預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱軸心受壓力學(xué)性能研究*

王宇豪 劉德貴，2 王 寧 馬京京

(1.西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院， 四川綿陽(yáng) 621010；2.工程材料與結(jié)構(gòu)沖擊振動(dòng)四川省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川綿陽(yáng) 621010)

隨著可持續(xù)發(fā)展觀和綠色環(huán)保觀深入人們的思維，鋼-木組合結(jié)構(gòu)在未來(lái)發(fā)展中具有很大潛力。木材是可再生資源，在使用周期后可還原到自然中去，而混凝土在生產(chǎn)過(guò)程中和在使用周期后，均會(huì)對(duì)環(huán)境造成巨大污染。同時(shí)木材具有輕質(zhì)、強(qiáng)度高、耐用性良好和能被快速簡(jiǎn)單地組裝等優(yōu)點(diǎn)[1]。但木材的缺點(diǎn)也十分明顯，各向異性的特性導(dǎo)致其纖維方向和垂直于纖維方向力學(xué)性能差距較大，且木材受拉、受剪破壞具有脆性破壞性質(zhì)，而受壓、受彎具有塑性破壞性質(zhì)[2]。鋼材具有高強(qiáng)、輕質(zhì)、力學(xué)性能良好等優(yōu)點(diǎn)，但構(gòu)件的截面尺寸小、構(gòu)件細(xì)長(zhǎng)且板件柔薄，因此容易出現(xiàn)整體失穩(wěn)或局部失穩(wěn)[3]。

鋼-木組合結(jié)構(gòu)能充分發(fā)揮鋼材和木材這兩種建材的優(yōu)點(diǎn)，對(duì)于鋼-木組合柱而言，內(nèi)填木材很好地限制了鋼管向內(nèi)屈曲變形和局部屈服等現(xiàn)象，增加了鋼管的剛度；同時(shí)鋼管對(duì)木材提供了有效的圍壓，起到了約束作用，減少了木材向外鼓脹變形。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于鋼-木組合柱的研究也十分重視。王香云[4]為克服FRP加固木柱后發(fā)生應(yīng)力嚴(yán)重滯后、承載力提高較小和加固效果不足等現(xiàn)象，分別采用鋼帶和鋼筒加固木柱，軸心受壓試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼帶加固木柱的加固效果不明顯，只能略微提高組合柱的承載力，加固效果不及FRP加固；鋼筒加固木柱具有顯著的效果，其強(qiáng)度、剛度的提升遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于FRP和鋼帶對(duì)木柱加固提升的效果。趙東拂等[5]以彎折鋼筋結(jié)合木肢柱及橫梁抵抗水平側(cè)向力為思路，設(shè)計(jì)了三組不同形式的鋼筋綴件鋼-木組合柱，采用低周往復(fù)試驗(yàn)與ABAQUS有限元分析結(jié)合并互相驗(yàn)證的方法，分析結(jié)果表明，鋼筋綴件的參數(shù)包括彎曲形式、彎曲尺寸與交叉連接等改變對(duì)鋼-木組合柱試件的滯回曲線、骨架曲線、延性系數(shù)、剛度退化及耗能性能等抗側(cè)力性能影響較大，同時(shí)建立有限元模型可較為準(zhǔn)確地模擬鋼-木組合柱在低周往復(fù)試驗(yàn)中力學(xué)性能的改變。異形柱有利于施工時(shí)的安裝定位，可作為框架結(jié)構(gòu)或框架剪力墻結(jié)構(gòu)的角柱，李威等[6]設(shè)計(jì)了一種角鋼-集成材L形組合柱，為探究其力學(xué)性能，分別設(shè)計(jì)兩組不同邊寬度的角鋼和一組等截面矩形柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，角鋼-集成材L形組合柱的承載能力和剛度更大，適當(dāng)增加角鋼邊寬度也可有效提高承載力。Tohid Ghanbari Ghazijahani等[7-8]分別在圓形、矩形截面的鋼管外側(cè)全包CFRP和內(nèi)側(cè)填充木材，并進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，結(jié)果表明，CFRP和木材分別限制了鋼管的向外和向內(nèi)屈曲，保證了組合構(gòu)件整體的穩(wěn)定性。冷彎型鋼結(jié)構(gòu)在地震中易發(fā)生屈曲破壞，Ali Awaludin等[9]提出用螺栓將木材層壓板固定于C形截面、Z形截面和雙C形截面冷彎鋼的腹板處制作為組合柱，并進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，分析結(jié)果表明，組合構(gòu)件外荷載的增加是非組合構(gòu)件的1.4～6.7倍；同時(shí)提出了屈服荷載、長(zhǎng)細(xì)比和木材壓碎荷載三者間的關(guān)系。為減輕鋼管混凝土的重量，使得它們更有益于作為建筑單元，Amin Nabati等[10]探索性地提出了木芯鋼管混凝土，即將不同截面的木芯置于鋼管中心，間隙用混凝土填充，再將整個(gè)試件用不同層數(shù)CFRP全包，分析其軸心抗壓性能，結(jié)果表明增加木芯截面面積和CFRP的包裹不僅能提升試件的延性性能而且能減輕整體的重量；木材的使用會(huì)減弱試件的剛度，但CFRP的包裹很好地彌補(bǔ)了這一缺陷。Qiao等[11]將包含木節(jié)和未包含木節(jié)的木柱填入方鋼管，同時(shí)在方鋼管外側(cè)包裹CFRP布形成鋼管方木柱，并對(duì)該組合柱進(jìn)行了軸心抗壓試驗(yàn)，分析結(jié)果表明，組合柱的承載力和延性分別優(yōu)于純木柱和空心方鋼管，但組合柱的承載力卻低于純木柱和空心方鋼管承載力的總和。

