GFRP-珊瑚礁混凝土柱偏心受压承载性能及弯曲延性分析

2023-07-31关纪文梁庆文杨汉宁陈红梅

硅酸盐通报 2023年7期

关纪文,陈华,常萍,梁庆文,但宇,杨汉宁,陈红梅

(1.南宁学院土木与建筑工程学院,南宁 530200; 2.桂林理工大学南宁分校土木与测绘工程系,崇左 532100)

0 引言

珊瑚礁混凝土在交变温度下具有较好的抗劣化性能,且在海洋环境中能有效降低氯离子扩散系数,因此被广泛用于海岛、海洋工程的建设[1-2]。研究[3]表明,海洋环境中设置全珊瑚海水混凝土保护层,能有效降低钢筋-混凝土界面在交变温度作用下的劣化效应。同时,若增大珊瑚礁混凝土的强度等级,有助于降低氯离子扩散系数[4]。

纤维增强复合材料(fiber reinforced plastic, FRP)筋具有轻质高强、耐腐蚀性强、绝缘性能好等优越特性[5-7]。且经研究[8-10]表明,FRP筋-珊瑚礁混凝土之间的黏结性能良好,其中GFRP筋与珊瑚礁混凝土的黏结破坏过程与GFRP筋-普通混凝土的黏结行为较为接近,能满足一般工程需要,故GFRP筋可作为岛礁工程结构构件的增强筋。采用玻璃纤维复合材料(glass fiber reinforced plastic, GFRP)筋增强橡胶集料混凝土梁,增大配筋率可有效提高构件的开裂荷载、极限荷载,但纵向配筋率增加至一定数值后,变化不再明显[11]。使用碳纤维复合材料(carbon fiber reinforced plastic, CFRP)筋增强GFRP管混凝土短柱,能有效提升构件的极限承载力,且修正后的有限元模型与试验结果吻合较好[12]。然而,目前对采用FRP材料增强珊瑚礁混凝土构件(尤其是竖向承重构件)的研究较少,相关理论并未完善,其承载力、弯曲延性等重要力学性能指标的评定,需进一步研究讨论。

本文以GFRP筋、C30珊瑚礁混凝土为材料,研究偏心距对珊瑚礁混凝土柱承载力(极限弯矩)、GFRP纵筋应变、珊瑚礁混凝土应变、柱端竖向位移及柱中挠度的影响。同时,基于5组偏心距,采用ANSYS建立15根珊瑚礁混凝土柱计算模型,研究偏心距、配箍率对构件承载力、跨中挠度、截面曲率的影响。本文可为珊瑚礁混凝土构件在海洋工程中的应用提供参考。

1 实验

1.1 试件设计

本试验共设计5根GFRP筋-珊瑚礁混凝土柱,试件均采用矩形截面且对称配筋,每侧配置3根纵筋。试件内部纵筋、箍筋均采用GFRP筋,纵筋直径为10 mm,箍筋直径为6 mm。试件尺寸均为150 mm×150 mm×500 mm,珊瑚礁混凝土强度设计等级为C30,保护层厚度均为20 mm。具体设计尺寸及配筋方式见图1。本文共设计5组偏心距,即7.5、15、30、45、60 mm,分别记为PY-7.5、PY-15、PY-30、PY-45、PY-60。每组偏心距下分别设计100、75、50 mm三种GFRP箍筋间距,以对应0.375%、0.500%、0.750%三种配箍率。PY-60-0.500%表示试件偏心距为60 mm,配箍率为0.500%。

图1 试件截面尺寸及配筋图Fig.1 Sectional dimension and reinforcement diagram of test specimen

1.2 GFRP筋性能测试

基于《室温下连续纤维增强陶瓷基复合材料压缩性能试验方法》(JC/T 2406—2017)[13]对本批次GFRP筋进行单轴拉伸、压缩试验,并采用静态数据采集系统实时记录筋材受力过程中的应力、应变值。结果表明,GFRP筋为典型的脆性材料,无论受拉还是受压,其实测应力-应变曲线始终保持为一条平滑的直线,如图2所示。GFRP筋的实测基本力学性能参数如表1所示。

表1 GFRP筋基本力学性能Table 1 Basic mechanical properties of GFRP bars

图2 GFRP筋拉、压应力-应变曲线Fig.2 GFRP bars tension and compression stress-strain curves

1.3 珊瑚礁混凝土性能测试

本试验对C30珊瑚礁混凝土的配合比进行设计,并与C30普通混凝土配合比[14]作对比,如表2、表3所示。同批次浇筑6组150 mm×150 mm×300 mm珊瑚礁混凝土棱柱体试块,由静态数据采集系统自动记录C30珊瑚礁混凝土上升段的应力、应变值。

