FRP管－混凝土－鋼管組合短柱軸壓性能試驗(yàn)及有限元分析

任慧韜，郭 星，王蘇巖

（大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024）

0 引 言

FRP管－混凝土－鋼管組合短柱是一種由外部纖維復(fù)合材料管（FRP 管）、內(nèi)部鋼管、混凝土3種材料組成的新型組合構(gòu)件［1－4］.該新型組合構(gòu)件中FRP管的主要作用是提供環(huán)向約束力，從而提高組合構(gòu)件承載力和耐久性，F(xiàn)RP 管與鋼管填充混凝土后可作為施工模板，便于施工.內(nèi)部鋼管和外部FRP管使得組合短柱中核心混凝土處于三向受力狀態(tài)，其極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變均得到很大提高，試驗(yàn)表明該組合短柱具有更高的承載能力和抗震性能.

目前，已有學(xué)者對(duì)FRP 管－鋼管新型組合柱開展了研究工作.滕錦光等［4］通過FRP 管－混凝土－鋼管組合柱的軸心受壓試驗(yàn)，分析了FRP 外包層數(shù)的變化對(duì)組合柱軸壓性能的影響；錢稼茹等［5－6］對(duì)該FRP－混凝土－鋼雙壁空心管短柱和長(zhǎng)柱分別進(jìn)行了軸心受壓試驗(yàn)，得到了組合短柱3種典型的破壞形態(tài)和與之相應(yīng)的約束混凝土的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系，并提出了考慮長(zhǎng)細(xì)比的適用于組合長(zhǎng)柱的軸心受壓承載力計(jì)算公式；張冰［7］對(duì)10個(gè)FRP管－高強(qiáng)混凝土－鋼管組合短柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，提出了同時(shí)適用于普通混凝土和高強(qiáng)混凝土組合柱的混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型；余小伍等［8］利用非線性有限元分析軟件ABAQUS對(duì)CFRP－混凝土－鋼管組合柱的軸壓性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明該新型組合柱具有較高的強(qiáng)度和較好的延性.

以上研究主要是針對(duì)FRP 管－混凝土－鋼管空心組合短柱進(jìn)行的，由于實(shí)心組合短柱內(nèi)部混凝土具有可防止內(nèi)部鋼管的向內(nèi)屈曲并可增大整體承載力等優(yōu)點(diǎn)，王俊等［9］對(duì)2根GFRP管－混凝土－鋼管實(shí)心組合短柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)研究，并給出了該組合柱的軸壓承載力計(jì)算公式.本文利用非線性有限元分析軟件ANSYS對(duì)FRP 管－混凝土－鋼管實(shí)心組合短柱進(jìn)行數(shù)值仿真分析，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比.在已建立的有限元模型的基礎(chǔ)上，對(duì)實(shí)心組合短柱開展參數(shù)的敏感性分析，研究FRP管厚度、鋼管厚度和強(qiáng)度、核心混凝土強(qiáng)度等對(duì)實(shí)心組合短柱軸壓性能的影響.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件的設(shè)計(jì)

實(shí)心組合短柱試驗(yàn)共設(shè)計(jì)3個(gè)試件，試件斷面圖如圖1所示.試件參數(shù)主要考慮夾層混凝土種類和夾層混凝土厚度對(duì)組合柱的軸壓性能的影響.鋼管內(nèi)部核心混凝土均采用普通混凝土材料，而夾層混凝土采用自密實(shí)混凝土和普通混凝土兩種類型，夾層混凝土厚度分別采用40 mm 和20 mm 兩種厚度.具體的實(shí)心組合短柱試件設(shè)計(jì)參數(shù)見表1.試件的FRP管厚度為5mm，外直徑為210mm，環(huán)向抗拉強(qiáng)度為430 MPa，環(huán)向彈性模量為24.61GPa，纖維鋪設(shè)角度±57.5°.鋼管采用厚度為2mm，強(qiáng)度為Q235的鋼板卷制焊接而成，外直徑為120 mm，屈服強(qiáng)度為204 MPa，彈性模量為204GPa.核心混凝土采用C30的普通混凝土，其標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值為33.7 MPa.夾層混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，其中普通混凝土材料的標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值為38.6 MPa，自密實(shí)混凝土材料的標(biāo)準(zhǔn)立方體抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)值為40 MPa，柱高為600mm.

圖1 實(shí)心組合短柱橫截面Fig.1 Cross－section of short solid composite columns

表1 實(shí)心組合短柱試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of short solid composite column specimens

1.2 測(cè)點(diǎn)布置和加載裝置

試件制作時(shí)在FRP 管柱中位置的外壁間隔90°、鋼管相應(yīng)位置間隔180°分別粘貼一對(duì)沿軸向和環(huán)向的應(yīng)變片.將鋼管和FRP管用玻璃膠同心固定在預(yù)先找平木板上，待玻璃膠完全凝固后澆筑混凝土，實(shí)驗(yàn)室標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28d，采用分級(jí)加載制度，當(dāng)外部FRP管纖維斷裂時(shí)，立即終止試驗(yàn).試件測(cè)點(diǎn)布置和加載裝置如圖2所示.

