全 文 ：玻 璃 钢 / 复 合 材 料
FＲP /CM 2015. No. 10
格构腹板式界面增强泡桐木夹芯复合材料梁的弯曲性能试验
吴中元，方 海* ，刘伟庆，祝 露
(南京工业大学土木工程学院，江苏南京 211816)
摘要:复合材料及其夹层结构具有轻质高强、耐腐蚀、节能保温等特点，以玻璃纤维增强复合材料作为面层和格构腹板，
以泡桐木为芯材，采用真空导入成型工艺，制备出格构腹板式界面增加泡桐木夹芯复合材料梁。在保持试件总尺寸不变条件
下，对木梁、无格构木芯梁、格构木芯梁进行了平面、侧面四点受弯性能试验研究对比。得出如下结论:同一种构造试件平面受
压时所受的极限承载力和刚度比侧面受压时所受的极限承载力和刚度高;无格构木芯梁、格构木芯梁试件所受的极限承载力
和刚度比木梁试件所受的极限承载力和刚度有明显的提高;格构木芯梁试件所受的极限承载力和刚度比无格构木芯梁试件所
受的极限承载力和刚度有一定的提高。
关键词:复合材料;格构腹板;受弯性能;木芯梁
中图分类号:TB332;TB301 文献标识码:A 文章编号:1003－0999(2015)10－0053－05
收稿日期:2015-04-28
本文作者还有齐玉军。
基金项目:国家自然科学基金重点项目 (51238003) ;江苏省自然科学基金 (BK2012826) ;江苏省六大人才高峰项目 (2013-JZ006)
作者简介:吴中元 (1989-) ，男，硕士生，主要从事复合材料结构研究。
通讯作者:方海 (1981-) ，男，博士，副教授，主要从事复合材料结构研究。
纤维增强复合材料因其轻质高强、可设计性和
优异的耐腐蚀性能在航空航天、风力发电、公路桥
梁、海洋工程、石油电力等领域中作为承载结构、维
护结构、加强构件以及防腐措施得到应用［1～4］。其
中，玻璃纤维增强复合材料(GFＲP)因其较低的价
格优势在基础设施领域中应用广泛，常采用拉挤空
腔式型材形式，但拉挤型材通常以纵向纤维为主，且
在面板与腹板的交接处存在较大的剪力和应力集中
现象，极易在面板中部或面板与腹板相交处发生劈
裂破坏［5～7］。因此复合材料型材承载力较低，常用
于受力不大的附属结构。
以蜂窝、泡沫和轻木等作为芯材的复合材料夹
芯梁是工程应用中极为广泛的结构梁形式，通过芯
材以增大截面惯性矩，可以获得较高的抗弯强度和
刚度［8～10］。但传统复合材料夹芯梁在制造与服役过
程中极易发生面层与芯材界面剥离破坏，严重制约
其轻质高强特性的发挥。在此研究方面，航空航天
领域出现了 X-cor［11～13］、缝纫泡沫［14，15］等技术，但均
需专门的生产设备，难以成型大尺寸构件，且仅限于
泡沫夹芯结构。澳大利亚的 A．C． Manalo 等［16］将复
合材料泡沫夹芯结构通过胶接方式叠层布置，形成
胶合复合材料梁，但其并非一次整体成型，且受弯试
验过程中，芯材与面层界面以及泡沫次界面处仍会
发生剥离破坏。
针对上述难题，本文提出一种新型格构腹板式
界面增加泡桐木夹芯复合材料梁，主要以我国面广
量大的低成本速生轻木泡桐木为芯材，以复合材料
为面层及格构腹板，通过树脂传递真空导入工艺，将
复合材料面层、格构腹板与轻木芯材在模具内整体
一次成型。格构腹板将面层与芯材有机形成一体，
极大地提高了面层与芯材的抗剥离能力和协同工作
能力，显著增强了芯材的受压、受剪性能。复合材料
面层主要承受正应力，同时完全包覆木芯起防腐耐
久作用;复合材料格构腹板承受抗剪、抗压和抗剥离
作用;木芯起辅助成型和承载作用，且为格构腹板及
面层提供弹性支撑，防止局部压陷和局部屈曲，同时
芯材可改善截面应力分布，有效减弱面层与格构腹
板相交处的应力集中，大幅延迟劈裂破坏。
1 试件制备
本文的复合材料梁制作主要采用真空导入工
艺，利用真空泵产生的负压将树脂从容器中吸入，经
进料孔浸满上下面层及轻木泡桐木之间的玻璃纤维
布，形成上下面板和格构腹板，构成夹芯梁的主要受
力骨架。在导入之前需根据设计将板材切割成所需
的尺寸，然后用具有较好包扎后平整度的两层－45 /
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格构腹板式界面增强泡桐木夹芯复合材料梁的弯曲性能试验
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45°玻璃纤维布包裹，并用玻璃纤维丝捆扎，使玻璃
纤维布与板材平整地铺设在一起，两者的贴合程度
