极地低温下GFRP管-混凝土短柱循环轴压性能.pdf

第 56 卷 第 10 期 2023 年 10 月 天津大学学报(自然科学与工程技术版)Journal of Tianjin University(Science and Technology)Vol.56 No.10Oct.2023 收稿日期：2022-04-23；修回日期：2022-05-19.作者简介：谢 剑（1974 ），男，博士，教授，.通信作者：王 哲，.基金项目：国家自然科学基金资助项目(51978459，52278201).Supported by the National Natural Science Foundation of China(No.51978459，No.52278201).DOI:10.11784/tdxbz202204048 极地低温下 GFRP 管-混凝土短柱循环轴压性能 谢 剑1,2，王 哲1，严加宝1,2，亢二聪1(1.天津大学建筑工程学院，天津 300350；2.滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学)，天津 300350)摘 要：为了推广 GFRP 管-混凝土柱在极地基础设施建设中的应用，开展了 14 个 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的轴压试验，主要研究参数为温度和 GFRP 管的径厚比试验结果包括试验现象与破坏模式、荷载-应变曲线、塑性应变、刚度退化和耗能能力等试验结果表明：所有试件破坏模式均为 GFRP 管环向撕裂，发生脆性破坏；单调加载下组合柱的荷载-应变曲线与循环加载下组合柱的荷载-应变曲线的包络线基本吻合，但循环荷载作用下组合柱的极限荷载和峰值应变略低于单调荷载作用下的组合柱；随着温度的降低，组合柱的极限荷载逐渐增大，峰值应变逐渐减小；循环荷载作用下，GFRP 管-混凝土短柱的塑性应变与卸载点应变呈线性关系，且温度影响不大，混凝土强度是影响两者关系的主要因素；随着竖向应变的增大，GFRP 管-混凝土短柱的刚度逐渐降低，且降低速率逐渐减小；GFRP 管-混凝土短柱的等效黏滞阻尼系数逐渐增大，且增大速率逐渐降低综合以上分析，采用“最远点”法确定 GFRP 管-混凝土短柱的名义屈服点，并提出了 GFRP 管-混凝土短柱在低温下的设计方法和设计流程，分别从强度、变形和 GFRP 管利用率 3 个角度来衡量试件设计的安全储备，为 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的安全设计提供参考，保障其在极地和寒区环境的服役安全 关键词：极地低温；GFRP 管-混凝土短柱；循环轴压；试验研究；设计方法 中图分类号：TU398.9 文献标志码：A 文章编号：0493-2137(2023)10-1054-10 Cyclic Axial Compression Behavior of Concrete-Filled GFRP Tube Stub Columns at Arctic Low Temperatures Xie Jian1,2，Wang Zhe1，Yan Jiabao1,2，Kang Ercong1(1.School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2.Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of Ministry of Education(Tianjin University)，Tianjin 300350，China)Abstract：In order to promote the application of concrete-filled glass fiber-reinforced polymer(GFRP)tube(CFFT)stub columns in the infrastructure construction in the Arctic，a total of 14 axial compression experiment were carried out on CFFT stub columns at Arctic temperatures.The primary variables of interest were temperature(T)and the di-ameter-to-thickness ratio(D/t)of the GFRP tube.The results consist of experimental observations and analysis of thefailure modes，load-strain curves，plastic strain，stiffness degradation，and energy dissipation capacity.The ex-perimental results show that the failure mode for all specimens was the