祝明橋 董嘉睿 李 智

(1.湖南科技大學(xué)土木工程學(xué)院， 湖南湘潭 411201； 2.湖南科技大學(xué)湖南省智慧建造裝配式被動房工程技術(shù)研究中心， 湖南湘潭 411201)

纖維增強復(fù)材(FRP)有較高的比強度、良好的耐腐蝕性能、可設(shè)計性、彈性性能[1]，在結(jié)構(gòu)加固領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用。以Amran、滕錦光、范向前等為代表的多名國內(nèi)外學(xué)者指出了玻璃纖維增強復(fù)材(GFRP)管材具有自重輕、耐腐蝕[2-4]，可有效避免鋼材銹蝕問題。FRP管約束混凝土柱作為一種新型的組合結(jié)構(gòu)，其構(gòu)造方法和力學(xué)性能的研究成為了重點和難點。

在GFRP約束混凝土柱試驗研究方面，Li等探討了不同纖維纏繞角度GFRP短柱的破壞模態(tài),認(rèn)為應(yīng)對纖維纏繞角度在不同受力情況下的失效區(qū)域進(jìn)行合理的設(shè)計[5]；張冰等的分析表明纖維纏繞角對GFRP管約束混凝土的軸壓性能有顯著的影響[6]；李杰等通過不同軸壓條件下GFRP短柱本構(gòu)模型試驗，揭示了GFRP約束混凝土組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)力-應(yīng)變基本規(guī)律[7]，在此基礎(chǔ)上文獻(xiàn)[8-10]等通過試驗和數(shù)值模擬的方法分別提出了各自的GFRP管混凝土短柱承載力計算式。在FRP約束混凝土理論研究方面，F(xiàn)RP混凝土短柱的有限元模擬分析已經(jīng)成熟，能夠很好地與試驗數(shù)據(jù)吻合以指導(dǎo)工程設(shè)計[11-15]。針對FRP纖維的約束機理，文獻(xiàn)[16-17]通過對大量圓柱以及方柱的試驗數(shù)據(jù)整理分析，提出了一種便于設(shè)計和使用的拋物線與直線構(gòu)成的簡單FRP約束混凝土軸向應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系模型。文獻(xiàn)[18]提出了主動約束與被動約束下組合柱的環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系及破壞機理。現(xiàn)有研究中[19-24]，對鋼管約束、FRP纖維約束的長柱試驗研究結(jié)果表明：長細(xì)比、不同纏繞角度下的環(huán)向約束效率以及偏心距成為影響組合柱極限承載力的主要因素。

活性粉末混凝土(RPC)作為一種具有卓越的力學(xué)性能、優(yōu)異的耐久性和體積穩(wěn)定性的高性能混凝土材料被廣泛應(yīng)用于工程實踐中[25]。纖維增強自密實RPC與GFRP管相結(jié)合不僅可以改善核心區(qū)RPC的延性、提高組合柱的抗壓、抗彎及抗剪性能[26-29]，而且在施工過程中可實現(xiàn)免振搗、免支模。為方便施工以及解決活性粉末混凝土的易脆性，探索一種摻入鋼纖維的纖維增強自密實活性粉末混凝土材料?；贕FRP管約束纖維增強自密實RPC組合長柱的受壓性能試驗，研究長細(xì)比、GFRP管纏繞角度和組合柱受力形式對組合長柱受壓性能的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

在GFRP約束自密實活性粉末混凝土短柱研究的基礎(chǔ)上[30]，對GFRP約束自密實活性粉末混凝土長柱進(jìn)行研究。試驗共制作了7根長細(xì)比4l0/d>8(l0為試件高度，d為試件內(nèi)徑)的GFRP約束摻纖維自密實RPC長柱和1根GFRP約束無纖維自密實RPC長柱，并對其進(jìn)行軸心加載試驗。本試驗采用的GFRP管為工廠預(yù)制的纖維纏繞管，其內(nèi)徑為150 mm，壁厚為6 mm，GFRP纖維纏繞角度分別為±45°和±80°(圖1)，試驗試件的具體規(guī)格、編號及參數(shù)見表1。

a—±45°GFRP纏繞管； b—±80°GFRP纏繞管。圖1 不同纏繞角度的GFRP管Fig.1 Winging angles of GFRP tubes

表1 試件相關(guān)參數(shù)Table 1 Specimen parameters

試件制作主要包括GFRP管加工、纖維增強自密實RPC配合比設(shè)計、澆筑和養(yǎng)護，該試件制作完成后實行自然澆水養(yǎng)護。為防止試件加載過程中出現(xiàn)端部局部破壞，試件加載前，在其兩端環(huán)向纏繞兩層CFRP纖維布。

