长径比对GFRP管-混凝土-钢管组合柱偏压力学性能的影响

詹界东，黄隆琳，吴紫阳

(1.东北石油大学 土木建筑工程学院，黑龙江 大庆 163318；2.大庆油田有限责任公司第三采油厂，黑龙江 大庆 163113)

GFRP管-混凝土-钢管组合柱(GFRP tube-concrete-steel double-skin tubular column，简称DSTC)是由GFRP外管、内置钢管和两者之间的混凝土三部分组成的新型组合构件[1-4].GFRP管不仅通过约束核心混凝土来提高组合构件的承载力，同时还可以作为混凝土的永久性模板，有效保护混凝土、钢管.它具有良好的延性、耐腐蚀性、抗震性[5-9]和广阔的应用前景.DSTC已经成为新型组合结构研究的热点，虽然相关的力学性能研究取得了一定的成果，但对这种结构的偏心受压方面的力学性能的研究较为缺乏[10-15]，也没有形成相对成熟的理论和规范，进而限制了这种新型组合结构在建筑工程中的应用.考虑到实际工程中的柱子大都处于偏心受压的状态，因而对DSTC这种新型组合柱的偏心受压力学性能的研究非常有实际意义，可为实际工程中相关的应用提供参考依据.

1 实验

1.1 试件设计

考虑长径比的影响，设计了A、B两组的4根GFRP管-混凝土-钢管组合柱在不同长径比条件下受偏心荷载作用的实验.混凝土强度等级为C40的普通硅酸盐水泥.采用大庆蒙西水泥有限公司生产的水泥抗压强度为51.08 MPa，抗拉强度为3.9 MPa，弹性模量为3.8×104N/mm2，泊松比为0.2.GFRP管采用大庆市某玻璃纤维钢管生产有限公司生产制造的预制GFRP管，环向弹性模量为4.8×104N/mm2，环向抗拉强度为715.8 MPa,泊松比为0.33.钢管采用Q345B的低合金高强度的无缝钢管，弹性模量为2×105N/mm2，屈服强度为350 MPa，泊松比为0.3.试件的相关参数见表1.

表1 试件参数

1.2 测点布置

本实验用的采集设备为DH3816静态应变测试仪，应变片为大庆某测试仪器厂生产.试验中的测点主要是位移测点，在中间截面内部钢管的受压最大和受拉最大处及隔45°处共贴4个应变片；外部GFRP管在间距300 mm的每个截面，每隔90°粘贴轴向、环向应变片.

1.3 加载方案

实验中采用5 000 kN微机控制电液司服压力机进行预加载和正式加载.预加载分为两级，每级加载值按照预估试件极限荷载的10%进行加载，每级加载时间为10 min.正式加载采用荷载控制的方式，在达到预估极限荷载值的80%前，每级荷载加载值取预估极限荷载的10%，之后按照预估极限荷载的5%分级加载，每级加载时间为15 min，直到试件破坏停止加载.

2 实验结果分析

2.1 荷载-位移曲线分析

试件的荷载-位移曲线如图1所示.图中曲线的变化趋势大体一致，都有上升段和下降段.在实验的加载初期，试件的荷载-位移曲线表现为1条过原点的倾斜直线，说明GFRP管、混凝土、钢管三者能够很好的共同工作，整体性好.随着荷载的继续增加，试件的荷载-位移曲线表现为非线性的特征，相比较于加载初期，GFRP管、混凝土、钢管的协同性明显下降.当荷载加到一定程度时，构件由于发生塑性变形而产生较大的变形直至破坏.另外还可以看出：在相同长径比时，随着试件的偏心距增加，试件的极限承载力随之降低；在相同偏心距荷载作用下，试件的极限荷载随着长径比的减小而增加.

图1 荷载-位移曲线

2.2 极限承载力和位移分析

试验假设构件的破坏状态为：当钢管的等效应力达到其设定的屈服强度或者GFRP管等效应力达到其预设的环向抗拉强度时，认定试件破坏，计算停止.试件的极限位移和极限承载力见表2.

表2 极限承载力和极限位移

由表2可以看出：试件在相同偏心距荷载作用下，随着试件长径比的增加，试件的极限位移也随之增加；试件的极限承载力随着长径比的增加而减小；当偏心距为30 mm时，长径比为5的SJ2比长径比为6的SJ1极限位移和极限承载力分别降低16.6%和提高20.0%；偏心距为60 mm时，长径比为5的SJ4比长径比为6的SJ3极限位移和极限承载力分别降低12.9%和提高25.1%.