1.3 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)在大連理工大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室500t壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，試件加載過程中均有不同程度的爆鳴聲產(chǎn)生，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載約90%時(shí)，柱中附近形成明顯的白紋斷裂區(qū)域，并不斷向柱頂和柱底部分延伸，達(dá)到極限荷載時(shí)，隨著FRP 管巨大的斷裂聲，組合柱發(fā)生破壞，組合柱最終的破壞形態(tài)是除柱端外的柱高范圍內(nèi)FRP 管環(huán)向纖維發(fā)生斷裂，其中柱中位置最嚴(yán)重.

1.4 試驗(yàn)結(jié)果

圖3 實(shí)心組合短柱試件荷載－軸向應(yīng)變曲線Fig.3 Load－axial strain curves of short solid composite columns

圖3為試驗(yàn)得到的實(shí)心組合短柱試件荷載－軸向應(yīng)變曲線，從中可以看出在夾層厚度相同、全截面加載方式下，PT－40－全試件、ZMS－40－全試件的荷載－軸向應(yīng)變曲線基本上重合，二者軸向極限應(yīng)變比值約為1.19，承載力比值約為1.08.由此可見，這兩種夾層混凝土材料對(duì)實(shí)心組合短柱軸壓性能的影響并不大.由圖中ZMS－40－全試件和ZMS－20－全試件的荷載－軸向應(yīng)變曲線對(duì)比可以看出，在夾層材料相同、全截面加載方式下，二者的曲線基本上重合，且軸向極限應(yīng)變比值約為1.41，承載力比值約為1.15.

2 有限元分析

2.1 單元類型和材料模型選取

研究已表明，采用在混凝土表面外包FRP布形成FRP 管和預(yù)制的FRP 管，二者在組合柱中受壓性能差異可忽略不計(jì)［1］.因此，對(duì)于本文研究的實(shí)心組合短柱，忽略FRP管的軸向承載力作用，假定FRP管為僅環(huán)向受拉的線彈性材料［10］，采用4節(jié)點(diǎn)殼單元shell41 模擬FRP 管，通過設(shè)置其關(guān)鍵選項(xiàng)KEYOPT（1）＝1來實(shí)現(xiàn)僅環(huán)向受拉.

采用ANSYS軟件中針對(duì)混凝土的8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元solid65來模擬混凝土，普通混凝土不需設(shè)置實(shí)常數(shù)，選用多線性等向強(qiáng)化模型（MISO）輸入混凝土的材料屬性，泊松比取為0.2.對(duì)于混凝土材料本構(gòu)關(guān)系采用吳剛等的FRP 約束混凝土無軟化段時(shí)的應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系模型［11］.

混凝土采用William－Warnke五參數(shù)破壞準(zhǔn)則，張開裂縫的剪力傳遞系數(shù)取0.5，閉合裂縫的剪力傳遞系數(shù)取0.9.關(guān)閉混凝土的壓碎功能，即設(shè)置混凝土單軸抗壓強(qiáng)度值為－1.

利用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元solid45模擬內(nèi)部鋼管，假定鋼管為各向同性材料，應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系采用理想彈塑性本構(gòu)關(guān)系［10，12］.本文選用ANSYS軟件中的雙線性等向強(qiáng)化模型（BISO）輸入鋼管材料屬性，其中泊松比取0.3.

2.2 有限元模型

試驗(yàn)研究表明：實(shí)心組合短柱中FRP 管、混凝土、鋼管三者之間共同變形情況良好，并未出現(xiàn)明顯的相對(duì)位移，因此本文忽略3種材料之間的相對(duì)滑移，假設(shè)它們相互之間變形協(xié)調(diào)［1，13－14］.在ANSYS軟件中通過GLUE 命令以及直接將夾層混凝土的外表面賦予FRP管屬性的操作來實(shí)現(xiàn)這一設(shè)置.ANSYS有限元模型網(wǎng)格劃分如圖4所示.

結(jié)合試驗(yàn)中實(shí)心組合短柱實(shí)際約束情況，有限元模型中采用一端施加固定端約束、一端施加軸向荷載的約束方式.

圖4 ANSYS有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.4 Meshing of ANSYS finite element model

為了便于加載控制和提高計(jì)算的收斂性，采用位移加載和整體建模方式.設(shè)置總荷載步為1，荷載子步取為50，輸出每一子步的計(jì)算結(jié)果.打開自動(dòng)時(shí)間步長(zhǎng)和線性搜索選項(xiàng)，采用Newton－Raphson平衡迭代法則.采用位移收斂準(zhǔn)則，用位移的無窮范數(shù)控制收斂，本文收斂精度取為3%.