brittle failure of the GFRP tube via hoop rup-ture.Although the load-strain curves for the CFFT stub columns under monotonic loading are consistent with the enve-lopes of load-strain curves under cyclic loading，the ultimate load and peak strains of the composite columns under cyclic loading are slightly lower than those under monotonic loading.Furthermore，as the temperature decreased，the ultimate compressive load for the CFFT stub columns gradually increased，and the peak strain decreased.The plastic strain in the CFFT stub column was observed to vary linearly with the strain at the unloading point under cyclicloading.The temperature has little effect on this relationship，and concrete strength is the main influencing factor.The 2023 年 10 月 谢 剑等：极地低温下 GFRP 管-混凝土短柱循环轴压性能 1055 stiffness of CFFT stub columns decreases，and the equivalent viscous damping coefficient of CFFT stub columnsgradually increases，each at a gradually decreasing rate with an increase in the vertical strain.Based on the above analysis，the“farthest point”method was used to determine the nominal yield point of the CFFT stub columns，and the design method and design process of CFFT stub columns at Arctic low temperatures were proposed，which con-sider safety reserve from three aspects of strength，deformation and GFRP tube utilization.The proposed design methods could provide a reference for the design of CFFT stub columns and ensure their service safety in the polar and cold regions.Keywords：Arctic low temperatures；concrete-filled GFRP tube stub column；cyclic axial compression；experimental study；design method 两极地区作为全球治理新焦点、科技竞争新高地、海上新通道和资源新产地，已成为人类活动发展的“新疆域”和世界大国经略全球的战略要地1 目前，该区域的基础设施建设多采用传统的钢筋混凝土结构，但极地恶劣环境所造成的钢筋锈蚀给基础设施的耐久性带来了巨大的挑战 玻璃纤维增强复合材料(glass fiber-reinforced polymer，GFRP)管-混凝土短柱是由外部的 GFRP 管与内部的核心混凝土组成2，具有优异的耐久性能和较高的强度质量比 现有研究表明：在低温环境下，混凝土的强度和弹性模量有所提高，且 FRP 材料的力学性能没有发生明显退 化3-4 由此可知，该种组合柱在极地基础设施建设中具有良好的应用前景 目前，国内外学者对常温环境下 GFRP 管-混凝土短柱在单调轴压荷载作用下的力学性能进行了大量研究5-8 研究结果表明，GFRP 管的约束作用显著提高了组合柱的承载能力和延性，使其在地震区基础设施建设中具有应用的可能 鉴于此，大量学者对FRP 约束混凝土短柱在循环轴压荷载作用下的力学性能展开试验研究9-12 试验结果表明，核心混凝土柱在循环轴压荷载作用下的应力-应变曲线的包络线与单调轴压荷载作用下的应力-应变曲线基本吻合 基于试验结果，Lam 等13和 Li 等14提出了常温环境下 FRP 约束混凝土短柱在循环轴压荷载作用下的应力-应变曲线的理论预测模型，可对循环加载过程进行精确的模拟 