BFRP管混凝土柱抗震性能研究

李紅健， 陳林聰， 寧西占

(華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021)

近年來，我國對跨海大橋、海上鉆井平臺、海上風力發(fā)電機組等海上工程結構進行了積極開發(fā)，但是復雜的海洋環(huán)境也對工程結構的性能提出了更加嚴格的要求。由于海水中富含大量的氯離子, 極易導致結構發(fā)生鋼管、鋼筋銹蝕和混凝土碳化，從而對結構的使用性能產生嚴重危害。新興的纖維增強復合材料(fiber reinforced polymer，FRP)管混凝土結構有效利用了FRP管耐腐蝕的優(yōu)點，混凝土在FRP管的包裹下，橫向變形受到約束，承載能力和延性大幅提高，適用于海上工程結構。然而，由于傳統(tǒng)的FRP材料不可避免地存在一些缺陷，如碳纖維FRP(carbonfiber reinforced polymer，CFRP)材料價格昂貴，難以大規(guī)模進行推廣；芳綸纖維FRP(aramidfiber reinforced polymer，AFRP)的蠕變率較大[1],會使結構在長期工作中發(fā)生較大變形；玻璃纖維FRP(glassfiber reinforced polymer，GFRP)耐堿性相對較差,不適合應用于海洋環(huán)境中。我國近些年來自主研發(fā)的玄武巖纖維(basalt fiber reinforced polymer，BFRP)，在價格、蠕變率、耐堿性等方面性能優(yōu)異，可有效解決目前FRP混凝土結構中存在的部分問題[2]。因此對于BFRP管混凝土結構的研究就顯得十分必要。

目前國內外學者在BFRP管混凝土結構的研究中取得了一定進展。巫文君等[3]對BFRP管混合配筋混凝土柱進行了軸壓試驗研究，并給出了軸壓承載力公式。陳亮[4]、肖培杰[5]研究了外BFRP管-再生混凝土-內鋼管組合結構的軸壓性能和抗震性能。王海良等[6]采用軸壓試驗方法考察了多參數對BFRP管混凝土柱軸壓性能的影響情況。李信峰[7]對BFRP管混凝土進行偏壓試驗，得到了偏心率、BFRP管厚度、長徑比對構件偏壓性能的影響規(guī)律。張景杭等[8]研究了BFRP加固RC柱的軸壓性能，考察了多參數對其受力性能的影響情況。葛尹[9]研究了不同橡膠含量、加固方案下BFRP增強混凝土梁的抗沖擊性能。Ding等[10]探討了不同長細比下BFRP管在軸向拉壓荷載下的力學性能，同時得到了預測較大長細比BFRP管抗壓強度的穩(wěn)定方程。Lü等[11]對BFRP管內填椰子纖維混凝土結構進行了軸壓試驗，考察了BFRP管對試件的承載力和延性的增強效果。Xia等[12]、Ma等[13]研究了BFRP管混凝土結構在單調、循環(huán)軸向荷載下的受力性能和破壞模式。然而，目前關于BFRP管約束鋼筋混凝土組合結構的破壞機理和抗震性能的研究較為少見。

為此，本文首先通過低周反復加載試驗探討在不同BFRP管厚度和軸壓比下BFRP管鋼筋混凝土柱的抗震性能和破壞模式。然后，采用OPENSEES建立組合柱的數值模型，在驗證了模型的合理性之后，對其他參數展開分析，考察長細比、縱筋直徑和屈服強度對BFRP管鋼筋混凝土柱抗震性能的影響規(guī)律，為該類結構在海洋結構工程中的實際應用提供了一定的研究基礎。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本研究中，試件尺寸和配筋形式一致，BFRP管的內徑d均為300 mm，試件的有效高度L均為940 mm，試件如圖1所示。圖2為試驗所用的BFRP管，管材與底座為固結，BFRP管在加載過程中僅提供約束作用，未參與受壓。共制作了9個試件，試件參數如表1所示。表1中：試件Z1～Z7為BFRP管鋼筋混凝土柱；試件X8與試件Y9分別為鋼筋混凝土柱與鋼管混凝土柱。

圖1 試件尺寸和配筋Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens

圖2 BFRP管Fig.2 BFRP tube

表1 試件參數Tab.1 Parameters of specimens

1.2 材料性能

養(yǎng)護28 d與試驗時混凝土立方體的抗壓強度分別為36.1 MPa,50.1 MPa。BFRP材料抗拉強度ft=2 310 MPa，彈性模量E=85 GPa，延伸率δ=2.84%。鋼管的屈服強度fy=258 MPa, 極限強度fu=435 MPa，彈性模量E=205 GPa。鋼筋的拉伸試驗結果如表2所示。

