開啟試驗機，對試件施加5%最大荷載的初始荷載，檢查、調整試件，保證其處于正常工作狀態(tài)；正式加載時，采取均勻緩慢的加載方式，加載速度2 mm／min，直到試件破壞；最后記錄試件的極限荷載及其破壞形態(tài)。

為監(jiān)測試件起始破壞位置，在試件上布置了一些應變片，測點位置如圖1 所示。采用中航電測儀器股份有限公司的BE120-3AA 型應變片，應變計敏感柵長3 mm，標稱電阻120 Ω，數據采集儀器采用美國NI 公司的9235 型動態(tài)應變采集模塊。

測試過程中，最大靜曲強度（σmax）為：

式中：Pmax為極限荷載，N；L為左右支撐點間的距離，mm；b為試件寬度，mm；h為試件高度，mm。

彈性模量（E）和慣性矩（I）分別為：

式中：ΔF為變化載荷，N；Δw為跨中位置變化撓度，mm。

2 結果與分析

2.1 重組竹試件失效模式

重組竹試件失效模式如圖2 所示，跨中位置處竹纖維斷裂，且出現若干水平分層破壞，壓縮區(qū)域沒有檢測到可見的局部彎曲或破碎。

圖2 重組竹試件失效模式Fig.2 Failure mode of bamboo scrimber

CFRP-重組竹復合試件的失效模式如圖3 所示。試驗過程中突然發(fā)出較大的爆破響聲，CFRP與重組竹層間膠層出現大面積剝離，萬能試驗機自動復位，重組竹沒有可見破壞。由圖3 可以看出，試件1-1 的第3 膠層、試件2-1 的第1 膠層出現大范圍剝離（層板粘接界面由上至下依次記為第1，2，3，4，5 層），其余膠層沒有發(fā)生可見的剝離。

圖3 CFRP-重組竹復合試件的失效模式Fig.3 Failure mode of the CFRP-bamboo scrimber composite specimens

膠層剝離破壞形態(tài)如圖4 所示。從圖4 中可以看出，膠層破壞表面比較光滑，大面積膠層殘留在重組竹或CFRP 表面。這表明膠層自身沒有發(fā)生破壞，膠層與CFRP 或重組竹間的粘接界面破壞是引起膠層破壞的主要原因。

圖4 膠層剝離破壞形態(tài)Fig.4 Failure mode of glue layer debonding

2.2 重組竹試件荷載-位移曲線

由于同一組試件的荷載-位移曲線比較相近，從3 組試件中分別選取1 個試件進行分析，各試件的荷載-位移曲線如圖5 所示。

圖5 試件的荷載-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of the specimens

重組竹試件的變形過程可分為3 個階段：第1階段為線彈性階段，從加載開始至50%極限荷載左右，撓度隨荷載線性增加；第2 階段為剛度退化階段，從第1 階段末至極限荷載，重組竹試件彎曲剛度隨荷載增加不斷減小，此過程中重組竹試件外表面沒有明顯破壞，偶有微弱響聲，可能是由于重組竹內部部分薄弱的纖維粘接界面或纖維破壞等引起的，極限荷載對應的撓度為14.5 mm；第3 階段為破壞階段，當荷載達到極限荷載后，試件發(fā)出較大的響聲，荷載-位移曲線突然下降一小段，但是重組竹試件仍能繼續(xù)承載，隨著重組竹試件撓度的增加，試件間斷發(fā)出較大的響聲，同時重組竹試件承受的荷載下降。因此，重組竹試件的破壞過程是漸進性的。

CFRP-重組竹復合試件的變形過程可分為2個階段：第1 階段為線彈性階段，撓度隨荷載線性增加；第2 階段為界面破壞階段，隨著荷載增加，試件發(fā)出較小的響聲，試件承受的荷載瞬間小幅下降；隨著荷載繼續(xù)增加，試件突然發(fā)出較大的響聲，試件承受荷載瞬間大幅下降，萬能試驗機自動復位，破壞后試件仍能繼續(xù)承載。

