王 代，高丹盈，王勇智

(1．鄭州大學(xué) 新型建材與結(jié)構(gòu)研究中心，河南 鄭州450002;2．中州大學(xué) 工程技術(shù)學(xué)院，河南 鄭州450044)

0 引言

由于纖維增強(qiáng)聚合物(Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP)材料具有較高的強(qiáng)重比及較好的耐腐蝕性等優(yōu)良性能，近年來(lái)被日益廣泛地應(yīng)用于已有結(jié)構(gòu)的外包加固或新建土木工程結(jié)構(gòu)中． 常用的FRP 材料有玻璃纖維增強(qiáng)聚合物(Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP)、碳纖維增強(qiáng)聚合物(Czrbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP)、芳綸纖維增強(qiáng)聚合物(Aramid Fiber Rein-forced Polymer，AFRP)等．新型FRP -混凝土-鋼管組合柱分別由內(nèi)層鋼管、外層FRP 管和二者之間填充的混凝土三部分組成．圓形截面FRP -混凝土-鋼雙壁管柱在軸壓、偏壓荷載及彎曲荷載下的性能已進(jìn)行了較多研究［1-10］，由于內(nèi)外管的約束，核心混凝土的強(qiáng)度和延性均得到較大提高． 一些應(yīng)力-應(yīng)變?cè)O(shè)計(jì)模型被提出，進(jìn)一步證實(shí)FRP -混凝土-鋼管組合柱在不同荷載條件下所具有的優(yōu)良性能．隨著目前建筑向空間的迅猛發(fā)展，該組合柱有著廣闊的應(yīng)用前景，尤其是強(qiáng)震區(qū)高層建筑．

方形截面柱因其可靠的梁柱連接方式及易于裝修等優(yōu)點(diǎn)，目前與圓形柱有著同樣廣泛的應(yīng)用．但是，已有研究?jī)H限于單調(diào)軸壓荷載下的FRP -混凝土-鋼管組合方柱，作為一個(gè)尤其適合應(yīng)用于抗震區(qū)的結(jié)構(gòu)形式，其在循環(huán)荷載下的性能研究顯得更為重要． 文獻(xiàn)［2，8］分別進(jìn)行了該組合圓柱在軸向壓力和循環(huán)水平力聯(lián)合作用下的性能研究，文獻(xiàn)［10］研究了組合圓柱在軸向循環(huán)荷載下的性能，但關(guān)于FRP -混凝土-鋼管組合方柱在循環(huán)軸壓荷載下的研究少有報(bào)道． 筆者進(jìn)行了FRP-混凝土-鋼管組合方柱在循環(huán)軸壓荷載下的試驗(yàn)研究，包括3 組組合方柱試件，重點(diǎn)研究加載方案、內(nèi)鋼管空心率(鋼管外直徑d 與混凝土外邊長(zhǎng)b 之比)、徑厚比(鋼管外直徑d 與鋼管厚度t 之比)對(duì)組合柱軸壓性能的影響．

1 試驗(yàn)概況

1．1 試件設(shè)計(jì)及材料性能

按內(nèi)鋼管規(guī)格不同，制作了3 個(gè)系列共8 個(gè)試件．試件高度500 mm，試件混凝土外邊長(zhǎng)150 mm，倒角半徑20 mm，如圖1 所示．試件具體參數(shù)詳見(jiàn)表1．

圖1 組合方柱橫截面示意圖Fig．1 Transverse section of composite square columns

試件外FRP 管由濕粘法成型，通過(guò)在已硬化的混凝土外表面纏繞2 層CFRP +2 層GFRP 布而成，F(xiàn)RP 提供環(huán)向約束．試件兩端通過(guò)多纏繞3層寬30 mm CFRP 布進(jìn)行增強(qiáng)，防止端部發(fā)生局部破壞．FRP 布材性試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2．混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為50． 8 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度為39 MPa．

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)及主要試驗(yàn)結(jié)果Tab．1 Details of specimen and key test results

表2 FRP 布拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab．2 FRP tension test results

圖2 鋼管軸向應(yīng)力－應(yīng)變關(guān)系曲線Fig．2 Axial stress-strain curves of steel tubes

根據(jù)GB/T 228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》，進(jìn)行了鋼材拉伸試驗(yàn)，結(jié)果如表3 所示．另外，分別進(jìn)行3 種規(guī)格空鋼管軸壓試驗(yàn)，試驗(yàn)時(shí)采用力控方式加載，加載速率在鋼管屈服前為1 kN/s，在鋼管屈服后為0．5 kN/s，得出鋼管的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖2 所示．