但是，极地低温环境下 GFRP管-混凝土柱在循环轴压荷载作用下的力学性能尚不清晰，严重制约了其在极地的推广应用 本文以温度和 GFRP 管的径厚比(下文简称为径厚比)为研究参数，通过试验对 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的轴压力学性能展开研究，其中主要分析了 GFRP 管-混凝土短柱在循环轴压荷载作用下的力学指标，单调荷载作用下的试件仅用来与循环荷载作用下的试件作对比 最后，在试验的基础上提出了 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的设计方法 1 试验概况 1.1 试件设计 共设计了 14 个 GFRP 管-混凝土短柱试件，高径比(H/D)均为 3，其中 7 个单调加载(M)、7 个循环加载(C)研究参数包括温度(T)和径厚比(D/t)试件编号及详细参数见表 1 表 1 试件设计参数 Tab.1 Design parameters of the specimens 试件编号温度/高度/mm 内径/mm 壁厚/mm D/t 加载制度fcoT/MPaM1-60 450 150 5 30 M 59.7M2 020 450 150 5 30 M 37.8M3-30 450 150 5 30 M 43.3M4-80 450 150 5 30 M 66.8M5-60 300 100 5 20 M 59.7M6-60 600 200 5 40 M 59.7M7-60 450 150 3 50 M 59.7C1-60 450 150 5 30 C 59.7C2 020 450 150 5 30 C 37.8C3-30 450 150 5 30 C 43.3C4-80 450 150 5 30 C 66.8C5-60 300 100 5 20 C 59.7C6-60 600 200 5 40 C 59.7C7-60 450 150 3 50 C 59.7 混凝土的设计强度等级为 C40 在超低温冰箱内将强度块降至指定温度，取出后快速试验，以获得不同温度下实测立方体抗压强度(fcoT)4 随着温度的降低，混凝土抗压强度逐渐增强，这是由于低温导致混凝土中水分结冰4 GFRP 管采用纤维缠绕工艺制作而成(在河北优泽玻璃钢有限公司购买)，其中40%的纤维缠绕角度为 80，60%的纤维缠绕角度为60 文献6指出 FRP 管内径对其材性没有显著影响，因此本文选取内径为 150mm 的 GFRP 管以获得其材性 通过空管轴压试验和“分离盘”试验分别测得 GFRP 管在不同温度下的轴向与环向材料性能15 1056 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 见表 2 由表 2 可以看出随着温度的降低，GFRP 管的轴向抗压强度与环向抗拉强度均增大，但极限应变降低 这是由于低温使 GFRP 管中树脂变硬变脆，提高了其拉伸强度和压缩强度16 表 2 GFRP管材料性能 Tab.2 Mechanical properties of the GFRP tubes 环向 纵向 内径/mm 温度/壁厚/mm 强度/MPa 弹性模量/GPa极限应变 强度/MPa 弹性模量/GPa 极限应变 150 020 5 379.7 21.9 0.017 091.6 11.3 0.010 150-30 5 384.3 27.0 0.014 096.4 16.4 0.007 150-60 5 402.1 30.8 0.013 100.9 17.5 0.006 150-80 5 421.8 35.9 0.012 112.1 22.1 0.005 150-60 3 366.5 26.3 0.014 103.8 17.6 0.006 1.2 加载装置及测点布置 试验在天津大学结构实验室 500t 压力机上进行(图 1)试件首先在超低温冰箱内降至指定温度并持温 12h，然后安装在配有保温箱的压力机上，通过充入液氮以维持指定温度，并通过预埋在试件内部的PT100 监测试件温度 所有试件均为 GFRP 管与混凝土同时轴心受压 在试件四周均匀布置 4 个竖向位移计测量试件轴向变形 在试件高度 4 等分截面，按间隔 180对称位置各粘贴 1 个竖向应变片和环向应变片，测量不同高度截面处的竖向应变和环向应变 测点布置见图 1.图 1 加载装置及仪器布置 Fig.1 Experiment setup and instrumentation arrangement 1.3 加载制度 试件 M1M7 采用单调位移加载至试件破坏，加载速率为 0.5mm/min 试件 C1C7 采用单次循环加载，加载阶段采用等位移加载，每级加载 1.5mm(C4 每级加载 1.0mm)，加载速率为 0.5mm/min；卸载阶段采用力控制，在荷载为 5kN 时停止，卸载速率为 10kN/s 2 试验结果及分析 2.1 试验现象与破坏模式 所有试件均具有相似的试验现象与破坏模式 加载初期，没有明显的试验现象；当 GFRP 管环向拉应力达到极限强度的 80%左右时，可以明显听 2023 年 10 月 谢 剑等：极地低温下 GFRP 