表2 鋼筋力學性能Tab.2 Mechanical properties of steel rebars

1.3 加載設備和測量方案

加載設備如圖3所示。加載時，軸向壓力由豎向千斤頂控制，水平荷載由水平作動器控制。另外，采用地錨螺栓的方式，將地梁錨固于地面。同時，在地梁兩側平行于加載方向安裝2個千斤頂防止地梁滑移。

圖3 試驗加載設備Fig.3 Test loading device

試件的測量方案如圖4所示。為了解縱筋的屈服以及發(fā)展過程和內部混凝土是否發(fā)生剪切變形，在柱底縱筋和箍筋上布置了應變片；為獲取試件的實際變形，在試件加載點(即加載柱頭的幾何中心)處安裝激光位移計J；同時，為觀測試驗過程中地梁是否出現水平滑移和豎向翹曲現象，在地梁處布置位移計D1和D2。

圖4 試件測量方案Fig.4 Measurement scheme of the specimens

1.4 加載制度

本試驗的加載制度由變形控制，依據JGJ/T 101—2015《建筑抗震試驗方法規(guī)程》[14]，加載制度具體為：

(1)首先進行軸向壓力預加載，檢查設備及量測裝置是否正常運行。確保無誤后將數采系統(tǒng)中各通道數值清零，將軸向壓力加至目標值。

(2)當位移角θ<1/100時，循環(huán)加載1次，當位移角θ≥1/100時，循環(huán)加載3次。當承載力降至85%峰值荷載或試件發(fā)生嚴重破壞時，及時停止加載，試驗結束。圖5為水平荷載具體加載制度。

圖5 加載制度Fig.5 Experimental loading regime

2 試驗結果分析

2.2 破壞現象

本次試驗共9個試件，均發(fā)生彎曲破壞，其中試件Z5、試件Z6的加載過程存在問題，試驗結果不參與對比。根據結構類型的不同，破壞現象分三類進行總結。

2.1.1 BFRP管鋼筋混凝土柱破壞現象(試件Z1～Z7)

當位移角θ<1/100時，試件表面均無明顯破壞現象。當θ=1/100時，縱筋發(fā)生屈服，底部纖維出現橫向裂紋；當θ=1/75,θ=1/50時，聽到BFRP管表面有輕微的纖維撕裂聲；當θ=1/50，θ=1/35時，達到峰值荷載，底部纖維橫向裂紋數量增多、長度延伸、范圍變大，出現持續(xù)的纖維撕裂聲；當θ=1/25,θ=1/20時，聽到刺耳的撕裂聲，此時底部纖維完全撕裂，暴露出混凝土。軸壓比和BFRP管厚度的改變對試件的破壞過程影響不太明顯。破壞形態(tài)如圖6所示。

圖6 BFRP管鋼筋混凝土柱破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of reinforced concrete-filled BFRP tube columns

2.1.2 鋼筋混凝土柱破壞現象(試件X8)

當θ<1/150時，試件無明顯破壞現象。當θ=1/150時，柱底左側首次出現水平裂縫，此時縱筋發(fā)生屈服；當θ=1/100時，混凝土裂縫迅速向水平、豎向發(fā)展；當θ=1/75,θ=1/50時，荷載達到峰值，柱底有少量混凝土剝離；當θ=1/25時，柱底兩側有大面積混凝土剝落和鋼筋露出的現象。破壞形態(tài)如圖7所示。

圖7 鋼筋混凝土柱破壞形態(tài)Fig.7 Failure patterns of reinforced concrete column

2.1.3 鋼管混凝土柱破壞現象(試件Y9)

當θ<1/100時，試件無明顯破壞現象。當θ=1/100時，鋼管底部區(qū)域發(fā)生屈服；當θ=1/75時，試件的縱筋發(fā)生屈服；當θ=1/35,θ=1/20時，鋼管底部從出現略微鼓曲，到鼓曲程度逐漸增大，最后形成類似于象腿狀的鼓曲形態(tài)。在θ=1/20加載完成后，承載力尚未降至85%峰值荷載，但地梁出現大量裂縫，試件與地梁之間間隙較大，因此為了確保試驗安全，停止加載。破壞形態(tài)如圖8所示。

圖8 鋼管混凝土柱破壞形態(tài)Fig.8 Failure patterns of concrete-filled steel tube column

2.2 滯回曲線

各試件的滯回曲線見圖9。由圖9可見：

(1)試件的滯回環(huán)均比較飽滿，其中試件Y9的滯回環(huán)呈飽滿的梭形，其余試件由于黏結滑移效應導致滯回環(huán)在一定程度上呈現出捏攏現象。

