重組竹順紋沖擊力學性能研究*

王明濤，盧玉斌，蔡雄峰，姜錫權，陳林碧

（1. 中國科學院福建物質結構研究所泉州裝備制造研究所，福建 晉江 362000；2. 中北大學，山西 太原 030051；3. 合肥姜水動態力學實驗技術有限公司，安徽 合肥 230031；4. 福建有竹科技有限公司，福建 永安 366000）

隨著時代的飛速發展，可持續利用和綠色環保等理念已成為建筑材料的新要求，竹材因其綠色環保、可持續利用、保溫節能和成本低廉等優點而逐漸受到青睞。我國竹子資源豐富，竹林面積和產能都位居世界前列。竹子生長周期較短，3～5 年即可成材，力學性能也相當優良，是一種優質的建筑材料。重組竹是一種以竹子為原材，經過截斷、疏解、去皮、干燥、浸膠、鋪裝、熱壓等多道工序得到的一種新型竹基復合材料，被廣泛應用于建筑、家具、交通運輸等領域。重組竹內部主要分為纖維束增強相和基體組織及樹脂基體組成的基體相兩部分，前者由大量的厚壁細胞（纖維細胞）組成，后者由樹脂及薄壁細胞（基體細胞）組成，薄壁細胞和壓制過程中留下的孔隙在微觀上形成了大量的胞孔，因此重組竹是一種同時包含纖維和胞孔的復合材料。

張俊珍等發現重組竹的力學性能要優于落葉松等一些木材。李霞鎮等發現重組竹的力學性能具有兩向性，其順紋抗拉和剪切試樣均為脆性破壞，而順紋抗壓、橫紋局部和全部抗壓試樣均為延性破壞。孫玲玲等研究了重組竹順紋單軸抗壓性能，結果表明：順紋軸壓強度與彈性模量分別為58.40 MPa和12.32 GPa，破壞方式主要分為彎曲失穩破壞、斜剪破壞及黏結失效破壞。魏洋等研究了重組竹柱在偏心受壓下偏心距對力學性能的影響，結果表明：在偏心載荷作用下，試件破壞主要為柱身中部竹材纖維受拉斷裂。Wei 等對重組竹柱在循環荷載下的壓縮性能進行了研究，結果表明：破壞形式包括屈曲、剪切和劈裂，在高應變范圍內，竹材柱的殘余塑性應變比遠低于混凝土，并建立了循環應力-應變模型。Tan 等通過對不同長細比的重組竹（PBSL）柱進行軸壓實驗，總結了破壞模式、極限承載力和荷載-應變關系，發現長細比對破壞模式影響顯著。

以上是對重組竹在準靜態荷載下的抗壓性能、破壞過程和破壞類型的研究，但針對重組竹在動態加載下的沖擊力學性能的研究尚不多見。Li 等通過落錘沖擊實驗研究了重組竹在動態加載下的抗沖擊性能，發現試件的變形比和能量吸收比不受纖維取向的影響，試件高度對抗沖擊性能沒有顯著的影響，初始沖擊水平決定了變形過程中試樣的最大變形和能量吸收。于子絢等等對縱橫組坯的竹木復合重組材進行了研究，發現該組坯形式的沖擊性能優于同密度的重組竹材料。

本文中采用材料試驗機對毛竹基重組竹進行準靜態加載下的壓縮實驗和循環加卸載實驗，利用分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar，SHPB）實驗系統進行不同加載速率下的沖擊實驗，研究重組竹的破壞形態，總結重組竹順紋沖擊破壞的吸能特性，擬為重組竹在如交通護欄等承受高速沖擊的工程應用領域提供科學依據和工程指導。

1 材料與實驗方法

為探究重組竹在不同加載速率下的力學行為，進行了順紋準靜態壓縮實驗、循環加卸載實驗和動態實驗。其中，準靜態實驗參照《木材物理力學試驗方法總則》和《木材順紋抗壓強度試驗方法》進行。

