frp-混凝土-钢双壁空心管抗弯性能试验研究

frp-混凝土-钢双壁空心管抗弯性能试验研究

fp-混凝土双壁空心管（以下简称双壁空心管）是一种新型结构组件，由内部圆弧管、外部纤维增强纤维配合材料（frp）和两个管之间的混凝土组成。双壁空心管可用作承受轴压力为主的构件,但结构计算分析、尤其结构静动力弹塑性计算时,其弹性弯曲刚度、屈服后的弯曲刚度以及受弯承载力等抗弯性能,是不可缺少的参数。本文通过3根双壁空心管试件的抗弯试验以及试件和12个模型的条带法计算,研究双壁空心管的抗弯性能,提出了双壁空心管截面受弯承载力计算式和用弯曲刚度表示的截面弯矩-曲率曲线三折线模型。1试件的材料和量测点的布置试件的编号为B1、B2和B3,长2m。B1采用碳纤维(CFRP)管,B2、B3采用混杂纤维管。混杂纤维管的内层为CFRP,外层为玻璃纤维(GFRP),两者的质量比为1∶1。试件的FRP管均为常温固化的螺旋缠绕管,缠绕角度(FRP管的纤维与轴向的夹角)为80°;玻璃纤维为S玻璃纤维,碳纤维类别为T700,纤维的体积含量均为0.75。试件的FRP管内壁涂抹环氧树脂,粘贴石英砂。所用管材的参数及实测力学性能见表1。表中,Do、tFRP分别为FRP管的内径和壁厚;Da、ta分别为钢管的外径和壁厚。FRP管的抗压、抗拉强度f、弹性模量E和Poisson比ν分别由FRP环形试件的轴向抗压和环向抗拉试验得到;f的两个值分别为屈服强度和极限强度实测值,取抗拉与抗压强度相同。B1、B2的钢管中心线与FRP管中心线重合,B3的钢管中心线与FRP管中心线不重合,钢管偏向受拉区。试件的参数见表2。表中,e为偏心距,取钢管截面圆心与FRP管截面圆心之间的距离;fc为混凝土轴心抗压强度试验值,取fc=0.76fcu,fcu为实测混凝土立方体抗压强度;fr/fc为纤维特征值,fr为最大径向约束应力,fr=2fhtFRP/Do,fh为FRP的环向抗拉强度。本文确定fh的环形试件从FRP管上截取。由文,fh取环向拉伸试验值fh,FRP的1.75倍,即fh=1.75fh,FRP。试件水平放置,两端为滚轴支座,用一个千斤顶加力,通过分配梁将力施加在试件的三分点位置,使试件中部1/3为纯弯。量测包括:荷载、FRP管的轴向和环向应变、试件跨中和三分点的挠度,试件的伸长变形以及FRP管、钢管和混凝土之间的滑移。试验装置、测点布置见图1。所有数据用计算机数据采集系统自动记录。2试验结果及分析2.1试验结果与分析试验采用单调连续加载。加载到45kN左右时,试件内发出噼啪的声响,实测的跨中弯矩M-挠度δ关系曲线有明显的拐点,试件的刚度降低,跨中弯矩由实测荷载计算所得。当钢管开始受拉屈服时,FRP管尚未出现可见的受拉裂缝。FRP管第一条受拉裂缝出现在试件三分点附近;随荷载增大,FRP管的受拉裂缝增多。加载到70kN左右时,试件顶部发出声响,FRP管出现受压裂缝。试验结束时,跨中挠度达到跨度的1/24,荷载仍未下降,试件具有很大的变形能力。试件的FRP管与混凝土之间没有出现滑移;B1的钢管与混凝土之间未出现滑移,B2和B3没有钢板封堵的一端钢管与混凝土之间分别有2mm和5mm的滑移量。产生滑移的原因,是弯剪段的纵向剪应力大于钢管与混凝土之间的粘结应力。随着钢管顶部和混凝土顶部之间距离的增加(B1、B2和B3分别为25mm、38mm和56mm),钢管与混凝土交界处剪应力增大,钢管与混凝土之间的滑移量增大。B3破坏后照片如图2所示。2.2b2b、b3的frp管和钢管的抗弯承载能力图3所示为试件的跨中弯矩(M)-挠度(δ)关系曲线。B2、B3的FRP管和钢管分别相同,但由于B3的钢管偏向截面的受拉区,截面受拉区钢管和受压区混凝土的面积大于B2,使B3的抗弯承载能力高于B2。2.3凝土受弯构件B3的跨中弯矩M-环向应变εh关系曲线如图4所示。图4中,y为应变片距梁底的距离,h=Do+2tFRP。图4表明,与钢管混凝土受弯构件类似,截面受压区的FRP管环向受拉,FRP管对受压区混凝土有约束作用;由于Poisson效应,截面受拉区的FRP管轴向受拉、环向受压;顶部环向拉应变大于底部环向压应变的绝对值;梁顶与中和轴之间的纵向压应变存在应变梯度,FRP管对受压区混凝土的约束作用也随之变化;梁底与中和轴之间的纵向拉应变也存在着应变梯度,FRP管对受拉区混凝土没有约束作用。