(2)由圖9(a)～圖9(d)可知，試件的承載力隨著軸壓比的增大顯著提高，滯回環(huán)的形狀發(fā)生較大變化，卸載后殘余變形較大。

(3)由圖9(b)、圖9(e)可見，隨著BFRP管厚度的增加，滯回曲線趨于飽滿，所圍面積也越大，耗能能力增強，同時峰值荷載也有所提高，其原因是BFRP管厚度的增大使其對內部混凝土的約束效應增強，受力性能有所提高。

(4)由圖9(b)、圖9(f)可知，與試件X8相比，試件Z2的承載能力和耗能性能均有大幅提高。這是由于BFRP管的套箍約束效應限制了內部混凝土的開裂和剝落，使結構的承載力和變形能力得以有效改善。

(5)由圖9(b)、圖9(g)可知，與試件Z2相比，試件Y9滯回環(huán)所圍面積更大，耗能能力更強，峰值荷載也有大幅提高。這是因為鋼管為彈塑性材料，相比于脆性材料BFRP管，在加載過程中參與耗能，同時BFRP管的彈性模量較小，在加載過程中發(fā)生較大變形，影響了管材的約束效果。因此BFRP管相較于鋼管，對管內混凝土的約束效應要弱化許多。

2.3 骨架曲線

圖10為各試件加載點處的骨架曲線，相應特征點如表3所示，通過對比可知：

(1)軸壓比從0.2增大至0.5，試件屈服荷載分別增長了23.1%，36.7%，53.7%，試件峰值荷載分別增長了21.8%，33.0%，52.1%，屈服位移小幅提高，但延性和極限位移有所減小。

(2)BFRP管厚度從8 mm增大至12 mm，試件的屈服荷載和峰值荷載分別增長了10.9%，11.8%，但屈服位移、極限位移以及延性變化不大。BFRP管厚度的增大對試件承載力的改善程度有限，主要原因是BFRP管在受力過程中發(fā)生較大變形，影響了約束效果。

(3)與試件X8相比，試件Z2的屈服荷載和屈服位移分別增長了25.8%，78.2%，峰值荷載和極限位移分別增長了27.4%，52.4%。X8試件的下降段明顯變陡，表明試件的變形能力和剛度嚴重削弱。這是由于BFRP管的約束作用大幅提高了內部混凝土的變形性能和承載能力。

(4)試件Y9的剛度明顯大于試件Z2，其原因是鋼管的彈性模量明顯大于BFRP管；且與試件Z2相比，試件Y9的峰值荷載增長了116.0%。

圖10 試件骨架曲線Fig.10 Skeleton curves of specimens

表3 骨架曲線特征點Tab.3 Characteristic points of skeleton curves

2.4 強度退化

強度退化是指在同一位移角下，試件強度隨著循環(huán)次數增多而降低的現象。采用強度退化系數來衡量構件強度的衰減程度，其計算公式為[15]

1、葉面追肥可使作物通過葉部直接得到有效養(yǎng)分，而采用根部追肥時，某些養(yǎng)分常因被土壤固定而降低植株對它們的利用率。

Φi=Pj-i/Pj-1

(1)

式中,Pj-i，Pj-1分別為在第j級位移幅值下、第i次循環(huán)與第1次循環(huán)的峰值荷載。

試件強度退化情況見圖11。由圖11可知，強度退化系數隨位移角θ的增大有所降低，其原因是在往復荷載下混凝土發(fā)生了開裂、壓碎等連續(xù)損傷現象。

圖11 試件強度退化情況Fig.11 Strength degradation of specimens

從圖11(a)可以看出，具有高軸壓比的試件的強度退化更為明顯，這是由于軸壓力的增大會加速受壓區(qū)混凝土及縱筋的損傷過程。由圖11(b)可見，隨著BFRP管厚度的增大，試件的強度衰減變慢。由圖11(c)可知，試件Z2的強度穩(wěn)定性優(yōu)于試件X8，但比試件Y9的略差，表明BFRP管可更有效地延緩試件的強度退化，但其約束作用弱于鋼管。

2.5 剛度退化

在試件的往復加載時，試件的剛度變化是其滯回性能發(fā)生改變的直觀表現。試件的剛度由滯回環(huán)的割線剛度表示，即每級位移下第1循環(huán)中峰值荷載點與原點所成直線的斜率，其計算公式為[16]

Ki=Fi/Δi

(2)