在相同截面條件下，CFRP-重組竹復合試件的線彈性斜率明顯大于重組竹試件。因此，CFRP 可以明顯提高重組竹試件的線彈性剛度。在線彈性階段，CFRP-重組竹復合試件1-1 的最大撓度為6.9 mm，試件2-1 的最大撓度為6.3 mm，重組竹試件0-1 的最大撓度為7.3 mm。因此，CFRP-重組竹復合試件破壞時重組竹基本處于線彈性變形階段，剛度還沒有退化。

2.3 重組竹試件應變曲線

以試件0-1 分析重組竹的荷載與應變關系，如圖6a 所示。從圖6a 中可知，測點1 的應變曲線初始階段為線性曲線；加載到177.9 s 時，應變值從正應變瞬間下降為超量程的負應變（應變片的量程為±0.02），此時應變片已破壞，表明重組竹在此處可能已發(fā)生破壞；之后荷載曲線也產生突變。因此，從荷載和應變曲線可知，重組竹試件的破壞是由跨中位置試件下表面竹纖維斷裂引起的。

以試件1-1 分析CFRP-重組竹復合試件的荷載與應變關系，如圖6b 所示。從圖6b 中可以看出，從0 s 到荷載曲線發(fā)生突變，試件所有測點的應變曲線均為線性曲線。當加載到92.9 s 時，荷載曲線和所有測點的應變曲線都有微小突變，測點4的應變變化大于測點3，表明局部膠層在此時產生了軟化或微小損傷，且受壓膠層承受的荷載大于受拉膠層。繼續(xù)加載后，測點4 的應變斜率明顯增大，當加載到123.6 s 時，荷載曲線產生斷崖式下降，測點3 的應變值從正應變瞬間下降為超量程的負應變，表明測點3 所在膠層發(fā)生了大面積剝離，而測點4 的應變值僅有小幅變化，測點4 所在膠層沒有明顯剝離。相比試件0-1，試件1-1 測點1 的應變值未發(fā)生明顯突變，一直處于正常測量范圍內，表明試件1-1 底部的CFRP 未被拉斷。因此，試件1-1 的破壞是由膠層大面積剝離引起的。

圖6 荷載與應變曲線Fig.6 Load and strain curves

2.4 重組竹試件彎曲性能分析

重組竹對比試件的平均彈性模量是12 240 MPa。第1 組CFRP-重組竹復合試件平均彈性模量是28 580 MPa，是重組竹平均彈性模量的2.33倍，這是因為CFRP 的彈性模量遠大于重組竹；第2 組CFRP-重組竹復合試件平均彈性模量是35 947 MPa，是重組竹平均彈性模量的2.94 倍，是第1 組CFRP-重組竹復合試件的1.26 倍，這是因為CFRP 板位于試件最外層，從而使試件更難變形。

重組竹對比試件的平均靜曲強度是175.17 MPa；第1 組CFRP-重組竹復合試件的平均靜曲強度是276.39 MPa，是重組竹平均靜曲強度的1.58倍；第2 組CFRP-重組竹復合試件的平均靜曲強度是261.38 MPa，是重組竹平均靜曲強度的1.49 倍。CFRP-重組竹復合試件的靜曲強度增強效果小于彈性模量，主要是由于復合試件的粘接界面過早剝離，降低了復合試件的靜曲強度。

3 界面剝離影響分析

3.1 有限元模型

CFRP-重組竹復合試件是多層復合材料，包括重組竹板、膠層和CFRP 板3 層結構。以試件1-1為對象建立有限元模型，如圖7 所示。重組竹板和CFRP 板都是纖維增強復合材料，采用八節(jié)點減縮積分六面體單元C3D8R 模擬，材料屬性如1.1 節(jié)所述。為簡化模擬計算，僅分析第2 層重組竹和第2 層CFRP 間的膠層剝離。當膠層未發(fā)生剝離時，界面上下節(jié)點采用綁定（tie）模擬，兩者位移完全相同；當膠層發(fā)生剝離后，剝離區(qū)域的上下表面采用面面接觸（surface-to-surface contact）模擬，上下節(jié)點間可以傳遞正壓力和切向摩擦力，不可以傳遞拉力。模型單元尺寸為1～3 mm，節(jié)點總數37 026個，單元總數24 180 個。復合試件的左支撐處約束X、Y、Z3 個方向的移動自由度，右支撐處約束Y、Z2 個方向的移動自由度，復合試件中央施加集中荷載13.768 kN。

