ECC壳-RC组合墩柱抗震性能及塑性铰形成机制

王瑾; 许维炳; 杜修力; 丁梦佳; 陈彦江; 方荣; 闫晓宇

doi:10.13801/j.cnki.fhclxb.20240009.003

ECC壳-RC组合墩柱抗震性能及塑性铰形成机制

1.
华北电力大学　水利与水电工程学院，北京 102206
2.
北京工业大学　城市建设学部，北京 100124
3.
国家开放大学　理工教学部，北京 100039

基金项目: 国家自然科学基金(52108428；52178446)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2023MS067)；北京工业大学重点实验室校外开放课题资助项目(2022B02)

详细信息

通讯作者:
许维炳，博士，副教授，博士生导师，研究方向为高性能混凝土在工程结构中的应用　E-mail: weibingx@bjut.edu.cn

中图分类号: TU528.58；TB333
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出版历程
- 收稿日期: 2023-11-06
- 修回日期: 2023-12-07
- 录用日期: 2023-12-28
- 网络出版日期: 2024-01-09
- 刊出日期: 2024-06-30

Seismic performance of ECC shell-RC composite pier column and its plastic hinge developing mechanism

1.
School of Water Resources and Hydropower Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China
2.
Faculty of Architecture, Civil and Transportation Engineering, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China
3.
School of Engineering, The Open University of China, Beijing 100039, China

Funds: National Natural Science Foundation of China (52108428; 52178446); Fundamental Research Funds for the Central Universities (2023MS067); Open Research Fund of Key Laboratory of Beijing University of Technology (2022B02)

摘要

摘要: 为提升钢筋混凝土(RC)墩柱的抗震性能并充分利用工程水泥基复合材料(ECC)的力学性能，提出了ECC壳-RC组合墩柱的构造；基于ABAQUS有限元软件建立了现浇ECC壳-RC组合墩柱数值分析模型，并基于既有试验结果验证；进而探究了ECC节段高度、ECC壳厚度、纵筋配筋率、体积配箍率、轴压比等参数对组合墩柱抗震性能的影响规律。在此基础上，探讨了该型组合墩柱塑性铰形成机制。结果表明：相较于RC墩柱，ECC壳-RC组合墩柱的承载能力、延性和耗能能力均有所提高。增加ECC节段高度，组合墩柱的峰值荷载有所增加，ECC节段高度达到1.4h (h为截面高度)后组合墩柱的抗震性能接近全高度ECC墩柱的抗震性能；增加ECC壳厚度及纵筋配筋率可同时提高组合墩柱的峰值荷载及延性，ECC壳厚度达到1/5h后继续增加ECC壳厚度对提升组合墩柱抗震性能效果不明显；增加轴压比可使试件初始刚度和峰值荷载增加，但对延性产生不利影响；减小塑性铰区域的体积配箍率试件延性明显降低，而承载力变化不明显；组合墩柱的塑性铰形成机制受ECC壳-RC组合节段高度影响显著，存在一个组合节段临界高度使该组合柱的塑性铰区不发生转移。
- 抗震性能 /
- 数值模拟 /
- ECC壳 /
- ECC壳-RC组合墩柱 /
- 塑性铰
Abstract: To improve the seismic performance of reinforced concrete (RC) pier column and fully utilize the mechanical properties of engineered cementitious composites (ECC), an innovative ECC shell-RC composite pier column was proposed. The numerical analysis model of the composite pier column was established and verified based on ABAQUS platform and existing experimental results, respectively. On this basis, the influence of common design parameters on the seismic performance of the composite pier column was systematically investigated, including the ECC segment height, ECC shell thickness, longitudinal reinforcement ratio, volume stirrup ratio and axial compression ratio. Finally, the plastic hinge development mechanism of the composite pier column was clarified. The results show that compared with RC pier column, the bearing capacity, displacement ductility and energy dissipating capacity of ECC shell-RC composite pier columns are improved. The peak loads of the composite pier columns increase with the ECC segment height increasing. The seismic performance of the composite pier columns can approach to that of the ECC pure pier column when the height of the ECC shell-RC composite segment is larger than 1.4h (Transverse dimension of the pier column h). The peak load and ductility of the composite pier column increase with the ECC shell thickness and longitudinal reinforcement ratio increasing. However, the seismic performance of the composite pier column will not significantly change when the ECC shell thickness is larger than 1/5h. The increase of the axial compression ratio can increase the initial stiffness and peak load of the specimen, while has a negative impact on its ductility. The decreasing of the volume stirrup ratio around the plastic hinge zone will significantly decrease the ductility of the specimen, but little affect its bearing capacity. The plastic hinge development mechanism of the composite pier column is significantly influenced by the height of the ECC shell-RC composite segment. There is a minimum critical height of the composite segment to make the plastic hinge zone not transfer.
- seismic performance /
- numerical simulation /
- ECC shell /
- ECC shell-RC composite pier column /
- plastic hinge

