frp-混凝土-鋼雙壁空心管抗彎性能試驗研究

frp-混凝土-鋼雙壁空心管抗彎性能試驗研究

fp-混凝土雙壁空心管（以下簡稱雙壁空心管）是一種新型結(jié)構組件，由內(nèi)部圓弧管、外部纖維增強纖維配合材料（frp）和兩個管之間的混凝土組成。雙壁空心管可用作承受軸壓力為主的構件,但結(jié)構計算分析、尤其結(jié)構靜動力彈塑性計算時,其彈性彎曲剛度、屈服后的彎曲剛度以及受彎承載力等抗彎性能,是不可缺少的參數(shù)。本文通過3根雙壁空心管試件的抗彎試驗以及試件和12個模型的條帶法計算,研究雙壁空心管的抗彎性能,提出了雙壁空心管截面受彎承載力計算式和用彎曲剛度表示的截面彎矩-曲率曲線三折線模型。1試件的材料和量測點的布置試件的編號為B1、B2和B3,長2m。B1采用碳纖維(CFRP)管,B2、B3采用混雜纖維管?；祀s纖維管的內(nèi)層為CFRP,外層為玻璃纖維(GFRP),兩者的質(zhì)量比為1∶1。試件的FRP管均為常溫固化的螺旋纏繞管,纏繞角度(FRP管的纖維與軸向的夾角)為80°;玻璃纖維為S玻璃纖維,碳纖維類別為T700,纖維的體積含量均為0.75。試件的FRP管內(nèi)壁涂抹環(huán)氧樹脂,粘貼石英砂。所用管材的參數(shù)及實測力學性能見表1。表中,Do、tFRP分別為FRP管的內(nèi)徑和壁厚;Da、ta分別為鋼管的外徑和壁厚。FRP管的抗壓、抗拉強度f、彈性模量E和Poisson比ν分別由FRP環(huán)形試件的軸向抗壓和環(huán)向抗拉試驗得到;f的兩個值分別為屈服強度和極限強度實測值,取抗拉與抗壓強度相同。B1、B2的鋼管中心線與FRP管中心線重合,B3的鋼管中心線與FRP管中心線不重合,鋼管偏向受拉區(qū)。試件的參數(shù)見表2。表中,e為偏心距,取鋼管截面圓心與FRP管截面圓心之間的距離;fc為混凝土軸心抗壓強度試驗值,取fc=0.76fcu,fcu為實測混凝土立方體抗壓強度;fr/fc為纖維特征值,fr為最大徑向約束應力,fr=2fhtFRP/Do,fh為FRP的環(huán)向抗拉強度。本文確定fh的環(huán)形試件從FRP管上截取。由文,fh取環(huán)向拉伸試驗值fh,FRP的1.75倍,即fh=1.75fh,FRP。試件水平放置,兩端為滾軸支座,用一個千斤頂加力,通過分配梁將力施加在試件的三分點位置,使試件中部1/3為純彎。量測包括:荷載、FRP管的軸向和環(huán)向應變、試件跨中和三分點的撓度,試件的伸長變形以及FRP管、鋼管和混凝土之間的滑移。試驗裝置、測點布置見圖1。所有數(shù)據(jù)用計算機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動記錄。2試驗結(jié)果及分析2.1試驗結(jié)果與分析試驗采用單調(diào)連續(xù)加載。加載到45kN左右時,試件內(nèi)發(fā)出噼啪的聲響,實測的跨中彎矩M-撓度δ關系曲線有明顯的拐點,試件的剛度降低,跨中彎矩由實測荷載計算所得。當鋼管開始受拉屈服時,FRP管尚未出現(xiàn)可見的受拉裂縫。FRP管第一條受拉裂縫出現(xiàn)在試件三分點附近;隨荷載增大,FRP管的受拉裂縫增多。加載到70kN左右時,試件頂部發(fā)出聲響,FRP管出現(xiàn)受壓裂縫。試驗結(jié)束時,跨中撓度達到跨度的1/24,荷載仍未下降,試件具有很大的變形能力。