FRP管－混凝土－鋼管組合短柱軸壓性能試驗及有限元分析

任慧韜，郭 星，王蘇巖

（大連理工大學 海岸和近海工程國家重點實驗室，遼寧 大連 116024）

0 引 言

FRP管－混凝土－鋼管組合短柱是一種由外部纖維復合材料管（FRP 管）、內部鋼管、混凝土3種材料組成的新型組合構件［1－4］.該新型組合構件中FRP管的主要作用是提供環向約束力，從而提高組合構件承載力和耐久性，FRP 管與鋼管填充混凝土后可作為施工模板，便于施工.內部鋼管和外部FRP管使得組合短柱中核心混凝土處于三向受力狀態，其極限強度和極限應變均得到很大提高，試驗表明該組合短柱具有更高的承載能力和抗震性能.

目前，已有學者對FRP 管－鋼管新型組合柱開展了研究工作.滕錦光等［4］通過FRP 管－混凝土－鋼管組合柱的軸心受壓試驗，分析了FRP 外包層數的變化對組合柱軸壓性能的影響；錢稼茹等［5－6］對該FRP－混凝土－鋼雙壁空心管短柱和長柱分別進行了軸心受壓試驗，得到了組合短柱3種典型的破壞形態和與之相應的約束混凝土的應力－應變關系，并提出了考慮長細比的適用于組合長柱的軸心受壓承載力計算公式；張冰［7］對10個FRP管－高強混凝土－鋼管組合短柱進行了軸壓試驗，提出了同時適用于普通混凝土和高強混凝土組合柱的混凝土強度設計模型；余小伍等［8］利用非線性有限元分析軟件ABAQUS對CFRP－混凝土－鋼管組合柱的軸壓性能進行研究，結果表明該新型組合柱具有較高的強度和較好的延性.

以上研究主要是針對FRP 管－混凝土－鋼管空心組合短柱進行的，由于實心組合短柱內部混凝土具有可防止內部鋼管的向內屈曲并可增大整體承載力等優點，王俊等［9］對2根GFRP管－混凝土－鋼管實心組合短柱進行了軸壓試驗研究，并給出了該組合柱的軸壓承載力計算公式.本文利用非線性有限元分析軟件ANSYS對FRP 管－混凝土－鋼管實心組合短柱進行數值仿真分析，并與試驗結果對比.在已建立的有限元模型的基礎上，對實心組合短柱開展參數的敏感性分析，研究FRP管厚度、鋼管厚度和強度、核心混凝土強度等對實心組合短柱軸壓性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件的設計

實心組合短柱試驗共設計3個試件，試件斷面圖如圖1所示.試件參數主要考慮夾層混凝土種類和夾層混凝土厚度對組合柱的軸壓性能的影響.鋼管內部核心混凝土均采用普通混凝土材料，而夾層混凝土采用自密實混凝土和普通混凝土兩種類型，夾層混凝土厚度分別采用40 mm 和20 mm 兩種厚度.具體的實心組合短柱試件設計參數見表1.試件的FRP管厚度為5mm，外直徑為210mm，環向抗拉強度為430 MPa，環向彈性模量為24.61GPa，纖維鋪設角度±57.5°.鋼管采用厚度為2mm，強度為Q235的鋼板卷制焊接而成，外直徑為120 mm，屈服強度為204 MPa，彈性模量為204GPa.核心混凝土采用C30的普通混凝土，其標準立方體抗壓強度試驗值為33.7 MPa.夾層混凝土強度等級為C40，其中普通混凝土材料的標準立方體抗壓強度試驗值為38.6 MPa，自密實混凝土材料的標準立方體抗壓強度試驗值為40 MPa，柱高為600mm.

圖1 實心組合短柱橫截面Fig.1 Cross－section of short solid composite columns

表1 實心組合短柱試件設計參數Tab.1 Design parameters of short solid composite column specimens

1.2 測點布置和加載裝置

試件制作時在FRP 管柱中位置的外壁間隔90°、鋼管相應位置間隔180°分別粘貼一對沿軸向和環向的應變片.將鋼管和FRP管用玻璃膠同心固定在預先找平木板上，待玻璃膠完全凝固后澆筑混凝土，實驗室標準養護28d，采用分級加載制度，當外部FRP管纖維斷裂時，立即終止試驗.試件測點布置和加載裝置如圖2所示.