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碳纤维增强树脂复合材料(Carbon fiber reinforced plastics，CFRP)具有比金属更高的比刚度和比强度、优异的耐腐蚀和抗疲劳特性，但是其面外承载能力及抗冲击特性较弱^[1-3]，而金属延展性较好，抗冲击性能优良。为了结合二者的优点，常常将金属与CFRP复合材料复合，进行轻量化结构设计，如纤维-金属层合板(Fiber metal laminates, FMLs)超混杂结构^[1,4]，纤维-金属-泡沫夹层结构^[5-7]等在航空航天、汽车工业、船舶和民用建设等领域的应用越来越广泛^[8-16]。就汽车轻量化而言，发展车用CFRP-金属超混杂层合承载结构是一种既能满足高性能要求又同时兼顾一定成本的策略。在金属方面，单从材料的密度来看，铝合金、钛合金及镁合金等轻金属相比于钢的密度较小，但其更高的成本也在一定程度上限制了其在汽车轻量化方面的应用^[17]；而热成型钢因其成本较低、强度较高、碰撞吸能优良及成型性较好等优势已成为汽车轻量化的一种主要材料^[18]。因此结合CFRP复合材料与热成型钢的优点，开发CFRP-热成型钢超混杂层合承载结构，在汽车工业具有非常良好的应用前景，目前宝马7系的B柱结构已经采用了这种混杂轻量化结构设计。然而，热成型钢和CFRP复合材料属于异种材料，两者之间必然存在物理性能的差异(如热膨胀系数、弹性模量等)，导致钢与CFRP复合材料界面之间粘结强度较低，从而在界面上容易产生脱层，滋生裂纹。因此，对钢与CFRP复合材料界面连接进行增强增韧研究十分重要。

就改善FMLs层间断裂韧性而言，可以从两个方面分别入手：(1)可以通过改进金属与CFRP复合材料界面性能实现改善其层间断裂韧性的目的；(2)可以通过提高CFRP复合材料层的力学性能来改善其层间断裂韧性。对于改进FMLs界面性能，一般要对金属进行表面处理，如机械打磨^[19]、激光刻蚀^[20]、硅烷化处理^[21]、喷砂^[22-23]和等离子处理^[24]等。对于改进CFRP复合材料层间力学性能，插层^[25-27]、三维编织^[28]、z-pinning^[29]等技术被开发出来。目前，大部分学者的研究主要集中在金属表面处理方式或CFRP复合材料内部插层，而结合金属表面处理技术和CFRP-金属界面插层协同改善FMLs层间断裂韧性的研究还较少，对其增韧机制的研究还不够完善。

本文以热成型钢和CFRP复合材料为研究对象，采用金属表面处理和界面插层协同增韧方案，运用热压成型工艺制备出了6种不同界面强韧化方案的CFRP-热成型钢超混杂复合结构。并通过双悬臂梁试验(Double cantilever beam tests, DCB)和相关表征，讨论了表面处理和界面插层对CFRP-热成型钢超混杂复合结构层间断裂韧性的影响。另外，基于内聚区模型，对典型的界面增韧方案进行建模，并将其与实验结果进行了对比。

1. 试验方案

1.1 原材料

试验采用的钢板为连续变截面轧制热成型钢板(Tailor rolled blanks, TRB)，厚度为1.2 mm，由北汽集团新技术研究院提供，其主要化学成分(按质量分数计算)为0.23wt%C、0.25wt%Si、1.35wt%Mn、0.19wt%Cr、0.04wt%Mo, 0.003wt%B, 经过加热并淬火后的拉伸强度可达1 500 MPa；单向T700碳纤维/树脂预浸料，中复神鹰碳纤维有限公司；环氧树脂(Epoxy，EP)为双酚F型树脂EPON 862，固化剂为EPIKURE 3140，均由广州市镐韵化工有限公司提供，其中环氧树脂与固化剂的质量比为2∶1；胶膜为艾联公司的L-F501，厚度约为0.3 mm；具体的材料参数见表1。其他原材料均由成都科隆化工有限公司提供。

