帶初始缺陷的拉擠型GFRP管軸壓性能試驗(yàn)研究

郭展1，易程程，何康3，陳譽(yù)*3，沈小盛，李堂軍，齊凱，楊繁繁，周欣茹

(1.蘭州交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 甘肅蘭州730070;2.長江大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院， 湖北荊州434023; 3.福州大學(xué)土木工程學(xué)院， 福建福州350116)

0 引言

GFRP是將玻璃纖維和樹脂按一定比例，經(jīng)拉擠工藝或纏繞工藝制成的復(fù)合材料，俗稱“玻璃鋼”。它具有抗拉強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、耐腐蝕性強(qiáng)、抗震性能好、便于施工等優(yōu)點(diǎn)。其應(yīng)用與研究已經(jīng)成為國內(nèi)外土木工程界的熱點(diǎn)。張鑫鑫等[1]用14根GFRP管鋼筋混凝土短柱和2根無套管短柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明GFRP管有良好的約束能力且GFRP管能使混凝土的強(qiáng)度和變形能力得到提高。J.M.Lees等[2]以彈性地基梁為理論依據(jù)，通過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，內(nèi)壓的存在將潛在地改善膠接接頭在軸向拉伸下的性能，從而找到玻璃纖維聚合物(GFRP)的粘接接頭在管道系統(tǒng)中的應(yīng)用。S.A.Hashim等[3]采用多尺度模擬技術(shù)研究纖維復(fù)合材料節(jié)點(diǎn)的破壞和性能，發(fā)現(xiàn)纖維與基體界面的最大橫向強(qiáng)度及其缺陷在很大程度上決定了粘結(jié)復(fù)合材料的失效。錢鵬等[4]對12根GFRP長管進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn)，研究其穩(wěn)定性能，提出構(gòu)件軸心受壓屈曲承載力的設(shè)計(jì)計(jì)算方法。謝攀等[5]對5個足尺寸GFRP管約束混凝土短柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明GFRP約束混凝土具有很好的延性，試驗(yàn)結(jié)果也為預(yù)測足尺寸GFRP約束混凝土的應(yīng)力—應(yīng)變形為提供了有效的依據(jù)。李文等[6]為對2根GFRP管—混凝土—鋼管組合柱進(jìn)行軸心受壓試驗(yàn),試驗(yàn)結(jié)果表明在實(shí)際工程應(yīng)用中，過度的增加GFRP管的管壁壁厚對于GFRP管—混凝土—鋼管組合柱承載力的提高不明顯，會造成一定程度的浪費(fèi)。Roham Rafiee 等[7]進(jìn)行了模擬玻璃纖維增強(qiáng)塑料(GFRP)管的長期靜水壓試驗(yàn)。用所開發(fā)的建模程序預(yù)測特定GFRP管在內(nèi)壓作用下的長期行為，給出了實(shí)際實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論模型的比較。劉小艷等[8]分析了海洋工程中的GFRP筋在耐潮濕侵蝕,耐酸、堿、鹽腐蝕，抗紫外線輻射,抗凍融破壞及耐干濕循環(huán)等環(huán)境下GFRP筋性能的退化機(jī)理,并對海洋工程中GFRP筋的研究和應(yīng)用進(jìn)行了展望。