式中：Ki為割線剛度;Fi為每級加載位移下第一循環(huán)中的峰值荷載;Δi為Fi對應的位移角。

試件剛度的退化情況如圖12所示。由圖12可知，試件剛度均隨位移角的增大而逐步降低，且試件在加載初期剛度退化較為明顯，但隨著位移角的增大，剛度下降趨于緩和。從圖12(a)可以看出，高軸壓比的試件初始剛度較大，同時后期剛度退化也較快。從圖12(b)可以看出，增加BFRP管厚度可在一定程度上提高試件的初始剛度，但對剛度退化過程影響微弱。由圖12(c)可知，當位移角小于1/150，試件X8與試件Z2正向初始剛度相差較大，可能是在小位移角加載時存在一定誤差。當位移角大于1/150時，與試件X8相比，試件Z2的剛度退化變緩，這是由于BFRP管的約束效應有效抑制了內部混凝土裂紋的延伸、貫通；與試件Y9相比，試件Z2剛度較小，但加載后期，剛度退化規(guī)律較為接近，說明BFRP管和鋼管對試件剛度退化速率的影響程度相當。

圖12 試件剛度退化情況Fig.12 Stiffness degradation of specimens

2.6 耗能性能

耗能性能反映了結構在往復荷載作用下耗散能量的能力。本文通過累積耗能Ea以及等效黏滯阻尼系數he來綜合評估結構的耗能性能。

各試件的等效黏滯阻尼系數he如圖13所示。由圖13可見，除了試件X8，其余試件的曲線走勢一致，當位移角較小時，試件處于彈性，耗能較低，曲線上升緩慢；隨著位移角增大，試件進入塑性，內部損傷加重，耗散能量較大，曲線增長速度加快。由圖13(c)可知，試件X8相比其余試件，其滯回環(huán)更加豐滿。

表4 不同位移角下耗能Tab.4 Energy dissipation at different displacement angles

圖13 等效黏滯阻尼系數Fig.13 The equivalent viscous damping ratio

3 有限元建模與驗證

本章將借助有限元軟件OpenSees模擬BFRP管鋼筋混凝土柱的抗震性能，從而為進一步研究其抗震性能奠定基礎。

本研究中，混凝土采用OpenSees中的Concrete04模型模擬，其特征點參數利用Lam等[17]本構計算得到，該模型可以考慮BFRP管和箍筋對內部混凝土的共同約束效應，BFRP管未單獨建模，已在混凝土本構中對其約束作用進行考慮；鋼筋選用Steel02模型，該模型可以考慮鋼筋的應變硬化。構件采用梁柱纖維單元模擬，單元及截面劃分如圖14所示。本章以試件Z1-Z4、Z7的試驗結果為基礎，通過對比滯回曲線和峰值荷載來驗證所建立的有限元模型的有效性。

圖14 有限元建模Fig.14 Finite element modeling

表5給出了有限元模擬得到的峰值荷載與試驗結果的對比。表5中：Pe為試驗值；Pn為模擬值。從表5中可以看出，各試件峰值荷載誤差基本在10%以內，表明該數值模型可以較準確的預估各試件的峰值荷載。

表5 峰值荷載的模擬值與試驗值對比Tab.5 Comparison of simulated value and experimental value of peak load

圖15給出了模擬得到的滯回曲線與試驗滯回曲線的對比。從圖15中可知，在初始階段，數值模擬得到的剛度較大；但整體上曲線吻合較好。這是由于試件在混凝土的澆筑過程中存在不同程度的初始缺陷。隨著位移角不斷增大，試驗誤差逐漸減小，剛度趨于一致。

圖15 滯回曲線對比Fig.15 Comparison of hysteretic curve

4 參數擴展分析

影響B(tài)FRP管混凝土柱抗震性能的因素較多，受客觀條件的限制，試驗只考慮了部分參數的影響。為了對試驗進行補充，本章將采用經試驗結果驗證的數值模型對其余影響參數進行研究，以期較為全面的掌握組合柱的滯回性能。由于試件Z2的軸壓比適中，且模擬結果與試驗結果吻合程度較高，因此以試件Z2的數值模型(記為Z2-M)為基礎，以試驗中尚未涉及的參數(即長細比、縱筋直徑和屈服強度)為研究變量，研究不同變量對組合柱抗震性能的影響情況。其中Z2-M的參數水準為：λ=12.53，d=14 mm，fy=462.6 MPa。

4.1 長細比

圖16給出了長細比不同時組合柱的滯回曲線、骨架曲線和累計耗能的對比。由圖16(a)和圖16(b)可知，長細比的增大使組合柱的滯回曲線變得較為瘦長，極限位移顯著提高，而峰值荷載和剛度大幅減小。另外，長細比較大時，峰值位移也較大，下降段平緩，變形能力較好。