表 1 碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)及插层(L-F501胶膜和树脂)的物理参数

Table 1. Physical parameters of carbon fiber reinforced plastics(CFRP) composite and interlayer (L-F501 and epoxy)

Material	Physical parameter	Value
CFRP	Young’s modulus (Fiber direction)/GPa	138
	Young’s modulus (Transverse direction)/GPa	10
	Tensile strength (Fiber direction)/MPa	1 800
	Class fiber volume fraction/vol%	67
L-F501	Young’s modulus/GPa	3.6
	Tensile strength/MPa	40
	Steel-to-steel joint (Untreated)/MPa	28
Epoxy	Young’s modulus/GPa	3
Epoxy	Tensile strength/MPa	60

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1.2 超混杂层合板制备流程

本文采用热压成型工艺，对CFRP和热成型钢进行有效地共固化粘结。具体制备CFRP-热成型钢超混杂层合板的流程和热压工艺如图1所示。

图 1 CFRP-热成型钢超混杂层合板制备流程示意图及热压工艺

Figure 1. Schematic illustration of CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates fabrication and hot pressing process

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1.3 界面强韧化方案

1.3.1 金属表面脱脂处理

裁剪一定尺寸的热成型钢板，将其浸泡至酒精溶液中，超声清洗30 min，以做简单的脱脂处理，60℃干燥箱烘干。最后裁剪相应尺寸的CFRP复合材料预浸料，与热成型钢进行共固化热压成型。

1.3.2 金属表面打磨处理

选用600#型号砂纸对热成型钢表面进行有效打磨，随后将打磨处理后的钢板浸泡至酒精溶液中进行脱脂，其余过程同1.3.1节。

1.3.3 金属表面喷砂处理

选用36#金刚砂(SiC类型)，利用吸入式喷砂机对热成型钢进行喷砂处理，喷砂作业时空气压力为0.8 MPa左右，喷砂距离约为9 cm，喷砂角度为70°~85°，随后将喷砂处理后的钢板浸泡至酒精溶液中，超声清洗30 min，以去除表面的油脂和残留的SiC颗粒，其余过程同1.3.1节。

1.3.4 界面插层处理

由于CFRP复合材料与金属之间容易存在电化学腐蚀问题，因此引入界面插层来隔绝电化学腐蚀。本文拟采用L-F501胶膜和纯树脂插层两种方案。

L-F501胶膜插层：直接将裁剪好的单层胶膜引入到CFRP复合材料与金属界面之间，进行叠层铺设，最后将试件放到热压机中，进行共固化热压成型(最终胶膜的厚度在0.2 mm左右)。

纯树脂插层：首先将环氧树脂与固化剂按质量2∶1进行混合，进行搅拌10 min，脱泡5 min，得到自制的纯树脂粘结剂。采用涂布机将配好的纯树脂粘结剂均匀敷在热成型钢与裁好的CFRP复合材料之间，保证环氧胶面密度为225 g/m²，最后将试件放到热压机中，进行共固化热压成型(最终的环氧胶厚度在30 μm左右)。

对上述金属表面处理方式和界面插层进行组合，得到了本文层间增韧的具体6种方案如表2所示。

表 2 试验方案

Table 2. Experimental schemes

Group	Scheme name	Abbreviation scheme
1	Degreasing	Degreasing
2	600# sandpaper grinding	600#
3	Sandblasting	GB36#
4	Degreasing/adhesive film interleaves	Degreasing/AF
5	Sandblasting/adhesive film interleaves	GB36#/AF
6	Sandblasting/epoxy resin interleaves	GB36#/EP

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1.4 试验加载与测试

参照标准JIS K 7086^[30]对CFRP-热成型钢超混杂层合板进行DCB实验，本文中的层合板结构为2/1结构(铺叠形式为钢/ ${{\rm{[}}{{\rm{0}}^ \circ }]_{\rm{3}}}$ CFRP/钢)。由于试件不完全对称，在DCB测试中可能造成试件末端偏移影响测量精度^[31]，为此通过增大钢板厚度和减小CFRP复合材料层的厚度来近似使其上下板的弯曲刚度接近，以减小实验误差。试件尺寸及加载示意图如图2所示。其中，L、B、2H、t分别代表试件的长、宽、高和CFRP复合材料层的厚度。预制裂纹长度为 ${a_{\rm{f}}}$ ；嵌入物尖端至力的加载点为初始裂纹，其初始分层长度为 $a$ ；分层增量Δ $a$ 由钢板两侧的刻度作为标记。实验的加载速度为1 mm/min，当分层增量达到50 mm时，停止加载。采用改进的柔度校准方法计算得到I型层间断裂韧性 ${G_{{\rm IC}}}$ (kJ/m²)^[30]：

