玻璃纤维增强复材管约束纤维增强自密实活性粉末混凝土长柱轴压性能试验研究*

2022-02-03祝明桥董嘉睿

工业建筑 2022年9期

祝明桥董嘉睿李智

(1.湖南科技大学土木工程学院，湖南湘潭 411201； 2.湖南科技大学湖南省智慧建造装配式被动房工程技术研究中心，湖南湘潭 411201)

纤维增强复材(FRP)有较高的比强度、良好的耐腐蚀性能、可设计性、弹性性能[1]，在结构加固领域得到了广泛的应用。以Amran、滕锦光、范向前等为代表的多名国内外学者指出了玻璃纤维增强复材(GFRP)管材具有自重轻、耐腐蚀[2-4]，可有效避免钢材锈蚀问题。FRP管约束混凝土柱作为一种新型的组合结构，其构造方法和力学性能的研究成为了重点和难点。

在GFRP约束混凝土柱试验研究方面，Li等探讨了不同纤维缠绕角度GFRP短柱的破坏模态,认为应对纤维缠绕角度在不同受力情况下的失效区域进行合理的设计[5]；张冰等的分析表明纤维缠绕角对GFRP管约束混凝土的轴压性能有显著的影响[6]；李杰等通过不同轴压条件下GFRP短柱本构模型试验，揭示了GFRP约束混凝土组合结构的应力-应变基本规律[7]，在此基础上文献[8-10]等通过试验和数值模拟的方法分别提出了各自的GFRP管混凝土短柱承载力计算式。在FRP约束混凝土理论研究方面，FRP混凝土短柱的有限元模拟分析已经成熟，能够很好地与试验数据吻合以指导工程设计[11-15]。针对FRP纤维的约束机理，文献[16-17]通过对大量圆柱以及方柱的试验数据整理分析，提出了一种便于设计和使用的抛物线与直线构成的简单FRP约束混凝土轴向应力-轴向应变关系模型。文献[18]提出了主动约束与被动约束下组合柱的环向应力-应变关系及破坏机理。现有研究中[19-24]，对钢管约束、FRP纤维约束的长柱试验研究结果表明：长细比、不同缠绕角度下的环向约束效率以及偏心距成为影响组合柱极限承载力的主要因素。

活性粉末混凝土(RPC)作为一种具有卓越的力学性能、优异的耐久性和体积稳定性的高性能混凝土材料被广泛应用于工程实践中[25]。纤维增强自密实RPC与GFRP管相结合不仅可以改善核心区RPC的延性、提高组合柱的抗压、抗弯及抗剪性能[26-29]，而且在施工过程中可实现免振捣、免支模。为方便施工以及解决活性粉末混凝土的易脆性，探索一种掺入钢纤维的纤维增强自密实活性粉末混凝土材料。基于GFRP管约束纤维增强自密实RPC组合长柱的受压性能试验，研究长细比、GFRP管缠绕角度和组合柱受力形式对组合长柱受压性能的影响。

1 试验概况

1.1 试件设计及制作

在GFRP约束自密实活性粉末混凝土短柱研究的基础上[30]，对GFRP约束自密实活性粉末混凝土长柱进行研究。试验共制作了7根长细比4l0/d>8(l0为试件高度，d为试件内径)的GFRP约束掺纤维自密实RPC长柱和1根GFRP约束无纤维自密实RPC长柱，并对其进行轴心加载试验。本试验采用的GFRP管为工厂预制的纤维缠绕管，其内径为150 mm，壁厚为6 mm，GFRP纤维缠绕角度分别为±45°和±80°(图1)，试验试件的具体规格、编号及参数见表1。

a—±45°GFRP缠绕管； b—±80°GFRP缠绕管。图1 不同缠绕角度的GFRP管Fig.1 Winging angles of GFRP tubes

表1 试件相关参数Table 1 Specimen parameters

试件制作主要包括GFRP管加工、纤维增强自密实RPC配合比设计、浇筑和养护，该试件制作完成后实行自然浇水养护。为防止试件加载过程中出现端部局部破坏，试件加载前，在其两端环向缠绕两层CFRP纤维布。

