GFRP管-配筋空心高强混凝土轴压短柱有限元分析

杨志坚,徐 聪

(沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁 沈阳 110168)

预应力高强度混凝土(Prestressed High-strength Concrete, PHC)管桩以其强度高、经济性好、施工便捷等优点常被运用在港口码头、跨海大桥、海洋石油平台和海洋风力发电平台等海洋工程的基础结构中[1-2]。高氯离子浓度环境是导致PHC管桩结构腐蚀、耐久性降低的主要原因之一[3]。纤维增强复合材料(Fiber Reinforced Polymer,FRP)因其耐腐蚀、轻质高强、施工便捷等优点,正逐渐被应用于海洋工程领域中[4-5]。

T.Ozbakkaloglu等[6]进行了83个圆形FRP约束混凝土柱的轴压试验,研究表明在侧向围压的临界值内,FRP约束高强混凝土柱表现出良好的延性行为,而在相同的约束比下,FRP约束混凝土的轴压性能随着混凝土强度的增加而退化。Q.G.Xiao 等[7]提出了一个适用于高强混凝土和普通混凝土的统一的FRP约束混凝土模型。J.J.Liao等[8]对大量FRP约束超高强混凝土柱进行轴压试验,提出了面向设计的应力-应变模型。为了节约材料、减轻结构自重,Y.Kusumawardaningsiha等[9]通过试验发现FRP的约束提高了空心钢筋混凝土柱的承载力与延性,并且圆空心柱的力学性能要优于方空心柱。张霓等[10]对GFRP管钢筋混凝土空心柱进行轴压试验和有限元分析,研究结果表明GFRP管钢筋混凝土空心柱的承载力与空心率呈负相关,与管壁厚度、混凝土强度和配筋率呈正相关,其中空心率影响最大。G.P.Lignola 等[11-12]提出了适用于FRP约束方、圆空心混凝土柱的应力-应变分析模型。A.Cascardi等[13]根据更新几何参数的迭代方法提出了一种适用于FRP约束圆形和方形空心混凝土柱的应力-应变分析模型。R.Jamatia 等[14]采用有限元软件分析FRP约束刚度对中空柱强度的影响和破坏模式进行研究,研究表明低围压下,混凝土呈脆性破坏,而在高围压下,混凝土呈延性破坏。B.Feng 等[15]通过GFRP管约束离心混凝土柱压缩试验确定了约束系数。

综上,为防止PHC管柱在设计使用年限内受到海洋环境严重腐蚀,笔者结合FRP材料的优点与已有FRP约束混凝土的研究成果,提出将PHC管柱置于GFRP管中,组合形成一种新型的GFRP管-配筋空心高强混凝土构件,通过ABAQUS有限元软件对组合柱的轴压受力全过程进行分析,并研究GFRP管壁厚度、夹层混凝土抗压强度、配置普通钢筋直径对构件轴压性能的影响,该结构不仅可以增强PHC管柱在海洋环境下的耐腐蚀性,而且还可以提高其轴压承载力与轴向变形能力。

1 有限元模型建立

1.1 构件设计

图1 GFRP管-配筋空心高强混凝土短柱Fig.1 GFRP tube-reinforced hollow high-strength concrete column

1.2 材料本构关系

混凝土选用塑性损伤模型,混凝土受压本构模型采用J.G.Teng[16]提出的FRP约束混凝土应力-应变模型,混凝土塑性损伤模型中五个参数的定义:膨胀角ψ为30°～36°,fb0/fc0=1.16,偏心率θ=0.1,第二应力不变量比值Kc=0.725,黏滞系数μ=0.000 1。混凝土受拉属性采用断裂能GF确定[17],具体公式如下:

(1)

(2)

普通钢筋采用五折线钢材本构模型,预应力钢筋与箍筋采用双线性随动强化模型。GFRP材料的弹性段属性通过“Lamina”属性定义,具体参数见表1。

表1 GFRP的弹性属性Table 1 The GFRP elastic properties

材料断裂失效采用Hashin Damage准则定义(见表2);基于F.Nunes[18]所提出损伤参数的计算方法定义Hashin损伤准则所需输入参数(见表3);GFRP采用分层交替铺设方式,每层厚度为0.4 mm,缠绕角度为±60°。

表2 GFRP的Hashin准则损伤参数Table 2 Hashin damage parameters of GFRP MPa

表3 GFRP的Hashin准则损伤演化参数Table 3 Hashin damage evolution of GFRP N/m

1.3 单元选取与网格划分

混凝土采用C3D8R实体单元,普通钢筋、预应力钢筋、箍筋采用Truss桁架单元,GFRP管采用S4R壳单元。网格划分采用结构化网格划分模型,为了保证收敛性,使混凝土与GFRP的网格最大程度对齐,具体的单元选取与网格划分见图2。