图 2 双悬臂梁试验(DCB)试件示意图(预制裂纹位于钢板与插层之间)

Figure 2. Schematic illustration of specimen for double cantilever beam(DCB) tests (Precrack lies between the steel plate and interlayer)

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${G_{{\rm IC}}} = \frac{3}{{2(2H)}}\left( {\frac{{{P_{\rm{C}}}}}{B}} \right)\frac{{{{\left( {B\lambda } \right)}^{\frac{2}{3}}}}}{{{\alpha _{\rm I}}}}$

(1)

$\frac{a}{{2H}}{\rm{ = }}{\alpha _{\rm I}}{\left( {B\lambda } \right)^{\frac{{\rm{1}}}{3}}}{\rm{ + }}{\alpha _{\rm{0}}}$

(2)

其中： ${P_{\rm{C}}}$ 为裂纹起始时的临界载荷； $\lambda$ 为柔度； ${\alpha _{\rm I}}$ 为拟合直线的截距； ${\alpha _{\rm{0}}}$ 为拟合直线的斜率。

2. 结果与讨论

2.1 CFRP-热成型钢超混杂层合板双悬臂梁实验测试结果

图3为通过静态DCB试验得到的各类型试件的I型载荷-位移曲线。可知：随着张开位移的增大，载荷也逐渐增大，载荷与张开位移初始阶段呈线性关系；随后曲线出现拐点，载荷非线性上升直到最大值；最后阶段，张开位移增大，载荷 $P$ 逐渐减小，直到分层长度达到50 mm，结束实验。图4为所有方案试件的临界载荷 ${P_{\rm{C}}}$ 。可以看到，金属表面处理和界面插层对界面失效临界载荷 ${P_{\rm{C}}}$ 有着不同的影响。其中，对金属表面进行喷砂处理可以有效地提高临界载荷 ${P_{\rm{C}}}$ ，且效果明显优于其他类别的表面处理方式；对热成型钢和CFRP复合材料界面进行插层，如脱脂/界面插层胶膜试件，相比于单进行脱脂处理试件，其临界载荷 ${P_{\rm{C}}}$ 也得到了极大的提高，表明界面插层有利于层间力学性能的提高；在对金属表面进行喷砂处理的基础上，进一步在异种材料界面引入插层进行协同增强处理，如喷砂/界面胶膜插层试件，其临界载荷 ${P_{\rm{C}}}$ 相比于脱脂/界面胶膜插层试件有了更进一步地提高，证明了采用金属表面处理技术与界面插层协同改性层合板的有效性。其可以最大幅度地提高界面失效临界载荷。另外，对于协同改性层合板的试件，临界载荷值 ${P_{\rm{C}}}$ 均高于只进行金属表面处理的试件；纯树脂插层试件的临界载荷低于胶膜插层的临界载荷。

图 3 CFRP-热成型钢超混杂层合板DCB试样的载荷-位移曲线

Figure 3. Representative load-displacement curves of DCB for CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates

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图 4 CFRP-热成型钢超混杂层合板DCB试样的临界载荷

${P_{\rm{C}}}$

Figure 4. Critical load

${P_{\rm{C}}}$ of DCB for CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates

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通过载荷、张开位移和分层增量可以计算出不同位置处的断裂韧性值。图5为不同方案试件的R曲线，横坐标为分层增量Δα，纵坐标为I型层间断裂韧性。可以看出，随着裂纹的扩展，其层间断裂韧性值逐渐增大，主要是由于初始分层裂纹形成后会引起纤维桥接，随后层间断裂韧性趋于平稳状态。

图 5 CFRP-热成型钢超混杂层合板DCB试样应变能释放率与裂纹扩展增量的阻力曲线

Figure 5. Resistance curves of energy release rate-crack increment of DCB for CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates

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不同方案对应的I型断裂韧性 ${G_{{\rm IC}}}$ 和断裂阻抗 ${G_{{\rm IR}}}$ 如图6所示，其中 ${G_{{\rm IC}}}$ 为Δα=0 mm处的断裂韧性值， ${G_{{\rm IR}}}$ 为Δα=25~45 mm处的平均断裂韧性值。可以看出，断裂韧性的变化规律与临界载荷的变化规律相同。其中，对于机械打磨的试件， ${G_{{\rm IC}}}$ 和 ${G_{{\rm IR}}}$ 均比较低；喷砂试件的 ${G_{{\rm IC}}}$ 和 ${G_{{\rm IR}}}$ 均高于脱脂试件，分别提高了64%和81%(见图6)，说明喷砂处理可以有效提高层间断裂韧性；在脱脂钢板与CFRP复合材料界面之间引入胶膜，其断裂韧性得到了极大的提高，相比于脱脂试件， ${G_{{\rm IC}}}$ 和 ${G_{{\rm IR}}}$ 分别提高了214%和237%；对CFRP复合材料-热成型钢进行喷砂和界面胶膜插层协同改性，可以最大限度地提高层间断裂韧性，尤其 ${G_{{\rm IC}}}$ ，相比于脱脂试件提高了近343%，相比于喷砂试件提高了170%，相比脱脂/界面插层胶膜试件提高了41%；另外，纯树脂插层的试件，其层间断裂韧性相比于只进行金属表面处理的试件也有较大提高。

图 6 CFRP-热成型钢超混杂层合板I型断裂韧性

${G_{{\rm IC}}}$ 和断裂阻抗

${G_{{\rm IR}}}$ 对比

Figure 6. Comparison of Mode-I fracture toughness

${G_{{\rm IC}}}$ and resistance

${G_{{\rm IR}}}$ for CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates

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2.2 CFRP-热成型钢超混杂层合板I型裂纹扩展有限元模拟

利用ABAQUS软件对层合板I型裂纹扩展进行有限元模拟。其中，CFRP复合材料和钢板采用二维平面应变单元，单元类型为CPE4RH。胶膜或纯树脂插层采用二维平面应变单元，单元类型为内聚单元COH2D4。由于胶膜固化后有实际厚度且不可忽略，因此对Degreasing/AF 和GB36#/AF样品采用有限厚度内聚单元建模来模拟界面脱粘；而其他类型试件，界面胶层较薄，故采用零厚度内聚单元进行建模。在模拟裂纹扩展阶段时，为了克服计算收敛问题，将内聚单元尺寸调到0.5 mm以下。最后根据试验测得的I型断裂韧性 ${G_{{\rm IC}}}$ 等相关参数，得到I型加载模拟结果，并将其与实验结果进行对比，如图7所示，可见，计算结果和试验结果吻合程度较好。

图 7 CFRP-热成型钢超混杂层合板DCB实验有限元仿真模型与结果

Figure 7. Finite element model and simulation results of CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates for DCB tests

FEA—Finite element analysis

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2.3 CFRP-热成型钢超混杂层合板界面增韧机制

有多种因素促成了CFRP-热成型钢超混杂层合板层间断裂韧性的提高。其中，钢板表面的物理化学性质(如钢板表面的微结构、粗糙度和表面润湿性等)起着重要的作用。

图8为不同金属表面处理方式下的钢板表面形貌。对脱脂钢板表面进行扫描电镜观察(见图8(a))，明显可见脱脂钢板表面有很多不规则的凹凸结构，相对粗糙；而钢板经过砂纸打磨处理之后(见图8(b))，原本粗糙的表面变得更光滑，表面出现了一些较细腻的划痕；对钢板表面进行喷砂处理后(见图8(c))，钢板表面出现了较大的起伏，相较脱脂钢板，其表现变得更粗糙，凹凸结构也更明显。从上述钢板表面微结构的变化可以看出，不同的表面处理方式可以得到不同的粗糙度和微结构，它们是影响层间断裂韧性的一个重要因素。图9为采用激光共聚焦扫描显微镜测试得到的钢板表面粗糙度。其中脱脂钢板表面的粗糙度 ${R_{\rm{a}}}$ 为2.55 μm，砂纸打磨处理后的钢板表面的粗糙度为0.79 μm，喷砂钢板表面的粗糙度为7.97 μm。粗糙度测试结果与SEM结果一致，同时也与相应金属表面处理试件的层间断裂韧性值的大小相互吻合，表现为粗糙程度越高，其层间断裂韧性也越大，这是由于粗糙的表面有利于提高金属与树脂之间的力学机械联锁作用，从而在一定程度上改善超混杂层合板的层间断裂韧性。

