王勇智，王 代，，雷慶強(qiáng)，李趁趁

（1.中州大學(xué) 工程技術(shù)學(xué)院，河南 鄭州 450044；2.鄭州大學(xué) 新型建材與結(jié)構(gòu)研究中心，河南 鄭州 450002；3.中交第一公路工程局橋隧工程有限公司，河北 保定 074000）

纖維增強(qiáng)聚合物（FRP）材料具有許多良好的材料性能，如比強(qiáng)度高，比模量大，良好的耐腐蝕性能和抗疲勞性能等.因此，近年來(lái)，F(xiàn)RP在既有結(jié)構(gòu)的修復(fù)加固以及新建結(jié)構(gòu)中得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用.FRP-混凝土-鋼管組合柱由外FRP管、內(nèi)鋼管及二者之間填充的混凝土三部分組成.關(guān)于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[1-5]，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.

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)，目前與圓形柱有著幾乎同樣廣泛的應(yīng)用.在實(shí)際工程中，軸心受壓是一種較為理想的受力方式，即使理論上設(shè)計(jì)的軸心受壓也可能因?yàn)槭┕て?、混凝土不均勻性及荷載作用位置的不確定性等原因造成一定程度的偏心，因此，對(duì)FRP-混凝土-鋼管組合方柱在偏心荷載作用下受壓性能的研究具有更大實(shí)際價(jià)值.文獻(xiàn)[4]研究了組合圓柱在小偏心距下的力學(xué)性能，但關(guān)于FRP-混凝土-鋼管組合方柱在偏壓荷載下的研究還很有限.本文進(jìn)行了FRP-混凝土-鋼管組合方柱在軸向偏心荷載下的試驗(yàn)研究，重點(diǎn)研究偏心距、FRP布層數(shù)對(duì)組合柱偏壓性能的影響.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

按偏心距的不同，制作了3個(gè)系列共9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，所有試件均采用外徑為76 mm、厚度為4 mm的鋼管.試件具體參數(shù)詳見表1.

混凝土采用同一設(shè)計(jì)配合比，設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C40.澆筑用模板如圖1所示.鑒于外模板和內(nèi)鋼管之間空間較小，試驗(yàn)所有試件均采用人工分層振搗.成型偏心距不為零的兩個(gè)系列FRP外管時(shí)，首先在試件受拉側(cè)（在混凝土澆筑時(shí)已經(jīng)做好標(biāo)記）粘貼軸向FRP布，然后纏繞兩層環(huán)向FRP布.為防止柱頭部分在試驗(yàn)中局部被壓壞，在兩端柱頭處分別環(huán)向纏繞3層增強(qiáng)CFRP布.

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

1.2 材性試驗(yàn)

每個(gè)試件的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度如表1，混凝土軸心抗壓強(qiáng)度49.2MPa.試驗(yàn)中采用的FRP布均為GFRP布，名義厚度0.17 mm，彈性模量160 GPa，抗拉強(qiáng)度2 650 MPa.拉伸試驗(yàn)得到鋼材的屈服強(qiáng)度為331.8 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為465.5 MPa.另外，進(jìn)行了空鋼管的軸壓試驗(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.

1.3 試驗(yàn)量測(cè)與加載

偏心距為零的軸心受壓試件，在鋼管中截面對(duì)稱位置上分別粘貼1個(gè)軸向應(yīng)變片和1個(gè)環(huán)向應(yīng)變片用于測(cè)定鋼管的應(yīng)變.在外FRP布中高度截面搭接區(qū)外粘貼3個(gè)環(huán)向應(yīng)變片量測(cè)組合柱的環(huán)向應(yīng)變；偏心受壓試件，在鋼管中截面對(duì)稱位置分別粘貼1個(gè)軸向應(yīng)變片用于量測(cè)鋼管受拉側(cè)和受壓側(cè)的軸向應(yīng)變.在中高度截面外FRP布4個(gè)側(cè)面上各粘貼1個(gè)軸向應(yīng)變片用于量測(cè)組合柱的軸向應(yīng)變.

對(duì)于偏心距為0的軸心受壓試件，在相對(duì)兩側(cè)對(duì)稱布置2個(gè)位移計(jì)用于量測(cè)組合柱的軸向變形，位移計(jì)標(biāo)距270 mm.對(duì)于偏心受壓試件，在受拉側(cè)（粘貼軸向FRP布的側(cè)面）沿柱高四分點(diǎn)布置3個(gè)橫向位移計(jì)，用于量測(cè)組合柱的側(cè)向變形，如圖2.

