長徑比對GFRP管-混凝土-鋼管組合柱偏壓力學性能的影響

詹界東，黃隆琳，吳紫陽

(1.東北石油大學 土木建筑工程學院，黑龍江 大慶 163318；2.大慶油田有限責任公司第三采油廠，黑龍江 大慶 163113)

GFRP管-混凝土-鋼管組合柱(GFRP tube-concrete-steel double-skin tubular column，簡稱DSTC)是由GFRP外管、內(nèi)置鋼管和兩者之間的混凝土三部分組成的新型組合構(gòu)件[1-4].GFRP管不僅通過約束核心混凝土來提高組合構(gòu)件的承載力，同時還可以作為混凝土的永久性模板，有效保護混凝土、鋼管.它具有良好的延性、耐腐蝕性、抗震性[5-9]和廣闊的應用前景.DSTC已經(jīng)成為新型組合結(jié)構(gòu)研究的熱點，雖然相關的力學性能研究取得了一定的成果，但對這種結(jié)構(gòu)的偏心受壓方面的力學性能的研究較為缺乏[10-15]，也沒有形成相對成熟的理論和規(guī)范，進而限制了這種新型組合結(jié)構(gòu)在建筑工程中的應用.考慮到實際工程中的柱子大都處于偏心受壓的狀態(tài)，因而對DSTC這種新型組合柱的偏心受壓力學性能的研究非常有實際意義，可為實際工程中相關的應用提供參考依據(jù).

1 實驗

1.1 試件設計

考慮長徑比的影響，設計了A、B兩組的4根GFRP管-混凝土-鋼管組合柱在不同長徑比條件下受偏心荷載作用的實驗.混凝土強度等級為C40的普通硅酸鹽水泥.采用大慶蒙西水泥有限公司生產(chǎn)的水泥抗壓強度為51.08 MPa，抗拉強度為3.9 MPa，彈性模量為3.8×104N/mm2，泊松比為0.2.GFRP管采用大慶市某玻璃纖維鋼管生產(chǎn)有限公司生產(chǎn)制造的預制GFRP管，環(huán)向彈性模量為4.8×104N/mm2，環(huán)向抗拉強度為715.8 MPa,泊松比為0.33.鋼管采用Q345B的低合金高強度的無縫鋼管，彈性模量為2×105N/mm2，屈服強度為350 MPa，泊松比為0.3.試件的相關參數(shù)見表1.

表1 試件參數(shù)

1.2 測點布置

本實驗用的采集設備為DH3816靜態(tài)應變測試儀，應變片為大慶某測試儀器廠生產(chǎn).試驗中的測點主要是位移測點，在中間截面內(nèi)部鋼管的受壓最大和受拉最大處及隔45°處共貼4個應變片；外部GFRP管在間距300 mm的每個截面，每隔90°粘貼軸向、環(huán)向應變片.

1.3 加載方案

實驗中采用5 000 kN微機控制電液司服壓力機進行預加載和正式加載.預加載分為兩級，每級加載值按照預估試件極限荷載的10%進行加載，每級加載時間為10 min.正式加載采用荷載控制的方式，在達到預估極限荷載值的80%前，每級荷載加載值取預估極限荷載的10%，之后按照預估極限荷載的5%分級加載，每級加載時間為15 min，直到試件破壞停止加載.

2 實驗結(jié)果分析

2.1 荷載-位移曲線分析

試件的荷載-位移曲線如圖1所示.圖中曲線的變化趨勢大體一致，都有上升段和下降段.在實驗的加載初期，試件的荷載-位移曲線表現(xiàn)為1條過原點的傾斜直線，說明GFRP管、混凝土、鋼管三者能夠很好的共同工作，整體性好.隨著荷載的繼續(xù)增加，試件的荷載-位移曲線表現(xiàn)為非線性的特征，相比較于加載初期，GFRP管、混凝土、鋼管的協(xié)同性明顯下降.當荷載加到一定程度時，構(gòu)件由于發(fā)生塑性變形而產(chǎn)生較大的變形直至破壞.另外還可以看出：在相同長徑比時，隨著試件的偏心距增加，試件的極限承載力隨之降低；在相同偏心距荷載作用下，試件的極限荷載隨著長徑比的減小而增加.

圖1 荷載-位移曲線

2.2 極限承載力和位移分析

試驗假設構(gòu)件的破壞狀態(tài)為：當鋼管的等效應力達到其設定的屈服強度或者GFRP管等效應力達到其預設的環(huán)向抗拉強度時，認定試件破壞，計算停止.試件的極限位移和極限承載力見表2.