GFRP廣泛應(yīng)用于土木工程領(lǐng)域，但GFRP在制作和安裝過程中易導(dǎo)致GFRP帶有初始缺陷，實(shí)際應(yīng)用中不可避免會有帶初始缺陷的GFRP材料的使用，缺陷對實(shí)際使用產(chǎn)生的缺陷效應(yīng)不容忽視，因此研究局部損壞對其性能的影響是十分必要的。如張婧等[9]為了用試驗(yàn)和非線性有限元法對6個具有初始缺陷的含裂紋加筋板的軸壓作用下的極限強(qiáng)度進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)初始缺陷對加筋板的極限強(qiáng)度有明顯的削弱作用。王志濱等[10]用有限元對薄壁方鋼管混凝土試件進(jìn)行軸心受壓力學(xué)分析，試驗(yàn)結(jié)果表明初始缺陷明顯降低了薄壁方鋼管構(gòu)件的承載力，且對混凝土的約束作用減小。Carlos G 等[11]對單橫梁壓縮試樣的準(zhǔn)靜態(tài)和疲勞損傷過程進(jìn)行了試驗(yàn)研究，研究了后屈曲復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的耐久性和損傷容限問題。并通過虛擬裂紋閉合技術(shù)進(jìn)行了試驗(yàn)前有限元分析，得出了疲勞試驗(yàn)中要考慮的缺陷尺寸范圍和荷載水平。李忠學(xué)[12]采用動態(tài)比例加載的方式對結(jié)構(gòu)動力屈曲和屈曲后平衡路徑進(jìn)行跟蹤，對一跨度為8m的扁網(wǎng)殼模型進(jìn)行了穩(wěn)定性分析，試驗(yàn)結(jié)果表明這種缺陷分布模式對結(jié)構(gòu)動力穩(wěn)定性承載能力影響明顯。王林等[13]利用有限元軟件構(gòu)造模型對耐壓圓柱殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，研究了初始缺陷對耐壓圓柱殼極限承載力的影響，通過計(jì)算分析發(fā)現(xiàn)材料的改進(jìn)對提高耐壓圓柱殼結(jié)構(gòu)的極限承載力有明顯作用。張?jiān)瓢l(fā)等[14]對同一種配合比混凝土試件中摻入4種不同含量的引氣劑的混凝土來模擬混凝土的初始缺陷,研究了不同缺陷含量對混凝土的抗彎強(qiáng)度、變形特性和損傷特性的影響。結(jié)果表明：隨著摻入引氣劑含量的增加，抗彎強(qiáng)度降低，但峰值應(yīng)變基本保持不變。Qin Xi等[15]為了解初始缺陷的分布特征，對試件進(jìn)行了劈裂拉伸試驗(yàn)，提高了我們對混凝土界面初始缺陷的認(rèn)識。

目前，國內(nèi)對有初始缺陷的拉擠型GFRP管軸向力學(xué)性能的相關(guān)研究較少，因此本文對管端豎向裂縫型初始缺陷的拉擠型GFRP管的軸向性能的影響進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了荷載—位移曲線、應(yīng)力—應(yīng)變曲線、初始缺陷的長度和位置對拉擠型GFRP管的性能影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

為分析管端豎向裂縫型初始缺陷對拉擠型GFRP管的軸向性能影響，以初始缺陷長度和位置為參數(shù)，共設(shè)計(jì)7個試件，3個試件管端角部有豎向裂縫且裂縫長度分別為5 mm、10 mm、15 mm；3個試件管端中間有豎向裂縫且裂縫長度分別為5 mm、10 mm、15 mm和1個沒有裂縫的試件。各試件幾何尺寸相同，試件壁厚為6 mm，截面尺寸為100 mm×100 mm，高度為250 mm。試件以相應(yīng)參數(shù)命名，如，PC-L15,PC代表試件的管端豎向型裂縫在試件管端角部，L15代表初始缺陷豎向裂縫長15 mm。試件基本參數(shù)見表1。

圖1 加載前試件整體圖Fig.1 All specimens before being loaded

試件編號邊長B/mm柱高H/mm壁厚T/mm初始缺陷長度L/mmP0-L010025060PC-L510025065 PC-L10100250610 PC-L15100250615PM-L510025065 PM-L10100250610 PM-L15100250615

注：PC表示管端豎向裂縫在管端角部，PM表示管端豎向裂縫在管端中間。

1.2 材料性能

拉擠型GFRP材性按GB/T 1447—2005《纖維增強(qiáng)塑料拉伸性能試驗(yàn)方法》[16]和GB/T 1448—2005《纖維增強(qiáng)塑料壓縮性能試驗(yàn)方法》[17]進(jìn)行測試，在拉擠型GFRP管表面取樣做成標(biāo)準(zhǔn)試件，并進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測得彈性模量E0，屈服強(qiáng)度fy以及抗拉強(qiáng)度fu，結(jié)果見表2。