将影响成型后腹板的竖直度及夹层梁的受弯极限承
载力，然后在其四面另外铺设三层 0 /90°玻璃纤维
布包裹，固化成型。图 1 为格构腹板式界面增强泡
桐木夹芯复合材料梁结构示意图。
图 1 格构腹板式界面增强泡桐木夹芯
复合材料梁结构示意图
Fig. 1 The sketch map of paulownia wooden core sandwich
composite beam reinforced with lattice web interface
试件高度均为 80mm，宽度均为 120mm，长度为
1400mm。每层纤维布和树脂固化之后计算厚度取
为 1mm，所有试件的面层均由三层 0 /90°玻璃纤维
布包裹，厚度均取为 3mm。格构腹板均由两层－45 /
45°玻璃纤维布包裹，厚度为 2mm，叠加后厚度为
4mm。表 1为试件截面图，具体试件尺寸见表 2。
表 1 试件截面图
Table1 Section of test sample
试件编号 截 面 试件编号 截 面 跨度 /mm
PTM-E PTM-F 1200
1PTM-E 1PTM-F 1200
2PTM-E 2PTM-F 1200
3PTM-E 3PTM-F 1200
注:①表 1中的黑色阴影部分是以复合材料为面层和格构腹板;
②试件命名时，“PTM”代表泡桐木，前面的数字代表芯材的
数目;“E”代表平面受压形式，“F”代表侧面受压形式，
“PTM-E”、“PTM-F”是参照试验组，为木梁。
表 2 试件尺寸
Table 2 Size of specimens
试件编号
试件总尺寸 /mm 芯材尺寸 /mm
长度 宽度 高度 宽度 高度
PTM-E 1400 70 110 70 110
1PTM-E 1400 80 120 70 110
2PTM-E 1400 80 120 70 53
3PTM-E 1400 80 120 70 24．5
PTM-F 1400 110 70 110 70
1PTM-F 1400 120 80 110 70
2PTM-F 1400 120 80 53 70
3PTM-F 1400 120 80 24．5 70
面层复合材料弹性模量 E = 20. 95GPa;腹板复
合材料弹性模量 E= 6. 41GPa;腹板复合材料拉伸剪
切模量 G= 5. 82GPa。
芯材弹性模量 E= 4. 32GPa;剪切模量 G= 0. 46
GPa。
2 试验研究
试验方案:按照夹层结构弯曲性能试验方法［17］，
采用万能试验机对梁进行平面和侧面四点弯曲静态
加载，试验的加载装置如图 2所示，采用分级加载制
度，加载至破坏载荷，记录各级载荷和跨中对应的试
件上表面和下表面应变值。
图 2 试验加载装置示意图(单位:mm)
Fig. 2 The sketch map of testing set-up(unit:mm)
3 试验现象
3. 1 平面受压试件
(1)PTM-E试件
由于 PTM-E试件没有玻璃纤维布包裹，其刚度
较小，随着荷载的增大，挠度增加比较快，无其他明
显现象。当加载到 12. 3kN后，试件突然发出一声巨
响，试件在加载点下方断裂，此时停止加载。
(2)1PTM-E试件
随着荷载的增加，试件挠度逐渐增大，试件会出
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现轻微的声音，无其他明显现象。继续加载到 26. 3
kN时，试件发出微小的撕裂声，经观察试件仍没有
其他明显现象出现。当加载到 31. 5kN时，能听到明
显的撕裂声，此时发现加载点处下方有裂缝并垂直
向下扩展。加载到 36. 8kN 时，加载处断裂，此时停
止加载。
(3)2PTM-E试件
随着荷载的增加，试件挠度逐渐增大，无其他明
显现象。继续加载到 24kN时，试件发出微小的撕裂
声，经观察试件仍没有其他明显现象出现。加载到
27kN时，能听到明显的撕裂声，此时发现加载点处
下方开始有裂缝，当加载到 31. 7kN，发出一声巨响，
加载点处下方的裂缝垂直向腹板层扩展。继续加载
到 35. 2kN时，加载处断裂，此时停止加载。
(4)3PTM-E试件
随着荷载的增加，试件挠度逐渐增大，试件会出
现轻微的声音，无其他明显现象。继续加载到 29. 5
kN时，试件发出撕裂声，此时发现加载点处下方开
始有裂缝。当加载到 32. 2kN，发出一声巨响，加载
点处下方裂缝垂直向下扩展，继续加载到 34. 2kN