由圖16(c)可知，組合柱的累積耗能隨著長細比的提高有所減小，其原因是長細比大的試件較柔，在往復荷載下試件損壞嚴重，耗能能力差，因此減小長細比可以在一定程度上增強組合柱的耗能性能。

圖16 長細比對滯回曲線、骨架曲線、累積耗能的影響Fig.16 Effect of slenderness ratio on hysteretic curve, skeleton curve and cumulative energy dissipation

4.2 縱筋直徑

圖17給出了縱筋直徑不同時組合柱的滯回曲線、骨架曲線和累計耗能的對比。由17(a)可知，縱筋直徑的增大提高了滯回環(huán)的飽滿程度，試件的耗能能力有所改善，各試件滯回曲線的形狀未發(fā)生明顯的改變，曲線具有較高的相似度。圖17(b) 表明組合柱的峰值荷載隨著縱筋直徑的增大顯著提高，峰值荷載之后曲線下降段較為平緩。

圖17(c)表明組合柱的累積耗能隨縱筋直徑的增大而顯著提高，其原因是縱筋直徑的增大相當于提高了截面的含鋼率，縱筋屈服時進入塑性的面積增大，當組合柱發(fā)生相同位移時可以耗散更多的能量。同時縱筋直徑的增大使縱筋屈服時發(fā)生更大的塑性變形，對于組合柱的整體耗能有所提高。因此增大縱筋直徑可以在一定程度上改善組合柱的耗能性能。

圖17 縱筋直徑對滯回曲線、骨架曲線、累積耗能的影響Fig.17 Effect of diameter of longitudinal bar on hysteretic curve, skeleton curve and cumulative energy dissipation

4.3 縱筋屈服強度

圖18給出了縱筋屈服強度不同時組合柱的滯回曲線、骨架曲線和累計耗能的對比。由圖18(a)和圖18(b)可知，提高縱筋屈服強度可以同時提高組合柱滯回曲線的飽滿程度和峰值荷載。在彈性階段，縱筋屈服強度較高的試件，其曲線斜率較大，表明組合柱的初始剛度隨縱筋屈服強度的增大而有所提高。曲線下降段的斜率基本一致，表明結構的變形能力與卸載剛度基本相同。

由圖18(c)可知，隨著位移角θ增大，縱筋屈服強度較大的試件，耗能增長較快?？v筋屈服強度的提高，使組合柱的屈服位移有所增大，因此組合柱在塑性階段的累積耗能有所滯后；當位移角θ達到最大時，配置高強縱筋的試件的累積耗能明顯大于縱筋屈服強度較小的試件。

圖18 縱筋屈服強度對滯回曲線、骨架曲線、累積耗能的影響Fig.18 Effect of yield strength of longitudinal bar on hysteretic curve, skeleton curve and cumulative energy dissipation

5 結 論

本文采用試驗與模擬相互補充的方法探討B(tài)FRP管混凝土柱的破壞模式和抗震性能，得到結論如下：

(1)BFRP管鋼筋混凝土柱均發(fā)生彎曲破壞，最終破壞時底部纖維完全撕裂，暴露出混凝土。試件的滯回環(huán)都比較飽滿，由于黏結滑移效應導致滯回環(huán)存在少許的捏攏現象。

(2)軸壓比的增大顯著提高了試件的承載力以及耗能性能，降低了變形能力，加快了強度以及剛度退化；BFRP管厚度的增大使試件的承載力和耗能性能小幅提高，強度退化放緩，主要原因是BFRP管在加載過程中發(fā)生較大變形，因此在實際應用中應更加注重發(fā)揮管材良好的抗拉性能以及耐腐蝕性能。

(3)與鋼筋混凝土柱相比，BFRP管鋼筋混凝土柱的承載力、極限位移、累積耗能有較大提高，同時強度和剛度退化速度有所緩解；與鋼管混凝土柱相比，其承載力和累積耗能大幅降低，強度以及剛度退化速度較快，抗震性能差距較大，其原因是鋼管為彈塑性材料，相比于脆性材料BFRP管，在加載過程中參與耗能，同時BFRP材料彈性模量小，在受力過程中變形較大，導致BFRP管相較于鋼管，其約束效果不佳。

(4)數值分析表明：長細比的增大使組合柱的滯回曲線變得更為瘦長，整體剛度、峰值荷載、累積耗能大幅降低，同時極限位移明顯增大；增大縱筋直徑和提高縱筋屈服強度均可使得滯回曲線愈加飽滿，初始剛度、承載力以及累積耗能也得到有效提高。