1.1 試件制備

重組竹取自福建有竹科技有限公司規?；a且在市場廣泛應用的商業產品，加工工藝和加工過程已趨于成熟，制備原材為福建永安地區的毛竹，竹齡約3～5 年。經測量，重組竹的密度和含水率分別為1.06 g/cm和8.52%，密度大小居于常見規格的中等范圍。選取同一批生產的板材進行試樣制備以保證其代表性，取材方法如圖1(a)所示：將每塊板材分為5 個區域，取區域A 和B 的部分制備試樣，其余3 部分留存。如圖1(b)所示，準靜態壓縮和加卸載試件尺寸為30 mm×20 mm×20 mm，動態壓縮試件為?20 mm×10 mm 的圓柱，將試件進行磨銑以保證試件表面平整光滑，且上下表面保持平行。試件受沖擊方向（厚度方向）為重組竹順紋方向。準靜態壓縮試件為10 個，編號為QX1～QX10；動態實驗中設計應變率不同的4 組實驗，每組3 個試件，共計12 個，編號為DX1～DX12（其中D 指動態加載，X 指沿著順紋方向（方向）加載）；加卸載試件3 個，編號CX1～CX3。

圖1 重組竹試樣制備Fig. 1 Manufacturing of bamboo scrimber samples for tests

1.2 實驗技術與方法

采用材料試驗機（MTS-E45.305）（見圖2(a)）進行準靜態壓縮實驗和循環加卸載實驗。實驗時，在試件上下表面涂抹潤滑劑以減小摩擦力。準靜態單軸壓縮加載采用位移控制，加載速度為0.18 mm/min，對應應變率為1.0×10s，利用傳感器進行數據收集。循環加卸載實驗采用力控制，加載速度控制為300 N/s， 卸載速度控制為500 N/s，循環升級梯度為5 kN，第1 次加載到荷載為5 kN 時即停止加載并卸載至零，第2 個循環截止荷載為10 kN， 并以此遞增循環。在達到30 kN 后，將循環梯度減小為2 kN。

圖2 MTS 材料試驗機和SHPB 實驗平臺Fig. 2 MTS testing machine and SHPB experimental platform

動態加載采用的SHPB 實驗技術是建立在一維應力波假定和短試件的應力/應變沿其長度均勻分布（動態平衡）假定的基礎之上，如圖2(b)所示。SHPB 系統采用的鋁制撞擊桿、入射桿和透射桿均處在彈性狀態下，其長度分別為600、4000 和3200 mm，直徑均為50 mm。其波速、波阻抗均一致，彈性模量為70 GPa，密度為2.7 g/cm，3 根桿件保證對中以滿足一維應力波假定。

實驗時，將試件置于入射桿與透射桿之間，在兩桿處接觸端分別對二者配置保護套筒裝置以保護桿件（見圖2(c)），保護套筒由套筒、墊片和螺母組成。其中墊片材料和直徑與桿件的保持一致，墊片和桿件端部表面平整光滑以保證應力波在經過接觸面時不產生反射，在實驗前對佩戴保護套筒裝置的桿件進行空打檢測，如圖3 所示。撞擊之后在入射桿上只檢測到入射波而無明顯反射波信號，說明入射桿與透射桿對中情況良好，同時也證實該保護裝置對實驗結果無影響。

圖3 佩戴保護套筒空打波形Fig. 3 Wave profiles with protection

對氣室充氣并驅動撞擊桿撞擊入射桿產生沖擊荷載，并在入射桿中傳播入射脈沖。試件在該壓縮脈沖作用下高速變形，壓縮脈沖一部分透過試件繼續傳播至透射桿形成透射脈沖，另一部分因試件與桿件的波阻抗和截面積不同被反射回入射桿，形成反射脈沖。這些脈沖信號以應力波的形式被桿上的應變片捕捉，并通過惠斯通電橋、信號放大器和瞬態波形儲存器等組成的測量系統進行測量和記錄，而子彈速度則由測速系統測量。在透射桿后面置有吸收桿，吸收桿起到捕獲透射脈沖和最終與阻尼器吸收能量的作用，使得透射桿不再運動，并防止無吸收桿時從透射桿另一端產生可能干擾試件的二次反射波。

SHPB 實驗技術應在實驗過程中保證應力平衡和恒定應變率。應力平衡指在沖擊加載過程中試件內的應力和應變沿著試件長度方向均勻分布，應力波效應可以被忽略，一般認為當應力平衡因子σ＞0.95 時達到比較理想的應力平衡狀態。而恒定應變率指的是在加載過程中應力值達到70%壓縮破壞強度至壓縮破壞強度這一段時間內的應變率恒定，通常用恒應變率因子κ 來衡量，當κ＜30%時可近似認為達到恒定應變率水平。應力平衡因子σ和恒應變率因子κ 分別由下式計算：