时，再次发出一声巨响并伴有持续的撕裂声，裂缝向
腹板层扩展。当加载到 38. 3kN 时，加载处断裂，此
时停止加载。
3. 2 侧面受压试件
(1)PTM-F试件
由于 PTM-E试件没有玻璃纤维布包裹，其刚度
较小，随着荷载的增大，挠度增加比较快，无其他明
显现象。当加载到 9. 3kN 后，试件突然发出一声巨
响，试件在加载点下方断裂。
(2)1PTM-F试件
随着荷载的增加，试件挠度逐渐增大，无其他明
显现象。继续加载到 19. 7kN时，试件发出微小的撕
裂声，经观察试件仍没有其他明显现象出现。当加
载到 22. 5kN时，能听到明显的撕裂声，此时发现加
载点处下方有裂缝，并垂直向下扩展。当加载到
24. 7kN时，加载处断裂，此时停止加载。
(3)2PTM-F试件
随着荷载的增加，试件挠度逐渐增大，无其他明
显现象。继续加载到 22. 2kN时，试件发出微小的撕
裂声，经观察试件仍没有其他明显现象出现。当加
载到 30. 4kN时，发出持续声响，加载点处下方出现
裂缝，并垂直向下扩展。当加载到 34. 3kN 时，加载
处断裂，此时停止加载。
(4)3PTM-F试件
随着荷载的增加，试件挠度逐渐增大，无其他明
显现象。继续加载到 25. 1kN时，试件发出微小的撕
裂声，经观察试件仍没有其他明显现象出现。当加
载到 29. 8kN 时，发出一声巨响，加载点处下方出现
裂缝，并垂直向下扩展。当加载到 31. 7kN 时，加载
处断裂，此时停止加载。
4 试验结果分析
(1)平面受弯试件结果分析
平面受弯试件荷载与跨中位移关系曲线如图 3
所示，在 PTM-E、1PTM-E、2PTM-E、3PTM-E 试件中，
试件的断裂处的荷载分别为 12. 3kN、36. 8kN、35. 2
kN、38. 3kN。可以得出，无格构木芯梁、格构木芯梁
所受的极限承载力比木梁所受的极限承载力有明显
提高。随着格构数目的增加，格构木芯梁试件所受
的极限承载力相比无格构木芯梁试件所受的极限承
载力有一定提高。结合各试件荷载与跨中应变关系
曲线如图 4所示，可以得出无格构木芯梁、格构木芯
梁试件的刚度比木梁试件的刚度高;格构木芯梁试
件的刚度比无格构木芯梁试件的刚度高。
图 3 平面受弯试件荷载-位移曲线
Fig. 3 Load-deflection curves of specimens
图 4 平面受弯试件荷载-跨中应变曲线
Fig. 4 Lood-mid-span strain curves of specimens
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(2)侧面受弯试件结果分析
侧面受弯试件荷载与跨中位移关系曲线如图 5
所示，在 PTM-F、1PTM-F、2PTM-F、3PTM-F 试件中，
试件断裂处的荷载分别为 9. 3kN、24. 7kN、34. 3kN、
31. 7kN。可以得出，无格构木芯梁、格构木芯梁试
件所受的极限承载力比木梁试件所受的极限承载力
有明显提高;格构木芯梁试件所受的极限承载力比
无格构木芯梁试件所受的极限承载力有明显提高，
提高的极限承载力分别为 38. 9%、28. 3%。结合各
试件荷载与跨中应变关系曲线如图 6 所示，可以得
出无格构木芯梁、格构木芯试件的刚度比木芯梁试
件的刚度高;格构木芯梁试件的刚度比无格构木芯
梁的刚度高。
图 5 各试件荷载-位移曲线
Fig. 5 Lood-deflection curves of specimens
图 6 各试件荷载-跨中应变曲线
Fig. 6 Load-mid-span strain curve of specimens
(3)平面与侧面受弯试件结果对比分析
对比平面受压和侧面受压试件所受极限承载力
比较发现，木梁 PTM-E 的极限承载力比木梁 PTM-F
的极限承载力增加 32. 3%;无格构木芯梁 1PTM-E
的极限承载力比无格构木芯梁 1PTM-F 的极限承载
力增加 49. 0%;格构木芯梁 2PTM-E 和 3PTM-E 的
极限承载力比格构木芯梁 3PTM-F 和 3PTM-F 的极
限承载力分别提高 2. 6%、20. 8%。可以得出，同种
试件的平面受压所受的极限承载力比侧面承压所受
的极限承载有明显提高。分析平面受压和侧面试件
所受的刚度比较发现，同种试件的平面受压的刚度
比侧面受压的刚度有明显的提高。
5 结 语