表3 鋼材拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab．3 Steel tension test results

1．2 量測(cè)及數(shù)據(jù)采集

在鋼管中高度截面相對(duì)兩側(cè)，分別粘貼兩個(gè)軸向應(yīng)變片和兩個(gè)環(huán)向應(yīng)變片，用于測(cè)量鋼管的應(yīng)變;通過(guò)安裝在試件中高度為270 mm 范圍內(nèi)相對(duì)兩側(cè)兩個(gè)位移計(jì)，量測(cè)組合柱軸向變形．在柱中高度截面FRP 布上，搭接區(qū)外沿纖維方向均勻粘貼4 個(gè)應(yīng)變片，用于測(cè)量柱的環(huán)向應(yīng)變．

本試驗(yàn)的加載設(shè)備為上海某公司生產(chǎn)的YA-3000 電液式壓力試驗(yàn)機(jī)． 試驗(yàn)時(shí)先進(jìn)行預(yù)加載，預(yù)加荷載值為試件極限荷載的10%． 正式加載采用力控、分級(jí)加載的加載制度，每級(jí)加載值為試件極限荷載的10%，每級(jí)荷載穩(wěn)載2 min，當(dāng)荷載到達(dá)極限荷載的90%后，采用連續(xù)緩慢加載，直至試驗(yàn)結(jié)束．所有試驗(yàn)結(jié)果，包括荷載、應(yīng)變和位移均通過(guò)IMP 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)同步記錄．

1．3 加載方案

加載方案均采用完全卸載/再加載的方式，即卸載至荷載為零時(shí)(為了保證試驗(yàn)機(jī)的穩(wěn)定工作，試驗(yàn)中只卸載至荷載為20 kN 處)，再加載至同一循環(huán)的卸載位移值處． 預(yù)設(shè)的卸載位移值根據(jù)相應(yīng)FRP-混凝土-鋼管組合柱的單調(diào)軸壓試驗(yàn)結(jié)果確定，以保證第1 次卸載開(kāi)始時(shí)混凝土的應(yīng)變位于0．001 ～0．003 5 之間，其他4 次卸載值確定便于研究約束混凝土在不同程度塑性變形情況下的卸載/加載響應(yīng)．

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

如試驗(yàn)前預(yù)計(jì)，所有試件均以柱中高度一定范圍FRP 布被拉斷(裂)而破壞，如圖3 所示． 所有FRP-混凝土-鋼管組合柱試件軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4 所示，其中軸向應(yīng)變由柱兩側(cè)兩個(gè)位移計(jì)的讀數(shù)經(jīng)計(jì)算得到．

圖3 試驗(yàn)后的試件XSC1 －3 Fig．3 Specimen XSC1-3 after test

圖4 表明，與單調(diào)軸壓性能相類似［11］，F(xiàn)RP-混凝土-鋼管組合方柱在循環(huán)軸壓荷載下仍具有良好的延性．且循環(huán)軸壓荷載下試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的外包絡(luò)線與相應(yīng)單調(diào)荷載下柱的應(yīng)力-應(yīng)變曲線相吻合，說(shuō)明加載/再卸載對(duì)組合方柱的包絡(luò)線沒(méi)有影響．試件XSC3 -5 外包絡(luò)線與單調(diào)試件XSC3 -1b 差別稍明顯，一是因?yàn)樵嚰SC3-5 成型時(shí)，F(xiàn)RP 與混凝土外表面局部存在脫空區(qū)，造成FRP 沒(méi)有完全發(fā)揮約束作用;二可能與卸載點(diǎn)的設(shè)置有關(guān)．由圖4 還可以看出，循環(huán)加載歷史對(duì)累計(jì)塑性變形的影響，即循環(huán)次數(shù)越多，塑性變形值越大．

2．1 峰值荷載

表1 及試驗(yàn)結(jié)果表明，軸壓循環(huán)荷載下柱試件的極限狀態(tài)與單調(diào)荷載下試件的極限狀態(tài)幾乎相同．峰值荷載較接近，相差最大僅為3．1%，說(shuō)明循環(huán)荷載的加載方式對(duì)FRP-混凝土-鋼管組合方柱的峰值荷載影響不顯著．表1 中試件XSC3-1a 峰值荷載明顯比相同試件XSC3 -1b 小，由于試件成型時(shí)有缺陷，內(nèi)鋼管有輕微傾斜，從而導(dǎo)致柱高度方向混凝土厚度不均勻． 另外，軸向加載、卸載對(duì)組合柱軸向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系影響較小，僅應(yīng)變有所增大． 表1 中第二組和第三組試件空心率不同，徑厚比較接近，但兩組試件峰值荷載接近，平均值相差0．4%，說(shuō)明空心率對(duì)軸向循環(huán)荷載下組合柱峰值荷載影響不大．第一組、第三組試件空心率相同，徑厚比相差較大，兩組試件峰值荷載相差較大，說(shuō)明鋼管徑厚比對(duì)組合柱峰值荷載影響較大．

