楊志堅(jiān),徐 聰

(沈陽(yáng)建筑大學(xué)土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽(yáng) 110168)

預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)度混凝土(Prestressed High-strength Concrete, PHC)管樁以其強(qiáng)度高、經(jīng)濟(jì)性好、施工便捷等優(yōu)點(diǎn)常被運(yùn)用在港口碼頭、跨海大橋、海洋石油平臺(tái)和海洋風(fēng)力發(fā)電平臺(tái)等海洋工程的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)中[1-2]。高氯離子濃度環(huán)境是導(dǎo)致PHC管樁結(jié)構(gòu)腐蝕、耐久性降低的主要原因之一[3]。纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer,FRP)因其耐腐蝕、輕質(zhì)高強(qiáng)、施工便捷等優(yōu)點(diǎn),正逐漸被應(yīng)用于海洋工程領(lǐng)域中[4-5]。

T.Ozbakkaloglu等[6]進(jìn)行了83個(gè)圓形FRP約束混凝土柱的軸壓試驗(yàn),研究表明在側(cè)向圍壓的臨界值內(nèi),FRP約束高強(qiáng)混凝土柱表現(xiàn)出良好的延性行為,而在相同的約束比下,FRP約束混凝土的軸壓性能隨著混凝土強(qiáng)度的增加而退化。Q.G.Xiao 等[7]提出了一個(gè)適用于高強(qiáng)混凝土和普通混凝土的統(tǒng)一的FRP約束混凝土模型。J.J.Liao等[8]對(duì)大量FRP約束超高強(qiáng)混凝土柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn),提出了面向設(shè)計(jì)的應(yīng)力-應(yīng)變模型。為了節(jié)約材料、減輕結(jié)構(gòu)自重,Y.Kusumawardaningsiha等[9]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)FRP的約束提高了空心鋼筋混凝土柱的承載力與延性,并且圓空心柱的力學(xué)性能要優(yōu)于方空心柱。張霓等[10]對(duì)GFRP管鋼筋混凝土空心柱進(jìn)行軸壓試驗(yàn)和有限元分析,研究結(jié)果表明GFRP管鋼筋混凝土空心柱的承載力與空心率呈負(fù)相關(guān),與管壁厚度、混凝土強(qiáng)度和配筋率呈正相關(guān),其中空心率影響最大。G.P.Lignola 等[11-12]提出了適用于FRP約束方、圓空心混凝土柱的應(yīng)力-應(yīng)變分析模型。A.Cascardi等[13]根據(jù)更新幾何參數(shù)的迭代方法提出了一種適用于FRP約束圓形和方形空心混凝土柱的應(yīng)力-應(yīng)變分析模型。R.Jamatia 等[14]采用有限元軟件分析FRP約束剛度對(duì)中空柱強(qiáng)度的影響和破壞模式進(jìn)行研究,研究表明低圍壓下,混凝土呈脆性破壞,而在高圍壓下,混凝土呈延性破壞。B.Feng 等[15]通過(guò)GFRP管約束離心混凝土柱壓縮試驗(yàn)確定了約束系數(shù)。

綜上,為防止PHC管柱在設(shè)計(jì)使用年限內(nèi)受到海洋環(huán)境嚴(yán)重腐蝕,筆者結(jié)合FRP材料的優(yōu)點(diǎn)與已有FRP約束混凝土的研究成果,提出將PHC管柱置于GFRP管中,組合形成一種新型的GFRP管-配筋空心高強(qiáng)混凝土構(gòu)件,通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)組合柱的軸壓受力全過(guò)程進(jìn)行分析,并研究GFRP管壁厚度、夾層混凝土抗壓強(qiáng)度、配置普通鋼筋直徑對(duì)構(gòu)件軸壓性能的影響,該結(jié)構(gòu)不僅可以增強(qiáng)PHC管柱在海洋環(huán)境下的耐腐蝕性,而且還可以提高其軸壓承載力與軸向變形能力。

1 有限元模型建立

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)

圖1 GFRP管-配筋空心高強(qiáng)混凝土短柱Fig.1 GFRP tube-reinforced hollow high-strength concrete column

1.2 材料本構(gòu)關(guān)系

混凝土選用塑性損傷模型,混凝土受壓本構(gòu)模型采用J.G.Teng[16]提出的FRP約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變模型,混凝土塑性損傷模型中五個(gè)參數(shù)的定義:膨脹角ψ為30°～36°,fb0/fc0=1.16,偏心率θ=0.1,第二應(yīng)力不變量比值Kc=0.725,黏滯系數(shù)μ=0.000 1?；炷潦芾瓕傩圆捎脭嗔涯蹽F確定[17],具體公式如下:

