內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱的偏壓力學性能分析

2024-03-05 07:25:10石起振田博宇張耀祖張玉琢

河南城建學院學報 2024年1期

石起振,田博宇,張耀祖,張玉琢

(1.遼寧工程技術大學土木工程學院,遼寧阜新 123000; 2.沈陽建筑大學土木工程學院,遼寧沈陽 110168)

玻璃纖維增強聚合物復合材料(Glass Fiber Reinforced Polymer,GFRP)因輕質高強、可塑性強、耐腐抗疲勞、介電性優越、成本低于其它FRP材料等優勢[1],已在土木工程領域的高層建筑工程、大跨度橋梁工程、海洋工程、地下工程及防護工程中廣為應用[2-3]。目前,相關研究主要集中在由GFRP管外套混凝土或者鋼管混凝土構成的組合柱上[4-9],此類組合柱較普通的鋼管混凝土柱具有更好的力學、耐久、抗震等性能。

內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱是由外置圓鋼管、環形混凝土、內套GFRP管、核心混凝土等4個部分構成(見圖1)。該組合柱各部分能夠高效協同工作:內套GFRP管約束其內部的核心混凝土,可延緩宏觀裂縫的發展,并改善組合柱的塑性與韌性;合理選擇外置圓鋼管與內套GFRP管的壁厚,可減小組合柱的截面尺寸,從而減輕組合柱的自重;環形混凝土可避免或延緩內套GFRP管過早發生局部破壞;外置圓鋼管組合柱比外置GFRP管組合柱的屈服荷載值高;雙管可提高組合柱的承載力,還可作為永久性澆筑模具,減少拆模程序,提高施工速度。潘雷[10]通過軸壓試驗發現內套GFRP管與內置PET管鋼管高強混凝土組合短柱相比,延性較差,但極限承載力提高了13.7%。蔡兆瓊[11]對8根內套GFRP管圓鋼管混凝土組合短柱進行了軸壓試驗,其承載力與延性均隨著GFRP管的直徑、壁厚的增大而增大。李小娟等[12]、石起振等[13]利用有限元模擬軟件對內套GFRP管鋼管混凝土組合柱的軸壓力學性能進行了多參數非線性分析。以上研究均未考慮組合柱的偏心受壓工況,因此,本文利用ABAQUS有限元軟件研究多因素對組合柱偏壓力學性能的影響。

圖1 內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱模型示意圖

1 有限元模型的建立

1.1 各部分本構關系的確定

(1)核心混凝土的本構關系。在環形混凝土本構關系基礎上增加3個套箍系數[13],即

式中:ξs為外置圓鋼管對環形混凝土的套箍系數;ξgfrp為內套GFRP管對核心混凝土的套箍系數。

(2)GFRP材料的本構關系。玻璃纖維斷裂前的應力-應變關系呈線性關系,其數學表達式[12]為

σGf=EGfε,ε≤εGf

σGf=0,ε>εGf

式中:σGf為玻璃纖維應力;EGf為玻璃纖維環向彈性模量;ε為玻璃纖維應變;εGf為玻璃纖維極限應變。

(3)環形混凝土的本構關系。采用劉威[14]提出的混凝土本構關系模型,其數學表達式為

εc=(1 300+12.5f′c)×10-6,η=2

β0=(2.36×10-5)[0.25+(ξ-0.5)7]·(f′c)0.5·0.5≥0.12

(4)鋼材的本構關系。采用二次塑流模型。其本構關系模型的數學表達式[13]為

εe=0.8fyEs,εe1=1.5εe,εe2=10εe1

εe3=100εe1,A=0.2fy/(εe1-εe)2

1.2 網格劃分與力學參數的選取

混凝土和上下蓋板采用C3D8R實體單元。內套GFRP管采用3個Simpson積分點的S4R殼單元,并由單向多層纖維環向纏繞而成(見圖2)。外置圓鋼管采用9個Simpson積分點的S4R殼單元。由于本文有限元模型的各部分材料均為規則幾何形狀,因此直接選擇默認的自適應網格劃分,但需要進一步對默認的種子密度進行修改。考慮計算精度與求解速率,各部分的材料網格密度參數“近似全局尺寸”“最大偏離因子”“最小尺寸控制”均選擇“按占全局尺寸的比例”,并分別設置為30、0.1和0.1。當前后兩次計算結果的網格密度誤差小于1%時,認為本文有限元模型的網格密度合適、網格尺寸選擇合理。