試件的FRP管與混凝土之間沒有出現(xiàn)滑移;B1的鋼管與混凝土之間未出現(xiàn)滑移,B2和B3沒有鋼板封堵的一端鋼管與混凝土之間分別有2mm和5mm的滑移量。產(chǎn)生滑移的原因,是彎剪段的縱向剪應力大于鋼管與混凝土之間的粘結(jié)應力。隨著鋼管頂部和混凝土頂部之間距離的增加(B1、B2和B3分別為25mm、38mm和56mm),鋼管與混凝土交界處剪應力增大,鋼管與混凝土之間的滑移量增大。B3破壞后照片如圖2所示。2.2b2b、b3的frp管和鋼管的抗彎承載能力圖3所示為試件的跨中彎矩(M)-撓度(δ)關系曲線。B2、B3的FRP管和鋼管分別相同,但由于B3的鋼管偏向截面的受拉區(qū),截面受拉區(qū)鋼管和受壓區(qū)混凝土的面積大于B2,使B3的抗彎承載能力高于B2。2.3凝土受彎構件B3的跨中彎矩M-環(huán)向應變εh關系曲線如圖4所示。圖4中,y為應變片距梁底的距離,h=Do+2tFRP。圖4表明,與鋼管混凝土受彎構件類似,截面受壓區(qū)的FRP管環(huán)向受拉,FRP管對受壓區(qū)混凝土有約束作用;由于Poisson效應,截面受拉區(qū)的FRP管軸向受拉、環(huán)向受壓;頂部環(huán)向拉應變大于底部環(huán)向壓應變的絕對值;梁頂與中和軸之間的縱向壓應變存在應變梯度,FRP管對受壓區(qū)混凝土的約束作用也隨之變化;梁底與中和軸之間的縱向拉應變也存在著應變梯度,FRP管對受拉區(qū)混凝土沒有約束作用。2.4梁頂和梁底引伸儀滑移分析圖5為不同荷載階段跨中截面沿高度的縱向應變分布。圖中,縱軸為應變量測位置與過FRP管截面圓心水平面的豎向距離H;圖中數(shù)字為荷載與最大豎向荷載Pmax的比值,B1梁頂和B2梁底引伸儀在加載后期掉落。圖5表明,由于B1的鋼管、FRP管和混凝土之間沒有滑移,其應變分布基本符合平截面假定;B2、B3由于鋼管和混凝土之間出現(xiàn)滑移,鋼管底部實測拉應變(圖5b縱坐標-57mm、圖5c縱坐標-75mm處)小于平截面假定應達到的拉應變,隨著滑移量的增大,應變分布不符合平截面的程度加重。2.5混凝土彎矩值mfs3試件的實測受彎承載能力見表3。表3中,Mm為試驗停止時試件的跨中彎矩。采用4種方法確定試件的受彎承載力:Mfs1為受壓區(qū)混凝土最大壓應變達到0.0033時的彎矩值;Mfs2為受拉區(qū)最大拉應變達到0.01時的彎矩值;Mfs3為試件跨中撓度達到L/50(即36mm)時的彎矩值;Mfs4為純彎段在跨中產(chǎn)生的撓度(即試驗所測跨中撓度減去三分點撓度)達到純彎段跨度的1/100(即L/300=6mm)時的彎矩值。3曲線曲線雙壁空心管的截面彎矩-曲率曲線,反映了其抗彎性能,由曲線可以得到雙壁空心管構件截面彎曲剛度變化的全過程。3.1拉-軸壓應力應變關系采用平截面假定和條帶法編制程序計算試件的截面彎矩-曲率關系。雙壁空心管內(nèi)混凝土受壓應力-應變關系采用文模型,如圖6所示。根據(jù)模型的適用范圍,本文采用第2種模型(圖6曲線②,圖中參數(shù)的取值見文)。受拉區(qū)混凝土承受的拉力很小,為簡化,忽略受拉區(qū)混凝土和FRP管的作用。受壓區(qū)FRP管處于環(huán)拉-軸壓受力狀態(tài),采用正交各向異性線彈性應力-應變關系模型,由Tsai-Hill強度準則,受壓區(qū)FRP管軸壓應力大于其軸壓強度后,退出工作;計算時取其實測的軸向抗壓、環(huán)拉E和ν。