1.2 材料性能

1.2.1混凝土

基于GFRP約束自密實活性粉末混凝土短柱的研究[30]，以其提出的自密實RPC的配合比設(shè)計參數(shù)為基礎(chǔ)，再摻入混凝土體積為2%細(xì)長圓柱形鋼纖維，纖維絲長度為13 mm，等效直徑為0. 22 mm，纖維表面鍍黃銅，抗拉強度大于2 850 MPa。以上所述配合比為：泥∶硅灰∶石英粉∶石英砂=1∶0.25∶0.37∶1.1，水膠比為0.2，聚羧酸鹽高效減水劑和膨脹劑的摻量分別為膠凝材料質(zhì)量的2%和1%。根據(jù)GB/T 2419—2005《水泥膠砂流動度測定方法》[31]測得自密實RPC的流動擴展度大于255 mm，滿足自密實的要求。制作一批組合長柱試件灌注所用自密實RPC的100 mm×200 mm的圓柱體試塊，測得標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護28 d的圓柱體試塊的平均抗壓強度為75.5 MPa，剪切強度為10.6 MPa，極限應(yīng)變?yōu)?.3%；無鋼纖維試塊的平均抗壓強度為68.5 MPa，剪切強度為4.4 MPa, 極限應(yīng)變?yōu)?.25%。

參照GB/T 5350—2005《纖維增強熱固性塑料管軸向壓縮性能試驗方法》[32]和ASTM-D2290-16[33]分別對兩種GFRP纏繞管材料進(jìn)行軸壓和環(huán)拉試驗。軸壓試驗中，±80°纏繞角的GFRP 管在其端部發(fā)生局部破壞，而±45°纏繞角的GFRP 管則在其高度的中部發(fā)生破壞。環(huán)拉試驗中，±80°纏繞角的GFRP 管破壞模式為纖維的環(huán)向斷裂，±45°纏繞角的GFRP 管纖維絲斷裂較少，主要為纖維的層間破壞。GFRP管的測試結(jié)果見表2。

表2 GFRP管的力學(xué)性能指標(biāo)Table 2 Mechanical parameters of GFRP tubes

1.3 加載及測點布置

試驗加載裝置和測點布置如圖2所示，加載設(shè)備為500 t長柱壓力試驗機。加載方式采用單調(diào)分級加載制度，試件加載到預(yù)計極限荷載70%前，每級加載值為預(yù)計極限荷載的1/10，加載速度為0.8 kN/s，至預(yù)計極限荷載70%后，每級加載值為預(yù)計極限荷載的1/30，接近預(yù)計峰值極限荷載時，采用慢速連續(xù)加載制度直至試件破壞。在GFRP管外表面高度四等分處各布設(shè)8個應(yīng)變片，其中環(huán)向均勻布置縱向應(yīng)變片、橫向應(yīng)變片各4個。同時，沿柱高方向連續(xù)布置3個位移計，沿水平方向?qū)ΨQ布置2個位移計。正式加載前，先進(jìn)行3次預(yù)加載，其最大加載軸力為30 kN，并對GFRP管上的縱向應(yīng)變片讀數(shù)進(jìn)行了觀察，以檢查試件加載初期的對中情況。

a—加載裝置； b—測點布置。圖2 加載裝置及測點布置Fig.2 Loading device and measurement point arrangement

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞形態(tài)

相同長細(xì)比且纖維纏繞角為±80°的試件的受力過程主要分三個階段：1)彈性變形階段：自密實RPC和GFRP管共同承擔(dān)軸力，外壁無明顯變化，結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)，荷載與位移呈線性增長；2)塑性變形階段：當(dāng)荷載到達(dá)峰值荷載50%左右，試件變形不協(xié)調(diào)，組合柱沿纖維絲分布方向出現(xiàn)白色紋路，隨著荷載的增大，裂縫周邊的膠凝基體材料出現(xiàn)不同程度分離；3)組合柱破壞階段:沿管壁外表面纖維絲纏繞方向的白色紋路，GFRP纖維絲出現(xiàn)不同程度的斷裂，受壓側(cè)自密實RPC逐漸被壓碎，最終GFRP 管在試件中部拉斷，結(jié)構(gòu)破壞時表現(xiàn)出較好的延性。對于纖維纏繞角為±45°的試件，組合柱位移隨著荷載的增大而呈線性增長，結(jié)構(gòu)破壞前，在GFRP 管上顯示出與纖維纏繞角方向接近的白斑，白斑集中在試件的中上部位，最終GFRP 管的破壞為從上向下的貫通破壞，即發(fā)生了纖維的拉斷和層間破壞，構(gòu)件破壞時伴隨著爆裂聲，且表現(xiàn)出較差的延性。試件典型的破壞形態(tài)如圖3所示。

a—FR45-S32； b—FR80-S32。圖3 軸心受壓組合柱破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of combined columns under axial compression