表2 拉擠型GFRP材性試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Results of material properties of pultrusion GFRP

本試驗(yàn)采用1 000 kN電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，加載制度依據(jù)GB/T 228—2002 《金屬材料室內(nèi)拉伸試驗(yàn)方法》[18]的相關(guān)規(guī)定進(jìn)行,采用分級靜力加載。正式加載前，對試件進(jìn)行預(yù)加載，以測試應(yīng)變片等儀器是否能正常工作。加載過程采取力控制，加載速度控制為0.5 kN/s。在彈性范圍內(nèi)，加載梯度為10 kN，當(dāng)軸向荷載加載至每級所加荷載限定值后，維持荷載1～2 min，用DH3816應(yīng)變采集系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。當(dāng)荷載達(dá)到預(yù)估極限荷載的80 %左右時，緩慢連續(xù)加載，直到試件破壞。加載裝置如圖2所示。

(a) 液壓伺服萬能試驗(yàn)機(jī)

(b) 加載裝置示意圖

圖2 試驗(yàn)加載裝置
Fig.2 Test Setup

每個試件選取3個測點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)變采集，每個測點(diǎn)各粘貼兩個應(yīng)變片，用來測定該測點(diǎn)的橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變。粘貼應(yīng)變片前，先對試件表面進(jìn)行砂紙打磨處理。試件應(yīng)變片分布示意圖如圖3所示。

(a) 應(yīng)變片布置正視圖

(b) 應(yīng)變片布置俯視圖

圖3 試件應(yīng)變片分布示意圖
Fig.3 Distribution of strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 破壞模式

試件的破壞模式如圖4所示，管端豎向裂縫型初始缺陷對拉擠型GFRP管的破壞模式無明顯影響，7個試件試驗(yàn)現(xiàn)象較為相似。以試件PM-L10為例，其試驗(yàn)現(xiàn)象為：試驗(yàn)初始，對試件進(jìn)行預(yù)加載，先將試件進(jìn)行幾何對中，使液壓伺服萬能試驗(yàn)機(jī)上下承壓板與試件緊密接觸，待荷載穩(wěn)定后進(jìn)行正式加載。加載初期，當(dāng)荷載達(dá)到30.1、60.2、90.3以及120.4 kN時，試件表面無明顯變形，軸向位移和應(yīng)變持續(xù)增長，液壓伺服萬能試驗(yàn)機(jī)顯示荷載增長穩(wěn)定，試件處于彈性階段。加載至200.4 kN時，試件出現(xiàn)纖維斷裂的響聲，角部表面出現(xiàn)豎向裂痕，裂痕沿縱向纖維迅速延伸。在拉擠成型工藝的生產(chǎn)過程中，各單層纖維沿縱向排列，存在些許細(xì)縫或者纖維分布不均，而試件的強(qiáng)度主要由試件內(nèi)部縱向纖維決定，受壓后，內(nèi)部纖維斷裂，試件表面產(chǎn)生裂痕。當(dāng)加載至240.4 kN時，試件發(fā)出較大響聲，并且表面有纖維脫落，裂紋沿試件頂部往下延伸，形成多條管端豎向裂縫，各個應(yīng)變測點(diǎn)讀數(shù)有較大變化。說明隨著荷載的增加，主裂紋不斷延伸，纖維斷裂加速，導(dǎo)致試件結(jié)構(gòu)松散，試件性能急劇下降。但由于外層纖維布的作用，試件還沒有完全破壞。繼續(xù)加載至250.3 kN時，表面纖維布斷裂，對試件沒有約束作用，試件軸壓承載力喪失，無法再提升，試件完全破壞，而試件的初始裂縫處并未發(fā)生撕裂。此時裂縫處存在殘余應(yīng)力，所受荷載并未全部作用于內(nèi)部纖維，最終并未引起初始缺陷處纖維斷裂。試件破壞模式表現(xiàn)為脆性破壞。