然而上述所提出的組合方式中，木材所受的約束屬于“被動(dòng)約束”，只有在木材充分膨脹的情況下，鋼材才開(kāi)始發(fā)揮約束作用，即鋼材高強(qiáng)的性能未能充分發(fā)揮，存在嚴(yán)重應(yīng)力滯后的現(xiàn)象。為解決這一問(wèn)題，提出了一種預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱，通過(guò)對(duì)薄壁鋼筒施加環(huán)向預(yù)應(yīng)力而形成套箍作用，為核心木柱提供主動(dòng)約束，保證木柱處于主動(dòng)的三向受壓狀態(tài)，進(jìn)而提高豎向構(gòu)件的承載力和變形能力。該新型豎向構(gòu)件能有效避免木材因腐朽侵蝕、蟲(chóng)蟻蛀蝕和干縮開(kāi)裂等造成的損傷，減少在使用過(guò)程中對(duì)木柱的維修和加固，適用于新建房屋中。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)設(shè)計(jì)了2組預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱和1組CFRP布包裹預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱，作為對(duì)比試件制作了2組純木柱和2組薄壁圓鋼筒，共7組試件進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，其具體參數(shù)如表1所示。

表1 試件基本參數(shù)

預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱具體制作流程為：1)將木材按設(shè)計(jì)要求制作成圓木柱，并在其縱向精加工出兩條弧形小槽；2)把木柱置于鋼管中，在木柱的開(kāi)槽位置處定位打孔，同時(shí)貫穿木材和鋼材；3)在打孔處按壓鋼管發(fā)生變形，使其能完全貼合木柱的兩條弧形小槽；4)用帶孔弧形鋼條墊于打孔處并用螺栓拉緊，使鋼材表面產(chǎn)生環(huán)向預(yù)應(yīng)力，對(duì)木材提供主動(dòng)約束。CFRP布包裹預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱是在鋼-木組合圓形柱的基礎(chǔ)上，每間隔一定距離包裹一層CFRP布，搭接長(zhǎng)度為圓形截面周長(zhǎng)的一半。由于鋼材彈性模量大于木材彈性模量，且厚度較薄，易受壓屈服，故在設(shè)計(jì)時(shí)鋼管兩端內(nèi)縮10 mm，試件設(shè)計(jì)詳圖如圖1所示。