對不同長細(xì)比試件的破壞形態(tài)觀察表明GFRP 約束混凝土的破壞模式具有長細(xì)比效應(yīng)，與Silval[34]觀察到的破壞現(xiàn)象一致。通過分析引起該現(xiàn)象的原因可歸結(jié)為：1)GFRP管初始加工缺陷導(dǎo)致，該現(xiàn)象隨著長細(xì)比的增加，導(dǎo)致GFRP 出現(xiàn)缺陷而斷裂的位置也在增多，即中部和中上、中下部位均可能發(fā)生斷裂；2)施工誤差導(dǎo)致自密實混凝土澆筑過程中出現(xiàn)初始偏心，且隨著長細(xì)比的增加截面中心位置不重合，誤差增大；3)加載過程中由于材料變形進(jìn)入非線性階段表現(xiàn)的局部不均勻變形導(dǎo)致逐漸出現(xiàn)不同程度的偏心受壓，試件破壞時表現(xiàn)為上部或下部出現(xiàn)破壞。

試件破壞時的極限承載力、極限軸向應(yīng)變和軸向位移如表1所示，由表1可知，相同條件下的組合柱長細(xì)比越大，其極限承載力越小。GFRP纖維絲纏繞角度對組合柱抗壓強度的影響較大，相同條件下，F(xiàn)R80組合柱的極限抗壓強度是FR45的2倍，其極限應(yīng)變是后者的3倍左右。該現(xiàn)象表明：軸心受壓時，由于±45°纏繞管提前到達(dá)極限應(yīng)變并破壞而失去約束效應(yīng)，而±80°纏繞管未達(dá)到極限應(yīng)變?nèi)阅芴峁┹^強的約束。故±80°纏繞管對于纖維增強自密實RPC的約束作用由于±45°纏繞管。

2.2 荷載-軸向位移曲線

通過試驗采集數(shù)據(jù)，可得到試件受力全過程的荷載-跨中撓度曲線，如圖4所示。

a—兩種纏繞角試件荷載-軸向位移曲線； b—長細(xì)比影響的FR45試件荷載-位移；c—有無鋼纖維對試件荷載-軸向位移的影響。圖4 荷載-跨中撓度曲線Fig.4 Relations between load and mid-span deflection

由圖4a及表1可知：所有試件的破壞過程均包括彈性階段、彈塑性階段；FR45的破壞荷載僅為FR80的50%；與FR80試件相比，F(xiàn)R45試件的變形性能較差，且試件無明顯塑性變形階段；相同長細(xì)比的GFRP約束自密實RPC組合柱的彈性階段幾乎重合，說明GFRP對試件彈性階段的受力性能影響較小; 管內(nèi)核心混凝土在±80°纏繞管的約束作用下，其變形能力得到顯著提高，有利于改善構(gòu)件的延性性能。

綜上所述，水文工作在水利工程方面屬于基礎(chǔ)性的工作內(nèi)容，水文情況預(yù)報的工作也是做好環(huán)境調(diào)查、環(huán)境保護的重要措施。水文情況預(yù)報工作水平質(zhì)量會直接決定在防汛抗旱方面的工作水平。近些年隨著我國政府在防汛抗旱方面的重視度不斷提高，這也間接推動著水文情況預(yù)報工作持續(xù)改進(jìn)，今后必然需要從技術(shù)水平、工作理念等多個層面上進(jìn)行改進(jìn)，盡可能保障水文情況預(yù)報工作實效性，從而為社會穩(wěn)定發(fā)展提供基礎(chǔ)性幫助。

由圖4b可知，F(xiàn)R45試件持續(xù)加載至峰值荷載90%左右，組合柱荷載-位移曲線呈線性變化，繼續(xù)加載至峰值荷載，位移急劇增加，試件開始破壞，長細(xì)比越大，曲線的初始剛度及峰值荷載越小。

由圖4c可知，鋼纖維對組合柱破壞的受力特性影響較小，組合柱的破壞形態(tài)主要由GFRP管約束效應(yīng)決定；鋼纖維能顯著提高組合柱的剛度，其表現(xiàn)為鋼纖維組合柱的極限承載能力相對于無鋼纖維組合柱提高了27.5%。