圖4 應力平衡情況Fig. 4 Stress equilibrium situation

圖5 恒定應變率情況Fig. 5 Constant strain rate situation

2 結果與討論

2.1 實驗結果

2.1.1 應力-應變曲線和破壞形態

準靜態壓縮結果如圖6(a)所示，重組竹試件應力-應變曲線呈線性增長、非線性增長和平臺發展3 個階段，變形過程如圖7 所示。圖8 為準靜態循環加卸載試驗，可以看出前3 個滯回圈基本重合，說明在第Ⅰ階段的線性增長屬于彈性變形。從第4 個循環開始，曲線不再卸載至原點而是與應變軸交于一大于零的點，該處應變為塑性應變，說明隨著荷載增大，試件產生了塑性變形，應力-應變曲線中表現為第Ⅱ階段（非線性變形階段）。隨著變形增大，曲線斜率接近于水平，進入平臺期，即第Ⅲ階段，應力不再隨著應變增長發生明顯變化，第Ⅱ階段和第Ⅲ階段的變形都為彈塑性變形。進入平臺階段的轉折點處的應力代表屈服強度，平臺階段的應力值為平臺應力。平臺應力與平臺階段的應變是衡量材料吸能特性的重要指標，應力-應變曲線圍成的面積越大，吸能性能越好。當曲線突然下降，試件的承載能力達到極限，下降點的應力值為壓縮破壞強度。

圖6 重組竹在不同應變率下的應力-應變曲線Fig. 6 Stress-strain curves of bamboo scrimber under different strain rates

圖7 重組竹準靜態壓縮的3 個變形階段Fig. 7 Three deformation stages of bamboo scrimber under quasi-static compression

圖8 循環加卸載的應力-應變曲線Fig. 8 Stress-strain curves of cyclic loading and unloading tests

圖6(b)～(e)重組竹的沖擊實驗曲線變化特征與準靜態相似，基于準靜態分析動態加載下的變形過程也可以分為線性增長、非線性增長和平臺發展3 個階段，在第Ⅰ階段的線彈性增長過程中，試件內部的基體組織和纖維束產生可逆變形，變形在卸載后恢復。在第Ⅱ階段，試件內部的部分胞孔開始塌陷，孔隙逐漸被壓實，纖維束也逐漸屈曲（見圖9），這種微觀變化表現為宏觀上不可逆轉的塑性變形，實驗曲線為非線性變化。隨著變形增大，曲線進入第Ⅲ階段，應力不再明顯變化?；跍熟o態下的變形機制推斷重組竹在沖擊加載下的變形過程也分為彈性變形和彈塑性變形階段。屈服強度、壓縮破壞強度和平臺應力以及相應的變異系數見表1。其中變異系數是標準差與均值的比值，反映單位均值上的離散程度：變異系數越小，則離散程度越小。

表1 重組竹在不同應變率下的動態力學參數Table 1 Dynamic mechanical parameters of bamboo scrimber under different strain rates

圖9 重組竹在沖擊加載下的破壞形態Fig. 9 Failure morphology of bamboo scrimber under impact loading

試件按照應變率大小分組，應變率接近的分為一組，每組內對不同試件的應變率、屈服強度和壓縮破壞強度等取平均值（見表1）。由表1 可知，在準靜態單軸壓縮實驗中，屈服強度和壓縮破壞強度分別為63.19 和71.68 MPa，對應的變異系數為7.05%和7.60%。在動態沖擊作用下，當平均應變率為348 s時，其屈服強度和壓縮破壞強度分別為119.65 和133.81 MPa，對應的變異系數分別為2.34%和1.55%；當平均應變率提高至635 s時，強度分別提高至161.65 和170.77 MPa，對應的變異系數為3.03% 和2.75%。變異系數差別較小，證明實驗的重復性良好。

觀察破壞后的試件（圖9(a)）可以發現，當應變率較?。s348 s）時，試件在動態沖擊荷載下，其正面和側面均未發生明顯的宏觀破壞而只有部分彈塑性變形；當應變率增大至449 s時，試件正面和邊緣出現微小裂縫，說明試件內部已經產生破壞；當應變率約為518 s時，在試件的正面和側面均出現裂紋，且出現裂紋的部位已經有脫落趨勢；而當應變率增大到約635 s時，試件的破壞程度繼續增大，已經可以明顯觀察到部分碎片脫落，且有劈裂、屈曲等破壞形態，在試件的正面，裂紋無規則地隨界面線延伸拓展，形成網狀破壞裂紋。圖9(b)～(c) 分別為胞孔結構的塌陷和纖維束屈曲，對應加載應變率約為635 s，應變水平約為14%。