1.3 試驗現象

試驗在大連理工大學結構實驗室500t壓力試驗機上進行，試件加載過程中均有不同程度的爆鳴聲產生，當荷載達到極限荷載約90%時，柱中附近形成明顯的白紋斷裂區域，并不斷向柱頂和柱底部分延伸，達到極限荷載時，隨著FRP 管巨大的斷裂聲，組合柱發生破壞，組合柱最終的破壞形態是除柱端外的柱高范圍內FRP 管環向纖維發生斷裂，其中柱中位置最嚴重.

1.4 試驗結果

圖3 實心組合短柱試件荷載－軸向應變曲線Fig.3 Load－axial strain curves of short solid composite columns

圖3為試驗得到的實心組合短柱試件荷載－軸向應變曲線，從中可以看出在夾層厚度相同、全截面加載方式下，PT－40－全試件、ZMS－40－全試件的荷載－軸向應變曲線基本上重合，二者軸向極限應變比值約為1.19，承載力比值約為1.08.由此可見，這兩種夾層混凝土材料對實心組合短柱軸壓性能的影響并不大.由圖中ZMS－40－全試件和ZMS－20－全試件的荷載－軸向應變曲線對比可以看出，在夾層材料相同、全截面加載方式下，二者的曲線基本上重合，且軸向極限應變比值約為1.41，承載力比值約為1.15.

2 有限元分析

2.1 單元類型和材料模型選取

研究已表明，采用在混凝土表面外包FRP布形成FRP 管和預制的FRP 管，二者在組合柱中受壓性能差異可忽略不計［1］.因此，對于本文研究的實心組合短柱，忽略FRP管的軸向承載力作用，假定FRP管為僅環向受拉的線彈性材料［10］，采用4節點殼單元shell41 模擬FRP 管，通過設置其關鍵選項KEYOPT（1）＝1來實現僅環向受拉.

采用ANSYS軟件中針對混凝土的8節點實體單元solid65來模擬混凝土，普通混凝土不需設置實常數，選用多線性等向強化模型（MISO）輸入混凝土的材料屬性，泊松比取為0.2.對于混凝土材料本構關系采用吳剛等的FRP 約束混凝土無軟化段時的應力－應變關系模型［11］.

混凝土采用William－Warnke五參數破壞準則，張開裂縫的剪力傳遞系數取0.5，閉合裂縫的剪力傳遞系數取0.9.關閉混凝土的壓碎功能，即設置混凝土單軸抗壓強度值為－1.

利用8節點實體單元solid45模擬內部鋼管，假定鋼管為各向同性材料，應力－應變關系采用理想彈塑性本構關系［10，12］.本文選用ANSYS軟件中的雙線性等向強化模型（BISO）輸入鋼管材料屬性，其中泊松比取0.3.

2.2 有限元模型

試驗研究表明：實心組合短柱中FRP 管、混凝土、鋼管三者之間共同變形情況良好，并未出現明顯的相對位移，因此本文忽略3種材料之間的相對滑移，假設它們相互之間變形協調［1，13－14］.在ANSYS軟件中通過GLUE 命令以及直接將夾層混凝土的外表面賦予FRP管屬性的操作來實現這一設置.ANSYS有限元模型網格劃分如圖4所示.

結合試驗中實心組合短柱實際約束情況，有限元模型中采用一端施加固定端約束、一端施加軸向荷載的約束方式.

圖4 ANSYS有限元模型網格劃分Fig.4 Meshing of ANSYS finite element model

為了便于加載控制和提高計算的收斂性，采用位移加載和整體建模方式.設置總荷載步為1，荷載子步取為50，輸出每一子步的計算結果.打開自動時間步長和線性搜索選項，采用Newton－Raphson平衡迭代法則.采用位移收斂準則，用位移的無窮范數控制收斂，本文收斂精度取為3%.

