FRP-混凝土鋼管組合方柱偏心受壓性能研究

王勇智，王 代，，雷慶強，李趁趁

（1.中州大學 工程技術學院，河南 鄭州 450044；2.鄭州大學 新型建材與結構研究中心，河南 鄭州 450002；3.中交第一公路工程局橋隧工程有限公司，河北 保定 074000）

纖維增強聚合物（FRP）材料具有許多良好的材料性能，如比強度高，比模量大，良好的耐腐蝕性能和抗疲勞性能等.因此，近年來，FRP在既有結構的修復加固以及新建結構中得到越來越廣泛的應用.FRP-混凝土-鋼管組合柱由外FRP管、內鋼管及二者之間填充的混凝土三部分組成.關于FRP-混凝土-鋼雙壁管柱在軸壓、偏壓荷載及彎曲荷載下的性能已進行了較多研究[1-5]，由于內外管的約束，核心混凝土的強度和延性均得到較大提高.

方形截面柱因其可靠的梁柱連接方式及易于裝修等優(yōu)點，目前與圓形柱有著幾乎同樣廣泛的應用.在實際工程中，軸心受壓是一種較為理想的受力方式，即使理論上設計的軸心受壓也可能因為施工偏差、混凝土不均勻性及荷載作用位置的不確定性等原因造成一定程度的偏心，因此，對FRP-混凝土-鋼管組合方柱在偏心荷載作用下受壓性能的研究具有更大實際價值.文獻[4]研究了組合圓柱在小偏心距下的力學性能，但關于FRP-混凝土-鋼管組合方柱在偏壓荷載下的研究還很有限.本文進行了FRP-混凝土-鋼管組合方柱在軸向偏心荷載下的試驗研究，重點研究偏心距、FRP布層數對組合柱偏壓性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

按偏心距的不同，制作了3個系列共9個試件.試件高度500 mm，試件混凝土外邊長150 mm，倒角半徑20 mm，所有試件均采用外徑為76 mm、厚度為4 mm的鋼管.試件具體參數詳見表1.

混凝土采用同一設計配合比，設計強度為C40.澆筑用模板如圖1所示.鑒于外模板和內鋼管之間空間較小，試驗所有試件均采用人工分層振搗.成型偏心距不為零的兩個系列FRP外管時，首先在試件受拉側（在混凝土澆筑時已經做好標記）粘貼軸向FRP布，然后纏繞兩層環(huán)向FRP布.為防止柱頭部分在試驗中局部被壓壞，在兩端柱頭處分別環(huán)向纏繞3層增強CFRP布.

表1 試件設計參數及主要試驗結果Tab.1 Details of specimen and key test results

1.2 材性試驗

每個試件的混凝土立方體抗壓強度如表1，混凝土軸心抗壓強度49.2MPa.試驗中采用的FRP布均為GFRP布，名義厚度0.17 mm，彈性模量160 GPa，抗拉強度2 650 MPa.拉伸試驗得到鋼材的屈服強度為331.8 MPa，極限抗拉強度為465.5 MPa.另外，進行了空鋼管的軸壓試驗，試驗時采用力控方式加載，加載速率在鋼管屈服前為1 kN/s，在鋼管屈服后為0.5 kN/s.

1.3 試驗量測與加載

偏心距為零的軸心受壓試件，在鋼管中截面對稱位置上分別粘貼1個軸向應變片和1個環(huán)向應變片用于測定鋼管的應變.在外FRP布中高度截面搭接區(qū)外粘貼3個環(huán)向應變片量測組合柱的環(huán)向應變；偏心受壓試件，在鋼管中截面對稱位置分別粘貼1個軸向應變片用于量測鋼管受拉側和受壓側的軸向應變.在中高度截面外FRP布4個側面上各粘貼1個軸向應變片用于量測組合柱的軸向應變.

對于偏心距為0的軸心受壓試件，在相對兩側對稱布置2個位移計用于量測組合柱的軸向變形，位移計標距270 mm.對于偏心受壓試件，在受拉側（粘貼軸向FRP布的側面）沿柱高四分點布置3個橫向位移計，用于量測組合柱的側向變形，如圖2.

試驗加載采用200 t電液式壓力試驗機.通過刀口鉸來實現對偏心距的控制，首先固定下端刀口鉸于試驗機中心位置，然后在上下承壓板上畫出對應的偏心距刻度線.試件加載前，將試件與壓力機進行精確的幾何對中與物理對中，以保證試件盡可能僅承受單向偏心荷載作用，從而實現試件在對應偏心距下的加載.應注意使粘貼軸向FRP布的一側為受拉側.

嚴格遵照《混凝土結構試驗方法標準》(GB50152-02)的有關規(guī)定進行試驗，應變片及位移計讀數由IMP動態(tài)采集系統自動采集.

圖1 成型試件的模板Fig.1 Formwork for casting concrete

圖2 試件的量測Fig.2 Measurement of specimens

2 試驗現象及結果分析

2.1 試驗現象

加載初期，試件表面沒有明顯變化，隨著荷載的增大，受壓區(qū)開始出現褶皺并有零星響聲，受拉區(qū)FRP布出現白色細紋，側向撓度的增長加快，試件的彎曲變形也越來越明顯，試件最終因受壓區(qū)混凝土被壓碎、FRP布被撕裂而破壞，見圖3.

