GFRP-珊瑚礁混凝土柱偏心受壓承載性能及彎曲延性分析

關(guān)紀(jì)文,陳 華,常 萍,梁慶文,但 宇,楊漢寧,陳紅梅

(1.南寧學(xué)院土木與建筑工程學(xué)院,南寧 530200; 2.桂林理工大學(xué)南寧分校土木與測繪工程系,崇左 532100)

0 引 言

珊瑚礁混凝土在交變溫度下具有較好的抗劣化性能,且在海洋環(huán)境中能有效降低氯離子擴(kuò)散系數(shù),因此被廣泛用于海島、海洋工程的建設(shè)[1-2]。研究[3]表明,海洋環(huán)境中設(shè)置全珊瑚海水混凝土保護(hù)層,能有效降低鋼筋-混凝土界面在交變溫度作用下的劣化效應(yīng)。同時(shí),若增大珊瑚礁混凝土的強(qiáng)度等級,有助于降低氯離子擴(kuò)散系數(shù)[4]。

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(fiber reinforced plastic, FRP)筋具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕性強(qiáng)、絕緣性能好等優(yōu)越特性[5-7]。且經(jīng)研究[8-10]表明,FRP筋-珊瑚礁混凝土之間的黏結(jié)性能良好,其中GFRP筋與珊瑚礁混凝土的黏結(jié)破壞過程與GFRP筋-普通混凝土的黏結(jié)行為較為接近,能滿足一般工程需要,故GFRP筋可作為島礁工程結(jié)構(gòu)構(gòu)件的增強(qiáng)筋。采用玻璃纖維復(fù)合材料(glass fiber reinforced plastic, GFRP)筋增強(qiáng)橡膠集料混凝土梁,增大配筋率可有效提高構(gòu)件的開裂荷載、極限荷載,但縱向配筋率增加至一定數(shù)值后,變化不再明顯[11]。使用碳纖維復(fù)合材料(carbon fiber reinforced plastic, CFRP)筋增強(qiáng)GFRP管混凝土短柱,能有效提升構(gòu)件的極限承載力,且修正后的有限元模型與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好[12]。然而,目前對采用FRP材料增強(qiáng)珊瑚礁混凝土構(gòu)件(尤其是豎向承重構(gòu)件)的研究較少,相關(guān)理論并未完善,其承載力、彎曲延性等重要力學(xué)性能指標(biāo)的評定,需進(jìn)一步研究討論。

本文以GFRP筋、C30珊瑚礁混凝土為材料,研究偏心距對珊瑚礁混凝土柱承載力(極限彎矩)、GFRP縱筋應(yīng)變、珊瑚礁混凝土應(yīng)變、柱端豎向位移及柱中撓度的影響。同時(shí),基于5組偏心距,采用ANSYS建立15根珊瑚礁混凝土柱計(jì)算模型,研究偏心距、配箍率對構(gòu)件承載力、跨中撓度、截面曲率的影響。本文可為珊瑚礁混凝土構(gòu)件在海洋工程中的應(yīng)用提供參考。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)5根GFRP筋-珊瑚礁混凝土柱,試件均采用矩形截面且對稱配筋,每側(cè)配置3根縱筋。試件內(nèi)部縱筋、箍筋均采用GFRP筋,縱筋直徑為10 mm,箍筋直徑為6 mm。試件尺寸均為150 mm×150 mm×500 mm,珊瑚礁混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級為C30,保護(hù)層厚度均為20 mm。具體設(shè)計(jì)尺寸及配筋方式見圖1。本文共設(shè)計(jì)5組偏心距,即7.5、15、30、45、60 mm,分別記為PY-7.5、PY-15、PY-30、PY-45、PY-60。每組偏心距下分別設(shè)計(jì)100、75、50 mm三種GFRP箍筋間距,以對應(yīng)0.375%、0.500%、0.750%三種配箍率。PY-60-0.500%表示試件偏心距為60 mm,配箍率為0.500%。