表2 C30珊瑚礁混凝土配合比Table 2 Mix proportion of C30 coral concrete

表3 C30普通混凝土配合比Table 3 Mix proportion of C30 ordinary concrete

C30珊瑚礁混凝土与C30普通混凝土[14]的应力-应变曲线对比如图3所示。由图3可知,两种混凝土应力-应变曲线的变化规律基本相同,但C30珊瑚礁混凝土曲线的斜率较大,说明珊瑚礁混凝土比普通混凝土更早进入非线性增长阶段。整个加载过程中,珊瑚礁混凝土的应变始终小于普通混凝土。尽管二者极限应力值较接近,但珊瑚礁混凝土的极限应变(1.425%)仅为普通混凝土极限应变的71.23%。由此可推断,当构件接近破坏时,珊瑚礁混凝土的脆性会更明显。

图3 C30珊瑚礁混凝土和C30普通混凝土应力-应变曲线Fig.3 Stress-strain curves of C30 coral concrete and C30 ordinary concrete

1.4 加载方式

采用500 t电液伺服长柱试验机进行加载,加载数据由试验机的数据采集系统自动采集,柱端竖向位移、柱中挠度均由千分表量测,人工记录。由于珊瑚礁混凝土、GFRP均为脆性材质,且试件截面尺寸较小,若将试件两端设计成牛腿的形式,牛腿部分的配筋难以实现,导致最终受力效果并不理想[15-16]。故基于现有试验条件及成本考虑,本试验于各试件顶端放置一块20 mm厚的钢垫板,以实现不同的偏心距。同时,为保证钢垫板与混凝土表面完全接触、均匀施压,于试件的上、下表面均铺设一层细砂,以最大程度地减小误差。钢垫板与试件接触部分的中心线即为上压板施加荷载的中心线,通过调整钢垫板的位置,实现不同的偏心距,如图4所示。

2 结果与讨论

2.1 试件受压破坏结果

经试验可知,各试件的极限荷载Nu随着偏心距增加逐渐减小,且降幅递增,结果如表4所示。

表4 试件的设计参数及极限荷载Table 4 Design parameters and Nu of specimens

2.2 试验过程及破坏形态

本次试验中,所有试件的破坏模式均为受压侧珊瑚礁混凝土被压碎,且GFRP纵筋始终未发生屈服。

全截面受压破坏:偏心距为7.5、15 mm的试件发生全截面受压破坏。以偏心距为15 mm的试件为例。三种配箍率试件的破坏形态均为:受压侧珊瑚礁混凝土劈裂破坏,呈现出明显的破坏区。试件在发生破坏时十分突然,无明显变形,与普通钢筋混凝土柱的小偏心受压破坏类似,属于典型的脆性破坏。

部分截面受压破坏:偏心距为30、45、60 mm的试件发生部分截面受压破坏。以偏心距为45 mm的试件为例。随着加载进行,三种配箍率试件的侧面均陆续出现细小、密集的新裂缝,分布于受拉区棱边附近,并呈现出向受拉侧发展延伸的趋势。继续加载,受压侧珊瑚礁混凝土裂缝不断加深、变宽,发出明显的“咝咝”声,同时受拉侧裂缝逐渐横向发展,最终试件伴着一声脆响而宣告被破坏。不同于普通钢筋混凝土柱大偏心受压破坏[17-18],这三个试件的破坏形态均为:受压侧混凝土劈裂破坏,受压侧GFRP纵筋发生严重的剪切断裂,GFRP箍筋直接被拉断;受拉侧裂缝、挠度变化并不明显,仍属于典型的脆性破坏。

2.3 GFRP纵筋弯矩-应变曲线

图5为GFRP纵筋的弯矩-应变(M-ε)曲线。由图5(a)可知,加载初期试件未开裂,GFRP筋的应变随弯矩增加而增大,受压侧GFRP筋的M-ε曲线呈线性上升状态,筋材处于线弹性阶段。弯矩增加至6～8 kN·m,各试件陆续出现裂缝。其中,试件PY-7.5、PY-15曲线出现明显的拐点,且曲线斜率逐渐减小,应变增长速度加快,直至破坏;而试件PY-30、PY-45、PY-60曲线无明显拐点,但曲线斜率逐渐增大,应变增长速度减小。原因在于,加载过程中部分截面受压试件(PY-30、PY-45、PY-60),其侧向变形逐渐加大,应力分布不均匀,导致内部GFRP纵筋出现应力重分布;同时,考虑到剪力滞后效应的影响,GFRP纵筋之间混凝土的剪切变形量存在差异,最终受压侧GFRP应变增长速度减小。由图5(b)可知,加载初期,各试件受拉侧GFRP纵筋的曲线增长规律与受压侧类似。其中,试件PY-7.5、PY-15受拉侧纵筋只产生压应变,试件PY-45、PY-60受拉侧纵筋只产生拉应变。