1.2 材料性能

1.2.1混凝土

基于GFRP约束自密实活性粉末混凝土短柱的研究[30]，以其提出的自密实RPC的配合比设计参数为基础，再掺入混凝土体积为2%细长圆柱形钢纤维，纤维丝长度为13 mm，等效直径为0. 22 mm，纤维表面镀黄铜，抗拉强度大于2 850 MPa。以上所述配合比为：泥∶硅灰∶石英粉∶石英砂=1∶0.25∶0.37∶1.1，水胶比为0.2，聚羧酸盐高效减水剂和膨胀剂的掺量分别为胶凝材料质量的2%和1%。根据GB/T 2419—2005《水泥胶砂流动度测定方法》[31]测得自密实RPC的流动扩展度大于255 mm，满足自密实的要求。制作一批组合长柱试件灌注所用自密实RPC的100 mm×200 mm的圆柱体试块，测得标准条件下养护28 d的圆柱体试块的平均抗压强度为75.5 MPa，剪切强度为10.6 MPa，极限应变为0.3%；无钢纤维试块的平均抗压强度为68.5 MPa，剪切强度为4.4 MPa, 极限应变为0.25%。

参照GB/T 5350—2005《纤维增强热固性塑料管轴向压缩性能试验方法》[32]和ASTM-D2290-16[33]分别对两种GFRP缠绕管材料进行轴压和环拉试验。轴压试验中，±80°缠绕角的GFRP 管在其端部发生局部破坏，而±45°缠绕角的GFRP 管则在其高度的中部发生破坏。环拉试验中，±80°缠绕角的GFRP 管破坏模式为纤维的环向断裂，±45°缠绕角的GFRP 管纤维丝断裂较少，主要为纤维的层间破坏。GFRP管的测试结果见表2。

表2 GFRP管的力学性能指标Table 2 Mechanical parameters of GFRP tubes

1.3 加载及测点布置

试验加载装置和测点布置如图2所示，加载设备为500 t长柱压力试验机。加载方式采用单调分级加载制度，试件加载到预计极限荷载70%前，每级加载值为预计极限荷载的1/10，加载速度为0.8 kN/s，至预计极限荷载70%后，每级加载值为预计极限荷载的1/30，接近预计峰值极限荷载时，采用慢速连续加载制度直至试件破坏。在GFRP管外表面高度四等分处各布设8个应变片，其中环向均匀布置纵向应变片、横向应变片各4个。同时，沿柱高方向连续布置3个位移计，沿水平方向对称布置2个位移计。正式加载前，先进行3次预加载，其最大加载轴力为30 kN，并对GFRP管上的纵向应变片读数进行了观察，以检查试件加载初期的对中情况。

a—加载装置； b—测点布置。图2 加载装置及测点布置Fig.2 Loading device and measurement point arrangement

2 试验结果及分析

2.1 破坏形态

相同长细比且纤维缠绕角为±80°的试件的受力过程主要分三个阶段：1)弹性变形阶段：自密实RPC和GFRP管共同承担轴力，外壁无明显变化，结构变形协调，荷载与位移呈线性增长；2)塑性变形阶段：当荷载到达峰值荷载50%左右，试件变形不协调，组合柱沿纤维丝分布方向出现白色纹路，随着荷载的增大，裂缝周边的胶凝基体材料出现不同程度分离；3)组合柱破坏阶段:沿管壁外表面纤维丝缠绕方向的白色纹路，GFRP纤维丝出现不同程度的断裂，受压侧自密实RPC逐渐被压碎，最终GFRP 管在试件中部拉断，结构破坏时表现出较好的延性。对于纤维缠绕角为±45°的试件，组合柱位移随着荷载的增大而呈线性增长，结构破坏前，在GFRP 管上显示出与纤维缠绕角方向接近的白斑，白斑集中在试件的中上部位，最终GFRP 管的破坏为从上向下的贯通破坏，即发生了纤维的拉断和层间破坏，构件破坏时伴随着爆裂声，且表现出较差的延性。试件典型的破坏形态如图3所示。

a—FR45-S32； b—FR80-S32。图3 轴心受压组合柱破坏形态Fig.3 Failure modes of combined columns under axial compression

对不同长细比试件的破坏形态观察表明GFRP 约束混凝土的破坏模式具有长细比效应，与Silval[34]观察到的破坏现象一致。通过分析引起该现象的原因可归结为：1)GFRP管初始加工缺陷导致，该现象随着长细比的增加，导致GFRP 出现缺陷而断裂的位置也在增多，即中部和中上、中下部位均可能发生断裂；2)施工误差导致自密实混凝土浇筑过程中出现初始偏心，且随着长细比的增加截面中心位置不重合，误差增大；3)加载过程中由于材料变形进入非线性阶段表现的局部不均匀变形导致逐渐出现不同程度的偏心受压，试件破坏时表现为上部或下部出现破坏。