圖1 試件截面尺寸及配筋圖Fig.1 Sectional dimension and reinforcement diagram of test specimen

1.2 GFRP筋性能測試

基于《室溫下連續(xù)纖維增強(qiáng)陶瓷基復(fù)合材料壓縮性能試驗(yàn)方法》(JC/T 2406—2017)[13]對本批次GFRP筋進(jìn)行單軸拉伸、壓縮試驗(yàn),并采用靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)記錄筋材受力過程中的應(yīng)力、應(yīng)變值。結(jié)果表明,GFRP筋為典型的脆性材料,無論受拉還是受壓,其實(shí)測應(yīng)力-應(yīng)變曲線始終保持為一條平滑的直線,如圖2所示。GFRP筋的實(shí)測基本力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。

表1 GFRP筋基本力學(xué)性能Table 1 Basic mechanical properties of GFRP bars

圖2 GFRP筋拉、壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 GFRP bars tension and compression stress-strain curves

1.3 珊瑚礁混凝土性能測試

本試驗(yàn)對C30珊瑚礁混凝土的配合比進(jìn)行設(shè)計(jì),并與C30普通混凝土配合比[14]作對比,如表2、表3所示。同批次澆筑6組150 mm×150 mm×300 mm珊瑚礁混凝土棱柱體試塊,由靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)記錄C30珊瑚礁混凝土上升段的應(yīng)力、應(yīng)變值。

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珊瑚礁混凝土與C30普通混凝土[14]的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比如圖3所示。由圖3可知,兩種混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線的變化規(guī)律基本相同,但C30珊瑚礁混凝土曲線的斜率較大,說明珊瑚礁混凝土比普通混凝土更早進(jìn)入非線性增長階段。整個(gè)加載過程中,珊瑚礁混凝土的應(yīng)變始終小于普通混凝土。盡管二者極限應(yīng)力值較接近,但珊瑚礁混凝土的極限應(yīng)變(1.425%)僅為普通混凝土極限應(yīng)變的71.23%。由此可推斷,當(dāng)構(gòu)件接近破壞時(shí),珊瑚礁混凝土的脆性會(huì)更明顯。

圖3 C30珊瑚礁混凝土和C30普通混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curves of C30 coral concrete and C30 ordinary concrete

1.4 加載方式

采用500 t電液伺服長柱試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載,加載數(shù)據(jù)由試驗(yàn)機(jī)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集,柱端豎向位移、柱中撓度均由千分表量測,人工記錄。由于珊瑚礁混凝土、GFRP均為脆性材質(zhì),且試件截面尺寸較小,若將試件兩端設(shè)計(jì)成牛腿的形式,牛腿部分的配筋難以實(shí)現(xiàn),導(dǎo)致最終受力效果并不理想[15-16]。故基于現(xiàn)有試驗(yàn)條件及成本考慮,本試驗(yàn)于各試件頂端放置一塊20 mm厚的鋼墊板,以實(shí)現(xiàn)不同的偏心距。同時(shí),為保證鋼墊板與混凝土表面完全接觸、均勻施壓,于試件的上、下表面均鋪設(shè)一層細(xì)砂,以最大程度地減小誤差。鋼墊板與試件接觸部分的中心線即為上壓板施加荷載的中心線,通過調(diào)整鋼墊板的位置,實(shí)現(xiàn)不同的偏心距,如圖4所示。

2 結(jié)果與討論

2.1 試件受壓破壞結(jié)果

經(jīng)試驗(yàn)可知,各試件的極限荷載Nu隨著偏心距增加逐漸減小,且降幅遞增,結(jié)果如表4所示。

表4 試件的設(shè)計(jì)參數(shù)及極限荷載Table 4 Design parameters and Nu of specimens

2.2 試驗(yàn)過程及破壞形態(tài)

