RPC 管-海水海砂混凝土组合柱抗压性能

单波，王志鸿，肖岩，赖大德

（1.建筑安全与节能教育部重点实验室（湖南大学），湖南 长沙 410082；2.绿色先进土木工程材料及应用技术湖南省重点实验室，湖南长沙 410082；3.浙江大学 浙大-伊利诺大学联合学院，浙江 海宁 314400）

随着经济的发展，基础设施建设对混凝土的需求量逐年增大.据统计，2016 年全世界水泥产量达到42 亿吨，折算成混凝土不少于100 亿立方米[1].混凝土的生产需要消耗大量的淡水和河砂等自然资源，给环境造成巨大的负担.因此，利用海水、海砂等丰富的海洋资源替代淡水和河砂拌制混凝土，日益受到关注.现有研究表明，海水海砂混凝土（seawater and sea sand concrete，SWSSC）具有与普通混凝土类似的力学性能[2-3].因此，对于缺乏淡水和河砂资源的国家或地区，采用SWSSC 进行基础设施建设具有很强的吸引力，特别是用于岛礁工程建设中，可有效解决由大宗原材料长距离运输所导致的建设成本过高问题[4].

SWSSC 中含有大量盐分，会引起钢筋的锈蚀，造成严重的耐久性问题[5]，因此，普通钢筋不能用于SWSSC，需要采用其他耐腐蚀性强的增强材料替代普通钢筋.纤维增强塑料（fiber reinforced polymer，FRP）具有高的强度-质量比和突出的耐腐蚀能力，被认为是替代普通钢材的理想材料[6].另外一种受到关注的材料是不锈钢.当FRP 和不锈钢与SWSSC 结合起来用于受压构件时，一种非常有效的方式是将FRP 与不锈钢制成管材，内部填充SWSSC，形成约束组合柱，如FRP 管-SWSSC 组合柱、不锈钢管-SWSSC 组合柱.一些学者对这两类组合柱开展了初步研究[7-9].结果表明，这两类组合柱的轴向承载能力高、延性好，适用于海洋工程建设.

然而，这些组合柱在性能上存在不足.对于FRP管-SWSSC 组合柱，由于FRP 中的树脂是温度敏感性材料，其玻璃态转换温度较低，因此，该组合柱不适合用于高温环境[10-11].此外，相关加速试验结果显示，当FRP 长期处于海水中时，抗拉强度的退化不能忽视[12-13].对于不锈钢管-SWSSC 组合柱，一方面钢材本身不耐火，导致组合柱的抗火性能较差[14-15]，另一方面，不锈钢管的价格昂贵，这也是其实际应用中一个不可忽视的问题[7].

活性粉末混凝土（reactive powder concrete，RPC）是一种超高性能混凝土，是具有超高抗压强度、高耐久性以及高韧性的新型水泥基复合材料[16-17].RPC 抗氯离子渗透和耐硫酸盐腐蚀的能力极为突出，适用于海洋工程[18].实际使用中，一般采用加热养护以促进RPC 强度的快速发展[19].此外，考虑到RPC 的材料价格相对较高，如制成实心受压构件，其承载力很可能由刚度控制[20]，材料性能得不到充分发挥.因此，在实际工程中，RPC 一般以预制薄壁构件及组合构件为主[21].

基于研究现状及RPC 的特点，本文提出一种新型SWSSC 组合柱：RPC 预制管-SWSSC 组合柱（SWSSC filled RPC tube，简称SFRPCT），其基本结构如下：将RPC 预制成配置FRP 封闭箍筋的薄壁管，施工时在内部浇注SWSSC，形成组合柱.为进一步提高预制管的耐久性，选用不锈钢钢纤维替代普通钢纤维配置RPC.在这一组合体系中，一方面，RPC 管中的FRP 封闭箍筋对内部SWSSC 提供了有效侧向约束，组合柱具有高承载力与高延性；另一方面，RPC 管具有一定的厚度、超高的抗压强度和良好的变形能力，能与内部SWSSC 共同工作，直接承受相当部分的轴向荷载，对承载力有显著贡献[22].

与上述两类组合柱相比，SFRPCT 具有显著优势：相比于FRP 管-SWSSC 组合柱，RPC 能有效地保护其内部的FRP 箍筋，SFRPCT 的长期性能和抗高温性能明显优于FRP 管-SWSSC 组合柱；相比于不锈钢管，RPC 管本身具有成本优势和更好的抗火性能[23].此外，RPC 管与SWSSC 同为水泥基材料，物理特征相似，从材料层面改善了钢管混凝土柱中管壁与混凝土脱空问题.施工过程中，RPC 管可作内部混凝土的永久模板，还能作为施工支撑体系的一部分，具有与钢管混凝土类似的施工便利性.