2.2 極限承載力分析

承載力對比如圖4所示，兩個相同試件極限承載力取平均值.試件 ESC1可以看作偏心距為0的偏壓構件，其極限承載力最大.由圖4及表1可知，隨著偏心距的增大，試件的極限承載力逐漸減小.偏心距相同的情況下，軸向粘貼2層FRP布試件的承載力大于粘貼1層軸向FRP布的試件，即同一偏心距下試件極限承載力在一定范圍內隨著FRP布層數的增大而增加，說明FRP布對混凝土的約束作用一定程度上提高了組合柱的承載力.綜合比較分析表明，偏心距的大小對試件極限承載力的影響起決定性作用.

2.3 側向撓度分析

試件在不同受力階段的側向撓度曲線見圖5a），其中縱坐標為數據采集點位置與柱高的比值， 為數據采集時的荷載與峰值荷載的比值.在加載的初始階段，撓度曲線上下部分基本趨于對稱，并基本接近正弦曲線，隨著荷載接近最大荷載值，撓度曲線均呈現出距柱底端四分之三高度處撓度最大的現象，可能受試件高度相對截面尺寸較小的因素影響，且隨著荷載的增大，所有試件各測點的撓度逐漸增大，當荷載達到極限荷載時撓度最大.

圖5b）為試件ESC2-1a、ESC3-1a、ESC2-2a、ESC3-2a在極限荷載下側向撓度沿柱高度變化曲線圖.結果表明，在外FRP包裹完全相同的情況下，隨著偏心距的增大，試件沿柱高度方向上所有側向撓度最值增大.在偏心距為15mm的情況下，FRP層數對試件側向撓度影響相對明顯，即FRP層數多的試件側向撓度小；當偏心距為30mm時，兩個試件側向撓度變化曲線幾乎重合，說明FRP布層數對試件側向撓度基本無影響.由此發(fā)現，偏心距對試件側向撓度的變化起主要作用，FRP布層數的影響較小，小偏心距下軸向FRP布能夠一定程度上提高組合柱的變形能力.

2.4 軸向應變分析

圖3 試驗后的試件Fig.3 Specimen after test

圖4 承載力比較Fig.4 Bearing capacity histogram

圖5 側向撓度變化曲線Fig.5 Lateral deflection curves

偏心距為0的試件ESC1軸向荷載-應變關系曲線（圖6），其中鋼管軸向應變、環(huán)向應變和組合柱環(huán)向應變分別為相應應變片讀數的平均值，組合柱軸向應變由兩個位移計讀數平均值經計算得到，以壓應變?yōu)檎?由圖6可知，在應變隨著荷載變化的過程中，軸向應變和環(huán)向應變基本呈線性增加，環(huán)向應變增加相對緩慢，當加載至400 kN，軸向應變迅速增加，這表明鋼管在軸向已開始屈服，而荷載-環(huán)向應變關系曲線仍維持原來斜率線性變化.在加載的初始階段，鋼管和組合柱的應變曲線基本重合，隨著荷載的增大，鋼管的軸向應變大于組合柱的軸向應變，而組合柱的環(huán)向應變逐漸大于鋼管的環(huán)向應變.

圖6 試件ESC1軸向荷載-應變曲線Fig.6 Axial load-strain curves of ESC1

圖7 組合柱軸向荷載-軸向應變曲線Fig.7 Axial load-strain curves of composite columns

圖7為偏心受壓試件組合柱軸向荷載-軸向應變關系曲線，應變值由FRP布上中截面相應位置應變片得到.由圖7可知，偏心距大小對組合柱受壓側軸向荷載-軸向應變曲線影響較為明顯，偏心距大的試件其應變值大，且隨著荷載的增加，差值逐漸增加.偏心距大的試件ESC3-1a、ESC3-2a受拉側軸向荷載-軸向應變曲線趨勢相似，加載開始即為拉應變，偏心距小的試件ESC2-1a、ESC2-2a荷載-應變曲線則表現為先出現壓應變，然后再轉為拉應變.偏心距相同時，FRP布層數對組合柱受拉側應變影響較為明顯，隨著FRP層數的增多，拉應變值變小，說明粘貼的軸向FRP布發(fā)揮其約束作用使得荷載向受拉側轉移，受壓側應變減小.因為應變片是粘貼在外FRP布上，隨著荷載的不斷增大，FRP布表面將出現細小裂紋，甚至裂縫，這會使正巧粘貼于其表面的應變片損壞，從而導致部分數據不能真實記錄應變的變化.應在以后的研究中改進量測方法.

3 結論

1）試件破壞位置主要發(fā)生在受壓側中上部位置，由于受拉區(qū)FRP的軸向增強，使組合柱的變形能力和承載能力得到一定程度的提高.隨著偏心距的增大，試件的極限承載力明顯下降，偏心距對試件極限承載力的影響起決定性作用.相同偏心距下，在一定范圍內隨著軸向FRP布層數的增加，試件極限承載力有所增大.

2）偏心距對試件側向撓度的變化影響顯著，隨著偏心距的增大，試件側向撓度最大值增大.軸向 FRP布層數對試件的側向撓度的影響較小，小偏心距下軸向FRP布的增加能夠小范圍地提高組合柱的變形能力.偏心距對組合柱受壓側軸向應變影響較為明顯，偏心距大的試件其應變值也大，且隨著荷載的增加，差值也逐漸增加.偏心距相同的條件下，軸向FRP布層數多的試件其應變值較小.軸向FRP布層數對組合柱受拉側應變影響相對較小.

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