本次試驗(yàn)中,所有試件的破壞模式均為受壓側(cè)珊瑚礁混凝土被壓碎,且GFRP縱筋始終未發(fā)生屈服。

全截面受壓破壞:偏心距為7.5、15 mm的試件發(fā)生全截面受壓破壞。以偏心距為15 mm的試件為例。三種配箍率試件的破壞形態(tài)均為:受壓側(cè)珊瑚礁混凝土劈裂破壞,呈現(xiàn)出明顯的破壞區(qū)。試件在發(fā)生破壞時(shí)十分突然,無明顯變形,與普通鋼筋混凝土柱的小偏心受壓破壞類似,屬于典型的脆性破壞。

部分截面受壓破壞:偏心距為30、45、60 mm的試件發(fā)生部分截面受壓破壞。以偏心距為45 mm的試件為例。隨著加載進(jìn)行,三種配箍率試件的側(cè)面均陸續(xù)出現(xiàn)細(xì)小、密集的新裂縫,分布于受拉區(qū)棱邊附近,并呈現(xiàn)出向受拉側(cè)發(fā)展延伸的趨勢。繼續(xù)加載,受壓側(cè)珊瑚礁混凝土裂縫不斷加深、變寬,發(fā)出明顯的“咝咝”聲,同時(shí)受拉側(cè)裂縫逐漸橫向發(fā)展,最終試件伴著一聲脆響而宣告被破壞。不同于普通鋼筋混凝土柱大偏心受壓破壞[17-18],這三個(gè)試件的破壞形態(tài)均為:受壓側(cè)混凝土劈裂破壞,受壓側(cè)GFRP縱筋發(fā)生嚴(yán)重的剪切斷裂,GFRP箍筋直接被拉斷;受拉側(cè)裂縫、撓度變化并不明顯,仍屬于典型的脆性破壞。

2.3 GFRP縱筋彎矩-應(yīng)變曲線

圖5為GFRP縱筋的彎矩-應(yīng)變(M-ε)曲線。由圖5(a)可知,加載初期試件未開裂,GFRP筋的應(yīng)變隨彎矩增加而增大,受壓側(cè)GFRP筋的M-ε曲線呈線性上升狀態(tài),筋材處于線彈性階段。彎矩增加至6～8 kN·m,各試件陸續(xù)出現(xiàn)裂縫。其中,試件PY-7.5、PY-15曲線出現(xiàn)明顯的拐點(diǎn),且曲線斜率逐漸減小,應(yīng)變增長速度加快,直至破壞;而試件PY-30、PY-45、PY-60曲線無明顯拐點(diǎn),但曲線斜率逐漸增大,應(yīng)變增長速度減小。原因在于,加載過程中部分截面受壓試件(PY-30、PY-45、PY-60),其側(cè)向變形逐漸加大,應(yīng)力分布不均勻,導(dǎo)致內(nèi)部GFRP縱筋出現(xiàn)應(yīng)力重分布;同時(shí),考慮到剪力滯后效應(yīng)的影響,GFRP縱筋之間混凝土的剪切變形量存在差異,最終受壓側(cè)GFRP應(yīng)變增長速度減小。由圖5(b)可知,加載初期,各試件受拉側(cè)GFRP縱筋的曲線增長規(guī)律與受壓側(cè)類似。其中,試件PY-7.5、PY-15受拉側(cè)縱筋只產(chǎn)生壓應(yīng)變,試件PY-45、PY-60受拉側(cè)縱筋只產(chǎn)生拉應(yīng)變。