试件破坏时的极限承载力、极限轴向应变和轴向位移如表1所示，由表1可知，相同条件下的组合柱长细比越大，其极限承载力越小。GFRP纤维丝缠绕角度对组合柱抗压强度的影响较大，相同条件下，FR80组合柱的极限抗压强度是FR45的2倍，其极限应变是后者的3倍左右。该现象表明：轴心受压时，由于±45°缠绕管提前到达极限应变并破坏而失去约束效应，而±80°缠绕管未达到极限应变仍能提供较强的约束。故±80°缠绕管对于纤维增强自密实RPC的约束作用由于±45°缠绕管。

2.2 荷载-轴向位移曲线

通过试验采集数据，可得到试件受力全过程的荷载-跨中挠度曲线，如图4所示。

a—两种缠绕角试件荷载-轴向位移曲线； b—长细比影响的FR45试件荷载-位移；c—有无钢纤维对试件荷载-轴向位移的影响。图4 荷载-跨中挠度曲线Fig.4 Relations between load and mid-span deflection

由图4a及表1可知：所有试件的破坏过程均包括弹性阶段、弹塑性阶段；FR45的破坏荷载仅为FR80的50%；与FR80试件相比，FR45试件的变形性能较差，且试件无明显塑性变形阶段；相同长细比的GFRP约束自密实RPC组合柱的弹性阶段几乎重合，说明GFRP对试件弹性阶段的受力性能影响较小; 管内核心混凝土在±80°缠绕管的约束作用下，其变形能力得到显著提高，有利于改善构件的延性性能。

综上所述，水文工作在水利工程方面属于基础性的工作内容，水文情况预报的工作也是做好环境调查、环境保护的重要措施。水文情况预报工作水平质量会直接决定在防汛抗旱方面的工作水平。近些年随着我国政府在防汛抗旱方面的重视度不断提高，这也间接推动着水文情况预报工作持续改进，今后必然需要从技术水平、工作理念等多个层面上进行改进，尽可能保障水文情况预报工作实效性，从而为社会稳定发展提供基础性帮助。

由图4b可知，FR45试件持续加载至峰值荷载90%左右，组合柱荷载-位移曲线呈线性变化，继续加载至峰值荷载，位移急剧增加，试件开始破坏，长细比越大，曲线的初始刚度及峰值荷载越小。

由图4c可知，钢纤维对组合柱破坏的受力特性影响较小，组合柱的破坏形态主要由GFRP管约束效应决定；钢纤维能显著提高组合柱的刚度，其表现为钢纤维组合柱的极限承载能力相对于无钢纤维组合柱提高了27.5%。

2.3 应力-应变分析

由图5a可知，在极限应力的20%左右，应力-应变曲线呈线性，不同长细比的试件初始刚度大致相同；当轴向应力至50%～80%左右时，GFRP约束自密实RPC柱的应力-应变曲线的斜率开始出现明显的增加，表现出应变增长速率减缓，伴随着GFRP管从内部出现若隐若现不同程度的白纹，并逐渐明显。该现象是GFRP管从内部开始出现层间的错动，为GFRP管对核心混凝土的约束效应；当达到极限应力时，GFRP管上沿白纹方向出现裂纹，且裂纹周边纤维丝被拉断，组合柱随即破坏。随着长细比的不断增大，试件曲线后期平缓段变短，延性越差，组合柱破坏时的峰值应力和峰值应变越小，主要是因为FR45试件的长细比越来越大，组合柱中部偏上部位挠曲变形过大而提前发生失稳破坏所致。

a—FR45； b—FR80。图5 不同长细比的GFRP管轴向应力-应变曲线Fig.5 Relations between axial stress and axial strain of GFRP pipes with different slenderness ratios

由图5b可知，在极限应力的40%范围内时，曲线呈线性增长; 极限应力的40%～70%范围内时，GFRP管应力-应变曲线斜率明显降低，应变增长速率变大; 当应力为极限应力的70%～90%时，GFRP管表面出现白纹，且局部可见鼓曲，但应力仍可继续增加，此后各材料应变发展速率明显加快，尤其是GFRP管应变发展速率更快，对核心混凝土的约束效应逐渐显现，这是荷载进一步增大的主要原因; 当加荷至极限应力时，GFRP管环向纤维丝被拉断，受压侧局部混凝土被压溃。分析可知，尽管组合柱中GFRP管表面出现白纹后其纵向的受压承载力会下降，但由于环向纤维丝还可以对核心混凝土产生显著的约束作用使得环向应变继续发展，从而使核心混凝土的轴向承载力增加，应力-应变曲线斜率出现增加；随着荷载的增加，GFRP管承担混凝土的横向挤压应力也逐渐增大，从而两者的应变发展速率在沿着白纹方向出现裂纹后迅速加快，该现象表明±80°GFRP纤维缠绕的GFRP管对混凝土的约束效应明显。