图5 GFRP纵筋的M-ε曲线Fig.5 M-ε curves of GFRP longitudinal bars

然而,试件PY-30受拉侧纵筋、受拉侧混凝土的曲线变化比较特殊。对比可知,GFRP筋开始受压(图5(b)),当弯矩增加至10～12 kN·m时,曲线斜率突然反向,GFRP筋开始受拉。可将此过程视为一种临界状态,分为三个阶段分析:1)第一阶段,混凝土未开裂。增大偏心距,相当于增大受拉侧到中性轴的距离,故混凝土受拉;而受拉侧GFRP纵筋距中性轴较近,故只受压。2)第二阶段,混凝土开裂。裂缝使混凝土内部骨料发生变形,应力发生重分布,则受拉区拉应力减小,压应力增大,因此混凝土开始与纵筋共同承受压应力。3)第三阶段,GFRP筋受拉。随着受拉区裂缝开展以及试件压缩变形增加,受拉区出现明显纵向裂缝,且角部混凝土被拉裂退出工作,故拉裂截面区域所产生的较大拉应力只能由GFRP筋承担,未开裂的混凝土则继续承担压应力。

2.4 珊瑚礁混凝土弯矩-应变曲线

图6为珊瑚礁混凝土的M-ε曲线。从图6(a)可知,加载初期各曲线的线性增长趋势不明显,斜率分布不均匀,非线性增长持续时间较长。随着偏心距增大,曲线拐点出现越快,且拐点出现后应变的增长幅度越大。对比试件PY-7.5、PY-15、PY-30的极限应变值,发现偏心距每增大7.5 mm,极限应变值就在原来基础上下降16.5%,说明由于珊瑚礁混凝土具有非均质性、离散性,其应变值对偏心距的变化较敏感。由图6(b)可知,除试件PY-30外,其余试件的受拉侧珊瑚礁混凝土M-ε曲线的变化规律与受压侧基本一致,此处不再赘述。

图6 珊瑚礁混凝土的M-ε曲线Fig.6 M-ε curves of coral concrete

2.5 弯矩-位移、弯矩-挠度曲线

图7(a)、(b)分别为试件的弯矩-位移(M-s)曲线、弯矩-挠度(M-f)曲线。由图7(a)可知,各试件的位移峰值为2.0～2.3 mm。加载初期,除试件PY-60,其余位移曲线呈线弹性增长;当裂缝出现后,曲线出现明显拐点,斜率减小,位移增加明显。而对于试件PY-60,其加载初期的位移曲线斜率较大,出现拐点后斜率减小。原因在于:1)珊瑚礁混凝土内部骨料的脆性与离散性均大于普通混凝土,且偏心距较大,故试件PY-60内部应力传递路径容易改变,位移增长速度先慢后快;2)在试件端部施加偏心荷载往往只引起端部位置的变形与破坏,对试件中部影响甚微,即端部位移较大,中部位移较小。整个加载过程中,各曲线斜率直至接近极限荷载时才开始放缓,当试件被破坏后,压力机施加的荷载立即变小,上压板回升,故各曲线出现下降段,且斜率各不相同。由图7(b)可知,在偏心压力作用下,试件的挠度随弯矩增加而不断变大。加载初期,混凝土外表面未开裂,各试件的挠度随荷载增加近似呈线性增长;当达到开裂荷载时,曲线出现拐点,斜率变小,挠度逐渐增大,试件开始进入塑性变形阶段;当加载至试件被破坏,曲线迅速回落。

图7 试件的M-s曲线和M-f曲线Fig.7 M-s curves and M-f curves of specimens

3 ANSYS数值分析

3.1 建立几何模型

基于试件截面尺寸较小,且不考虑GFRP筋与珊瑚礁混凝土之间的相对滑移,故采用分离式建模。Solid65单元是三维实体模型,可较好地处理材料非线性问题,并且能在其实体模型中加入杆单元[19-21]。采用Solid65单元模拟C30珊瑚礁混凝土,参数设置为:弹性模量30.09 MPa、泊松比0.26、单轴抗压强度[19]fc=0.76fcu、单轴抗拉强度[19]ft=0.24fcu3/4。

Link180单元作为一种三维空间杆单元,当不考虑其与珊瑚礁混凝土之间的黏结滑移且二者满足位移协调时,可与混凝土单元共用节点并建立联系[19-21]。采用Link180模拟GFRP筋单元,参数设置为:受拉弹性模量125.48 GPa、受压弹性模量48.83 GPa、抗拉强度1 910.85 MPa、抗压强度450.19 MPa、泊松比0.23。