管-混凝土短柱循环轴压性能 1057 到树脂开裂的声音；达到极限荷载后，GFRP 管环向撕裂，核心混凝土压碎，试件瞬间丧失承载力，并伴有巨大响动，发生脆性破坏 典型的破坏模式如图 2所示，均为 GFRP 管环向撕裂，将试件 M2 与 C5 的GFRP 管切除后，发现核心混凝土已经被压碎 （a）M1 （b）M2 （c）M3 （d）M6 （e）C1 （f）C2 （g）C5 （h）C7 图 2 典型破坏模式 Fig.2 Typical failure modes 2.2 荷载-应变曲线 图 3 给出了所有组合柱的荷载-竖向/环向应变曲线以及循环加载的包络线，其中竖向应变为竖向位移与试件高度的比值，取受压为正；环向应变为距离破坏位置最近的 2 个环向应变片所测环向应变的平均值，取受拉为负 如图 3 所示，单调荷载-竖向/环向应 变曲线和循环加载的包络线均近似呈双折线形式 在加载初期，GFRP 管的环向应变很小，对核心混凝土的约束较小；随着荷载增大，混凝土内部微裂缝迅速开展，GFRP 管的环向应变增长加快，对核心混凝土的约束逐渐加强；随后，核心混凝土的膨胀逐渐趋于稳定，组合柱进入强化段，荷载随着应变线性 （a）M1/C1 （b）M2/C2 （c）M3/C3 （d）M4/C4 （e）M5/C5 （f）M6/C6 （g）M7/C7 图 3 荷载-应变曲线 Fig.3 Load-strain curves 1058 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 增长，直至 GFRP 管环向撕裂 如图 3 所示，循环荷载-竖向/环向应变曲线的包络线与相对应的单调荷载-竖向/环向应变曲线均基本吻合 但是，循环荷载作用下组合柱的极限荷载和峰值应变略低于单调荷载作用下的组合柱 推测其原因是 GFRP 管在循环荷载作用下损伤逐渐累积，降低了对核心混凝土的约束效果 其中试件 M4 由于GFRP 管质量问题，导致组合柱发生过早破坏，极限荷载和峰值应变较低 低温对循环加载作用下组合柱的荷载-竖向应变曲线的包络线、极限荷载和峰值应变的影响如图 4 所示 由图 4(a)可以看出，随着温度从 20降低到 -80，曲线弹性段和强化段的斜率明显增大 这是由于低温导致混凝土和 GFRP 的弹性模量增大，进而增大了组合柱的刚度 如图 4(b)所示，随着温度从20降低到-30、-60、-80，组合柱的极限荷载从 2038kN 增大到 2057kN、2371kN、2529kN，分别增长了 1%、16%、24%；峰值应变从 0.048 降低到 0.037、0.033、0.031，分别减小了 23%、31%、35%这是因为低温提高了混凝土和 GFRP 的强度，同时降低了二者的峰值应变 （a）温度对荷载-竖向应变曲线的影响 （b）温度对极限荷载和峰值应变的影响 图 4 温度对组合柱力学性能的影响 Fig.4 Influence of T on the behaviors of CFFTs 2.3 卸载路径与加载路径 一个加卸载循环包括一条卸载曲线和一条加载曲线，其中卸载曲线是从卸载点(包络线上某一点)开始，竖向应变逐渐减小，直至降到荷载为 0；加载曲线是从起始点开始，竖向应变逐渐增大，直至包络线上一点 根据图 3 曲线中的共同特征，图 5 给出了典型的循环荷载-应变曲线及其包络线，并指出其中的关键参数，以便于后续的结果分析 图 5 循环荷载-应变曲线中关键参数 Fig.5 Key parameters of the cyclic load-strain curves 试验结果表明：卸载曲线呈现出明显的非线性，其竖向应变越大，卸载曲线的非线性程度越高；卸载曲线中，与横坐标交点处的斜率不为 0，并且随着竖向应变增大，交点处斜率逐渐减小；加载曲线中，与卸载曲线的交点定义为应变参考点(图 5 中 b点)，在 b 点之前，加载曲线基本呈线性，并且随着竖向应变增大，线性段斜率逐渐降低；在 b 点之后，加载曲线呈抛物线形式 2.4 塑性应变 塑性应变(plT)是卸载曲线与应变坐标轴的交点(图 5 中 c 点)所对应的竖向应变 由于本试验卸载阶段荷载仅卸载至 5kN，为方便取值，本文将卸载荷载为 5kN 时所对应的竖向应变取为塑性应变 卸载点应变(un,envT)为图 5 中 a 点所对应的竖向应变，其与塑性应变的理论关系对于提出循环荷载作用下荷载-竖向应变理论模型至关重要 本试验中每个组合柱的塑性应变与卸载点应变之间的关系曲线如图 6 所示，两者基本呈线性关系，且低温(T)对两者关系基本无影响，但是径厚比(D/t)对两者关系产生了微弱影响 如图 6(b)所示，随着径厚比(D/t)从 20 增大到50，曲线斜率从 0.627 增大到 0.741，增长了 18.2%2009 年，Lam 等13对plT与un,envT之间关系提出的预测模型如式(1)所示 当un,envT0.0035 时，塑性应变与卸载点应变呈线性关系，并做出两点假设：当un,envT0.001 时，塑性应变为 0；当 0.001un,envT0.0035 时，塑性应变为两端点之间的线性差值 文献13的模型考虑了混凝土强度(fcoT)对两者关系的影响 2023 年 10 