圖4 組合柱軸向應(yīng)力－軸向應(yīng)變曲線Fig．4 Axial stress-strain curve of composite square columns

2．2 塑性應(yīng)變

材料的塑形應(yīng)變是指當(dāng)應(yīng)力恢復(fù)為0 時(shí)的殘余應(yīng)變．當(dāng)組合柱中鋼管和混凝土達(dá)到一定的值，而這個(gè)應(yīng)變值比鋼管的屈服應(yīng)變大，那么混凝土所產(chǎn)生的塑性應(yīng)變要比鋼管產(chǎn)生的小許多，因?yàn)榛炷恋姆蔷€性是材料破壞即剛度退化的主要因素之一，而鋼管的塑性應(yīng)變幾乎完全依賴它的塑性．因此，在整個(gè)卸載過(guò)程中，鋼管先于組合柱軸向壓力首先達(dá)到0．當(dāng)軸向力完全卸載時(shí)，鋼管會(huì)出現(xiàn)拉應(yīng)力以平衡混凝土中的壓應(yīng)力，此時(shí)，兩種材料間會(huì)發(fā)生粘結(jié)滑移，相對(duì)混凝土，鋼管將縮短更多的長(zhǎng)度． 這樣，當(dāng)組合柱接下來(lái)被重新加載時(shí)，混凝土正好可以立即承受荷載進(jìn)而發(fā)生變形．直至鋼管接觸到承壓板，兩種材料才又發(fā)生相同的軸向應(yīng)變．

圖5 所示為試件XSC1 -3 中鋼管和混凝土軸向應(yīng)變隨時(shí)間的發(fā)展情況，其中鋼管應(yīng)變值來(lái)自于鋼管軸向應(yīng)變片，混凝土應(yīng)變值為軸向位移計(jì)的讀數(shù)．試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了上述現(xiàn)象，尤其是最后一個(gè)循環(huán)(如圖4b，試件XSC1 -3 的第一個(gè)卸載點(diǎn)設(shè)置位于彈性段內(nèi))，并進(jìn)一步表明，組合柱荷載為0 時(shí)的軸向應(yīng)變一般要比混凝土產(chǎn)生的塑性應(yīng)變大，且總是小于鋼管產(chǎn)生的塑性應(yīng)變．

圖5 混凝土和鋼管的軸向應(yīng)變Fig．5 Axial strain of concrete and steel tube

3 結(jié)論

(1)試驗(yàn)研究表明，循環(huán)軸壓荷載對(duì)FRP -混凝土-鋼管組合方柱峰值荷載幾乎沒(méi)有影響，且組合柱在循環(huán)荷載下仍然具有良好的延性． 試驗(yàn)結(jié)果還表明，重復(fù)卸載/再加載循環(huán)對(duì)組合柱的累積塑性變形有一定影響，即隨著循環(huán)次數(shù)增多，塑性變形值增大．

(2)與單調(diào)軸壓性能相似，內(nèi)鋼管徑厚比對(duì)循環(huán)軸壓荷載下組合柱的峰值荷載有較大影響，徑厚比越大，峰值荷載越小．空心率對(duì)循環(huán)軸壓荷載下組合柱的峰值荷載影響不顯著．

(3)由于鋼管和混凝土兩種材料塑性性能的差別，在初始的加載/卸載循環(huán)中，兩種材料的塑性應(yīng)變幾乎是同步的，但隨著循環(huán)次數(shù)的增加，尤其是最后一個(gè)循環(huán)，鋼管的塑性應(yīng)變要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于混凝土的塑性應(yīng)變．

(4)循環(huán)軸向荷載作用下，組合柱試件應(yīng)力-應(yīng)變外包絡(luò)線與相應(yīng)單調(diào)荷載下試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線相接近，因此，已有組合圓柱中混凝土在單調(diào)軸壓下的應(yīng)力-應(yīng)變模型，通過(guò)考慮截面形狀的影響，也許可以較精確預(yù)測(cè)組合方柱中混凝土在循環(huán)軸壓下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的外包絡(luò)線．

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