a—橫截面； b—T-S立面； c—C-T-S立面； d—試件實(shí)物。

1.2 材料性能

本次試驗(yàn)?zāi)静臑槿∽杂谕豢脴?shù)木的香樟木，根據(jù)GB/T 1935—2009《木材順紋抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方法》[12]和GB/T 1939—2009《木材橫紋抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方法》[13]的規(guī)定，截取尺寸為20 mm×20 mm×30 mm的縱向、徑向和弦向基本試塊各6塊，并分別在試塊正、側(cè)表面粘貼一對(duì)橫向和豎向應(yīng)變片，通過(guò)軸心抗壓試驗(yàn)獲取試塊的抗壓強(qiáng)度、彈性模量和泊松比，統(tǒng)計(jì)結(jié)果如表2所示。薄壁鋼為Q235圓鋼管，根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[14]進(jìn)行材性試驗(yàn)，得到鋼材的屈服強(qiáng)度為228 MPa。

表2 木材基本屬性

1.3 預(yù)應(yīng)力的施加

在鋼材和木材高度方向的1/3和2/3處，分別橫向和豎向粘貼一對(duì)應(yīng)變片，以對(duì)試驗(yàn)過(guò)程中材料的應(yīng)變進(jìn)行采集(圖2)。將預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱放置于平臺(tái)上，擰緊對(duì)拉螺栓，靜置一段時(shí)間后讀取鋼材上橫向應(yīng)變片的數(shù)據(jù)。本次試驗(yàn)采用鋼材的屈服應(yīng)變約為1.1×10-3，通過(guò)控制螺栓的松緊程度使得鋼材上所有橫向應(yīng)變片讀數(shù)約為1.10×10-4，即鋼材產(chǎn)生的橫向拉預(yù)應(yīng)力度k為0.1。

圖2 應(yīng)變片布置示意

1.4 加載裝置及方案

試驗(yàn)在30 t萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，采用位移控制加載速度，加載速度為0.5 mm/min。按照GB/T 50329—2002《木結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[15]中的規(guī)定實(shí)施加載。試驗(yàn)按預(yù)載—正式加載—卸載的程序開(kāi)展。在試驗(yàn)臺(tái)豎向放置一個(gè)型號(hào)為YHD-100的位移計(jì)采集豎向位移，在試驗(yàn)臺(tái)托盤(pán)上放置一個(gè)壓力傳感器采集外荷載，鋼材和木材上的應(yīng)變通過(guò)型號(hào)為DH3816N的應(yīng)變箱進(jìn)行采集。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及破壞特征

T-1和T-2破壞模式均為明顯的剪切破壞，但T-1為上部發(fā)生破壞，而T-2為下部發(fā)生破壞。加載初期，木柱微弱間斷地發(fā)出輕微的聲響，其表面并無(wú)任何變化，這是由于木材受壓，其內(nèi)部的空隙被擠壓密實(shí)所致。當(dāng)外荷載升至85%Pmax左右時(shí)，木柱內(nèi)部發(fā)出間斷的聲響。當(dāng)外荷載降至90%Pmax左右時(shí)，木柱發(fā)出連續(xù)清脆的響聲，期間伴有撕裂聲，同時(shí)伴隨著橫向裂縫的出現(xiàn)。當(dāng)外荷載降至75%Pmax左右時(shí)，木柱發(fā)出巨大的響聲，且橫向裂縫快速發(fā)展，導(dǎo)致木柱發(fā)生了明顯的錯(cuò)動(dòng)。最終裂縫處的木纖維被壓潰，木柱失去承載能力而破壞。其破壞形態(tài)如圖3a、3b所示。

S-1和S-2破壞模式均為邊緣發(fā)生鼓曲而失效，但S-1為上邊緣發(fā)生鼓曲，而S-2為下邊緣發(fā)生鼓曲。加載初期，鋼筒無(wú)明顯變化，當(dāng)荷載升至55%Pmax左右時(shí)，邊緣開(kāi)始輕微屈曲。當(dāng)荷載降至90%Pmax左右時(shí)，邊緣鼓曲加劇，但仍然有部分區(qū)域未發(fā)生屈服。當(dāng)荷載降至40%Pmax左右時(shí)，邊緣完全屈曲，整體呈“象腳”狀鼓曲。其破壞形態(tài)如圖3c、3d所示。

a—T-1破壞模式； b—T-2破壞模式； c—S-1破壞模式； d—S-2破壞模； e—T-S-1破壞模式； f—T-S-2破壞模式； g—CFRP布斷裂； h—C-T-S破壞模式。