月 谢 剑等：极地低温下 GFRP 管-混凝土短柱循环轴压性能 1059 （a）温度影响 （b）径厚比影响 图 6 塑性应变与卸载点应变关系 Fig.6 Relationship between plT and un,envT ()()()un,envTcoTun,envTplTun,envTcoTun,envTun,envTcu000.0011.4 0.870.0040.640.0010.0010.00350.870.0040.00160.0035=ff (1)2015 年，Li 等14通过搜集大量相关试验数据发现，塑性应变与卸载点应变呈线性关系，并且随着混凝土强度(fcoT)和约束率()的降低，曲线斜率逐渐增大 Li 等14对两者关系提出的预测模型如式(2)所示，该模型首次考虑了约束条件的影响 ()()un,envT0.362coTplTun,envT300.17un,envTun,envTcu000.0017.350.0010.0010.001=+ff(2)式中为约束率，(2EhTt)/(DfcoT)，EhT为 GFRP管在低温环境下的环向刚度，t 为 GFRP 管壁厚，D为 GFRP 管内径 Lam 和 Teng 的模型(文献13)与 Li 和 Wu 的模型(文献14)本文塑性应变的预测结果如图 7 所示 文献13的模型对塑性应变的预测值与试验值的比值为 1.09，标准差为 0.37；文献14的模型对塑性应变的预测值与试验值的比值为 1.09，标准差为0.39 由此可知，以上两个模型均可对塑性应变做出较为精准的预测，并且混凝土强度是影响二者关系的主要因素 但是当塑性应变增大到 0.02 之后，模型的预测值均高于试验值，并且误差有增大的趋势 推测其原因是以上两个模型均是针对 FRP 布缠绕约束混凝土柱(仅核心混凝土受力)提出的，而本文为 GFRP管-混凝土柱，GFRP 管与核心混凝土同时承受轴力 GFRP 管在循环荷载作用下，损伤逐渐累积，降低了对核心混凝土的约束，导致了塑性应变的试验值比预测值低，且随着塑性应变增大，GFRP 管损伤累积增大，误差增大 图 7 塑性应变的预测值与试验值对比 Fig.7Comparison between the predicted and experi-mental values of plastic strain 2.5 刚度退化 GFRP 管-混凝土短柱的刚度(K)定义为每个卸载-加载循环中 b 点与 c 点(如图 5 所示)之间的割线刚度13，用来反映组合柱在竖向反复轴压荷载作用下的刚度退化规律，其中 b 点为卸载曲线与加载曲线的交点 组合柱的刚度退化曲线如图 8 所示，可以看出：随着竖向应变的逐渐增大，组合柱的刚度呈逐渐降低的趋势，并且降低的速率逐渐减小 如图 8(a)所示，随着温度的降低，组合柱的刚度逐渐增大，且刚度退化的速率加快 这是由于随着温度的降低，混凝土中孔隙水结冰，GFRP 中树脂变硬，导致混凝土和GFRP 管的刚度增大，进而组合柱的刚度增大 同时，温度降低导致混凝土强度提高，且混凝土强度的提高幅度比 GFRP 管环向刚度提高幅度大，从而导致 1060 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 约束率()降低，刚度退化的速率加快 如图 8(b)所示，C1 与 C7 的刚度退化曲线基本重合，这就说明GFRP 管壁厚对组合柱的刚度退化影响较小，但GFRP 管内径对刚度影响较大 随着内径的增大，组合柱的刚度逐渐增大，且刚度退化的速率加快 这是因为在相同竖向应变下，组合柱内径越大，承载力越大，刚度也越大，但是内径增大导致约束率()降低，刚度退化的速率加快 （a）温度影响 （b）径厚比影响 图 8 刚度退化曲线 Fig.8 Stiffness degradation curves 2.6 耗能能力 建筑抗震试验规程(JGJ/T 1012015)17中规定试件的耗能能力可以采用等效黏滞阻尼系数(eq)来评价 本试验仅进行轴压加卸载循环，故采用类似的概念来定义本文中的等效黏滞阻尼系数，即 sheq12=bcdSS(3)式中：Ssh为每个卸载-加载循环中卸载曲线与加载曲线包围的面积；Sbcd为bcd 的面积，如图 5 所示 组合柱的等效黏滞阻尼系数与竖向应变的关系曲线如图 9 所示 可以看出：随着竖向应变的增大，组合柱的等效黏滞阻尼系数逐渐增大，但增大速率逐渐降低；温度和径厚比对组合柱的等效黏滞阻尼系数与竖向应变的关系曲线没有显著的影响规律 其中试件 C2 的等效黏滞阻尼系数偏低，是因为在 C2 的荷载-竖向应变曲线中(图 3(b)，每个循环的加载曲线的起始段均为凹曲线，而非常规的直线 推断其原因是由于在试验过程中试件 C2 与加载板之间存在缝隙，导致加载初期出现软化段 图 9 eq与竖向应变的关系 Fig.9 Relationship between eq and the vertical strain 3 设计方法 3.1 名义屈服点 为了给 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的安全设计提供参考，保障其在极地和寒区环境的服役安全，本文采用冯鹏等18提出的“最远点”法(曲线上距离原点和峰值点的连线最远的点)来确定 