(1)同一种构造试件平面受压时所受的极限承
载力和刚度比侧面受压时所受极限承载力和刚度都
有明显提高;无格构木芯梁、格构木芯梁试件所受的
极限承载力和刚度比木梁试件所受的极限承载力和
刚度高;
(2)试件平面受压时，格构木芯梁试件的刚度
比无格构木芯梁试件的刚度高;随着格构数目的增
加，格构木芯梁试件所受的极限承载力相比无格构
木芯梁试件所受的极限承载力有一定提高，提高的
极限承载力为 4. 0%;
(3)试件侧面受压时，格构木芯梁试件所受的
极限承载力和刚度比无格构木芯梁试件极限承载力
和刚度都有明显提高，提高的极限承载力分别为
38. 9%和 28. 3%。
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EXPEＲIMENTAL STUDY ON FLEXUＲAL BEHAVIOＲ OF PAULOWNIA WOODEN COＲE
SANDWICH COMPOSITE BEAM ＲEINFOＲCED WITH LATTICE WEB
WU Zhong-yuan，FANG Hai* ，LIU Wei-qing，ZHU Lu
(College of Civil Engineering，Nanjing University of Technology，Nanjing 211816，China)
Abstract:Composite and its sandwich structures are featured in high strength，corrosion resistance，energy-
saving，insulation and heat preservation，etc． The paper tries to forge a lattice plate interface plus paulownia wood
core composite beam by taking glass fiber reinforced composite as the surface layer and the lattice plate，by using
paulownia wood as the core material and by adopting the molding process of vacuum infusion． It makes an experi-
mental comparative study between the four-point (on planes and flanks)flexural property of wood beam and that of
the non-lattice wood core beam and lattice wood core beam under the condition that total sizes of the test items re-
main unchanged． The paper has come out with the conclusion that:when a same test item is under pressure，the ul-
timate bearing capacity and rigidity of the plane are higher than those of the flank;the ultimate bearing capacity and
rigidity of non-lattice wood core beam and lattice wood core beam test items are higher than those of wood beam test
items;the ultimate bearing capacity and rigidity of lattice wood core beam test items are higher than those of non-
lattice wood core beam test items．
Key words:composites;lattice web;flexural behavior;wooden core beam
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