图 8 不同表面处理方式下钢板表面的微观形貌

Figure 8. Microstructures of steel surfaces treated with different methods

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图 9 钢板表面的粗糙度轮廓

Figure 9. Surface roughness profiles of the surface treated steel

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图10为不同金属表面处理方式下钢板表面的接触角。可以得出以下结论：对脱脂钢板进行机械打磨，由于表面的凹凸结构被破坏，钢板表面的接触角从 ${\rm{77}}{\rm{.}}{{\rm{5}}^ \circ }$ 降到 ${\rm{72}}{\rm{.}}{{\rm{5}}^ \circ }$ ，润湿性增强；喷砂处理的钢板，表面接触角较大，浸润性也较差，不利于树脂与金属之间的充分接触^[17]。但从最终的DCB实验结果来看，虽然表面润湿性和粗糙度都对界面粘结性能有影响，但是两者存在竞争机制，本实验中，表面粗糙度对层间断裂韧性的提升占主导地位。

图 10 钢板表面的接触角

Figure 10. Contact angles of the treated steel surfaces

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图11为采用电子显微镜观察到的各组试件的钢板一侧破坏面。从图11(a)和图11(b)可以看到，对于脱脂试件和砂纸打磨的试件，其钢板表面只有微量的碳纤维和树脂附着，CFRP复合材料与热成型钢直接在界面发生失效，裂纹扩展时裂纹几乎不发生偏转(见图12(a))，导致其层间断裂韧性较低。当对热成型钢表面进行喷砂处理之后，如图11(c)GB36#样品，由于提高了热成型钢与树脂之间的机械联锁作用，界面脱粘的现象发生了改变，大量的纤维和树脂附着在钢板表面，界面破坏形式主要为内聚破坏，而内聚破坏主要由高分子基体失效引起，在裂纹扩展时会消耗更多的能量，因此GB36#样品的层间断裂韧性较脱脂和机械打磨试件要高，同时这也证明了改变界面破坏的形式，可以有效地提高金属纤维层合板的层间断裂韧性。进一步对GB36#试件破坏面的局部进行显微镜观察(见图11(c)右上角)，可以看到有少部分的钢板直接暴露了出来，可能原因是喷砂会使钢板表面粗糙度急剧增加，润湿性下降，导致部分钢板与树脂粘接作用力不强而脱粘。如图11(e)，在脱脂钢板与CFRP复合材料界面之间引入胶膜，其破坏模式比较特殊，除了裂纹起始这一小部分的破坏模式是界面失效外，其他区域均是内聚失效；而且可以清楚地看到破坏面比较粗糙同时伴有胶层中短切纤维拔出的现象，粗糙的表面说明了裂纹在扩展时，由于裂纹偏转和基体的塑性变形产生了更大的断裂面积，而纤维的桥接作用又有利于胶膜的增强增韧；另外胶膜与复合材料之间存在化学交联的作用，界面粘结性能较好，以上就是插层胶膜能够大幅度提高层间断裂韧性的主要原因。将Degreasing/AF和GB36#/AF试件进行对比(见图11(e)和图11(f))，GB36#/AF试件的钢板表面全部被断裂的胶膜所包覆，它在起裂和裂纹扩展位置的破坏模式都属于内聚破坏，而Degreasing/AF试件在起裂和裂纹扩展阶段发生的是界面破坏和内聚破坏，这就是两组样品 ${G_{{\rm IC}}}$ 不同但 ${G_{{\rm IR}}}$ 相近的原因。再对GB36#/EP样品的破坏面进行观察(见图11(d))，不难看出其层间断裂的模式也是内聚破坏，但与GB36#试件的破坏面形貌稍有不同，出现差异的原因有：树脂层厚度的增加会扩大裂纹扩展的范围(见图12(b)和12(c))，延长裂纹扩展路径^[25]，这也是GB36#/EP试件层间断裂韧性比GB36#试件高的原因。将GB36#/EP与GB36#/AF两组试件进行对比，GB36#/AF层间断裂韧性比GB36#/EP试样高，可能原因有：胶膜中本身包含的短切纤维的桥接作用有利于裂纹的偏转和胶层的增强增韧；胶膜插层的厚度大于纯树脂插层的厚度，意味着容许裂纹扩展的范围增大(见图12(f))；胶膜基体与环氧树脂基体本身的力学性能差异等。