(1)

(2)

普通鋼筋采用五折線鋼材本構(gòu)模型,預(yù)應(yīng)力鋼筋與箍筋采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型。GFRP材料的彈性段屬性通過(guò)“Lamina”屬性定義,具體參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 GFRP的彈性屬性Table 1 The GFRP elastic properties

材料斷裂失效采用Hashin Damage準(zhǔn)則定義(見(jiàn)表2);基于F.Nunes[18]所提出損傷參數(shù)的計(jì)算方法定義Hashin損傷準(zhǔn)則所需輸入?yún)?shù)(見(jiàn)表3);GFRP采用分層交替鋪設(shè)方式,每層厚度為0.4 mm,纏繞角度為±60°。

表2 GFRP的Hashin準(zhǔn)則損傷參數(shù)Table 2 Hashin damage parameters of GFRP MPa

表3 GFRP的Hashin準(zhǔn)則損傷演化參數(shù)Table 3 Hashin damage evolution of GFRP N/m

1.3 單元選取與網(wǎng)格劃分

混凝土采用C3D8R實(shí)體單元,普通鋼筋、預(yù)應(yīng)力鋼筋、箍筋采用Truss桁架單元,GFRP管采用S4R殼單元。網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分模型,為了保證收斂性,使混凝土與GFRP的網(wǎng)格最大程度對(duì)齊,具體的單元選取與網(wǎng)格劃分見(jiàn)圖2。

圖2 有限元模型網(wǎng)格劃分Fig.2 FEM model meshing

1.4 接觸與邊界條件

假設(shè)混凝土與預(yù)應(yīng)力管柱之間無(wú)相對(duì)滑移,兩者之間采用Tie連接;GFRP管采用Tie連接,與GFRP管與夾層混凝土之間法向方向采用硬接觸,切線方向采用庫(kù)侖摩擦模型,摩擦系數(shù)為0.6;普通鋼筋、預(yù)應(yīng)力鋼筋、箍筋嵌入混凝土中;端板與混凝土、GFRP管采用硬接觸。模型分析共設(shè)置兩個(gè)分析步:①采用降溫法對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼筋施加預(yù)應(yīng)力[19];②在底部平面設(shè)置為固定約束,采用施加位移的方式加載。

2 有限元模型驗(yàn)證

通過(guò)3個(gè)試件的軸壓試驗(yàn)驗(yàn)證有限元分析模型的準(zhǔn)確性,其主要參數(shù)為GFRP管壁厚度(4.1 mm,6.1 mm,8.4 mm),各試件具體尺寸參數(shù)與有限元模型相同。

2.1 荷載-軸向位移曲線對(duì)比

有限元分析與試驗(yàn)得到的峰值承載力如表4所示。計(jì)算可得,兩者的平均誤差為2.3%,方差為0.021。圖3為試驗(yàn)與有限元結(jié)果的荷載-位移曲線對(duì)比,其中,fco,o、fco,i分別為夾層混凝土、預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管柱混凝土的圓柱體抗壓強(qiáng)度。從圖中可以看出,有限元曲線與試驗(yàn)曲線基本吻合,表明有限元模型比較準(zhǔn)確,可以用作進(jìn)一步分析。

表4 試驗(yàn)值與有限元模擬值對(duì)比Table 4 Comparison of experimental and FEM results

圖3 試驗(yàn)與有限元結(jié)果的荷載-位移曲線對(duì)比Fig.3 Comparison of test load-displacement curves with FEM results

2.2 試件破壞形態(tài)對(duì)比

圖4為T(mén)6試件試驗(yàn)破壞形態(tài)與有限元模擬結(jié)果的對(duì)比。試件在中截面位置處GFRP管延斜向約60°角撕裂失效,此處夾層混凝土發(fā)生受壓破壞并出現(xiàn)豎向裂縫;靠近PHC管柱下部1/3位置處的混凝土發(fā)生壓潰破壞。

圖4 試件T6的試驗(yàn)破壞形態(tài)與模擬結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of experimental failure modes and FEA results for T6

將有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可得,GFRP管的纖維受拉損傷處主要集中在構(gòu)件中部,且沿纖維繞角度分布;夾層混凝土和PHC管柱的等效塑性應(yīng)變最大值都位于GFRP管破壞位置,與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

