陸偉東，宋二瑋，岳 孔，劉偉慶

（南京工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代木結(jié)構(gòu)研究所，江蘇 南京 211816）

在持久應(yīng)力作用下，材料的變形隨時(shí)間延長(zhǎng)而逐漸增大的特性稱為蠕變，蠕變是木材的重要特性之一[1].由蠕變產(chǎn)生的附加變形效應(yīng)將增大結(jié)構(gòu)的總體變形，嚴(yán)重時(shí)甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞.有關(guān)學(xué)者對(duì)木材、復(fù)合木構(gòu)件的蠕變機(jī)理、蠕變性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究[2－3]，涉及試件尺寸一般都較小，也很少?gòu)慕Y(jié)構(gòu)層面給出相關(guān)設(shè)計(jì)方法.用金屬材料或FRP和層板膠合制成的增強(qiáng)復(fù)合木結(jié)構(gòu)[4－7]，不僅具有較高的強(qiáng)度、剛度以及延性性能，還能夠降低構(gòu)件在荷載長(zhǎng)期作用下的變形，從而提高穩(wěn)定承載力.通過(guò)增強(qiáng)方式提高膠合木梁強(qiáng)度的研究較多[8－9]，但對(duì)增強(qiáng)后的膠合木梁蠕變性能研究卻較少.因此，本文對(duì)FRP板增強(qiáng)膠合木梁的蠕變性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，以期為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 原材料性能

試驗(yàn)采用花旗松膠合木，其抗拉強(qiáng)度為102.1MPa，順紋徑面抗剪強(qiáng)度為10.6MPa，彈性模量為12 236MPa；FRP板厚度為1.2mm，抗拉強(qiáng)度為2 800MPa，彈性模量為165GPa；粘貼FRP板用膠黏劑選用雙組分環(huán)氧樹(shù)脂型膠，其抗拉強(qiáng)度≥30MPa，抗彎強(qiáng)度≥45MPa，彈性模量≥3 500MPa.

1.2 試件設(shè)計(jì)

試件尺寸為50mm×150mm×2850mm，層板厚度為30mm，其具體參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 試件參數(shù)Table1 Parameters of specimen

1.3 測(cè)試方法

蠕變?cè)囼?yàn)采用四點(diǎn)彎曲加載方式，在恒溫恒濕（（20±2）℃，RH（65±3）%）實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行.采取前密后疏、人工讀數(shù)的方式記錄FRP板增強(qiáng)膠合木梁兩端支座、跨中的位移變化.蠕變?cè)囼?yàn)見(jiàn)圖1.

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 不同應(yīng)力比試驗(yàn)

圖1 蠕變?cè)囼?yàn)示意圖Fig.1 Creep test

不同應(yīng)力水平下普通膠合木梁蠕變變形和相對(duì)蠕變變形曲線見(jiàn)圖2.由圖2可見(jiàn)：在不同應(yīng)力水平下，普通膠合木梁的蠕變變形遵循類似的規(guī)律，在低應(yīng)力水平下，蠕變變形在經(jīng)歷瞬態(tài)蠕變后，進(jìn)入穩(wěn)態(tài)蠕變，其變形增長(zhǎng)非常緩慢，這種情況不會(huì)導(dǎo)致材料的最終破壞；在高應(yīng)力水平下，蠕變的變形速度明顯高于低應(yīng)力水平，普通膠合木梁可能由于蠕變而破壞.因此，在設(shè)計(jì)時(shí)要控制好合適的應(yīng)力水平.

圖2 不同應(yīng)力水平下試件的蠕變變形和相對(duì)蠕變變形曲線Fig.2 Creep deformation and relative creep deformation curves of specimen under different stress levels

2.2 FRP板增強(qiáng)試驗(yàn)

圖3為不同試件的蠕變變形和相對(duì)蠕變變形曲線.由圖3可見(jiàn)，在恒定應(yīng)力作用下，F(xiàn)RP板增強(qiáng)膠合木梁的初始變形比普通膠合木梁的初始變形要小27%41%，說(shuō)明FRP板的配置能有效提高膠合木梁的初始剛度.但是，L3，L4，L5的相對(duì)蠕變變形卻相差不大，說(shuō)明FRP板對(duì)相對(duì)蠕變變形的控制效果不大.

圖3 不同試件的蠕變變形和相對(duì)蠕變變形曲線Fig.3 Creep deformation and relative creep deformation curves of different specimen

3 膠合木梁蠕變模型的建立及預(yù)測(cè)

3.1 蠕變模型的選取

本文采用的膠合木梁蠕變本構(gòu)模型由虎克體、Kelvin模型和黏性體模型串聯(lián)組成，是一個(gè)由Maxwell模型和Kelvin模型串聯(lián)而成的4－element模型，該模型能夠較全面描述膠合木梁的蠕變過(guò)程.

3.2 本構(gòu)方程

在本試驗(yàn)中，應(yīng)力水平不是很高，沒(méi)有進(jìn)入破壞階段，因此本文只研究膠合木梁瞬態(tài)蠕變和穩(wěn)態(tài)蠕變變形，不涉及加速蠕變變形，即蠕變總應(yīng)變?chǔ)牛╰）為瞬態(tài)蠕變應(yīng)變?chǔ)?和穩(wěn)態(tài)蠕變應(yīng)變?chǔ)與（t）之和：

由于各元件之間采用串聯(lián)方式組成，所以各部分所受到的應(yīng)力均為σ，且ε0＝σ／E在確定的應(yīng)力水平下為常數(shù)，εc（t）可由下式求得：

式中：t為蠕變時(shí)間，h；A，b為試驗(yàn)系數(shù).