3 有限元分析

3.1 模型验证

图2 荷载-位移曲线

利用ABAQUS有限元分析软件建模，GFRP管、混凝土、钢管分别采用实体单元，彼此之间绑定在一起形成一个统一整体，模拟验证的模型参数与实验试件保持一致.由于试验中各个试件的材料属性和试验方案保持一致，故选取其中一个构件SJ1的荷载-位移曲线作模型验证对比分析.如图2所示，试验所得荷载-位移曲线与模拟所得曲线的变化趋势基本一致，说明本文所建模型可以较好地模拟构件的受力全过程，所建模型具有可行性.

实验所得荷载-位移曲线与模拟所得曲线有一定差别，其中，模拟所得曲线没有下降段，可能是由于钢管的本构采用弹塑性模型导致.其他数据可能因为试验过程中操作、材料单元、网格的划分以及材料本构关系的选取等因素所导致的结果的差异性，但是误差不大，可以用于接下来的模拟运算工作.

3.2 有限元分析

3.2.1 试件设计

为了研究长径比对偏压作用下GFRP管-混凝土-钢管组合柱力学性能的影响，采用控制变量的方法，选取偏心距30 mm、GFRP管管壁厚度6 mm、空心率0.6、混凝土强度C30、钢管厚度5 mm，并选取了3、4、5、6四种长径比作为对照组，再通过增加GFRP管厚度、增大配钢率、增大混凝土强度和减小空心率的方法进行横向对比模拟实验.试件参数见表3.

表3 构件参数及分组表

3.2.2 荷载-位移曲线分析

根据有限元软件分析的结果，按照试验试件破坏的假定原则，即当钢管等效应力达到其设定的屈服强度或者GFRP管等效应力达到其预设的环向抗拉强度时，认定试件破坏，计算停止.提取每组试件的荷载-位移曲线，如图3所示.由图3中曲线可以看出：每张图中4条荷载-位移曲线的走向趋势大体一致；加载初期，曲线的切线斜率较大，随着荷载的加大，曲线的切线斜率逐渐变小，长径比大的曲线的切线斜率变小的速率较慢，最后曲线都趋于水平，甚至略有下降；相同荷载作用下，长径比大的构件产生的偏移较大；组合柱长径比越大，构件的极限位移就越大.

图3 荷载-位移曲线

3.2.3 组间荷载-位移曲线对比

图4 组间荷载-位移曲线

将每组相同长径比的构件荷载-位移曲线汇总，如图4所示.由图中可以看出：各个图中的5条荷载-位移曲线的分布趋势大体一致；相同长径比的情况下，曲线大体重合；当长径比较小时，减小组合柱的空心率、加大钢管厚度以及增加GFRP管壁厚都会使组合柱的极限位移得到不同程度的提升，减小空心率对组合柱极限位移的提高效果略好于其他两种；当长径比较大时，钢管厚度的增加对组合柱极限位移的提高效果越来越明显，减小空心率对组合柱极限位移的提高效果次之，GFRP管壁厚的变化对组合柱极限位移的提高效果微乎其微.

3.2.4 构件极限承载力分析

根据ABAQUS有限元分析软件得出各个构件的极限位移和极限承载力，见表4.由表4可知其他影响因素不变，试件随着长径比的增加，五组试件的极限承载力逐渐减小，其中I组的I2的极限承载力比I1降低了3.5%，I3的极限承载力比I2降低了4.8%，I4的极限承载力比I3降低了5.7%.可见，随着长径比的不断增大，构件极限承载力降低的幅度逐渐加大.其它各个对比组亦呈现出这样的规律.

长径比-极限承载力曲线如图5所示.由图中可知，加大GFRP管壁厚，减小空心率，加大内钢管厚度，以及增大混凝土强度，对组合柱在偏心受压状态下的极限承载力的提升都有着显著的作用.还可以看出，混凝土强度的改变对组合柱承载力的影响最为显著，其次是空心率的改变，再次是含钢率的改变，最后是GFRP外管壁厚的改变.在长径比偏大时，以上几种影响因素的改变对组合柱承载力的影响较小，在长径比较小时对其影响明显.由于随长径比的慢慢增大，组合柱受二阶效应的影响越来越大，组合柱的破坏模式由材料破坏向失稳破坏转变，而此时增大混凝土强度提高了组合柱的整体刚度，因此极限承载力会得到提高.减小空心率，间接地增大了混凝土的面积，从而也增大了组合柱的整体刚度，使极限承载力得到了提高.

表4 极限承载力

图5 长径比-极限承载力曲线

4 结论

1)GFRP管-混凝土-钢管组合柱在相同长径比时，随着试件的偏心距增加，试件的极限承载力随之降低.

2)GFRP管-混凝土-钢管组合柱在相同偏心距荷载作用下，随着试件长径比的减小，试件的极限承载力增加；随着试件长径比的增加，试件的极限位移也随之增加，极限承载力却随之减小.

3)加大GFRP管壁厚，减小空心率，加大内钢管厚度，以及增大混凝土强度，对DSTC组合柱在偏心受压状态下的极限承载力的提升都有着显著的作用.

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