T-S-1和T-S-2破壞模式均為中部發(fā)生嚴(yán)重鼓曲而破壞。加載初期，僅為木柱與壓頭接觸，試件整體無(wú)明顯變化，當(dāng)荷載升至90%Pmax時(shí)，試件內(nèi)部間斷性發(fā)出噼啪聲，且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)。當(dāng)荷載升至94%Pmax左右時(shí)，木柱被完全壓縮，壓頭同時(shí)與木材和鋼材接觸，此后木材與鋼材共同構(gòu)成受壓主體。當(dāng)荷載升至Pmax時(shí)，試件中部鋼材鼓曲，兩側(cè)鋼條發(fā)生明顯彎曲。當(dāng)荷載降至87%Pmax時(shí)，試件整體彎曲，中部鋼材呈現(xiàn)出“象腳”狀鼓曲，同時(shí)木材發(fā)生連續(xù)的劈裂聲。最終試件因內(nèi)部木纖維的壓潰和外部鋼材的屈曲，導(dǎo)致整體失去承載力而破壞。其破壞形態(tài)如圖3e、3f所示。

C-T-S的破壞模式為上部和下部發(fā)生嚴(yán)重鼓曲而破壞，整體呈“S”型。加載初期，木柱為受壓主體，試件整體無(wú)明顯變化，當(dāng)荷載升至73%Pmax左右時(shí)，鋼材上部發(fā)生鼓曲，木柱發(fā)出清脆的劈裂聲，CFRP布由于拉緊而發(fā)出了響聲。當(dāng)荷載升至90%Pmax左右時(shí)，木材和鋼材共同作為受壓主體承受外荷載。當(dāng)荷載升至96%Pmax左右時(shí)，鋼材上部發(fā)生明顯鼓曲，同時(shí)側(cè)向鋼條也彎曲變形，兩者共同大變形導(dǎo)致CFRP布部分被拉斷(圖3g)。荷載降至86%Pmax左右時(shí)，鋼材下部發(fā)生鼓曲，伴隨著CFRP布斷裂的聲響，試件上部和下部朝著反方向鼓曲，整體呈“S”型。其破壞形態(tài)如圖3h所示。

2.2 結(jié)果匯總

主要試驗(yàn)結(jié)果匯總于表3。其中Pmax為極限荷載；εt+為木材橫向峰值應(yīng)變；εt-為木材豎向峰值應(yīng)變；εs+為鋼材橫向峰值應(yīng)變；εs-為鋼材豎向峰值應(yīng)變；DI為延性指標(biāo)。

表3 主要試驗(yàn)結(jié)果

2.3 荷載-位移

通過(guò)試驗(yàn)獲取了各個(gè)試件的Pmax，結(jié)果如圖4所示。T-1和T-2平均Pmax為107.1 kN，S-1和S-2平均Pmax為55.4 kN，T-S-1和T-S-2平均Pmax為188.7 kN，C-T-SPmax為202.3 kN。由結(jié)果可知，相較于純木柱和薄壁鋼筒Pmax之和162.5 kN，T-S和C-F-S的Pmax分別提高了16.12%和24.49%，這是由于鋼材給予的主動(dòng)圍壓大幅提高了構(gòu)件的承載力，而在參考文獻(xiàn)[11]中，組合構(gòu)件Pmax卻小于鋼材和木材的Pmax疊加之和。