由图6可知，纤维缠绕角为±45°和±80°的GFRP管对核心混凝土的约束效应差异明显。通过对比，缠绕角±80°GFRP管的试件表现出典型的双线型轴向应力-应变关系曲线，而缠绕角±45°GFRP管的试件该曲线关系不明显，且没有提高混凝土的轴向应力和轴向极限应变，试件破坏时相对于±80°缠绕管环向的延展性能较差。因此可知，纤维缠绕角的绝对值越小，GFRP管对混凝土的约束作用越弱；GFRP约束混凝土的峰值应力和峰值应变随纤维缠绕角绝对值的减小而减小。

图6 不同纤维缠绕角度环向、轴向应力-应变曲线Fig.6 Relations between axial strain and circumferential or axial stress for different fiber winding angles

3 组合柱受压承载力计算

在GFRP约束混凝土组合短柱研究方面，已有学者对其力学性能进行了研究，并且提出了能较好地预测组合短柱极限承载力的理论计算式[35]。组合长柱的破坏模式区别于短柱，因此组合短柱的理论计算模型不能反映实际结构中GFRP约束自密实RPC中长柱的承载性能。现有的理论计算式是在组合短柱的基础上引入长柱承载力稳定系数，其稳定系数与长柱的长径比和GFRP管约束效应系数相关[36]。考虑GFRP约束自密实RPC中长柱的破坏模式与GFRP约束普通混凝土柱相似，本文在GFRP约束普通混凝土中长柱承载力计算式的基础上，结合本课题此前验证的GFRP约束混凝土短柱轴压承载力计算公式[37]，建立GFRP约束自密实RPC中长柱承载力计算式。

3.1 短柱承载力计算

文献[37]对Teng的理论计算式进行了验证，验证了其理论在GFRP约束自密实RPC短柱全截面受压条件下的可行性。其理论计算式如下：

(1)

式中：ρk为约束刚度比例系数；βε为应变比例系数；εco为混凝土的极限轴向应变；εh,rup为组合柱中GFRP的环向断裂应变，其取值为GFRP材料环拉试验所测值乘以折减系数，其中±45°缠绕角GFRP管的折减系数为0.41，±80°缠绕角的GFRP管的折减系数为0.80；f′cu和f′co分别表示GFRP管约束混凝土短柱、无约束混凝土短柱轴向的极限承载力；Efrp为GFRP材料的环向割线模量；t为GFRP管的壁厚。

3.2 轴压承载力计算

在GFRP约束自密实RPC短柱承载力计算的基础上，引入于峰[36]建立的长柱稳定系数模型。其模型是通过对现有试验数据的回归分析, 提出了考虑长细比对FRP约束混凝土长柱极限承载力计算影响。FRP约束混凝土长柱的稳定系数的表达式为：

(2)

式中：L/D为组合长柱长径比，3≤L/D≤30；L为试件的计算长度；D为FRP约束混凝土柱的直径。

因此，本文的GFRP管纤维增强自密实RPC组合长柱轴压极限承载力计算式为：

Nl=φlf′cuπ(D/2)2

(3)

利用式(3)计算7个轴压试件，计算结果如表3所示，统计得到计算值与试验值比值的均值为 1.006，变异系数为 0.011。同时，基于过往学者的试验数据[34，37]，并利用式(1)～(3)对其试验值和计算值进行了比较，如表3所示，综合表明式(3)具有较高的计算精度和稳定性。可用于计算GFRP约束自密实RPC柱的承载力。

表3 试验值和计算值对比分析Table 3 Comparative analysis of test values and calculated results

综上，在现有FRP约束混凝土短柱承载力计算式的基础上，考虑长细比对组合柱稳定性的影响，引入折减系数，建立GFRP约束自密实RPC柱承载力计算式，与本文试验结果相比，误差均小于5%，变异系数也均小于5%，具有良好的计算精度和稳定性。同时其计算结果也能够较好地与其他研究中相似构件的试验结果吻合[34，37]，误差在13%左右，变异系数均小于10%。