圖5 GFRP縱筋的M-ε曲線Fig.5 M-ε curves of GFRP longitudinal bars

然而,試件PY-30受拉側(cè)縱筋、受拉側(cè)混凝土的曲線變化比較特殊。對比可知,GFRP筋開始受壓(圖5(b)),當(dāng)彎矩增加至10～12 kN·m時(shí),曲線斜率突然反向,GFRP筋開始受拉?？蓪⒋诉^程視為一種臨界狀態(tài),分為三個(gè)階段分析:1)第一階段,混凝土未開裂。增大偏心距,相當(dāng)于增大受拉側(cè)到中性軸的距離,故混凝土受拉;而受拉側(cè)GFRP縱筋距中性軸較近,故只受壓。2)第二階段,混凝土開裂。裂縫使混凝土內(nèi)部骨料發(fā)生變形,應(yīng)力發(fā)生重分布,則受拉區(qū)拉應(yīng)力減小,壓應(yīng)力增大,因此混凝土開始與縱筋共同承受壓應(yīng)力。3)第三階段,GFRP筋受拉。隨著受拉區(qū)裂縫開展以及試件壓縮變形增加,受拉區(qū)出現(xiàn)明顯縱向裂縫,且角部混凝土被拉裂退出工作,故拉裂截面區(qū)域所產(chǎn)生的較大拉應(yīng)力只能由GFRP筋承擔(dān),未開裂的混凝土則繼續(xù)承擔(dān)壓應(yīng)力。

2.4 珊瑚礁混凝土彎矩-應(yīng)變曲線

圖6為珊瑚礁混凝土的M-ε曲線。從圖6(a)可知,加載初期各曲線的線性增長趨勢不明顯,斜率分布不均勻,非線性增長持續(xù)時(shí)間較長。隨著偏心距增大,曲線拐點(diǎn)出現(xiàn)越快,且拐點(diǎn)出現(xiàn)后應(yīng)變的增長幅度越大。對比試件PY-7.5、PY-15、PY-30的極限應(yīng)變值,發(fā)現(xiàn)偏心距每增大7.5 mm,極限應(yīng)變值就在原來基礎(chǔ)上下降16.5%,說明由于珊瑚礁混凝土具有非均質(zhì)性、離散性,其應(yīng)變值對偏心距的變化較敏感。由圖6(b)可知,除試件PY-30外,其余試件的受拉側(cè)珊瑚礁混凝土M-ε曲線的變化規(guī)律與受壓側(cè)基本一致,此處不再贅述。

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

2.5 彎矩-位移、彎矩-撓度曲線

圖7(a)、(b)分別為試件的彎矩-位移(M-s)曲線、彎矩-撓度(M-f)曲線。由圖7(a)可知,各試件的位移峰值為2.0～2.3 mm。加載初期,除試件PY-60,其余位移曲線呈線彈性增長;當(dāng)裂縫出現(xiàn)后,曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),斜率減小,位移增加明顯。而對于試件PY-60,其加載初期的位移曲線斜率較大,出現(xiàn)拐點(diǎn)后斜率減小。原因在于:1)珊瑚礁混凝土內(nèi)部骨料的脆性與離散性均大于普通混凝土,且偏心距較大,故試件PY-60內(nèi)部應(yīng)力傳遞路徑容易改變,位移增長速度先慢后快;2)在試件端部施加偏心荷載往往只引起端部位置的變形與破壞,對試件中部影響甚微,即端部位移較大,中部位移較小。整個(gè)加載過程中,各曲線斜率直至接近極限荷載時(shí)才開始放緩,當(dāng)試件被破壞后,壓力機(jī)施加的荷載立即變小,上壓板回升,故各曲線出現(xiàn)下降段,且斜率各不相同。由圖7(b)可知,在偏心壓力作用下,試件的撓度隨彎矩增加而不斷變大。加載初期,混凝土外表面未開裂,各試件的撓度隨荷載增加近似呈線性增長;當(dāng)達(dá)到開裂荷載時(shí),曲線出現(xiàn)拐點(diǎn),斜率變小,撓度逐漸增大,試件開始進(jìn)入塑性變形階段;當(dāng)加載至試件被破壞,曲線迅速回落。

圖7 試件的M-s曲線和M-f曲線Fig.7 M-s curves and M-f curves of specimens

3 ANSYS數(shù)值分析

3.1 建立幾何模型

基于試件截面尺寸較小,且不考慮GFRP筋與珊瑚礁混凝土之間的相對滑移,故采用分離式建模。Solid65單元是三維實(shí)體模型,可較好地處理材料非線性問題,并且能在其實(shí)體模型中加入桿單元[19-21]。采用Solid65單元模擬C30珊瑚礁混凝土,參數(shù)設(shè)置為:彈性模量30.09 MPa、泊松比0.26、單軸抗壓強(qiáng)度[19]fc=0.76fcu、單軸抗拉強(qiáng)度[19]ft=0.24fcu3/4。