圖4 不同試件的極限荷載

各個(gè)試件的荷載-位移曲線如圖5所示，觀察曲線可以發(fā)現(xiàn)，在彈性階段，T-1、T-2、S-1和S-2的斜率明顯小于T-S-1、T-S-2和C-T-S的，即抗壓剛度更小，穩(wěn)定性更差。進(jìn)入塑性階段后，T-1、T-2、S-1和S-2上升至Pmax然后快速下降，試件整體失去承載力而破壞；然而T-S-1、T-S-2和C-T-S進(jìn)入塑性階段后，經(jīng)過(guò)一個(gè)類似于塑性流動(dòng)的過(guò)渡段，此時(shí)外荷載幾乎不變，位移繼續(xù)增加。鋼材受壓后，曲線斜率變大從而繼續(xù)上升直至Pmax，然后開(kāi)始緩慢下降，最終歷經(jīng)約18 mm的位移而整體破壞。預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱在加載過(guò)程中表現(xiàn)出了良好的穩(wěn)定性，殘余強(qiáng)度明顯優(yōu)于純木柱。

圖5 荷載-位移曲線

2.4 荷載-應(yīng)變

所有試件中鋼材和木材應(yīng)變隨荷載變化關(guān)系曲線如圖6所示，其中正應(yīng)變?yōu)槭芾?，?fù)應(yīng)變?yōu)槭軌?。加載初期，T-S-1、T-S-2和C-T-S中木柱相較于T-1和T-2增長(zhǎng)斜率更陡，應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)非常緩慢，鋼材給予木材的圍壓限制了木材形變的發(fā)生；同時(shí)T-S-1、T-S-2和C-T-S中木材和鋼材均呈線性增長(zhǎng)，發(fā)展趨勢(shì)較為接近，表現(xiàn)出了良好的一致性和協(xié)調(diào)性。

a—木材； b—鋼材。

T-S-1、T-S-2和C-T-S中木柱的屈服應(yīng)變遠(yuǎn)小于T-1和T-2的應(yīng)變，而所有試件中鋼材塑性應(yīng)變較為接近，這與其本身纖薄的性質(zhì)有關(guān)，鋼材與壓頭接觸后很快便屈服。進(jìn)入塑性階段后，T-S-1、T-S-2和C-T-S中鋼材較先屈服，此時(shí)兩種材料的應(yīng)變不再同步，但發(fā)展趨勢(shì)基本一致。到達(dá)峰值應(yīng)變后，組合構(gòu)件曲線稍有下降，而T-1、T-2、S-1和S-2曲線迅速跌落。C-T-S的εt+和εs+分別為3.921×10-3和5.159×10-3，均大于其余試件。

2.5 延性指標(biāo)

為對(duì)比分析各個(gè)試件從屈服開(kāi)始到達(dá)最大承載能力或到達(dá)以后而承載能力還沒(méi)有明顯下降期間的變形能力，采用延性指標(biāo)(DI)來(lái)表征變形能力[10]，其計(jì)算式為：

(1)

式中：δ0.85為Pmax跌落至0.85Pmax所對(duì)應(yīng)的位移；δy1為1.33×δe。如圖7所示，δe為線彈性階段進(jìn)入塑性階段斜率發(fā)生變化所對(duì)應(yīng)的位移。

圖7 延性指數(shù)示意

計(jì)算結(jié)果如圖8所示，T-S-1、T-S-2和C-T-S的DI均有大幅度提升，相較于純木柱，預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱和CFRP布包裹預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱的DI分別提升了268.73%和340%，且純木柱和鋼筒的DI相加也仍然小于組合柱的。

圖8 不同試件的延性指標(biāo)

3 有限元分析

3.1 模型建立

試件的數(shù)值模擬采用有限元分析軟件ABAQUS，木材采用8結(jié)點(diǎn)線性六面體的三維單元C3D8R進(jìn)行模擬，鋼材采用三維拉伸殼單元進(jìn)行模擬，兩種材料間的法向接觸采用“硬接觸”描述，切向接觸采用“靜摩擦-動(dòng)摩擦指數(shù)衰減”描述[16]，動(dòng)靜摩擦系數(shù)μs=0.237，μk=0.201，dc=3[17]。螺栓通過(guò)連接截面中的轉(zhuǎn)換器單元實(shí)現(xiàn)，用控制點(diǎn)耦合螺孔中的節(jié)點(diǎn)區(qū)域，再對(duì)控制點(diǎn)施加連接力，達(dá)到了簡(jiǎn)化螺栓的目的。CFRP布采用殼單元進(jìn)行模擬，將其視為彈性體，并采用“綁定”命令對(duì)CFRP布和鋼材間的自由度進(jìn)行約束[18]。CFRP布的彈性模量Ecf=2.4×105MPa，抗拉強(qiáng)度f(wàn)cf=3.5×103MPa，泊松比μFRP=0.3。