2.3 有限元結(jié)果

實(shí)心組合短柱試件的荷載－軸向應(yīng)變曲線對(duì)比如圖5所示.從中可以看出FRP 管－混凝土－鋼管實(shí)心組合短柱在全截面軸心受壓時(shí)隨著荷載的增加表現(xiàn)出明顯的強(qiáng)化段，試驗(yàn)和計(jì)算曲線大體上均表現(xiàn)出近似的雙線性特征.表2給出了極限承載力和軸向極限應(yīng)變的計(jì)算值與試驗(yàn)值以及二者的比較.極限應(yīng)變計(jì)算值與試驗(yàn)值最大相差16%，極限承載力最大相差4%，說明一方面該組合柱具有承載力高、延性好的特點(diǎn)，另一方面計(jì)算值與試驗(yàn)值比較接近，模擬效果較好.總體來看，數(shù)值模擬得到的實(shí)心組合短柱的荷載－軸向應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線吻合得較好，由此說明，利用ANSYS軟件，通過選擇合適的單元類型、材料屬性和網(wǎng)格劃分等操作，可以較好地模擬FRP 管－混凝土－鋼管實(shí)心組合短柱的軸心受壓性能.

圖5 實(shí)心組合短柱的荷載－軸向應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of load－axial strain curves of short solid composite columns

表2 極限承載力和軸向極限應(yīng)變計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較Tab.2 The comparison of experimental and calculated values for ultimate capacity and axial ultimate strain

3 組合柱的軸壓性能影響因素分析

基于以上有限元分析，本文設(shè)計(jì)12個(gè)試件，分析FRP厚度、鋼管厚度和強(qiáng)度、核心混凝土強(qiáng)度等因素對(duì)試件軸壓性能的影響.各試件的FRP管內(nèi)直徑為200mm、柱高為600 mm，F(xiàn)RP 管的物理參數(shù)、鋼管彈性模量以及夾層混凝土的強(qiáng)度和彈性模量均參照PT－40－全試件取值.各組試件的幾何參數(shù)和物理參數(shù)見表3.

表3 各組試件的幾何參數(shù)和物理參數(shù)Tab.3 Geometric and physical parameters of all specimens

圖6為各組試件的荷載－軸向應(yīng)變關(guān)系曲線，從圖6（a）可以看出，F(xiàn)RP管的厚度對(duì)實(shí)心組合短柱軸壓性能具有顯著的影響，隨著FRP管厚度的增加，實(shí)心組合短柱的極限承載力有很大程度的提高，但是極限應(yīng)變卻變化不大，這與空心組合短柱變化規(guī)律稍有不同［12］；圖6（b）給出了鋼管厚度的變化對(duì)實(shí)心組合短柱軸壓性能的影響，曲線第一線性階段斜率和組合柱的彈性階段承載力均隨著鋼管厚度的增加而略有增加，原因是鋼管彈性模量比核心混凝土的大很多，鋼管厚度增加使得組合柱的整體彈性模量增加.同時(shí)可以看出，鋼管厚度的變化并不影響實(shí)心組合短柱荷載－軸向應(yīng)變曲線第二線性階段的斜率，對(duì)實(shí)心組合短柱極限應(yīng)變的影響也不大.從圖6（c）可以看出鋼管強(qiáng)度對(duì)實(shí)心組合短柱軸壓性能的影響與鋼管厚度對(duì)其影響是相似的.隨著鋼管強(qiáng)度的增加，實(shí)心組合短柱彈性階段承載力增加，第二線性階段斜率和極限應(yīng)變并無明顯變化.不同之處在于，鋼管強(qiáng)度的改變不會(huì)對(duì)實(shí)心組合短柱的初始剛度產(chǎn)生影響.從圖6（d）可以看出，核心混凝土強(qiáng)度的增加會(huì)導(dǎo)致實(shí)心組合短柱彈性階段承載力的增大，但對(duì)第二線性階段的斜率影響不大.

綜上所述，所有試件的荷載－軸向應(yīng)變曲線均表現(xiàn)出連續(xù)的近似雙線性特征，并且除B 組試件外，其他各組試件第一線性階段基本上重合，即短柱的初始軸壓剛度基本相同.對(duì)于第二線性階段，各參數(shù)的影響并不相同.FRP管厚度的增加會(huì)導(dǎo)致試件第二線性階段斜率的增大，即表現(xiàn)出強(qiáng)化的線性特征.而鋼管強(qiáng)度和厚度的增加對(duì)實(shí)心組合短柱的影響規(guī)律大致相同，都不會(huì)影響第二線性階段的斜率.

圖6 各組試件的荷載－軸向應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.6 Load－axial strain curves of all specimens

4 結(jié) 論

（1）通過合理選擇單元類型和材料參數(shù)，建立FRP管－混凝土－鋼管實(shí)心組合短柱有限元模型，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性和有效性.

（2）通過參數(shù)的敏感性分析發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)RP 管厚度對(duì)實(shí)心組合短柱的軸壓性能影響顯著，特別是第二線性階段的斜率和極限承載力，而鋼管厚度和強(qiáng)度對(duì)實(shí)心組合短柱的影響規(guī)律比較相似，對(duì)第二線性階段斜率均無影響，其中鋼管厚度對(duì)實(shí)心組合短柱的初始剛度略有影響，核心混凝土強(qiáng)度對(duì)極限承載力有較大影響.

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