图2 有限元模型网格划分Fig.2 FEM model meshing

1.4 接触与边界条件

假设混凝土与预应力管柱之间无相对滑移,两者之间采用Tie连接;GFRP管采用Tie连接,与GFRP管与夹层混凝土之间法向方向采用硬接触,切线方向采用库仑摩擦模型,摩擦系数为0.6;普通钢筋、预应力钢筋、箍筋嵌入混凝土中;端板与混凝土、GFRP管采用硬接触。模型分析共设置两个分析步:①采用降温法对预应力钢筋施加预应力[19];②在底部平面设置为固定约束,采用施加位移的方式加载。

2 有限元模型验证

通过3个试件的轴压试验验证有限元分析模型的准确性,其主要参数为GFRP管壁厚度(4.1 mm,6.1 mm,8.4 mm),各试件具体尺寸参数与有限元模型相同。

2.1 荷载-轴向位移曲线对比

有限元分析与试验得到的峰值承载力如表4所示。计算可得,两者的平均误差为2.3%,方差为0.021。图3为试验与有限元结果的荷载-位移曲线对比,其中,fco,o、fco,i分别为夹层混凝土、预应力高强混凝土管柱混凝土的圆柱体抗压强度。从图中可以看出,有限元曲线与试验曲线基本吻合,表明有限元模型比较准确,可以用作进一步分析。

表4 试验值与有限元模拟值对比Table 4 Comparison of experimental and FEM results

图3 试验与有限元结果的荷载-位移曲线对比Fig.3 Comparison of test load-displacement curves with FEM results

2.2 试件破坏形态对比

图4为T6试件试验破坏形态与有限元模拟结果的对比。试件在中截面位置处GFRP管延斜向约60°角撕裂失效,此处夹层混凝土发生受压破坏并出现竖向裂缝;靠近PHC管柱下部1/3位置处的混凝土发生压溃破坏。

图4 试件T6的试验破坏形态与模拟结果对比Fig.4 Comparison of experimental failure modes and FEA results for T6

将有限元结果与试验结果对比可得,GFRP管的纤维受拉损伤处主要集中在构件中部,且沿纤维绕角度分布;夹层混凝土和PHC管柱的等效塑性应变最大值都位于GFRP管破坏位置,与试验结果基本吻合。

2.3 受力全过程分析

图5为典型试件T8-S16-C80的荷载-位移曲线,可将曲线划分为4个阶段:弹性段(OA段)、弹塑性段(AB段)、强化段(BC段)、下降段(CD段)。表5为各特征点下构件各组成部分分担内力比例。

表5 不同特征点下各组成部分内力分担比例Table 5 The internal force distribution for each component at different characteristic points

图5 试件T8-S16-C80受力全过程分析Fig.5 Full force analysis of the T8-S16-C80

弹性段,GFRP管未发挥约束作用,试件中混凝土、钢筋、GFRP管均处于弹性状态,到达A点时,荷载为峰值荷载的59%,试件处于极限弹性状态,中截面的夹层混凝土分担纵向荷载比例为55.4%,夹层混凝土承担主要纵向荷载。

弹塑性段,曲线到达A点后,管柱混凝土进入塑性阶段,混凝土与GFRP管产生相互作用,夹层混凝土强度提升,夹层混凝土仍处于弹性状态。荷载在B点时达到峰值荷载的71%,夹层混凝土进入塑性阶段。

强化段,试件在此阶段刚度小于弹性段,轴向变形加快,荷载呈线性增长。GFRP管的约束作用充分发挥,使混凝土的轴向抗压强度提升。在C点时,试件荷载达到峰值,夹层混凝土与PHC管柱混凝土共同承担主要荷载,中截面的GFRP管分担纵向荷载比例达到14.1%。

下降段,峰值点C后,GFRP管开始出现损伤,GFRP管、夹层混凝土纵向荷载分担比例降低,PHC管柱混凝土纵向荷载分担比例提高,试件承载力下降至峰值承载力的97%。当到达D后,GFRP管中截面处撕裂失效,承载力陡降。

图6为试件T8-S16-C80中特征点A、B、C、D中截面夹层混凝土与预应力管柱混凝土的纵向压应力分布。由图6(a)所示,在特征点A时,试件中管柱混凝土内边缘的应力达到0.84fcu,i,此时管柱混凝土开始进入塑性阶段。从图6(b)中发现,达到B点后,夹层混凝土的最大纵向应力分布在内边缘处,由0.80fcu,o增长到0.83fcu,o,此时夹层混凝土进入塑性阶段。