GFRP管-混凝土短柱在单调/反复轴压荷载作用下的名义屈服点(图 5 中的 f 点)，然后以名义屈服点作为工程应用中的极限状态对组合柱进行设计 同时引入强度系数(P)、延性系数(D)和 GFRP 管利用率(G)3 个参数来衡量组合柱设计的安全储备 其中，强度系数为组合柱的极限荷载(PccT)与名义屈服点处荷载(PcyT)的比值；延性系数为组合柱极限竖向应变(ccT)与名义屈服点处竖向应变(cyT)的比值；GFRP管利用率为名义屈服点对应的 GFRP 管环向应变(hyT)与 GFRP 管环向断裂应变(h,rupT)的比值 试验结果如表 3 所示，强度系数的变化范围为1.331.80，平均值为 1.52，标准差为 0.13；延性系数的变化范围为 2.875.05，平均值为 3.73，标准差为0.55；GFRP 管利用率的变化范围为 0.100.28，平均值为 0.18，标准差为 0.06 由此可知，以名义屈服点作为工程应用中的极限状态对组合柱进行设计具有足够的安全储备 3.2 设计公式 Xie 等15在 FRP 约束混凝土理论模型的基础上提出了 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的极限荷载和极限应变的预测模型，如式(4)(8)所示 ccTccTculTfPfAfA=+(4)2023 年 10 月 谢 剑等：极地低温下 GFRP 管-混凝土短柱循环轴压性能 1061 ()ccTKcoT0.673.670.01=+ff 8020T(5)0.81.45ccTKcoT1.759.14=+8020T(6)hTKcoTcoT2=E tfD(7)h,rupTcoT/=(8)式中：fccT为 GFRP 管约束混凝土抗压强度；fulT为GFRP 管抗压强度；Ac为核心混凝土截面面积；Af为GFRP 管截面面积；EhT为 GFRP 管环向弹性模量；t为 GFRP 管壁厚；D 为 GFRP 管内径；K为约束系数；为应变系数 由以上公式可知，GFRP 管-混凝土短柱的极限荷载和极限应变与 GFRP 管环向断裂应变成正相关 当以组合柱的名义屈服点作为其工程应用中的极限状态来进行设计时，应采用名义屈服点对应的GFRP 管环向应变代替 GFRP 管环向断裂应变来进行验算，如式(9)所示 Gh,rupThyTycoTcoT=(9)表 3 试验结果 Tab.3 Experimental results 试件编号 PcyT/kN cyT hyT PccT/kN ccT h,rupT P D G M1 1 642 0.009-0.002 2 395 0.032-0.012 1.46 3.68 0.15 M2 1 190 0.013-0.004 2 078 0.053-0.017 1.75 4.05 0.25 M3 1 354 0.013-0.003 2 245 0.040-0.013 1.66 3.17 0.25 M4 1 686 0.006-0.001 2 447 0.019-0.007 1.45 3.33 0.14 M5 1 929 0.015-0.002 1 474 0.046-0.013 1.59 2.99 0.17 M6 2 756 0.008-0.001 4 037 0.034-0.012 1.46 4.05 0.10 M7 1 356 0.009-0.002 1 929 0.034-0.014 1.42 3.86 0.11 C1 1 580 0.008-0.002 2 371 0.033-0.012 1.50 4.07 0.13 C2 1 130 0.010-0.004 2 038 0.048-0.016 1.80 5.05 0.26 C3 1 434 0.013-0.004 2 057 0.037-0.014 1.43 2.87 0.28 C4 1 787 0.009-0.002 2 529 0.031-0.011 1.41 3.52 0.16 C5 1 940 0.013-0.002 1 441 0.046-0.013 1.53 3.68 0.18 C6 2 668 0.008-0.002 3 981 0.033-0.013 1.49 3.93 0.13 C7 1 362 0.008-0.002 1 816 0.032-0.014 1.33 3.90 0.13 平均值 1.52 3.73 0.18 标准差 0.13 0.55 0.06 GFRP 管利用率与温度和径厚比的关系见图10 如图 10(a)所示，随着温度的降低，GFRP 管利用率近似呈线性减小；如图 10(b)所示，随着径厚比的增大，GFRP 管利用率呈线性降低 （a）温度影响(D/t30)（b）径厚比影响(T-60)图 10 研究参数对 GFRP管利用率的影响 Fig.10 Variation of parameters as a function of G 本文通过多元线性回归分析，得到 GFRP 管利用率与温度和径厚比的理论模型如式(10)所示 但是，由于目前低温下组合柱的轴压试验数据较少，所得公式 R2较低，需将来进一步补充完善 