表2 極限承載力和極限位移

由表2可以看出：試件在相同偏心距荷載作用下，隨著試件長徑比的增加，試件的極限位移也隨之增加；試件的極限承載力隨著長徑比的增加而減??；當偏心距為30 mm時，長徑比為5的SJ2比長徑比為6的SJ1極限位移和極限承載力分別降低16.6%和提高20.0%；偏心距為60 mm時，長徑比為5的SJ4比長徑比為6的SJ3極限位移和極限承載力分別降低12.9%和提高25.1%.

3 有限元分析

3.1 模型驗證

圖2 荷載-位移曲線

利用ABAQUS有限元分析軟件建模，GFRP管、混凝土、鋼管分別采用實體單元，彼此之間綁定在一起形成一個統(tǒng)一整體，模擬驗證的模型參數(shù)與實驗試件保持一致.由于試驗中各個試件的材料屬性和試驗方案保持一致，故選取其中一個構(gòu)件SJ1的荷載-位移曲線作模型驗證對比分析.如圖2所示，試驗所得荷載-位移曲線與模擬所得曲線的變化趨勢基本一致，說明本文所建模型可以較好地模擬構(gòu)件的受力全過程，所建模型具有可行性.

實驗所得荷載-位移曲線與模擬所得曲線有一定差別，其中，模擬所得曲線沒有下降段，可能是由于鋼管的本構(gòu)采用彈塑性模型導致.其他數(shù)據(jù)可能因為試驗過程中操作、材料單元、網(wǎng)格的劃分以及材料本構(gòu)關系的選取等因素所導致的結(jié)果的差異性，但是誤差不大，可以用于接下來的模擬運算工作.

3.2 有限元分析

3.2.1 試件設計

為了研究長徑比對偏壓作用下GFRP管-混凝土-鋼管組合柱力學性能的影響，采用控制變量的方法，選取偏心距30 mm、GFRP管管壁厚度6 mm、空心率0.6、混凝土強度C30、鋼管厚度5 mm，并選取了3、4、5、6四種長徑比作為對照組，再通過增加GFRP管厚度、增大配鋼率、增大混凝土強度和減小空心率的方法進行橫向?qū)Ρ饶M實驗.試件參數(shù)見表3.

表3 構(gòu)件參數(shù)及分組表

3.2.2 荷載-位移曲線分析

根據(jù)有限元軟件分析的結(jié)果，按照試驗試件破壞的假定原則，即當鋼管等效應力達到其設定的屈服強度或者GFRP管等效應力達到其預設的環(huán)向抗拉強度時，認定試件破壞，計算停止.提取每組試件的荷載-位移曲線，如圖3所示.由圖3中曲線可以看出：每張圖中4條荷載-位移曲線的走向趨勢大體一致；加載初期，曲線的切線斜率較大，隨著荷載的加大，曲線的切線斜率逐漸變小，長徑比大的曲線的切線斜率變小的速率較慢，最后曲線都趨于水平，甚至略有下降；相同荷載作用下，長徑比大的構(gòu)件產(chǎn)生的偏移較大；組合柱長徑比越大，構(gòu)件的極限位移就越大.

圖3 荷載-位移曲線

3.2.3 組間荷載-位移曲線對比

圖4 組間荷載-位移曲線

將每組相同長徑比的構(gòu)件荷載-位移曲線匯總，如圖4所示.由圖中可以看出：各個圖中的5條荷載-位移曲線的分布趨勢大體一致；相同長徑比的情況下，曲線大體重合；當長徑比較小時，減小組合柱的空心率、加大鋼管厚度以及增加GFRP管壁厚都會使組合柱的極限位移得到不同程度的提升，減小空心率對組合柱極限位移的提高效果略好于其他兩種；當長徑比較大時，鋼管厚度的增加對組合柱極限位移的提高效果越來越明顯，減小空心率對組合柱極限位移的提高效果次之，GFRP管壁厚的變化對組合柱極限位移的提高效果微乎其微.

3.2.4 構(gòu)件極限承載力分析

根據(jù)ABAQUS有限元分析軟件得出各個構(gòu)件的極限位移和極限承載力，見表4.由表4可知其他影響因素不變，試件隨著長徑比的增加，五組試件的極限承載力逐漸減小，其中I組的I2的極限承載力比I1降低了3.5%，I3的極限承載力比I2降低了4.8%，I4的極限承載力比I3降低了5.7%.可見，隨著長徑比的不斷增大，構(gòu)件極限承載力降低的幅度逐漸加大.其它各個對比組亦呈現(xiàn)出這樣的規(guī)律.