由于膠合木梁蠕變速率與荷載呈線性關(guān)系，因此式（2）可寫(xiě)成：

式中：a為試驗(yàn)系數(shù).

由以上3式可以得到本試驗(yàn)條件下膠合木梁的蠕變本構(gòu)方程為：

3.3 相對(duì)蠕變變形

根據(jù)膠合木梁蠕變的本構(gòu)方程，可以得到變形與時(shí)間的關(guān)系為：

式中：δ（t）為總變形；δ0初始彈性變形；δc（t）為蠕變變形，且

由式（5），（6），可以得到相對(duì)蠕變變形為：

3.4 膠合木梁蠕變模型參數(shù)擬合及預(yù)測(cè)

利用Origin軟件對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了擬合分析，并對(duì)膠合木梁的長(zhǎng)期變形進(jìn)行了預(yù)測(cè).擬合結(jié)果見(jiàn)圖4，5.

從圖4，5可以看出，相對(duì)蠕變變形擬合曲線的精度都較高，R2均接近1，說(shuō)明本文建立的模型正確.a，b及相對(duì)蠕變變形預(yù)測(cè)見(jiàn)表2.

由表2可見(jiàn)，L1，L2試件50a后的相對(duì)蠕變變形分別為109.62%，158.29%，考慮到普通膠合木梁的初始變形較大，其50a后的變形將更大，如果依照GB／T 50708—2012《膠合木結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》，僅按荷載效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)組合計(jì)算，可能導(dǎo)致長(zhǎng)期受荷構(gòu)件的撓度偏大.

圖4 相對(duì)蠕變曲線Fig.4 Relative creep deformation fitting curves

圖5 50a相對(duì)蠕變變形預(yù)測(cè)Fig.5 Relative creep deformation fitting curves in 50aforecast

表2 相對(duì)蠕變變形系數(shù)a，b及相對(duì)蠕變變形預(yù)測(cè)Table2 Factor a，band forecast of Relative creep deformation

通過(guò)比較發(fā)現(xiàn)，50a后L3，L4，L5的相對(duì)蠕變變形較小，都在30%左右，而且由于采用了FRP板增強(qiáng)技術(shù)，使膠合木梁的初始變形也降低了很多.以L3為例，在受拉區(qū)配置1層FRP板后，其初始變形降低了27%，50a后的相對(duì)蠕變變形降低了80%左右.

4 結(jié)論

（1）在低應(yīng)力水平下，普通膠合木梁蠕變曲線總體上具有比較典型的瞬態(tài)蠕變和穩(wěn)態(tài)蠕變變形特征，且蠕變變形趨于一個(gè)極限值，而在高應(yīng)力水平下，其蠕變變形可導(dǎo)致構(gòu)件破壞，因此，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)合理控制應(yīng)力水平.

（2）FRP板增強(qiáng)膠合木梁對(duì)減少初始變形、控制蠕變變形有很大作用，使用FRP板增強(qiáng)膠合木梁能夠充分利用木材強(qiáng)度，對(duì)實(shí)際工程應(yīng)用有較大價(jià)值.

[1]徐濱雁.淺談木質(zhì)材料的普通蠕變性[J].林業(yè)科技情報(bào)，2003，35（3）：72－73.XU Bin－yan.A brief talk on the common creep of woodiness material[J].Forestry Science and Technology Information，2003，35（3）：72－73.（in Chinese）

[2]徐詠蘭，華毓坤.不同結(jié)構(gòu)楊木單板層積材的蠕變和抗彎性能[J].木材工業(yè)，2002，16（6）：10－12.XU Yong－lan，HUA Yu－kun.Creep behavior and bending properties of poplar LVL in different assembly types[J].China Wood Industry，2002，16（6）：10－12.（in Chinese）

[3]金維洙，賈娜.單板層積梁彎曲蠕變特性[J].東北林業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2007，35（10）：30－32.JIN Wei－zhu，JIA Na.The bending creep properties of LVL[J].Journal of Northeast Forestry University，2007，35（10）：30－32.（in Chinese）

[4]周華樟.旋切板膠合木的蠕變及其對(duì)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2009.ZHOU Hua－zhang.Creep of LVL and its effect on the stability of structures[D].Harbin：Harbin Institute of Technology，2009.（in Chinese）

[5]BULLEIT W M，SANDBERG L B，WOODS G J.Steel reinforced glued－laminated timber[J].Journal of Structural Engineering，1989，115（2）：433－434.

[6]O'BRIEN M E.Reinforced laminated timber：USA，5026593[P].1991－06－25.

[7]PLEVRIS N，TRIANTAFILLOU T C.Creep behavior of FRP－reinforced wood members[J].Journal of Structural Engineering，1993，121（2）：174－186.

[8]MATTHEW D，MASSIMO F.Long－term behavior of prestressed LVL members（PartⅠ）：Experimental tests[J].Journal of Structural Engineering，2011，137（12）：1553－1561.

[9]SHIRO A，HIDEKI M，TAKANORI A.Bending creep of glulam using sugi laminae with extremely low young's modulus for inner layers[C]∥In Proceeding of 11th World Conference on Timber Engineering.Trento：[s.n.]，2010.