2.4梁顶和梁底引伸仪滑移分析图5为不同荷载阶段跨中截面沿高度的纵向应变分布。图中,纵轴为应变量测位置与过FRP管截面圆心水平面的竖向距离H;图中数字为荷载与最大竖向荷载Pmax的比值,B1梁顶和B2梁底引伸仪在加载后期掉落。图5表明,由于B1的钢管、FRP管和混凝土之间没有滑移,其应变分布基本符合平截面假定;B2、B3由于钢管和混凝土之间出现滑移,钢管底部实测拉应变(图5b纵坐标-57mm、图5c纵坐标-75mm处)小于平截面假定应达到的拉应变,随着滑移量的增大,应变分布不符合平截面的程度加重。2.5混凝土弯矩值mfs3试件的实测受弯承载能力见表3。表3中,Mm为试验停止时试件的跨中弯矩。采用4种方法确定试件的受弯承载力:Mfs1为受压区混凝土最大压应变达到0.0033时的弯矩值;Mfs2为受拉区最大拉应变达到0.01时的弯矩值;Mfs3为试件跨中挠度达到L/50(即36mm)时的弯矩值;Mfs4为纯弯段在跨中产生的挠度(即试验所测跨中挠度减去三分点挠度)达到纯弯段跨度的1/100(即L/300=6mm)时的弯矩值。3曲线曲线双壁空心管的截面弯矩-曲率曲线,反映了其抗弯性能,由曲线可以得到双壁空心管构件截面弯曲刚度变化的全过程。3.1拉-轴压应力应变关系采用平截面假定和条带法编制程序计算试件的截面弯矩-曲率关系。双壁空心管内混凝土受压应力-应变关系采用文模型,如图6所示。根据模型的适用范围,本文采用第2种模型(图6曲线②,图中参数的取值见文)。受拉区混凝土承受的拉力很小,为简化,忽略受拉区混凝土和FRP管的作用。受压区FRP管处于环拉-轴压受力状态,采用正交各向异性线弹性应力-应变关系模型,由Tsai-Hill强度准则,受压区FRP管轴压应力大于其轴压强度后,退出工作;计算时取其实测的轴向抗压、环拉E和ν。条带法计算得到的3个试件的截面弯矩-曲率曲线与试验结果示于图7。图中试验曲率由安装在试件截面顶部和底部引伸仪量测结果计算得到。受压区混凝土最大压应变达到0.0033时的受弯承载力Mfs列于表4。结果表明,当钢管和混凝土之间无滑移(B1)时,受弯承载力的计算值和试验值、计算曲线与试验曲线吻合较好;当钢管和混凝土之间有滑移(B2,B3)时,计算曲线高于试验曲线,这主要是由于平截面假定高估了受拉区钢管的应力。图中,试件B2在弯矩为21kN·m左右时,FRP管出现树脂受压剪切裂缝,荷载略有下降,继续加载,荷载上升,曲率加大。工程中钢管两端采用钢板封堵,在钢管上焊接环向锚固钢筋或栓钉等措施,可以明显减少钢管与混凝土之间的滑移。滑移对试件截面弯矩-曲率关系的影响尚需进一步研究。3.2钢管应变与变形与钢管混凝土受弯构件类似,双壁空心管受弯构件的截面弯矩-曲率曲线可分为弹性、弹塑性和强化3个阶段。参考文,以FRP对管内混凝土开始明显发挥约束作用作为构件进入强化段的标志,定义在截面受压区边缘混凝土达到无约束混凝土极限压应变εu=0.0033时,构件达到其受弯承载力。在推导双壁空心管截面名义受弯承载力时,采用如下基本假定:1)变形过程中构件截面保持平面。2)忽略受拉区混凝土和FRP管对抗拉的贡献。3)截面受压区边缘混凝土压应变εu取0.0033。4)截面受压区混凝土的应力图形采用等效矩形应力分布。由文应力-应变关系模型,εu为0.0033时,FRP对核心混凝土略有约束作用,经分析,其等效抗压强度f′cm=(1+0.2fr/fc)/fc。5)矩形应力图的高度x与中和轴高度xn的比值β随相对受压区高度ξn而变化,当ξn≤0.5时,β=0.8;当0.5<ξn≤0.75时,β=1.0667-0.2667。由基本假定,可得计算简图如图8所示。图8中,θ为圆心角,下脚标x、n、ex、ax′、ax分别表示混凝土等效受压区高度对应FRP管圆心、核心混凝土受压区高度对应FRP管圆心、钢管受压区高度对应钢管圆心、钢管受压区进入塑性区界限点对应钢管圆心、钢管受拉区进入塑性区界限点对应钢管圆心;ξ为等效混凝土相对受压区高度;截面有效高度h0=ro+ra+e;ε′y、f′a、εy、fa分别为钢管的受压、受拉屈服应变和强度;ro、ra分别为FRP管的内半径和钢管的外半径;γ′=f′a/(0.0033Ea)、γ=fa/(0.0033Ea)分别为钢管受压、受拉屈服应变与受压区边缘混凝土压应变εu的比值;σc,FRP为FRP管的轴压应力。