圖7 試件1-1 的有限元模型Fig.7 Finite element model of specimen 1-1

3.2 仿真結果分析

圖8 不同剝離程度時試件1-1 的X 方向對數應變云圖Fig.8 The X-direction logarithmic strain nephogram of specimen 1-1 under different debonding degrees

第2 層重組竹和第2 層CFRP 間膠層未剝離和完全剝離時，試件1-1 的X方向對數應變云圖如圖8 所示。從圖8 中可以看出，膠層未剝離時第2層重組竹和第2 層CFRP 層間的應變連續(xù)變化，最大應變7.35×10-3，位于跨中位置試件底部，最小應變-1.04×10-2，位于跨中位置試件頂部，符合整體試件三點彎曲的應力分布；膠層完全剝離后，試件最大應變2.47×10-2，是未剝離試件的3.36 倍，位于跨中位置第2 層重組竹底部，最小應變-1.72×10-2，是未剝離試件的1.65 倍，仍位于跨中位置試件頂部。因此，完全剝離后試件應變分布類似于2個分離構件，與整體構件的三點彎曲相差較大，膠層剝離后的最大應變有所增加。

膠層在不同剝離程度時，第2 層CFRP 距跨中150 mm 內的接觸壓力如圖9 所示。假設膠層距跨中對稱剝離，從圖9 中可以看出，膠層剝離100 mm和完全剝離時的最大接觸壓力都位于跨中位置，膠層剝離100 mm 時第2 層CFRP 的最大接觸壓力為2.867 MPa，膠層完全剝離時第2 層CFRP 的最大接觸壓力為1.496 MPa，是膠層剝離100 mm 時的52.18%。膠層剝離100 mm 時，第2 層CFRP 在非跨中位置剝離區(qū)域仍有較大接觸壓力；完全剝離后，第2 層CFRP 在非跨中位置剝離區(qū)域的接觸壓力很小。這可能是因為膠層完全剝離后，下部試件可看成分離構件，其截面高度較小，只需較小的接觸壓力便可產生較大的變形。

圖9 不同剝離程度時第2 層CFRP 跨中部分的接觸壓力Fig.9 The contact pressure of the second CFRP sheet at midspan position under different debonding degrees

試件跨中位置撓度與膠層剝離長度的關系如圖10 所示。從圖10 中可以看出，隨著膠層剝離長度的增加，撓度不斷增加，且撓度增加速度隨膠層剝離長度的增加而變大。膠層未剝離時試件的撓度是7.75 mm，完全剝離后是23.97 mm，是前者的3.09 倍。這主要是因為膠層剝離后的復合試件不再是一個整體試件，在剝離區(qū)域，上下兩部分試件通過接觸傳遞荷載，接觸僅能傳遞正壓力和切向摩擦力，而未剝離時通過膠層傳遞法向和切向荷載。因此，剝離后試件荷載傳遞方式發(fā)生了明顯改變。

圖10 跨中位置撓度與膠層剝離長度的關系Fig.10 The relationship between the deflection at midspan position and the length of the adhesive layer debonding

4 結論

采用三點彎曲試驗和有限元仿真方法，對CFRP-重組竹復合試件的失效模式、荷載-位移關系、彈性模量、靜曲強度、膠層界面剝離影響等進行了研究，結論如下：

1）在相同截面條件下，CFRP 可以明顯提高重組竹試件的彈性模量和靜曲強度，CFRP-重組竹復合試件的彈性模量是重組竹試件平均彈性模量的2.33～2.94 倍，CFRP-重組竹復合試件的靜曲強度是重組竹試件平均靜曲強度的1.49～1.58 倍。

2）CFRP-重組竹復合試件與重組竹試件的失效模式不同，重組竹試件的失效模式是跨中位置試件下表面竹纖維開始斷裂，CFRP-重組竹復合試件的失效模式是CFRP 與重組竹的界面出現剝離。

3）膠層剝離對CFRP-重組竹復合試件的應變分布和變形都有較大影響，當一層膠層完全剝離后，復合試件的應力分布類似2 個分離構件，完全剝離后的撓度是未剝離時的3.09 倍。

4）重組竹試件的變形過程可分為線彈性階段、剛度退化階段和破壞階段，CFRP-重組竹復合試件的變形過程可分為線彈性階段和界面破壞階段。