試驗(yàn)加載采用200 t電液式壓力試驗(yàn)機(jī).通過(guò)刀口鉸來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)偏心距的控制，首先固定下端刀口鉸于試驗(yàn)機(jī)中心位置，然后在上下承壓板上畫出對(duì)應(yīng)的偏心距刻度線.試件加載前，將試件與壓力機(jī)進(jìn)行精確的幾何對(duì)中與物理對(duì)中，以保證試件盡可能僅承受單向偏心荷載作用，從而實(shí)現(xiàn)試件在對(duì)應(yīng)偏心距下的加載.應(yīng)注意使粘貼軸向FRP布的一側(cè)為受拉側(cè).

嚴(yán)格遵照《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB50152-02)的有關(guān)規(guī)定進(jìn)行試驗(yàn)，應(yīng)變片及位移計(jì)讀數(shù)由IMP動(dòng)態(tài)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集.

圖1 成型試件的模板Fig.1 Formwork for casting concrete

圖2 試件的量測(cè)Fig.2 Measurement of specimens

2 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期，試件表面沒(méi)有明顯變化，隨著荷載的增大，受壓區(qū)開始出現(xiàn)褶皺并有零星響聲，受拉區(qū)FRP布出現(xiàn)白色細(xì)紋，側(cè)向撓度的增長(zhǎng)加快，試件的彎曲變形也越來(lái)越明顯，試件最終因受壓區(qū)混凝土被壓碎、FRP布被撕裂而破壞，見圖3.

2.2 極限承載力分析

承載力對(duì)比如圖4所示，兩個(gè)相同試件極限承載力取平均值.試件 ESC1可以看作偏心距為0的偏壓構(gòu)件，其極限承載力最大.由圖4及表1可知，隨著偏心距的增大，試件的極限承載力逐漸減小.偏心距相同的情況下，軸向粘貼2層FRP布試件的承載力大于粘貼1層軸向FRP布的試件，即同一偏心距下試件極限承載力在一定范圍內(nèi)隨著FRP布層數(shù)的增大而增加，說(shuō)明FRP布對(duì)混凝土的約束作用一定程度上提高了組合柱的承載力.綜合比較分析表明，偏心距的大小對(duì)試件極限承載力的影響起決定性作用.

2.3 側(cè)向撓度分析

試件在不同受力階段的側(cè)向撓度曲線見圖5a），其中縱坐標(biāo)為數(shù)據(jù)采集點(diǎn)位置與柱高的比值， 為數(shù)據(jù)采集時(shí)的荷載與峰值荷載的比值.在加載的初始階段，撓度曲線上下部分基本趨于對(duì)稱，并基本接近正弦曲線，隨著荷載接近最大荷載值，撓度曲線均呈現(xiàn)出距柱底端四分之三高度處撓度最大的現(xiàn)象，可能受試件高度相對(duì)截面尺寸較小的因素影響，且隨著荷載的增大，所有試件各測(cè)點(diǎn)的撓度逐漸增大，當(dāng)荷載達(dá)到極限荷載時(shí)撓度最大.

圖5b）為試件ESC2-1a、ESC3-1a、ESC2-2a、ESC3-2a在極限荷載下側(cè)向撓度沿柱高度變化曲線圖.結(jié)果表明，在外FRP包裹完全相同的情況下，隨著偏心距的增大，試件沿柱高度方向上所有側(cè)向撓度最值增大.在偏心距為15mm的情況下，F(xiàn)RP層數(shù)對(duì)試件側(cè)向撓度影響相對(duì)明顯，即FRP層數(shù)多的試件側(cè)向撓度小；當(dāng)偏心距為30mm時(shí)，兩個(gè)試件側(cè)向撓度變化曲線幾乎重合，說(shuō)明FRP布層數(shù)對(duì)試件側(cè)向撓度基本無(wú)影響.由此發(fā)現(xiàn)，偏心距對(duì)試件側(cè)向撓度的變化起主要作用，F(xiàn)RP布層數(shù)的影響較小，小偏心距下軸向FRP布能夠一定程度上提高組合柱的變形能力.