觀察圖7，由第Ⅲ階段應力-應變曲線和每個階段的試件變形情況發現，破壞之前的試件經歷了較長的應力平臺期，應變不斷增大的同時應力維持在相對穩定的水平，同時，在對應的試件的變形過程中，可以發現試件只是發生了較大形變而并未產生破壞，這種破壞形式及破壞應變水平和其他延性材料破壞時類似，屬于延性破壞。

2.1.2 平臺應力

圖10 為不同應變率水平下的平臺應力的情況，通過觀察應力-應變曲線中的應力平臺期，可以分析壓縮過程中塑性變形過程的耗能情況。在平臺期內，試件發生塑性變形，應力曲線斜率接近于零。重組竹動態壓縮過程中的平臺應力定義為塑性平臺段的應力平均值：

圖10 重組竹在不同應變率下的平臺應力Fig. 10 The plateau stress of bamboo scrimber under different strain rates

式中：ε為極限應變，ε為屈服應變，σ為平臺應力。可以發現，在動態應變率范圍內，隨著應變率從348 s增大到635 s，平臺應力相應地從132.15 MPa 增大至167.58 MPa，而在準靜態水平下的平臺應力僅為68.35 MPa，表明應變率效應明顯。

2.2 應變率效應

材料的應變率效應可以解釋為：隨著應變率的增大，材料的流動應力和屈服應力隨之不斷增大，且發生屈服滯后的現象。為了更加直觀地表達重組竹在受到沖擊載荷時的應變率效應，引入動態增強因子DIF（dynamic increase factor），定義為不同應變率下壓縮破壞強度與準靜態下壓縮破壞強度的比值，用η 表示：

式中：σ為準靜態（應變率為1.0×10s）下的壓縮破壞強度，由準靜態實驗測得為71.68 MPa；σ為不同應變率下的壓縮破壞強度，取表1 中數值。當應變率趨近于零時，η 按照定義取1，隨著應變率的增大，動態壓縮破壞強度隨之不斷增大 ，而η 也隨之增大。在以橫坐標為應變率的坐標圖（見圖11）中， DIF 為一條截距為1 的直線，即DIF 與應變率呈線性增長關系（斜率為0.0024）：

圖11 重組竹在不同應變率下的動態增強因子Fig. 11 The dynamic increase factor of bamboo scrimber under different strain rates

式中：為擬合系數，該值越接近于1，擬合度越好。

2.3 應變比能

應變比能是材料的體積內應變能，又稱應變能密度。用材料在受到荷載發生變形至破壞的整個過程的應變比能來衡量材料的吸能能力：

對應力-應變曲線3 個階段進行積分分析加載過程中的吸能情況，如圖12 所示。比較應變比能在不同應變率范圍內的曲線（圖12(a)～(e)）可以發現，應變比能與應變均呈現線性增長關系，且在同一應變率范圍等級下曲線吻合情況良好，再次驗證了試驗良好的重復性和較小的變異性。不同應變率范圍內平均應變率所對應的平均應變比能（該組內不同試件的應變比能的平均值）見表1，在動態應變率范圍內，應變比能從348 s的9.38 MJ/m增長到635 s的20.83 MJ/m，在應變率增長了1.83 倍的情況下實現應變比能提高2.22 倍，比準靜態下的5.72 MJ/m提高了3.64 倍，說明重組竹在壓縮過程中，吸收能量的能力隨著應變率的增大而提高，增長趨勢如圖12(f)所示。

圖12 重組竹在不同應變率下的應變比能Fig. 12 The strain energy densities of bamboo scrimber under different strain rates

3 結 論

（1）準靜態壓縮破壞強度為73.68 MPa，應變率為348、449、519 和635 s時重組竹的壓縮破壞強度分別為133.81、141.36、142.95 和170.77 MPa。

（2）重組竹材料在沖擊壓縮過程的應力-應變曲線經歷了線性增長、非線性增長和平臺發展3 個階段，在第Ⅰ階段發生彈性變形，在第Ⅱ、Ⅲ階段發生彈塑性變形，破壞類型為延性破壞。

（3）重組竹在沖擊壓縮過程中表現出明顯的應變率效應，屈服強度和壓縮破壞強度隨著應變率的增大而增大，并伴隨屈服滯后的現象。動態增強因子擬合曲線與應變率之間呈線性關系，斜率為0.0024，可重復性較好。

（4）重組竹在沖擊壓縮過程中吸收能量的能力隨著應變率的增大而提高，以應變比能衡量，從10s的5.72 MJ/m增長到635 s的20.83 MJ/m，應變比能曲線與應變之間存在著近似線性關系。