Link180單元作為一種三維空間桿單元,當(dāng)不考慮其與珊瑚礁混凝土之間的黏結(jié)滑移且二者滿足位移協(xié)調(diào)時(shí),可與混凝土單元共用節(jié)點(diǎn)并建立聯(lián)系[19-21]。采用Link180模擬GFRP筋單元,參數(shù)設(shè)置為:受拉彈性模量125.48 GPa、受壓彈性模量48.83 GPa、抗拉強(qiáng)度1 910.85 MPa、抗壓強(qiáng)度450.19 MPa、泊松比0.23。

3.2 加載方式及邊界條件

本文采用在試件底端施加全固定位移約束,在頂端施加軸向荷載的方式進(jìn)行加載?？紤]到珊瑚礁混凝土為典型的非線性材料,若采用集中力對試驗(yàn)柱進(jìn)行加載,容易出現(xiàn)局部應(yīng)力集中,這不僅影響ANSYS計(jì)算精度,還容易導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不收斂[22-23]。故需在受壓試件頂端設(shè)置一個(gè)剛性部件(彈性模量210 GPa),其在施荷過程中只能產(chǎn)生剛體位移而不發(fā)生變形[24-25]。偏心距通過調(diào)整剛性部件形心至試驗(yàn)柱模型形心的距離來控制。為確保荷載沿試驗(yàn)柱軸向傳遞,將集中力換算成均布荷載施加于剛性部件上,同時(shí)剛性部件與試驗(yàn)柱頂端接觸的位置建立一個(gè)耦合(coupling)約束,防止剛體與混凝土接觸面發(fā)生相對滑動(dòng)。

基于上述5組偏心距,采用ANSYS分別計(jì)算每組偏心距下3種配箍形式(間距100、75、50 mm)試件的承載力,如表5所示。經(jīng)ANSYS計(jì)算,各偏心距下配箍率0.375%(間距100 mm)的試件,其ANSYS模擬極限荷載Nans與試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果Ncal吻合較好。

表5 ANSYS模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Table 5 Comparison of ANSYS simulated results and tested results

3.3 彎矩-撓度曲線

圖8為相同偏心距,不同配箍率試件的彎矩-撓度(M-f)曲線。由圖8可知,相同偏心距試件,當(dāng)其配箍率增加至0.750%(間距50 mm)時(shí),其加載初期的曲線斜率略大于另兩種配箍曲線,且其極限撓度明顯小于另兩種配箍曲線。以偏心距30 mm試件(圖8(c))為例,當(dāng)配箍率增加至0.750%時(shí),其極限撓度僅為0.313 mm,分別約為配箍率0.375%(間距100 mm)、0.500%(間距75mm)試件極限撓度的62.23%、71.46%。由此可見,配箍率的增加,不僅能提高試件的承載力,還有利于減小柱跨中撓度。

圖8 不同配箍率試件的彎矩-撓度曲線Fig.8 M-f curves of specimens with different stirrup ratios

4 彎曲延性分析

4.1 延性系數(shù)計(jì)算

延性指構(gòu)件在達(dá)到極限承載力后抵抗變形的能力。為評定珊瑚礁混凝土柱的彎曲延性指標(biāo),基于文獻(xiàn)[26],同時(shí)考慮珊瑚骨料的脆性、離散性,重新定義延性系數(shù)μ的計(jì)算方法,即

(1)

式中:Δ′u為構(gòu)件加載到85%極限荷載時(shí)的位移,mm;Δσ指構(gòu)件加載至95%極限荷載時(shí)的位移,mm。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果,采用式(1)分別計(jì)算5個(gè)偏壓試件的延性系數(shù),計(jì)算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好,如圖9所示。