長徑比-極限承載力曲線如圖5所示.由圖中可知，加大GFRP管壁厚，減小空心率，加大內(nèi)鋼管厚度，以及增大混凝土強度，對組合柱在偏心受壓狀態(tài)下的極限承載力的提升都有著顯著的作用.還可以看出，混凝土強度的改變對組合柱承載力的影響最為顯著，其次是空心率的改變，再次是含鋼率的改變，最后是GFRP外管壁厚的改變.在長徑比偏大時，以上幾種影響因素的改變對組合柱承載力的影響較小，在長徑比較小時對其影響明顯.由于隨長徑比的慢慢增大，組合柱受二階效應的影響越來越大，組合柱的破壞模式由材料破壞向失穩(wěn)破壞轉(zhuǎn)變，而此時增大混凝土強度提高了組合柱的整體剛度，因此極限承載力會得到提高.減小空心率，間接地增大了混凝土的面積，從而也增大了組合柱的整體剛度，使極限承載力得到了提高.

表4 極限承載力

圖5 長徑比-極限承載力曲線

4 結(jié)論

1)GFRP管-混凝土-鋼管組合柱在相同長徑比時，隨著試件的偏心距增加，試件的極限承載力隨之降低.

2)GFRP管-混凝土-鋼管組合柱在相同偏心距荷載作用下，隨著試件長徑比的減小，試件的極限承載力增加；隨著試件長徑比的增加，試件的極限位移也隨之增加，極限承載力卻隨之減小.

3)加大GFRP管壁厚，減小空心率，加大內(nèi)鋼管厚度，以及增大混凝土強度，對DSTC組合柱在偏心受壓狀態(tài)下的極限承載力的提升都有著顯著的作用.

參考文獻：

[1] TENG J G,YU T,WONG Y L,et al.Hybrid FRP-concrete-steel tubular columns:concept and behavior[J].Construction and Building Materials,2007,21(4):846-854.

[2] YU T,TENG J G,WONG Y L,et al.Hybrid FRP concrete steel double-skin tubular columns:an overview of existing research[C].Sessions at the ACI Spring Convention,2008.

[3] WONG Y L,YU T,TENG J G,et al.Behavior of FRP-confined concrete in annular section columns[J].Composites Part B Engineering,2008,39(3):451-466.

[4] YU T,TENG J G,WONG Y L.Stress-strain behavior of concrete in hybrid FRP-concrete-steel double-skin tubular columns[J].Journal of Structural Engineering,2010,136(4):379-389.

[5] 王娟,趙均海,朱倩,等.纖維增強復合材料-混凝土-鋼雙壁空心管短柱的軸壓承載力[J].工業(yè)建筑,2011,41(11):130-133.

[6] 潘雷.鋼管內(nèi)置FRP約束高強混凝土組合短柱軸壓性能的試驗研究[D].廣州:廣東工業(yè)大學,2014.

[7] 曾嵐,李麗娟,陳光明,等.GFRP-再生混凝土-鋼管組合柱軸壓力學性能試驗研究[J].土木工程學報，2014(S2):21-27.

[8] 劉玉雷.GFRP管-混凝土-鋼管混凝土組合柱軸壓性能試驗研究[D].大連:大連理工大學,2014.

[9] 那昱.中空GFRP管-混凝土-鋼管組合柱軸壓尺寸效應研究[D].大慶:東北石油大學,2016.

[10] 黎德光.偏壓PVC-FRP管鋼筋混凝土柱力性能研究[D].合肥:安徽工業(yè)大學,2013.

[11] 張秋坤.GFRP管混凝土構(gòu)件受力性能有限元分析[D].沈陽:東北大學,2014.

[12] 呂仲亮.鋼筋FRP管混凝土偏心受壓構(gòu)件力學性能的研究[D].大慶:東北石油大學,2013.

[13] 王寶立.GFRP管鋼筋混凝土長柱偏壓力學性能研究[D].大連:大連理工大學,2010.

[14] 夏玉民.GFRP管鋼筋混凝土組合構(gòu)件偏心受壓的力學性能研究[D].沈陽:沈陽建筑大學,2011.

[15] 肖建莊,劉勝.鋼管/GFRP管約束再生混凝土柱偏心受壓試驗[J].建筑科學與工程學報,2015,32(2):21-26.