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變分析

由圖5a可知，在極限應(yīng)力的20%左右，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性，不同長細(xì)比的試件初始剛度大致相同；當(dāng)軸向應(yīng)力至50%～80%左右時，GFRP約束自密實RPC柱的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的斜率開始出現(xiàn)明顯的增加，表現(xiàn)出應(yīng)變增長速率減緩，伴隨著GFRP管從內(nèi)部出現(xiàn)若隱若現(xiàn)不同程度的白紋，并逐漸明顯。該現(xiàn)象是GFRP管從內(nèi)部開始出現(xiàn)層間的錯動，為GFRP管對核心混凝土的約束效應(yīng)；當(dāng)達(dá)到極限應(yīng)力時，GFRP管上沿白紋方向出現(xiàn)裂紋，且裂紋周邊纖維絲被拉斷，組合柱隨即破壞。隨著長細(xì)比的不斷增大，試件曲線后期平緩段變短，延性越差，組合柱破壞時的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變越小，主要是因為FR45試件的長細(xì)比越來越大，組合柱中部偏上部位撓曲變形過大而提前發(fā)生失穩(wěn)破壞所致。

a—FR45； b—FR80。圖5 不同長細(xì)比的GFRP管軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Relations between axial stress and axial strain of GFRP pipes with different slenderness ratios

由圖5b可知，在極限應(yīng)力的40%范圍內(nèi)時，曲線呈線性增長; 極限應(yīng)力的40%～70%范圍內(nèi)時，GFRP管應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率明顯降低，應(yīng)變增長速率變大; 當(dāng)應(yīng)力為極限應(yīng)力的70%～90%時，GFRP管表面出現(xiàn)白紋，且局部可見鼓曲，但應(yīng)力仍可繼續(xù)增加，此后各材料應(yīng)變發(fā)展速率明顯加快，尤其是GFRP管應(yīng)變發(fā)展速率更快，對核心混凝土的約束效應(yīng)逐漸顯現(xiàn)，這是荷載進(jìn)一步增大的主要原因; 當(dāng)加荷至極限應(yīng)力時，GFRP管環(huán)向纖維絲被拉斷，受壓側(cè)局部混凝土被壓潰。分析可知，盡管組合柱中GFRP管表面出現(xiàn)白紋后其縱向的受壓承載力會下降，但由于環(huán)向纖維絲還可以對核心混凝土產(chǎn)生顯著的約束作用使得環(huán)向應(yīng)變繼續(xù)發(fā)展，從而使核心混凝土的軸向承載力增加，應(yīng)力-應(yīng)變曲線斜率出現(xiàn)增加；隨著荷載的增加，GFRP管承擔(dān)混凝土的橫向擠壓應(yīng)力也逐漸增大，從而兩者的應(yīng)變發(fā)展速率在沿著白紋方向出現(xiàn)裂紋后迅速加快，該現(xiàn)象表明±80°GFRP纖維纏繞的GFRP管對混凝土的約束效應(yīng)明顯。

由圖6可知，纖維纏繞角為±45°和±80°的GFRP管對核心混凝土的約束效應(yīng)差異明顯。通過對比，纏繞角±80°GFRP管的試件表現(xiàn)出典型的雙線型軸向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，而纏繞角±45°GFRP管的試件該曲線關(guān)系不明顯，且沒有提高混凝土的軸向應(yīng)力和軸向極限應(yīng)變，試件破壞時相對于±80°纏繞管環(huán)向的延展性能較差。因此可知，纖維纏繞角的絕對值越小，GFRP管對混凝土的約束作用越弱；GFRP約束混凝土的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變隨纖維纏繞角絕對值的減小而減小。

圖6 不同纖維纏繞角度環(huán)向、軸向應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Relations between axial strain and circumferential or axial stress for different fiber winding angles

3 組合柱受壓承載力計算

在GFRP約束混凝土組合短柱研究方面，已有學(xué)者對其力學(xué)性能進(jìn)行了研究，并且提出了能較好地預(yù)測組合短柱極限承載力的理論計算式[35]。組合長柱的破壞模式區(qū)別于短柱，因此組合短柱的理論計算模型不能反映實際結(jié)構(gòu)中GFRP約束自密實RPC中長柱的承載性能?，F(xiàn)有的理論計算式是在組合短柱的基礎(chǔ)上引入長柱承載力穩(wěn)定系數(shù)，其穩(wěn)定系數(shù)與長柱的長徑比和GFRP管約束效應(yīng)系數(shù)相關(guān)[36]?？紤]GFRP約束自密實RPC中長柱的破壞模式與GFRP約束普通混凝土柱相似，本文在GFRP約束普通混凝土中長柱承載力計算式的基礎(chǔ)上，結(jié)合本課題此前驗證的GFRP約束混凝土短柱軸壓承載力計算公式[37]，建立GFRP約束自密實RPC中長柱承載力計算式。