圖2 GFRP材料的方向與多層鋪設情況

為使本文有限元模型與實際組合柱受壓試驗的結果吻合,各材料的重要參數需統一定義。各材料的力學參數采用文獻[11,13,15]中的參數值,即:(1)混凝土。彈性模量E為30.2 GPa;膨脹角Ψ為30°;流動偏心參數ξ為0.1;雙軸、單軸的抗壓屈服應力σb0、σc0均為1.16;拉子午線第二應力不變量的比值Kc為1.67;黏性系數為0。(2)鋼管。屈服強度fy為310 MPa;極限抗拉強度fu為480 MPa;彈性模量Es為207 GPa;泊松比μ為0.263;屈強比σs/σb為1.55。(3)GFRP。平行、垂直纖維主方向的彈性模量E1、E2分別為38.0、7.8 GPa;一層與二層、一層與三層、二層與三層之間的剪切彈性模量G12、G13、G23分別為3.5、3.5、1 GPa;一、二層之間的泊松比μ12為0.28;軸向拉伸XT、壓縮強度XC分別為795、533 MPa;橫向拉伸YT、壓縮強度YC分別為39、128 MPa;軸向剪切SL、拉伸強度ST分別為89、100 MPa。

1.3 接觸關系、分析步、邊界條件與加載方式的設置

選取“有限滑移”模式建立各部分界面的接觸關系(見圖3)。在這些接觸關系中,兩管為主面,內外混凝土為從面,均設置為面面接觸。上下蓋板的外表面中心處各定義一個參考點。將兩個參考點與蓋板之間設為綁定約束,以便設置邊界條件。考慮求解速率與計算精度,最大增長步數設置為1 000,初始時間增量、最大時間增量、最小時間增量分別設置為0.01、0.1、1×10-18。為保證有限元模型快速收斂,全過程采用位移加載。在單向偏壓作用下,利用位移/旋轉邊界條件,設置有限元模型的豎向位移為U1=U2=UR1=UR3=0。

圖3 各部分界面的接觸關系

2 數值模擬結果驗證與分析

2.1 有限元模型的驗證

借鑒文獻[11]中的10組軸心受壓試驗方案(構件B0～B9)建立對應的構件有限元模型。各構件的尺寸均為819 mm×273 mm(高度×直徑),外置圓鋼管的厚度均為7 mm。各構件內套GFRP管的厚度與直徑如表1所示。

表1 各構件內套GFRP管的參數

通過試驗與數值模擬,得到普通鋼管混凝土組合柱(B0)和內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱(B2)在軸壓工況下的失穩破壞模態和荷載-縱向位移曲線(見圖4)。由圖4可以看出,試驗結果與數值模擬結果較為吻合[13]。

(a)普通圓鋼管混凝土組合柱

(b)內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱

試驗結果與數值模擬結果如表2所示。由表2可知:內置不同厚度與直徑的GFRP管的組合柱比普通鋼管混凝土組合柱的極限承載力模擬值提高了3.8%～37.4%;除B5以外,極限承載力試驗值與數值模擬值之間的相對誤差保持在5%以內。因此,利用本文有限元模型研究4個因素對構件的單向偏壓力學性能的影響是可行的。

表2 試驗結果與模擬結果

2.2 機理分析

普通鋼管混凝土組合柱和內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱的單向偏壓荷載-縱向位移曲線如圖5所示。圖5(a)中曲線可分為彈性段OA、彈塑性段AB與下降段BC等3個階段。圖5(b)中,由于GFRP管的存在,曲線的下降段平緩且有變化,曲線可分為5個階段:(1)OA段。由于鋼材的彈性模量、泊松比均遠高于混凝土與GFRP材料,偏壓下的各部分材料在加載初期的應力分布相對均勻,彼此獨立工作,此時曲線呈線性上升趨勢。(2)AB段。持續加載后內外混凝土的應力分布發生改變,尤其是受壓區的混凝土產生變形,導致曲線斜率變小,直到組合柱達到極限承載力。(3)BC段。加載繼續,受GFRP管約束的核心混凝土應力大于環形混凝土。偏心距越大,內外混凝土的應力分布越不均勻,故曲線平緩下降,表明此組合柱具有良好的延性。(4)CD段。持續荷載下GFRP管脆性斷裂后,致使內外混凝土應力分布趨于一致,導致組合柱的承載力急劇下降,曲線下降顯著。(5)DE段。外置圓鋼管隨著內部材料的破壞而逐漸屈服。組合柱的中上部產生“鼓曲”現象,曲線繼續下降,最終組合柱破壞。

(a)普通鋼管混凝土組合柱

(b)內套GFRP管圓鋼管混凝土組合柱

2.3 構件模型參數設計

共設計37個單向偏壓構件模型。其中混凝土強度等級為C40,GFRP管纖維纏繞角度為80°(文獻[13]建議GFRP材料纖維纏繞角度的設置范圍為75°～90°),構件模型各參數如表3所示。