圖9 延性系數(shù)計(jì)算結(jié)果與模擬結(jié)果Fig.9 Test results and simulation results of ductility coefficient

基于數(shù)值模擬結(jié)果,繪制出各偏心距試件的延性系數(shù)μ隨配箍率ρv的變化曲線,如圖10所示。由圖10可知,所有試件的延性系數(shù)均較小,其值均處于1.0～1.3,試件延性明顯不足,脆性破壞特征明顯。隨著配箍率ρv的增大,各試件的延性系數(shù)變化也相差無幾。其中,當(dāng)配箍率為0.500%時(shí),試件的延性系數(shù)隨偏心距的增大而依次減小,其中試件PY-7.5的延性系數(shù)最大(即1.28),而試件PY-60的延性系數(shù)最小(即1.01),后者較前者減小了21.09%。當(dāng)配箍率增加至0.750%,所有試件延性系數(shù)均集中于1.0～1.1,說明當(dāng)配箍率增大到一定程度,其對珊瑚礁混凝土偏壓構(gòu)件變形能力的影響甚微。

圖10 延性系數(shù)隨配箍率的變化Fig.10 Variation of ductility coefficient with stirrup ratios

4.2 截面曲率分析

基于構(gòu)件的破壞模式,且考慮珊瑚礁混凝土、GFRP筋脆性材質(zhì)對截面彎曲性能的影響,修正截面曲率計(jì)算方法。參考文獻(xiàn)[27],GFRP筋-珊瑚礁混凝土偏壓試件截面曲率φ的計(jì)算公式可修正為

(2)

式中:εc為受壓區(qū)珊瑚礁混凝土極限壓應(yīng)變,無量綱;εf為受拉區(qū)GFRP縱筋極限拉應(yīng)變,無量綱;h0為受拉區(qū)縱筋形心至受壓區(qū)珊瑚礁混凝土邊緣的距離,mm。

針對試驗(yàn)結(jié)果,基于公式(2),繪制5個(gè)偏壓試件的彎矩-曲率(M-φ)關(guān)系曲線,如圖11所示。由圖11可知,試件截面曲率隨偏心距增大而遞增,但最大峰值曲率仍較小。其中,全截面受壓破壞試件(PY-7.5、PY-15)的截面峰值曲率平均值為0.22 rad·m-1,僅約等于部分截面受壓破壞試件(PY-30、PY-45、PY-45)峰值曲率平均值的75.86%。部分截面受壓破壞試件的最大峰值曲率僅為0.30 rad·m-1,原因在于:1)珊瑚礁混凝土的脆性、離散性導(dǎo)致構(gòu)件的延性存在偏差;2)發(fā)生部分截面受壓破壞時(shí),試件受壓側(cè)GFRP筋剪切斷裂嚴(yán)重,該過程脆性明顯。

圖11 試件的M-φ曲線Fig.11 M-φ curves of specimens

5 結(jié) 論

1)所有試件的最終破壞模式均為:受壓區(qū)珊瑚礁混凝土被壓碎,呈現(xiàn)明顯的脆性。其中,全截面受壓的破壞模式與普通鋼筋混凝土柱類似,拉、壓兩側(cè)GFRP縱筋均不發(fā)生屈服;部分截面受壓的破壞模式與普通混凝土柱不同,其受拉側(cè)裂縫、撓度不明顯,但受壓側(cè)GFRP縱筋、箍筋發(fā)生嚴(yán)重的剪切斷裂。

2)經(jīng)ANSYS數(shù)值分析,各試件承載力模擬計(jì)算結(jié)果同試驗(yàn)值吻合較好,故該模型具有一定的參考意義;同時(shí),增加配箍率,不僅能夠提高構(gòu)件的承載力,還有利于減小柱中撓度。

3)所有試件的延性系數(shù)均較小,主要集中于1.0～1.3,試件延性明顯不足,脆性破壞特征明顯。試件的截面曲率隨偏心距增加而增大,但最大峰值曲率仍較小。