3.1 短柱承載力計算

文獻(xiàn)[37]對Teng的理論計算式進(jìn)行了驗證，驗證了其理論在GFRP約束自密實RPC短柱全截面受壓條件下的可行性。其理論計算式如下：

(1)

式中：ρk為約束剛度比例系數(shù)；βε為應(yīng)變比例系數(shù)；εco為混凝土的極限軸向應(yīng)變；εh,rup為組合柱中GFRP的環(huán)向斷裂應(yīng)變，其取值為GFRP材料環(huán)拉試驗所測值乘以折減系數(shù)，其中±45°纏繞角GFRP管的折減系數(shù)為0.41，±80°纏繞角的GFRP管的折減系數(shù)為0.80；f′cu和f′co分別表示GFRP管約束混凝土短柱、無約束混凝土短柱軸向的極限承載力；Efrp為GFRP材料的環(huán)向割線模量；t為GFRP管的壁厚。

3.2 軸壓承載力計算

在GFRP約束自密實RPC短柱承載力計算的基礎(chǔ)上，引入于峰[36]建立的長柱穩(wěn)定系數(shù)模型。其模型是通過對現(xiàn)有試驗數(shù)據(jù)的回歸分析, 提出了考慮長細(xì)比對FRP約束混凝土長柱極限承載力計算影響。FRP約束混凝土長柱的穩(wěn)定系數(shù)的表達(dá)式為：

(2)

式中：L/D為組合長柱長徑比，3≤L/D≤30；L為試件的計算長度；D為FRP約束混凝土柱的直徑。

因此，本文的GFRP管纖維增強自密實RPC組合長柱軸壓極限承載力計算式為：

Nl=φlf′cuπ(D/2)2

(3)

利用式(3)計算7個軸壓試件，計算結(jié)果如表3所示，統(tǒng)計得到計算值與試驗值比值的均值為 1.006，變異系數(shù)為 0.011。同時，基于過往學(xué)者的試驗數(shù)據(jù)[34，37]，并利用式(1)～(3)對其試驗值和計算值進(jìn)行了比較，如表3所示，綜合表明式(3)具有較高的計算精度和穩(wěn)定性。可用于計算GFRP約束自密實RPC柱的承載力。

表3 試驗值和計算值對比分析Table 3 Comparative analysis of test values and calculated results

綜上，在現(xiàn)有FRP約束混凝土短柱承載力計算式的基礎(chǔ)上，考慮長細(xì)比對組合柱穩(wěn)定性的影響，引入折減系數(shù)，建立GFRP約束自密實RPC柱承載力計算式，與本文試驗結(jié)果相比，誤差均小于5%，變異系數(shù)也均小于5%，具有良好的計算精度和穩(wěn)定性。同時其計算結(jié)果也能夠較好地與其他研究中相似構(gòu)件的試驗結(jié)果吻合[34，37]，誤差在13%左右，變異系數(shù)均小于10%。

4 結(jié)束語

1)在自密實RPC中摻入鋼纖維不僅提高了混凝土材料的抗壓強度，而且改善了材料的抗剪切性能。相較于無鋼纖維混凝土材料，抗剪切能力提高了2.4倍，極限應(yīng)變提高了1.2倍。鋼纖維自密實RPC能顯著提高組合柱的剛度，但是對組合柱的破壞特征影響較小，組合柱的破壞特征主要由GFRP管約束效應(yīng)決定。

2)GFRP約束自密實PRC長柱破壞時表現(xiàn)為整體壓彎破壞并伴隨著GFRP管的局部鼓曲，其極限承載力和極限應(yīng)變與長細(xì)比成反比。

3)GFRP纖維絲的纏繞角度對組合柱的受力性能影響較大?！?5°GFRP纏繞管對自密實RPC的約束效率較低，組合長柱呈脆性破壞；±80°GFRP纏繞管對自密實RPC約束效率較高，試件環(huán)向受力膨脹，且變形協(xié)調(diào)，GFRP壁的局部鼓曲，較少其承載力和變形性能均得到顯著提高，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈二次增長。

4) 在現(xiàn)有GFRP約束自密實RPC短柱軸壓承載力計算式的基礎(chǔ)上，基于長細(xì)比關(guān)系的折減系數(shù)，提出了GFRP約束自密實RPC長柱的極限承載力計算式，計算結(jié)果與試驗結(jié)果均吻合較好，且與過往的試驗研究結(jié)果誤差較小。