取f′a=fa,由截面轴力和力矩平衡,整理后得下列计算式:Ν=C1f´cmAc+C2faAa+C3σc,FRΡAFRΡ‚(1)Μfs=C4f´cmAcξh0+C5faAa(ra+e)+C6σc,FRΡAFRΡ(ro+e).(2)式中:A为横截面面积,下脚标c、a、FRP分别表示混凝土、钢管和FRP管;C1=[(2θx-sin2θx)r2o-(2θex-sin2θex)r2a]/[2π(r2o-r2a)]；C3=(sinθn-θncosθn)/[π(1-cosθn)]；C4=[0.5(r3o-r3a)-2rocosθn(r2o-r2a)+2rocosθn(r2ocosθx-r2acosθex)+2r2ae(1-cosθex)-0.5(r3ocos2θx-r3acos2θex)]/[πξh0(r2o-r2a)]；C6=(θn-1.5sin2θn+2θncos2θn)ro/[2π(1-cosθn)(ro+e)].ra-e≤γ′ξnh0时∶C2=[0.0033Eaγ′(sinθax-θaxcosθax)+fa(sinθax+πcosθax-π-θaxcosθax)]/[faπ(1-cosθax)]‚C5=ra[(0.0033Eaγ′+fa)(θax-0.5sin2θax-2sinθaxcosθex+2θaxcosθaxcosθex)+2πfacosθex(1-cosθax)]/[2π(1-cosθax)(ra+e)].ra-e>γ′ξnh0时∶C2=(θax+θax′-π)/π‚C5=ra[θax-θax′+2cosθex(sinθax′-sinθax+θaxcosθax-θax′cosθax′)]/[π(cosθax′-cosθax)(ra+e)]+(sinθax′+sinθax)ra/[π(ra+e)]+racosθex/[π(ra+e)].对于受弯构件,N=0,可推导得等效混凝土相对受压区高度ξ,从而得到C4、C5、C6和受弯承载力。C4、C5、C6的计算比较复杂,为便于工程应用,建立受弯承载力简化计算式。如前所述,钢管与混凝土之间无滑移时,条带法计算结果与试验结果符合较好。采用条带法计算3个试件和12个双壁空心管计算模型的截面弯矩-曲率曲线,试件和计算模型的参数以及受弯承载力计算结果Mfs见表4。回归计算结果,可得:ξ=faAa/(f´cmAck4v+3.3faAa+0.5fc,FRΡAFRΡ)‚C4=ξ(ra+e)/ro‚C5=1/(1+1.3ξ)‚C6=0.088fc,FRΡ/σc,FRΡ.其中fc,FRP为FRP管的轴压强度。于是,可得双壁空心管受弯承载力Mfs的简化计算式为Μfs=f´cmAcξ2h0(ra+e)/ro+faAa(ra+e)/(1+1.3ξ)+0.088fc,FRΡAFRΡ(ro+e).(3)用式(3)计算的3个试件和12个模型的Mfs值列于表4,与条带法计算结果之比的平均值为1.013,标准差为0.04,吻合较好。3.3斜截面弯曲刚度将M-ue001φ曲线简化为三折线,折线的斜率分别为弹性段、弹塑性段和强化段的截面弯曲刚度。回归试验结果和条带法计算结果,得到M-ue001φ曲线的表达式:EΙ=Μφ={EaΙa+0.5(Ec,FRΡΙFRΡ+EcΙc)‚0≤Μ≤0.7Μfs；0.1[EaΙa+0.5(Ec,FRΡΙFRΡ+EcΙc)]‚0.7Μfs＜Μ≤Μfs；0.015[EaΙa+0.5(Ec,FRΡΙFRΡ+EcΙc)]‚Μfs＜Μ.(4)式中:EI为双壁空心管构件截面的弯曲刚度;I为截面的惯性矩;M为构件所受弯矩。式(4)计算得到试件的M-ue001φ全曲线为图7中的三折线,试件B1、B2与条带法计算结果符合较好。4钢管与混凝土之间受弯性能1)双壁空心管受弯时,受拉区的FRP管环向受压、出现受拉裂缝,受压区的FRP管环向受拉、出现受压裂缝,跨中挠度达到跨度的1/24时承载力尚未下降。2)偏向截面受拉区设置钢管,可以提高双壁空心管构件的受弯承载力。3)采用平截面假