2.3 受力全過(guò)程分析

圖5為典型試件T8-S16-C80的荷載-位移曲線,可將曲線劃分為4個(gè)階段:彈性段(OA段)、彈塑性段(AB段)、強(qiáng)化段(BC段)、下降段(CD段)。表5為各特征點(diǎn)下構(gòu)件各組成部分分擔(dān)內(nèi)力比例。

表5 不同特征點(diǎn)下各組成部分內(nèi)力分擔(dān)比例Table 5 The internal force distribution for each component at different characteristic points

圖5 試件T8-S16-C80受力全過(guò)程分析Fig.5 Full force analysis of the T8-S16-C80

彈性段,GFRP管未發(fā)揮約束作用,試件中混凝土、鋼筋、GFRP管均處于彈性狀態(tài),到達(dá)A點(diǎn)時(shí),荷載為峰值荷載的59%,試件處于極限彈性狀態(tài),中截面的夾層混凝土分擔(dān)縱向荷載比例為55.4%,夾層混凝土承擔(dān)主要縱向荷載。

彈塑性段,曲線到達(dá)A點(diǎn)后,管柱混凝土進(jìn)入塑性階段,混凝土與GFRP管產(chǎn)生相互作用,夾層混凝土強(qiáng)度提升,夾層混凝土仍處于彈性狀態(tài)。荷載在B點(diǎn)時(shí)達(dá)到峰值荷載的71%,夾層混凝土進(jìn)入塑性階段。

強(qiáng)化段,試件在此階段剛度小于彈性段,軸向變形加快,荷載呈線性增長(zhǎng)。GFRP管的約束作用充分發(fā)揮,使混凝土的軸向抗壓強(qiáng)度提升。在C點(diǎn)時(shí),試件荷載達(dá)到峰值,夾層混凝土與PHC管柱混凝土共同承擔(dān)主要荷載,中截面的GFRP管分擔(dān)縱向荷載比例達(dá)到14.1%。

下降段,峰值點(diǎn)C后,GFRP管開(kāi)始出現(xiàn)損傷,GFRP管、夾層混凝土縱向荷載分擔(dān)比例降低,PHC管柱混凝土縱向荷載分擔(dān)比例提高,試件承載力下降至峰值承載力的97%。當(dāng)?shù)竭_(dá)D后,GFRP管中截面處撕裂失效,承載力陡降。

圖6為試件T8-S16-C80中特征點(diǎn)A、B、C、D中截面夾層混凝土與預(yù)應(yīng)力管柱混凝土的縱向壓應(yīng)力分布。由圖6(a)所示,在特征點(diǎn)A時(shí),試件中管柱混凝土內(nèi)邊緣的應(yīng)力達(dá)到0.84fcu,i,此時(shí)管柱混凝土開(kāi)始進(jìn)入塑性階段。從圖6(b)中發(fā)現(xiàn),達(dá)到B點(diǎn)后,夾層混凝土的最大縱向應(yīng)力分布在內(nèi)邊緣處,由0.80fcu,o增長(zhǎng)到0.83fcu,o,此時(shí)夾層混凝土進(jìn)入塑性階段。

圖6 試件T8-S16-C80中混凝土截面縱向應(yīng)力分布Fig.6 Distributions of longitudinal stresses in concrete of medium section T8-S16-C80

對(duì)比圖6(b)、圖6(c)可見(jiàn),因GFRP管對(duì)混凝土的約束作用,夾層混凝土與管柱混凝土的縱向應(yīng)力分別增加至1.17fcu,o,1.04fcu,i。在D點(diǎn)處,夾層混凝土外邊緣應(yīng)力由1.17fcu,o下降至1.08fcu,o,其最大縱向應(yīng)力由外邊緣發(fā)展至內(nèi)邊緣;管柱混凝土最大縱向應(yīng)力由1.04fcu,o提高至1.11fcu,o,且應(yīng)力集中處由內(nèi)邊緣發(fā)展至截面中部。

3 影響因素分析

采用提高系數(shù)SI表征不同參數(shù)對(duì)軸壓承載力和構(gòu)件中GFRP管、混凝土、鋼筋之間組合作用的影響,其表達(dá)式為

SI=Nu,FEA/N0.

(3)

N0=fco,oAo+fco,iAi+fpyAp+fsyAs+

ffrp,aAfrp.