鋼材是一種各向同性材料，采用ABAQUS中的“各向同性”(Isotropy)來(lái)定義鋼材彈性和塑性階段的屬性。木材是一種各向異性材料，采用ABAQUS中的“工程常數(shù)”(Engineering Constant)來(lái)定義木材彈性階段的材料特性，而塑性階段采用各向異性Hill屈服準(zhǔn)則[19]進(jìn)行判定，應(yīng)力表達(dá)式為：

(2)

式中：σx、σy、σz、τxy、τyz、τxz為木材上某一點(diǎn)的應(yīng)力；Fii(i=1,2,3)和Nij(i≠j=1,2,3)為常數(shù)，可根據(jù)以下公式計(jì)算：

式中：σii和σij分別為軸向、徑向和弦向的屈服正應(yīng)力和屈服剪應(yīng)力；σ0為參考屈服應(yīng)力；Rij為屈服強(qiáng)度系數(shù)，計(jì)算式為式(4)，在當(dāng)前的有限元研究中，R11=1，R22=R33=0.119，R12=R13=R23=0.435[20]，定義了該值后，一旦材料進(jìn)入塑性，ABAQUS按流動(dòng)準(zhǔn)側(cè)計(jì)算塑性應(yīng)變的發(fā)展。

(4)

3.2 結(jié)果分析

通過(guò)對(duì)有限元模型進(jìn)行單調(diào)靜力加載，得到有限元和試驗(yàn)對(duì)比荷載-位移曲線(圖9)以及加載結(jié)束后的應(yīng)力分布(圖10)。對(duì)比分析荷載-位移曲線，在彈性階段，有限元曲線剛度大于試驗(yàn)曲線；進(jìn)入塑性階段至鋼材受壓以前，這一階段木材已經(jīng)屈服，外荷載的增加主要由圍壓所提供，在有限元模擬中，核心木柱被認(rèn)為是一種連續(xù)體，且與薄壁鋼筒的接觸均勻，兩者的整體性更好，造成了有限元曲線斜率明顯大于試驗(yàn)曲線；鋼筒受壓后，曲線上升到達(dá)峰值點(diǎn)，S-T和C-T-S的Pmax分別為199.8 kN和209.8 kN，誤差為5.88%和3.71%。

圖9 有限元和試驗(yàn)對(duì)比荷載-位移曲線

分析發(fā)現(xiàn)有限元模型在彈性階段的斜率更大，且第一次趨于平緩時(shí)外荷載更大，這是由于有限元模型中木材和鋼材完全接觸，兩者間沒(méi)有空隙，導(dǎo)致試件整體剛度更大。有限元計(jì)算Pmax為210.20 kN，與試驗(yàn)結(jié)果誤差為11.42%，加載結(jié)束后的應(yīng)力云與試驗(yàn)所得一致，均為試件中部發(fā)生鼓曲破壞而失效。

3.3 預(yù)應(yīng)力度對(duì)承載力的影響

為研究預(yù)應(yīng)力度k對(duì)承載力的影響，在有限元模型中，以鋼材表面初始預(yù)應(yīng)力大小為變量，分別建立k=0,0.1,0.2,0.3和0.4的S-T和C-T-S組合柱構(gòu)件，通過(guò)單調(diào)靜力加載獲取各個(gè)模型的Pmax，其結(jié)果如表3所示。未施加預(yù)應(yīng)力(k=0)有限元模型，其Pmax小于施加預(yù)應(yīng)力(k0)的有限元模型，即鋼材產(chǎn)生的橫向預(yù)應(yīng)力有效提升了試件的Pmax，保證試件有更高抵抗外部荷載的能力。當(dāng)0