(a) P0-L0

(b) PM-L5

(c) PC-L5

(d) 破壞后整體試件圖

2.2 試驗(yàn)分析

2.2.1 極限承載力分析

表3記錄了試件的試驗(yàn)結(jié)果，圖5為試件的極限承載力曲線(PC表示管端豎向裂縫在管端角部，PM表示管端豎向裂縫在管端中間)，管端豎向裂縫型初始缺陷對拉擠型GFRP管的極限承載力影響較小，呈整體下降的趨勢。具體表現(xiàn)如下：

①初始缺陷裂縫位置對極限承載力的影響。

初始缺陷位置對試件的極限承載力的影響較小，呈整體下降的趨勢。管端豎向裂縫位置在試件管端中間時試件的極限承載力下降速度比裂縫在試件管端角部時試件的極限承載力下降速度大。裂縫在角部的試件極限承載力最大下降為22 %，而裂縫在端部中間的試件極限承載力最大下降為28 %。當(dāng)試件裂縫長度為5 mm時，裂縫在管端角部對試件極限承載力的影響比裂縫在管端中間的影響大。當(dāng)試件初始裂縫長度為15 mm時，裂縫在管端角部的試件的極限承載力降低為16 %，而裂縫在管端中間時，試件的極限承載力下降為28 %。說明與初始缺陷在試件管端角部相比，初始缺陷在試件管端中間對試件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的削弱作用較大。

②初始缺陷裂縫長度對極限承載力的影響。

管端豎向裂縫長度對試件的極限承載力影響較小，試件極限承載力隨著裂縫長度的增大而呈整體下降趨勢。當(dāng)初始缺陷在試件管端角部，隨著裂縫長度的增加，試件的極限承載力與極限應(yīng)變值逐漸增加，而當(dāng)初始缺陷在試件管端中間時，隨著裂縫長度的增加，試件的極限承載力與極限應(yīng)變值先增大后減小。

通過上述初始缺陷位置和長度對試件極限承載力的影響程度比較，可知有初始缺陷的試件極限承載力和極限應(yīng)變值均小于沒有初始缺陷的試件。初始缺陷長度相同時，裂縫在管端中間對極限承載力的影響更大。初始缺陷位置相同時，初始缺陷長度為15mm時對極限承載力的影響更大?？傮w而言，在荷載作用下，試件截面面積損失非常小，所以初始缺陷對試件極限承載力影響小。

表3 試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Text results

注：P0代表有初始缺陷的試件的極限承載力；P代表沒有初始缺陷的試件的極限承載力；σ0代表有初始缺陷的試件的極限應(yīng)力值；σ代表沒有初始缺陷的試件的極限應(yīng)力值。

(a) 初始缺陷位置不同

(b) 初始缺陷裂縫長度相同

圖5 初始缺陷與極限承載力關(guān)系曲線
Fig.5 Effect of initial imperfection on ultimate capacity

2.2.2 荷載—位移曲線

圖6為試件的荷載—位移曲線，由于試件存在初始缺陷，在荷載作用初期，軸向位移不斷增加，圖中位移曲線在試件達(dá)到極限承載力之前均基本保持線性，且對試件初始剛度有明顯影響。而有初始缺陷的試件初始剛度均大于無初始缺陷的試件，由圖6(a)可看出豎向裂縫在角部的試件初始剛度隨裂縫長度的增加先減小后增大，而圖6(b)中豎向裂縫在管端中間的試件初始剛度隨裂縫長度的增加而減?。粓D6(c)和圖6(d)中可看出當(dāng)裂縫長度為5 mm和10 mm時，裂縫在角部的初始剛度與在中間的初始剛度基本相同。當(dāng)裂縫長度為15 mm時，裂縫在角部的初始剛度比在中間的初始剛度大。此現(xiàn)象說明隨著裂縫長度增加，試件的角部和中部的結(jié)構(gòu)受到裂縫的影響增加。當(dāng)試件屈曲時，曲線出現(xiàn)一個明顯的拐點(diǎn)，此后軸向位移增長緩慢，軸向荷載迅速降低，直至試件破壞。