表3 構件模型設計參數

續表

3 影響因素分析

3.1 偏心距影響分析

圖6(a)為構件GJ6、GJ9、GJ12、GJ15、GJ18的荷載-縱向位移曲線。(1)彈性段。當發生相同的側向位移時,對應的荷載值會隨著偏心距的增大而降低。(2)彈塑性段。當發生相同的側向位移時,對應的極限承載力也會隨著偏心距的增大而降低。(3)下降段。曲線顯現波動,原因是核心混凝土受壓后,GFRP管會產生抗拉作用,對核心混凝土的約束作用變大,使其內部裂縫得到緩解。(4)GFRP管斷裂段。GFRP管橫向變形過大,對核心混凝土的約束能力減弱,導致GFRP管快速斷裂。此時曲線呈“跳崖式”下管。(5)外置圓鋼管強化段。曲線下降緩慢,外置圓鋼管發揮作用直至構件被破壞。不同偏心距受壓構件的極限承載力降幅依次為36.1%、45.7%、53.1%、59.6%、64.8%。

圖6(b)為構件GJ1～GJ18的極限承載力隨偏心距變化的曲線。當GFRP管的壁厚一定時,隨著偏心距的增加,曲線逐漸下降,且前期下降比后期下降幅度大。當偏心距達到45 mm時,曲線出現拐點,原因是試件由小偏心受壓破壞轉為大偏心受拉破壞,雙管套箍混凝土的約束作用減弱,極限承載力下降快。此外,GFRP管的壁厚對小偏心構件極限承載力的影響比對大偏心構件極限承力的影響大。因此,內套GFRP管能夠使構件的極限承載力高于普通鋼管混凝土組合柱。

圖6 偏心距對荷載-縱向位移曲線和極限承載力的影響

3.2 鋼管厚度影響分析

圖7(a)為構件GJ5、GJ9、GJ25的荷載-縱向位移曲線。(1)彈性段。曲線完全重疊。(2)彈塑性段。隨著外置圓鋼管壁厚的增加,曲線切線的斜率逐漸變大,持荷時間也隨之延長。原因是外置圓鋼管的壁厚越大,其橫向變形越小,對混凝土的約束能力越強,使構件的極限承載力越高。(3)下降段。曲線光滑、平緩。(4)GFRP管斷裂階段。其破壞時間隨著外置圓鋼管壁厚的增加而提前。(5)外置圓鋼管強化段。外置圓鋼管的壁厚越大,構件的極限承載力越大,此時曲線近乎平行發展。

圖7(b)為構件GJ5、GJ8、GJ11、GJ14、GJ17、GJ19、GJ20、GJ22～GJ26、GJ28～GJ30的極限承載力變化曲線。同一偏心距下的構件極限承載力隨外置圓鋼管壁厚的增大近似呈線性增加。當偏心距為75 mm時,構件極限承載力的增幅達到最大,為19.78%。經計算,當外置圓鋼管的壁厚相同時,隨著偏心距的增大,構件的極限承載力依次遞減。

圖7 外置圓鋼管壁厚對荷載-縱向位移曲線和極限承載力的影響

3.3 GFRP管壁厚影響分析

圖8(a)為構件GJ4～GJ6的荷載-縱向位移曲線。(1)彈性段。曲線幾乎重合。(2)彈塑性段。峰值承載力有所提高,GFRP管的管壁越厚,峰值承載力的提高越顯著。(3)下降段。GFRP管的管壁越厚,水平持荷段越長,說明GFRP管會使構件的極限承載力長時間接近峰值承載力。(4)GFRP管斷裂段。隨著GFRP管壁厚的增加,持荷時間逐漸變長、降幅逐漸變大。(5)強化段。外置圓鋼管發揮顯著作用,此時與GFRP管的壁厚幾乎無關系,曲線近似平行發展。

圖8(b)為構件GJ4～GJ18的極限承載力變化曲線。不同偏心距下的構件極限承載力隨GFRP管壁厚的增加呈非線性增加,每條曲線的發展趨勢均不相同。構件極限承載力的提高百分比與GFRP管的壁厚并非線性關系。

圖8 GFRP管壁厚對荷載-縱向位移曲線和極限承載力的影響

3.4 長徑比影響分析

圖9(a)為構件GJ35～GJ37的荷載-縱向位移曲線。(1)彈性段。隨著長徑比的增大,曲線斜率逐漸減小,外置圓鋼管的屈服速度逐漸加快。構件的縱向位移發展迅速。(2)彈塑性段。曲線切線的斜率變小,但峰值承載力無明顯變化。(3)下降段。曲線重合度高,呈現較長時間的水平階段,原因是長徑比對構件極限承載力的影響不明顯。(4)GFRP管斷裂段。隨著長徑比的增大,曲線下降的幅度逐漸減小。(5)鋼管強化段。構件的縱向位移發展加快,構件的極限承載力小幅增加。

圖9(b)為構件GJ31～GJ33、GJ35～GJ37的極限承載力變化曲線。構件的極限承載力隨著長徑比的增加呈線性小幅下降。經計算,下降幅度分別為2.7%、2.91%。內套GFRP管會使構件的極限承載力有所提高。相較于其他因素,長徑比對構件極限承載力的影響較小。原因是本文模型為小偏壓構件,介于短柱與中長柱之間。