表4 不同預(yù)應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

4 約束效應(yīng)

對(duì)于鋼-混凝土柱而言，混凝土和鋼材間的相互作用是一個(gè)影響組合柱力學(xué)性能的重要因素，類似地，鋼材和CFRP對(duì)核心木柱提供的約束也起到了重要作用。因此，約束效應(yīng)系數(shù)λ[21]的概念被提出，因存在鋼材對(duì)木材提供的環(huán)向預(yù)應(yīng)力，故對(duì)原算式進(jìn)行修正，修正后的計(jì)算式如下：

2ξcf0≤k≤0.4

(5)

式中：ξs為鋼筒約束效應(yīng)因子；ξcf為CFRP約束效應(yīng)因子；As為鋼筒截面面積；fy為鋼筒屈服強(qiáng)度；At為木柱截面面積；ftk為木材順紋抗壓強(qiáng)度；Acf為CFRP截面面積；fcf為CFRP抗拉強(qiáng)度；Es為鋼筒彈性模量；Ecf為CFRP彈性模量；μs為鋼筒泊松比；k為預(yù)應(yīng)力度。

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果繪制出是否包裹CFRP布對(duì)應(yīng)λ和Pmax的關(guān)系曲線，如圖11a所示，隨著CFRP布的包裹λ和Pmax增加，這是因?yàn)镃FRP和鋼筒共同對(duì)核心木柱提供了更有效的約束。同時(shí)根據(jù)有限元結(jié)果繪制出T-S和C-T-S關(guān)于不同k對(duì)應(yīng)λ和Pmax的關(guān)系曲線，如圖11b和11c所示，隨著k的增加λ也隨之增加。在一定范圍內(nèi)，越大的環(huán)向預(yù)應(yīng)力能提供越大的主動(dòng)約束，更有益于提升構(gòu)件的承載力；但過(guò)大的環(huán)向預(yù)應(yīng)力會(huì)造成薄壁鋼筒螺栓孔附近區(qū)域屈服，削弱了加固效果，導(dǎo)致Pmax下降。

a—CFRP對(duì)Pmax和λ的影響； b—λ對(duì)T-S結(jié)果的影響； c—λ對(duì)C-T-S結(jié)果的影響。

5 結(jié) 論

1)通過(guò)螺栓拉緊的方式對(duì)薄壁圓鋼筒施加環(huán)向拉應(yīng)力，給予了核心木柱主動(dòng)的約束，保證木柱處于三向軸壓的狀態(tài)，有效避免了鋼材應(yīng)力滯后的現(xiàn)象，從而充分利用了材料優(yōu)良的性能，提升了組合構(gòu)件整體的力學(xué)指標(biāo)。

2)預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱和包裹CFRP布預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱相較于純木柱，延性指標(biāo)DI提高了268.73%和340%，剛度和殘余強(qiáng)度也更優(yōu)良；極限荷載Pmax大于薄壁鋼筒和核心木柱的總和，均分別提高了16.12%和24.49%。

3)分別對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱和CFRP包裹預(yù)應(yīng)力鋼-木組合圓形柱進(jìn)行了有限元分析，相較于試驗(yàn)結(jié)果，Pmax誤差為5.88%和3.17%。有限元分析結(jié)果顯示，鋼材環(huán)向的預(yù)應(yīng)力度k等于0.1,0.2和0.3時(shí)，Pmax逐漸上升，但增幅較??；當(dāng)鋼材環(huán)向的預(yù)應(yīng)力度k為0.4時(shí)，Pmax下降顯著，但仍然大于k為0的試件。

4)鋼材約束了木材的向外鼓屈，同時(shí)木材限制了鋼材的向內(nèi)彎曲。兩種材料間的約束關(guān)系由約束效應(yīng)系數(shù)λ定義。CFRP布和鋼材共同作用使得λ增加；隨著預(yù)應(yīng)力度k的增加，λ也增加。