2.3 有限元結果

實心組合短柱試件的荷載－軸向應變曲線對比如圖5所示.從中可以看出FRP 管－混凝土－鋼管實心組合短柱在全截面軸心受壓時隨著荷載的增加表現出明顯的強化段，試驗和計算曲線大體上均表現出近似的雙線性特征.表2給出了極限承載力和軸向極限應變的計算值與試驗值以及二者的比較.極限應變計算值與試驗值最大相差16%，極限承載力最大相差4%，說明一方面該組合柱具有承載力高、延性好的特點，另一方面計算值與試驗值比較接近，模擬效果較好.總體來看，數值模擬得到的實心組合短柱的荷載－軸向應變曲線與試驗曲線吻合得較好，由此說明，利用ANSYS軟件，通過選擇合適的單元類型、材料屬性和網格劃分等操作，可以較好地模擬FRP 管－混凝土－鋼管實心組合短柱的軸心受壓性能.

圖5 實心組合短柱的荷載－軸向應變曲線對比Fig.5 Comparison of load－axial strain curves of short solid composite columns

表2 極限承載力和軸向極限應變計算值與試驗值的比較Tab.2 The comparison of experimental and calculated values for ultimate capacity and axial ultimate strain

3 組合柱的軸壓性能影響因素分析

基于以上有限元分析，本文設計12個試件，分析FRP厚度、鋼管厚度和強度、核心混凝土強度等因素對試件軸壓性能的影響.各試件的FRP管內直徑為200mm、柱高為600 mm，FRP 管的物理參數、鋼管彈性模量以及夾層混凝土的強度和彈性模量均參照PT－40－全試件取值.各組試件的幾何參數和物理參數見表3.

表3 各組試件的幾何參數和物理參數Tab.3 Geometric and physical parameters of all specimens

圖6為各組試件的荷載－軸向應變關系曲線，從圖6（a）可以看出，FRP管的厚度對實心組合短柱軸壓性能具有顯著的影響，隨著FRP管厚度的增加，實心組合短柱的極限承載力有很大程度的提高，但是極限應變卻變化不大，這與空心組合短柱變化規律稍有不同［12］；圖6（b）給出了鋼管厚度的變化對實心組合短柱軸壓性能的影響，曲線第一線性階段斜率和組合柱的彈性階段承載力均隨著鋼管厚度的增加而略有增加，原因是鋼管彈性模量比核心混凝土的大很多，鋼管厚度增加使得組合柱的整體彈性模量增加.同時可以看出，鋼管厚度的變化并不影響實心組合短柱荷載－軸向應變曲線第二線性階段的斜率，對實心組合短柱極限應變的影響也不大.從圖6（c）可以看出鋼管強度對實心組合短柱軸壓性能的影響與鋼管厚度對其影響是相似的.隨著鋼管強度的增加，實心組合短柱彈性階段承載力增加，第二線性階段斜率和極限應變并無明顯變化.不同之處在于，鋼管強度的改變不會對實心組合短柱的初始剛度產生影響.從圖6（d）可以看出，核心混凝土強度的增加會導致實心組合短柱彈性階段承載力的增大，但對第二線性階段的斜率影響不大.

綜上所述，所有試件的荷載－軸向應變曲線均表現出連續的近似雙線性特征，并且除B 組試件外，其他各組試件第一線性階段基本上重合，即短柱的初始軸壓剛度基本相同.對于第二線性階段，各參數的影響并不相同.FRP管厚度的增加會導致試件第二線性階段斜率的增大，即表現出強化的線性特征.而鋼管強度和厚度的增加對實心組合短柱的影響規律大致相同，都不會影響第二線性階段的斜率.

圖6 各組試件的荷載－軸向應變關系曲線Fig.6 Load－axial strain curves of all specimens

4 結 論

（1）通過合理選擇單元類型和材料參數，建立FRP管－混凝土－鋼管實心組合短柱有限元模型，并將計算結果與試驗結果對比，驗證了模型的準確性和有效性.

（2）通過參數的敏感性分析發現，FRP 管厚度對實心組合短柱的軸壓性能影響顯著，特別是第二線性階段的斜率和極限承載力，而鋼管厚度和強度對實心組合短柱的影響規律比較相似，對第二線性階段斜率均無影響，其中鋼管厚度對實心組合短柱的初始剛度略有影響，核心混凝土強度對極限承載力有較大影響.

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