條帶法計算得到的3個試件的截面彎矩-曲率曲線與試驗結(jié)果示于圖7。圖中試驗曲率由安裝在試件截面頂部和底部引伸儀量測結(jié)果計算得到。受壓區(qū)混凝土最大壓應變達到0.0033時的受彎承載力Mfs列于表4。結(jié)果表明,當鋼管和混凝土之間無滑移(B1)時,受彎承載力的計算值和試驗值、計算曲線與試驗曲線吻合較好;當鋼管和混凝土之間有滑移(B2,B3)時,計算曲線高于試驗曲線,這主要是由于平截面假定高估了受拉區(qū)鋼管的應力。圖中,試件B2在彎矩為21kN·m左右時,FRP管出現(xiàn)樹脂受壓剪切裂縫,荷載略有下降,繼續(xù)加載,荷載上升,曲率加大。工程中鋼管兩端采用鋼板封堵,在鋼管上焊接環(huán)向錨固鋼筋或栓釘?shù)却胧?可以明顯減少鋼管與混凝土之間的滑移?；茖υ嚰孛鎻澗?曲率關系的影響尚需進一步研究。3.2鋼管應變與變形與鋼管混凝土受彎構件類似,雙壁空心管受彎構件的截面彎矩-曲率曲線可分為彈性、彈塑性和強化3個階段。參考文,以FRP對管內(nèi)混凝土開始明顯發(fā)揮約束作用作為構件進入強化段的標志,定義在截面受壓區(qū)邊緣混凝土達到無約束混凝土極限壓應變εu=0.0033時,構件達到其受彎承載力。在推導雙壁空心管截面名義受彎承載力時,采用如下基本假定:1)變形過程中構件截面保持平面。2)忽略受拉區(qū)混凝土和FRP管對抗拉的貢獻。3)截面受壓區(qū)邊緣混凝土壓應變εu取0.0033。4)截面受壓區(qū)混凝土的應力圖形采用等效矩形應力分布。由文應力-應變關系模型,εu為0.0033時,FRP對核心混凝土略有約束作用,經(jīng)分析,其等效抗壓強度f′cm=(1+0.2fr/fc)/fc。5)矩形應力圖的高度x與中和軸高度xn的比值β隨相對受壓區(qū)高度ξn而變化,當ξn≤0.5時,β=0.8;當0.5<ξn≤0.75時,β=1.0667-0.2667。由基本假定,可得計算簡圖如圖8所示。圖8中,θ為圓心角,下腳標x、n、ex、ax′、ax分別表示混凝土等效受壓區(qū)高度對應FRP管圓心、核心混凝土受壓區(qū)高度對應FRP管圓心、鋼管受壓區(qū)高度對應鋼管圓心、鋼管受壓區(qū)進入塑性區(qū)界限點對應鋼管圓心、鋼管受拉區(qū)進入塑性區(qū)界限點對應鋼管圓心;ξ為等效混凝土相對受壓區(qū)高度;截面有效高度h0=ro+ra+e;ε′y、f′a、εy、fa分別為鋼管的受壓、受拉屈服應變和強度;ro、ra分別為FRP管的內(nèi)半徑和鋼管的外半徑;γ′=f′a/(0.0033Ea)、γ=fa/(0.0033Ea)分別為鋼管受壓、受拉屈服應變與受壓區(qū)邊緣混凝土壓應變εu的比值;σc,FRP為FRP管的軸壓應力。取f′a=fa,由截面軸力和力矩平衡,整理后得下列計算式:Ν=C1f′cmAc+C2faAa+C3σc,FRΡAFRΡ?(1)Μfs=C4f′cmAcξh0+C5faAa(ra+e)+C6σc,FRΡAFRΡ(ro+e).