2.4 軸向應(yīng)變分析

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

圖4 承載力比較Fig.4 Bearing capacity histogram

圖5 側(cè)向撓度變化曲線Fig.5 Lateral deflection curves

偏心距為0的試件ESC1軸向荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線（圖6），其中鋼管軸向應(yīng)變、環(huán)向應(yīng)變和組合柱環(huán)向應(yīng)變分別為相應(yīng)應(yīng)變片讀數(shù)的平均值，組合柱軸向應(yīng)變由兩個(gè)位移計(jì)讀數(shù)平均值經(jīng)計(jì)算得到，以壓應(yīng)變?yōu)檎?由圖6可知，在應(yīng)變隨著荷載變化的過(guò)程中，軸向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變基本呈線性增加，環(huán)向應(yīng)變?cè)黾酉鄬?duì)緩慢，當(dāng)加載至400 kN，軸向應(yīng)變迅速增加，這表明鋼管在軸向已開始屈服，而荷載-環(huán)向應(yīng)變關(guān)系曲線仍維持原來(lái)斜率線性變化.在加載的初始階段，鋼管和組合柱的應(yīng)變曲線基本重合，隨著荷載的增大，鋼管的軸向應(yīng)變大于組合柱的軸向應(yīng)變，而組合柱的環(huán)向應(yīng)變逐漸大于鋼管的環(huán)向應(yīng)變.

圖6 試件ESC1軸向荷載-應(yīng)變曲線Fig.6 Axial load-strain curves of ESC1

圖7 組合柱軸向荷載-軸向應(yīng)變曲線Fig.7 Axial load-strain curves of composite columns

圖7為偏心受壓試件組合柱軸向荷載-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線，應(yīng)變值由FRP布上中截面相應(yīng)位置應(yīng)變片得到.由圖7可知，偏心距大小對(duì)組合柱受壓側(cè)軸向荷載-軸向應(yīng)變曲線影響較為明顯，偏心距大的試件其應(yīng)變值大，且隨著荷載的增加，差值逐漸增加.偏心距大的試件ESC3-1a、ESC3-2a受拉側(cè)軸向荷載-軸向應(yīng)變曲線趨勢(shì)相似，加載開始即為拉應(yīng)變，偏心距小的試件ESC2-1a、ESC2-2a荷載-應(yīng)變曲線則表現(xiàn)為先出現(xiàn)壓應(yīng)變，然后再轉(zhuǎn)為拉應(yīng)變.偏心距相同時(shí)，F(xiàn)RP布層數(shù)對(duì)組合柱受拉側(cè)應(yīng)變影響較為明顯，隨著FRP層數(shù)的增多，拉應(yīng)變值變小，說(shuō)明粘貼的軸向FRP布發(fā)揮其約束作用使得荷載向受拉側(cè)轉(zhuǎn)移，受壓側(cè)應(yīng)變減小.因?yàn)閼?yīng)變片是粘貼在外FRP布上，隨著荷載的不斷增大，F(xiàn)RP布表面將出現(xiàn)細(xì)小裂紋，甚至裂縫，這會(huì)使正巧粘貼于其表面的應(yīng)變片損壞，從而導(dǎo)致部分?jǐn)?shù)據(jù)不能真實(shí)記錄應(yīng)變的變化.應(yīng)在以后的研究中改進(jìn)量測(cè)方法.

3 結(jié)論

1）試件破壞位置主要發(fā)生在受壓側(cè)中上部位置，由于受拉區(qū)FRP的軸向增強(qiáng)，使組合柱的變形能力和承載能力得到一定程度的提高.隨著偏心距的增大，試件的極限承載力明顯下降，偏心距對(duì)試件極限承載力的影響起決定性作用.相同偏心距下，在一定范圍內(nèi)隨著軸向FRP布層數(shù)的增加，試件極限承載力有所增大.

2）偏心距對(duì)試件側(cè)向撓度的變化影響顯著，隨著偏心距的增大，試件側(cè)向撓度最大值增大.軸向 FRP布層數(shù)對(duì)試件的側(cè)向撓度的影響較小，小偏心距下軸向FRP布的增加能夠小范圍地提高組合柱的變形能力.偏心距對(duì)組合柱受壓側(cè)軸向應(yīng)變影響較為明顯，偏心距大的試件其應(yīng)變值也大，且隨著荷載的增加，差值也逐漸增加.偏心距相同的條件下，軸向FRP布層數(shù)多的試件其應(yīng)變值較小.軸向FRP布層數(shù)對(duì)組合柱受拉側(cè)應(yīng)變影響相對(duì)較小.

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