(4)

式中:N0為構(gòu)件名義承載力,kN;Ao、Ai分別為夾層混凝土、預(yù)應(yīng)力高強(qiáng)混凝土管柱混凝土的截面面積,m2;Apy、As為預(yù)應(yīng)力鋼筋、普通鋼筋的截面面積,m2;fpy、fsy分別為預(yù)應(yīng)力鋼筋、普通鋼筋的屈服強(qiáng)度,MPa。

3.1 GFRP管壁厚度

圖7(a)為GFRP壁厚度對(duì)試件荷載-位移關(guān)系的影響。由圖7(a)可看出,增大GFRP管壁厚可顯著提高試件的承載力和軸向變形能力,與T4-S16-C80試件相比T6-S16-C80、T8-S16-C80、T10-S16-C80試件的軸壓承載力分別提高了17.4%、32.6%、44.7%,極限軸向位移分別增加了145.2%、166.7%、182.8%。由圖8(a)看出,試件管壁厚度從4 mm增至10 mm,構(gòu)件的提高系數(shù)SI值依次提高了12%、3.8%、6.5%,說(shuō)明對(duì)于GFRP管壁厚較小的試件,GFRP管、混凝土及鋼筋之間只存在較小組合作用;提高GFRP管壁厚度,GFRP管與試件其他各部分的組合作用顯著增強(qiáng)。

圖7 各參數(shù)對(duì)荷載-位移曲線影響Fig.7 Effect of GFRP tube thickness,sandwich concrete strength and ordinary reinforcement diameter on load-displacement curves

圖8 各參數(shù)對(duì)SI系數(shù)的影響Fig.8 Effect of GFRP tube thickness,sandwich concrete strength and ordinary reinforcement diameter on SI

3.2 夾層混凝土強(qiáng)度

圖7(b)為夾層混凝土強(qiáng)度對(duì)試件荷載-位移關(guān)系的影響。由圖7(b)可看出,與夾層混凝土強(qiáng)度為60 MPa的試件相比,70 MPa、80 MPa、90 MPa試件軸壓承載力分別提高了3.3%、6.7%、9.7%,而極限軸向位移分別減小了1.2%、5.1%、8.4%。說(shuō)明隨夾層混凝土強(qiáng)度增加試件的軸壓承載力提高,軸向變形能力減小。從圖8(b)可以看出,隨夾層混凝土強(qiáng)度提高,構(gòu)件的提高系數(shù)SI由1.11減小至1.05,說(shuō)明混凝土強(qiáng)度增加,試件中各部分的組合作用減小。

3.3 普通鋼筋直徑

4 結(jié) 論

(1)基于典型試件的荷載-位移曲線,可將構(gòu)件受力全過(guò)程劃分為4個(gè)階段:彈性段、彈塑性段、強(qiáng)化段、下降段。在彈性段,各組成部分處于彈性狀態(tài);在彈塑性段時(shí),管柱混凝土首先進(jìn)入塑性狀態(tài),混凝土的縱向壓應(yīng)力集中在截面外邊緣,此時(shí)GFRP管發(fā)揮約束作用;在強(qiáng)化段,由于GFRP管的約束作用混凝土的縱向應(yīng)力已超過(guò)自身的軸心抗壓強(qiáng)度;峰值點(diǎn)后試件進(jìn)入下降段,此時(shí)GFRP管在中截面處開(kāi)始出現(xiàn)損傷,構(gòu)件承載力小幅下降;當(dāng)達(dá)到GFRP的極限拉伸應(yīng)力后纖維斷裂失效,構(gòu)件承載力陡降。

(2)試件的內(nèi)力分擔(dān)比例沿高度方向分布較均勻;受力全過(guò)程中,管柱混凝土與夾層混凝土承擔(dān)主要荷載,所承擔(dān)荷載超過(guò)81%以上;在特征點(diǎn)B至特征點(diǎn)C時(shí),GFRP管的內(nèi)力分擔(dān)比例快速增加,由3.2%提升至14.2%。

(3)在3種參數(shù)中,GFRP管壁厚度對(duì)構(gòu)件的軸壓承載力與軸向變形能力提高影響最大。隨著GFRP管壁厚度、夾層混凝土強(qiáng)度及普通鋼筋直徑的增加,構(gòu)件的軸壓承載力提高率分別在17.4%～44.7%、3.3%～9.7%以及3.8%～7.6%,極限軸向位移提高率分別在145.2%～182.8%、-1.2%～-8.4%以及1.4%～3.3%。此外,構(gòu)件中各部件的組合作用隨GFRP管壁厚度增加而增加,隨夾層混凝土強(qiáng)度提高而減小,而普通鋼筋直徑對(duì)構(gòu)件的組合作用影響較小。