图6 试件T8-S16-C80中混凝土截面纵向应力分布Fig.6 Distributions of longitudinal stresses in concrete of medium section T8-S16-C80

对比图6(b)、图6(c)可见,因GFRP管对混凝土的约束作用,夹层混凝土与管柱混凝土的纵向应力分别增加至1.17fcu,o,1.04fcu,i。在D点处,夹层混凝土外边缘应力由1.17fcu,o下降至1.08fcu,o,其最大纵向应力由外边缘发展至内边缘;管柱混凝土最大纵向应力由1.04fcu,o提高至1.11fcu,o,且应力集中处由内边缘发展至截面中部。

3 影响因素分析

采用提高系数SI表征不同参数对轴压承载力和构件中GFRP管、混凝土、钢筋之间组合作用的影响,其表达式为

SI=Nu,FEA/N0.

(3)

N0=fco,oAo+fco,iAi+fpyAp+fsyAs+

ffrp,aAfrp.

(4)

式中:N0为构件名义承载力,kN;Ao、Ai分别为夹层混凝土、预应力高强混凝土管柱混凝土的截面面积,m2;Apy、As为预应力钢筋、普通钢筋的截面面积,m2;fpy、fsy分别为预应力钢筋、普通钢筋的屈服强度,MPa。

3.1 GFRP管壁厚度

图7(a)为GFRP壁厚度对试件荷载-位移关系的影响。由图7(a)可看出,增大GFRP管壁厚可显著提高试件的承载力和轴向变形能力,与T4-S16-C80试件相比T6-S16-C80、T8-S16-C80、T10-S16-C80试件的轴压承载力分别提高了17.4%、32.6%、44.7%,极限轴向位移分别增加了145.2%、166.7%、182.8%。由图8(a)看出,试件管壁厚度从4 mm增至10 mm,构件的提高系数SI值依次提高了12%、3.8%、6.5%,说明对于GFRP管壁厚较小的试件,GFRP管、混凝土及钢筋之间只存在较小组合作用;提高GFRP管壁厚度,GFRP管与试件其他各部分的组合作用显著增强。

图7 各参数对荷载-位移曲线影响Fig.7 Effect of GFRP tube thickness,sandwich concrete strength and ordinary reinforcement diameter on load-displacement curves

图8 各参数对SI系数的影响Fig.8 Effect of GFRP tube thickness,sandwich concrete strength and ordinary reinforcement diameter on SI

3.2 夹层混凝土强度

图7(b)为夹层混凝土强度对试件荷载-位移关系的影响。由图7(b)可看出,与夹层混凝土强度为60 MPa的试件相比,70 MPa、80 MPa、90 MPa试件轴压承载力分别提高了3.3%、6.7%、9.7%,而极限轴向位移分别减小了1.2%、5.1%、8.4%。说明随夹层混凝土强度增加试件的轴压承载力提高,轴向变形能力减小。从图8(b)可以看出,随夹层混凝土强度提高,构件的提高系数SI由1.11减小至1.05,说明混凝土强度增加,试件中各部分的组合作用减小。

3.3 普通钢筋直径

4 结 论

(1)基于典型试件的荷载-位移曲线,可将构件受力全过程划分为4个阶段:弹性段、弹塑性段、强化段、下降段。在弹性段,各组成部分处于弹性状态;在弹塑性段时,管柱混凝土首先进入塑性状态,混凝土的纵向压应力集中在截面外边缘,此时GFRP管发挥约束作用;在强化段,由于GFRP管的约束作用混凝土的纵向应力已超过自身的轴心抗压强度;峰值点后试件进入下降段,此时GFRP管在中截面处开始出现损伤,构件承载力小幅下降;当达到GFRP的极限拉伸应力后纤维断裂失效,构件承载力陡降。

(2)试件的内力分担比例沿高度方向分布较均匀;受力全过程中,管柱混凝土与夹层混凝土承担主要荷载,所承担荷载超过81%以上;在特征点B至特征点C时,GFRP管的内力分担比例快速增加,由3.2%提升至14.2%。

(3)在3种参数中,GFRP管壁厚度对构件的轴压承载力与轴向变形能力提高影响最大。随着GFRP管壁厚度、夹层混凝土强度及普通钢筋直径的增加,构件的轴压承载力提高率分别在17.4%～44.7%、3.3%～9.7%以及3.8%～7.6%,极限轴向位移提高率分别在145.2%～182.8%、-1.2%～-8.4%以及1.4%～3.3%。此外,构件中各部件的组合作用随GFRP管壁厚度增加而增加,随夹层混凝土强度提高而减小,而普通钢筋直径对构件的组合作用影响较小。