(2)式中:A為橫截面面積,下腳標c、a、FRP分別表示混凝土、鋼管和FRP管;C1=[(2θx-sin2θx)r2o-(2θex-sin2θex)r2a]/[2π(r2o-r2a)]；C3=(sinθn-θncosθn)/[π(1-cosθn)]；C4=[0.5(r3o-r3a)-2rocosθn(r2o-r2a)+2rocosθn(r2ocosθx-r2acosθex)+2r2ae(1-cosθex)-0.5(r3ocos2θx-r3acos2θex)]/[πξh0(r2o-r2a)]；C6=(θn-1.5sin2θn+2θncos2θn)ro/[2π(1-cosθn)(ro+e)].ra-e≤γ′ξnh0時∶C2=[0.0033Eaγ′(sinθax-θaxcosθax)+fa(sinθax+πcosθax-π-θaxcosθax)]/[faπ(1-cosθax)]?C5=ra[(0.0033Eaγ′+fa)(θax-0.5sin2θax-2sinθaxcosθex+2θaxcosθaxcosθex)+2πfacosθex(1-cosθax)]/[2π(1-cosθax)(ra+e)].ra-e>γ′ξnh0時∶C2=(θax+θax′-π)/π?C5=ra[θax-θax′+2cosθex(sinθax′-sinθax+θaxcosθax-θax′cosθax′)]/[π(cosθax′-cosθax)(ra+e)]+(sinθax′+sinθax)ra/[π(ra+e)]+racosθex/[π(ra+e)].對于受彎構件,N=0,可推導得等效混凝土相對受壓區(qū)高度ξ,從而得到C4、C5、C6和受彎承載力。C4、C5、C6的計算比較復雜,為便于工程應用,建立受彎承載力簡化計算式。如前所述,鋼管與混凝土之間無滑移時,條帶法計算結(jié)果與試驗結(jié)果符合較好。采用條帶法計算3個試件和12個雙壁空心管計算模型的截面彎矩-曲率曲線,試件和計算模型的參數(shù)以及受彎承載力計算結(jié)果Mfs見表4?；貧w計算結(jié)果,可得:ξ=faAa/(f′cmAck4v+3.3faAa+0.5fc,FRΡAFRΡ)?C4=ξ(ra+e)/ro?C5=1/(1+1.3ξ)?C6=0.088fc,FRΡ/σc,FRΡ.其中fc,FRP為FRP管的軸壓強度。于是,可得雙壁空心管受彎承載力Mfs的簡化計算式為Μfs=f′cmAcξ2h0(ra+e)/ro+faAa(ra+e)/(1+1.3ξ)+0.088fc,FRΡAFRΡ(ro+e).(3)用式(3)計算的3個試件和12個模型的Mfs值列于表4,與條帶法計算結(jié)果之比的平均值為1.013,標準差為0.04,吻合較好。3.3斜截面彎曲剛度將M-ue001φ曲線簡化為三折線,折線的斜率分別為彈性段、彈塑性段和強化段的截面彎曲剛度?；貧w試驗結(jié)果和條帶法計算結(jié)果,得到M-ue001φ曲線的表達式:EΙ=Μφ={EaΙa+0.5(Ec,FRΡΙFRΡ+EcΙc)?0≤Μ≤0.7Μfs；0.1[EaΙa+0.5(Ec,FRΡΙFRΡ+EcΙc)]?0.7Μfs＜Μ≤Μfs；0.015[EaΙa+0.5(Ec,FRΡΙFRΡ+EcΙc)]?Μfs＜Μ.(4)式中:EI為雙壁空心管構件截面的彎曲剛度;I為截面的慣性矩;M為構件所受彎矩。式(4)計算得到試件的M-ue001φ全曲線為圖7中的三折線,試件B1、B2與條帶法計算結(jié)果符合較好。4鋼管與混凝土之間受彎性能1)雙壁空心管受彎時,受拉區(qū)的FRP管環(huán)向受壓、出現(xiàn)受拉裂縫,受壓區(qū)的FRP管環(huán)向受拉、出現(xiàn)受壓裂縫,跨中撓度達到跨度的1/24時承載力尚未下降。2)偏向截面受拉區(qū)設置鋼管,可以提高雙壁空心管構件的受彎承載力。3)采用平截面假