图 11 CFRP-热成型钢超混杂层合板I型层间断裂形貌

Figure 11. Morphologies of the fracture surface of CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates after Mode-I tests

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图 12 CFRP-热成型钢超混杂层合板I型加载下裂纹扩展行为示意图

Figure 12. Schematic explanation of crack growth behavior of CFRP-thermoformed steel super-hybrid laminates under Mode-I loading

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3. 结论

(1)通过双悬臂梁(DCB)试验结果，可以得知采用金属表面处理和界面插层协同增韧的方案，能最大限度地提高纤维-金属层合板的层间断裂韧性。其中喷砂/界面胶膜插层(GB36#/AF)试件的I型断裂韧性 ${G_{{\rm IC}}}$ 和断裂阻抗 ${G_{{\rm IR}}}$ 相比于脱脂试件提高了343%和254%；GB36#/EP试件的 ${G_{{\rm IC}}}$ 和 ${G_{{\rm IR}}}$ 相比于脱脂试件提高了129%和100%。

(2)根据内聚单元建立的有限元模型及临界载荷 ${P_{\rm{C}}}$ 和I型断裂韧性 ${G_{{\rm IC}}}$ 等相关参数，得到了I型加载模拟结果，且与实验曲线对比拟合程度较好。

(3)通过断裂面形貌观测，可以发现各组试件的失效破坏特征有所差异。对于脱脂和金属打磨的试件，其失效模式主要是界面失效；对于喷砂和插层试件，破坏模式主要为内聚失效。

(4)基于以上表征和观测，揭示了碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)-热成型钢界面的增强增韧机制。提高钢板表面的粗糙度，可以有效地提高钢板与聚合物基体的机械联锁作用；在金属-CFRP复合材料界面之间插层胶膜或树脂，可以有效地扩大裂纹扩展的范围，延长裂纹扩展路径；另外胶膜内部含有很多短切纤维，短切纤维的桥接作用使裂纹在扩展时发生偏转，从而导致基体的塑性破坏，吸收更多的能量。

图 1 工程水泥基复合材料(ECC)壳(节段)-钢筋混凝土(RC)组合墩柱构造

Figure 1. Engineered cementitious composites (ECC) shell (segment)-reinforced concrete (RC) composite pier structure diagram

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图 2 ECC本构关系模型

Figure 2. ECC constitutive relation model

σ_t, σ_tp, σ_t0—Tensile stress, ultimate tensile strength, nominal cracking strength; ε_t, ε_tu, ε_t0—Tensile strain, ultimate tensile strain, nominal cracking strain; σ_c, σ_ec0—Compressive stress, peak compressive stress; ε_c, ε_ec0, $\varepsilon _{\text{ecu}}^{*}$ —Compressive strain, peak compressive strain, ultimate compressive strain

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图 3 模型边界条件及网格划分示意图

Figure 3. Model boundary conditions and meshing diagram

RP—Reference point

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图 4 模拟等效塑性应变(PEEQ)云图

Figure 4. Simulated equivalent plastic strain (PEEQ) cloud images

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图 5 试验和模拟滞回曲线对比

Figure 5. Hysteresis curves comparison between test and numerical results

FEM—Finite element method

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图 6 ECC壳-RC组合墩柱整体布置图

Figure 6. Overall layout of ECC shell-RC composite pier column

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图 7 ECC节段高度h_e的影响

Figure 7. Effect of ECC segment height h_e

K_s—Average secant stiffness; K₀—Initial stiffness

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图 8 不同h_e试件PEEQ云图

Figure 8. PEEQ cloud diagram of specimens with different h_e

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图 9 ECC壳厚度t的影响

Figure 9. Effect of ECC shell thickness t

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图 10 ECC壳-RC组合墩柱纵筋配筋率ρ_s的影响

Figure 10. Effect of longitudinal reinforcement ratio ρ_s of ECC shell-RC composite pier column

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图 11 ECC壳-RC组合墩柱的体积配箍率ρ_sv的影响

Figure 11. Effect of volume stirrup ratio ρ_sv of ECC shell-RC composite pier column