3.2 加载方式及边界条件

本文采用在试件底端施加全固定位移约束,在顶端施加轴向荷载的方式进行加载。考虑到珊瑚礁混凝土为典型的非线性材料,若采用集中力对试验柱进行加载,容易出现局部应力集中,这不仅影响ANSYS计算精度,还容易导致计算结果不收敛[22-23]。故需在受压试件顶端设置一个刚性部件(弹性模量210 GPa),其在施荷过程中只能产生刚体位移而不发生变形[24-25]。偏心距通过调整刚性部件形心至试验柱模型形心的距离来控制。为确保荷载沿试验柱轴向传递,将集中力换算成均布荷载施加于刚性部件上,同时刚性部件与试验柱顶端接触的位置建立一个耦合(coupling)约束,防止刚体与混凝土接触面发生相对滑动。

基于上述5组偏心距,采用ANSYS分别计算每组偏心距下3种配箍形式(间距100、75、50 mm)试件的承载力,如表5所示。经ANSYS计算,各偏心距下配箍率0.375%(间距100 mm)的试件,其ANSYS模拟极限荷载Nans与试验实测结果Ncal吻合较好。

表5 ANSYS模拟结果与试验结果对比Table 5 Comparison of ANSYS simulated results and tested results

3.3 弯矩-挠度曲线

图8为相同偏心距,不同配箍率试件的弯矩-挠度(M-f)曲线。由图8可知,相同偏心距试件,当其配箍率增加至0.750%(间距50 mm)时,其加载初期的曲线斜率略大于另两种配箍曲线,且其极限挠度明显小于另两种配箍曲线。以偏心距30 mm试件(图8(c))为例,当配箍率增加至0.750%时,其极限挠度仅为0.313 mm,分别约为配箍率0.375%(间距100 mm)、0.500%(间距75mm)试件极限挠度的62.23%、71.46%。由此可见,配箍率的增加,不仅能提高试件的承载力,还有利于减小柱跨中挠度。

图8 不同配箍率试件的弯矩-挠度曲线Fig.8 M-f curves of specimens with different stirrup ratios

4 弯曲延性分析

4.1 延性系数计算

延性指构件在达到极限承载力后抵抗变形的能力。为评定珊瑚礁混凝土柱的弯曲延性指标,基于文献[26],同时考虑珊瑚骨料的脆性、离散性,重新定义延性系数μ的计算方法,即

(1)

式中:Δ′u为构件加载到85%极限荷载时的位移,mm;Δσ指构件加载至95%极限荷载时的位移,mm。根据试验结果,采用式(1)分别计算5个偏压试件的延性系数,计算结果与数值模拟结果吻合较好,如图9所示。

图9 延性系数计算结果与模拟结果Fig.9 Test results and simulation results of ductility coefficient

基于数值模拟结果,绘制出各偏心距试件的延性系数μ随配箍率ρv的变化曲线,如图10所示。由图10可知,所有试件的延性系数均较小,其值均处于1.0～1.3,试件延性明显不足,脆性破坏特征明显。随着配箍率ρv的增大,各试件的延性系数变化也相差无几。其中,当配箍率为0.500%时,试件的延性系数随偏心距的增大而依次减小,其中试件PY-7.5的延性系数最大(即1.28),而试件PY-60的延性系数最小(即1.01),后者较前者减小了21.09%。当配箍率增加至0.750%,所有试件延性系数均集中于1.0～1.1,说明当配箍率增大到一定程度,其对珊瑚礁混凝土偏压构件变形能力的影响甚微。

图10 延性系数随配箍率的变化Fig.10 Variation of ductility coefficient with stirrup ratios

4.2 截面曲率分析

基于构件的破坏模式,且考虑珊瑚礁混凝土、GFRP筋脆性材质对截面弯曲性能的影响,修正截面曲率计算方法。参考文献[27],GFRP筋-珊瑚礁混凝土偏压试件截面曲率φ的计算公式可修正为

(2)

式中:εc为受压区珊瑚礁混凝土极限压应变,无量纲;εf为受拉区GFRP纵筋极限拉应变,无量纲;h0为受拉区纵筋形心至受压区珊瑚礁混凝土边缘的距离,mm。

针对试验结果,基于公式(2),绘制5个偏压试件的弯矩-曲率(M-φ)关系曲线,如图11所示。由图11可知,试件截面曲率随偏心距增大而递增,但最大峰值曲率仍较小。其中,全截面受压破坏试件(PY-7.5、PY-15)的截面峰值曲率平均值为0.22 rad·m-1,仅约等于部分截面受压破坏试件(PY-30、PY-45、PY-45)峰值曲率平均值的75.86%。部分截面受压破坏试件的最大峰值曲率仅为0.30 rad·m-1,原因在于:1)珊瑚礁混凝土的脆性、离散性导致构件的延性存在偏差;2)发生部分截面受压破坏时,试件受压侧GFRP筋剪切断裂严重,该过程脆性明显。