G=0.0010.002+0.318TD t(10)式中：80T20；20D/t50 1062 天津大学学报(自然科学与工程技术版)第 56 卷 第 10 期 采用式(10)得到的 GFRP 管利用率预测值与试验值的对比如图 11 所示 预测值与试验值的误差在20%以内，这就说明式(10)具有较好的预测精度 综合以上分析，本文提出 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的设计流程如图 12 所示 值得注意的是，本文主要研究 GFRP 管-混凝土短柱在轴压下的力学性能，混凝土内部是否配筋对其轴压性能影响相对较小，因此本文采用素混凝土 GFRP 管-钢筋(FRP 筋)混凝土柱在极地低温下的偏压和受弯力学性能将会进一步研究 图 11 GFRP管利用率的预测值与试验值对比 Fig.11Comparison between the predicted and experi-mental values of G 图 12 GFRP管-混凝土短柱设计流程 Fig.12 Flow chart for the design of CFFT stub columns 4 结 论 本文以温度和径厚比为研究参数，通过试验研究了 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的轴压力学性能，在试验基础上对 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的设计方法展开分析，得到以下结论 (1)极地低温环境中，单调加载下的荷载-应变曲线与循环加载下的荷载-应变曲线的包络线基本吻合 但循环荷载作用下 GFRP 管-混凝土短柱的极限荷载和峰值应变略低于单调荷载作用下的组合柱 随着温度的降低，组合柱极限荷载逐渐增大，峰值应变逐渐减小 (2)在反复荷载作用下，GFRP 管-混凝土短柱的塑性应变与卸载点应变呈线性关系，且温度影响不大；通过对比两个塑性应变预测模型，发现混凝土强度是影响两者关系的主要因素 (3)在反复荷载作用下，随着竖向应变的增大，GFRP 管-混凝土短柱的刚度逐渐降低，且降低的速率逐渐减小 随着温度的降低，组合柱的刚度逐渐增大，且刚度退化的速率加快；GFRP 管壁厚对组合柱的刚度影响较小，GFRP 管内径对刚度影响较大 随着内径的增大，组合柱的刚度逐渐增大，且刚度退化的速率加快 (4)随着竖向应变的增大，GFRP 管-混凝土短柱的等效黏滞阻尼系数逐渐增大，但增大速率逐渐降低；温度和径厚比对组合柱的等效黏滞阻尼系数没有显著的影响规律 (5)采用“最远点”法确定 GFRP 管-混凝土短柱的名义屈服点，并提出了 GFRP 管-混凝土短柱在低温环境下的设计公式和设计流程，为 GFRP 管-混凝土短柱在极地低温环境下的安全设计提供参考 参考文献：1 杨 剑.中国发展极地事业的战略思考J.学术前沿，2017(11)：6-15.2023 年 10 月 谢 剑等：极地低温下 GFRP 管-混凝土短柱循环轴压性能 1063 Yang Jian.Strategic thinking on the development of Chinas polar causeJ.Frontiers，2017(11)：6-15(in Chinese).2 Fam A Z，Rizkalla S H.Behavior of axially loaded con-crete-filled circular fiber-reinforced polymer tubesJ.ACI Structural Journal，2001，98(3)：280-289.3 Feng P，Wang J，Tian Y，et al.Mechanical behavior and design of FRP structural members at high and low service temperaturesJ.Journal of Composites for Con-struction，2016，20(5)：04016021.4 Xie J，Yan J B.Experimental studies and analysis on compressive strength of normal-weight concrete at low temperaturesJ.Structural Concrete，2018，19(4)：1235-1244.5 潘 毅，吴晓飞，曹双寅，等.长期轴压下有初应力的 CFRP 约束混凝土柱应力-应变关系分析J.土木工程学报，2016，49(9)：9-19.Pan Yi，Wu Xiaofei，Cao Shuangyin，et al.Analysis on the stress-strain relationship of CFRP confined con-crete with initial stress under long-term sustained loadJ.China Civil Engineering Journal，2016，49(9)：9-19(in Chinese).6 Li Y