荷載作用初期，初始缺陷對試件的初始剛度有影響且對初始軸向位移有明顯影響，而后期力學(xué)性能變化緩慢，說明初始缺陷對試件的力學(xué)性能的影響主要作用在前期。

(a) 初始缺陷在試件管端角部

(b) 初始缺陷在試件管端中間

(c) 初始缺陷裂縫長度為5 mm

(d) 初始缺陷裂縫長度為10 mm

(e) 初始缺陷裂縫長度為15 mm

2.2.3 應(yīng)力—應(yīng)變曲線

為了更好的研究初始缺陷對拉擠型GFRP管的軸向性能影響，圖7給出了試件的應(yīng)力—應(yīng)變曲線，其中以受拉為正，受壓為負(fù)。

由圖7可知：荷載作用初期，應(yīng)力與應(yīng)變呈線性關(guān)系，試件處于彈性階段。隨著應(yīng)力增大，試件的橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變均增大，此時荷載與應(yīng)變呈非線性關(guān)系。根據(jù)圖7(a)、圖7(c)和圖7(b)、圖7(d)比較可知：試件的縱向應(yīng)變增長速率始終大于橫向應(yīng)變增長速率，說明試件的破壞主要是由試件軸向受壓引起的。

根據(jù)圖7(b)和圖7(d)可知:初始缺陷在管端中間時試件的#1、#2、#3和#4測點(diǎn)比初始缺陷在管端角部更早出現(xiàn)拐點(diǎn)，說明初始缺陷在管端中間的試件比初始缺陷在管端角部的試件更容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。由圖7(e)和圖7(f)可知：初始缺陷長度為15 mm時，測點(diǎn)處更早出現(xiàn)拐點(diǎn)，且橫向應(yīng)變速率及縱向應(yīng)變速率均最大，故隨著初始缺陷裂縫長度增加，試件越容易出現(xiàn)應(yīng)力集中。通過沒有初始缺陷的試件與其他試件進(jìn)行比較，得知在未達(dá)到拐點(diǎn)之前，有初始缺陷的試件應(yīng)變速率均大于沒有初始缺陷的試件的應(yīng)變速率。故有初始缺陷的試件更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。

(a) 試件同一測點(diǎn)#1

(b) 試件同一測點(diǎn)#2

(c) 試件同一測點(diǎn)#5

(d) 試件同一測點(diǎn)#6

(e) 缺陷處縱向應(yīng)力應(yīng)變

(f) 缺陷處橫向應(yīng)力應(yīng)變

圖7 應(yīng)力—應(yīng)變曲線
Fig.7 Curves of stress versus strain

3 結(jié)論

①管端豎向裂縫型初始缺陷對拉擠型GFRP管的破壞現(xiàn)象和破壞模式無明顯影響，具體表現(xiàn)在破壞模式均為脆性破壞且角部撕裂，而初始缺陷處無明顯破壞。

②初始缺陷對拉擠型GFRP管的極限承載力影響較小。但初始缺陷長度相同時，裂縫在管中間對試件的極限承載力的影響更大。初始缺陷位置相同時，初始缺陷長度為15 mm時對極限承載力的影響大。

③初始缺陷對拉擠型GFRP管性能的影響主要表現(xiàn)在前期且對試件初始剛度影響較小。

④初始缺陷的位置和長度對拉擠型GFRP管的應(yīng)變有影響。初始缺陷在試件管端中間的橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變大于初始缺陷在試件角部的橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變。隨著初始缺陷的長度增加，試件的橫向應(yīng)變和縱向應(yīng)變減小。

⑤初始缺陷使試件更容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，且初始缺陷的位置和長度均對試件產(chǎn)生應(yīng)力集中有影響。具體表現(xiàn)為初始缺陷在試件管端中間且隨著初始缺陷裂縫長度增加，試件越容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。