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图 12 ECC壳-RC组合墩柱的轴压比n的影响

Figure 12. Effect of axial compression ratio n of ECC shell-RC composite pier column

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图 13 规范设计反应谱与地震波反应谱对比

Figure 13. Comparison between seismic response spectrum and code design response spectra

IV—Imperial Valley-02 (1940) wave; KC—Kern County (1952) wave; AR—Artifical wave; T₁—Fundamental natural vibration period of the ECC shell-RC composite pier column

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图 14 地震波作用下墩顶位移时程曲线

Figure 14. Pier top displacement time history curves under different ground motions

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图 15 IV作用下混凝土PEEQ损伤云图

Figure 15. PEEQ of concrete for piers subjected to IV

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图 16 不同地震波作用下各墩柱滞回曲线

Figure 16. Hysteresis curves of the specimens under different waves

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图 17 ECC壳(节段)-RC组合墩柱的弯矩分布

Figure 17. Moment distribution of ECC shell (segment)-RC composite pier

L₀—Height of the concrete segment; F—Horizontal load; N—Axial load; L_ECC—Height of the ECC shell-RC composite segment; M_A—Bending moment of critical section A; M_B—Bending moment of critical section B; M_y,RC—Yield bending moment of RC pier; M_y,ECC-RC—Yield bending moment of the ECC shell-RC composite section; L^*—Critial height of ECC shell-RC composite segment; L—Total height of the composite pier

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图 18 不同ECC壳-RC组合节段高度时钢筋应变

Figure 18. Rebar strain with different ECC shell-RC composite segment height

LE—Logarithmic strain

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表 1 试件具体信息

Table 1 Specific information of the specimens

Specimen	H/mm	b×h/mm²	h_e/mm	t/mm
S1	1 400	300×300	400	150
S2	1 400	300×300	400	100
Notes: H—Pier height; b—Section width; h—Section height; h_e—ECC height; t—ECC shell thickness.

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表 2 试件抗震性能指标

Table 2 Seismic performance index of the specimen

Specimen			Yield displacement/mm	Yield load/kN	Peak load/kN	Ultimate displacement/mm	Ultimate load/kN
S1	Positive	Test^[36]	8.20	65.46	86.89	60	65.77
		FEM	7.04	78.65	89.31	60	67.23
		Error	14.10%	−20.15%	−2.79%	0%	−2.22%
	Negative	Test^[36]	−9.20	−68.47	−86.85	−60	−71.90
		FEM	−7.26	−70.67	−81.26	−60	−66.42
		Error	21.09%	−3.22%	6.44%	0%	7.62%
S2	Positive	Test^[16]	7.39	64.24	87.20	60	60.37
		FEM	8.42	76.14	86.85	60	69.64
		Error	−13.94%	−18.52%	0.40%	0%	−15.36%
	Negative	Test^[16]	−8.31	−63.16	−87.35	−60	−66.48
		FEM	−7.27	−70.76	−80.34	−60	−68.84
		Error	12.52%	−12.03%	8.03%	0%	−3.55%

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表 3 ECC壳-RC组合墩柱基准设计参数

Table 3 Benchmark parameters of ECC shell-RC composite pier column

Parts	z×b×h/mm³	Material	Longitudinal reinforcement	Stirrup (Encrypted zone)	Axial compression ratio n
Pier	2000×450×450	C40/E40	12C18	A10@100 (A10@50)	0.2
Cushion cap	700×1400×700	C40	12C18	A10@100	—
Note: z—Height of the part.

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表 4 各墩柱墩顶位移峰值

Table 4 Peak value of displacement at the top of the pier

Pier type	Peak value of displacement/mm
Pier type	IV	KC	AR
RC pier	58.28	29.24	40.77
ECC shell-RC composite pier	42.61	22.98	36.65

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表 5 墩底剪力峰值

Table 5 Peak value of shear force at the pier bottom

Pier type	Peak value of shear force/kN
Pier type	IV	KC	AR
RC pier	237.64	191.99	181.90
ECC shell-RC composite pier	270.59	225.56	216.94

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表 6 不同地震波各墩柱最大混凝土塑性损伤PEEQ值

Table 6 Maximum PEEQ value of the concrete of each specimen subjected to ground motions

Pier type	Maximum PEEQ value/10⁻²
Pier type	IV	KC	AR
RC pier	2.10	1.70	1.50
ECC shell-RC composite pier	1.71	1.21	1.17

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