本文进行了15 根大尺寸试件的单轴抗压试验，探讨SFRPCT 的组合效应与承载力计算方法，为组合柱的深入研究与应用提供基础性数据.

1 试验设计

1.1 试件设计

本试验采用直径6 mm 的碳纤维增强塑料（CFRP）筋作为RPC 管内的封闭箍筋，对4 组不同箍筋间距的SFRPCT 试件和1 组CFRP 箍筋约束SWSSC（CFRP hoops confined SWSSC，简称FRPHSC）大尺寸试件进行轴向抗压试验，每组3 个试件.各组试件的基本参数见表1.表1 中，s 为箍筋间距，ρv为体积配箍率，f ′rpc，co为RPC 轴心抗压强度，f ′sw，co为SWSSC 轴心抗压强度，Nu为试件抗压承载力.试件编号前一部分表示试件类型，其中，SFR 代表RPC管-SWSSC 组合柱（SFRPCT），FRPH 代表CFRP 箍筋约束SWSSC 组合柱（FRPHSC）；后一部分表示箍筋间距，例如SFR-20 表示箍筋间距为20 mm 的RPC 管-SWSSC 组合柱.

SFRPCT 试件的基本尺寸如图1 所示.RPC 管的外径D 为300 mm，高为600 mm，内径d 为250 mm，壁厚t 为25 mm，在管壁的中间厚度位置（t/2）处配置CFRP 封闭箍筋.设置了4 根直径为3 mm 的纵向CFRP 筋做架立筋，不考虑其轴向承载能力[24].

表1 试件设计参数及部分试验结果Tab.1 Test matrix and partial results

图1 SFRPCT 组合柱结构示意图Fig.1 Schematic of typical cross section of SFRPCT

FRPH-20 为对比柱，其外形尺寸、配筋及SWSSC 均与SFR-20 完全相同.

1.2 试件制作

1.2.1 材料性能

CFRP 箍筋直径为6 mm，由工厂通过拉挤成型工艺生产，并采用环氧树脂黏接形成封闭箍，如图2（a）所示，搭接段长度为120 mm，如图2（b）所示.其母材拉伸强度ffrp为1 801 MPa，弹性模量E=130 GPa，极限伸长率δfrp=1.39%.

RPC 原材料的基本情况如下：水泥为52.5 的硅酸盐水泥（P·I）；粉煤灰为Ⅱ级灰，比表面积为615 m2/kg（经磨细处理）；硅灰平均粒径为0.1 μm；石英砂规格为350～833 μm（20～40 目）；石英粉规格为47 μm（325 目）；聚羧酸高性能减水剂（粉剂）；不锈钢纤维，直径为0.2 mm，长度为13 mm.配合比为：V水泥∶V粉煤灰∶V硅灰∶V石英砂∶V石英粉∶V减水剂∶V不锈钢钢纤维=1.0 ∶0.1 ∶0.25 ∶1.1 ∶0.1 ∶0.015 ∶0.02，水胶比为0.18.在90°C 热水养护48 h 后，100 mm 立方体抗压强度为153.8 MPa.

图2 CFRP 封闭箍筋Fig.2 CFRP circular hoop

SWSSC 的设计强度等级为C50，原材料的基本情况为：水泥为42.5 普通硅酸盐水泥；粗骨料为最大粒径为25 mm 的碎石；细骨料为天然海砂，细度模数为2.84.采用人工海水拌制混凝土，其离子质量浓度参照文献[4]配制，见表2.混凝土配合比为：V水泥∶V碎石∶V海砂∶V人工海水=1 ∶2.35 ∶1.15 ∶0.38.标准养护的立方体抗压强度为55.7 MPa.

表2 人工海水组成Tab.2 Chemical composition of the artificial seawater

1.2.2 组合柱制作

RPC 预制管在实验室由人工制作，基本步骤为：扎带扎制CFRP 箍筋笼，如图3（a）所示；将箍筋笼放入定制钢模内，并浇筑RPC，如图3（b）所示；室内静置48 h 后拆模，并置于90 ℃热水养护48 h，成型的RPC 管如图3（c）所示；RPC 预制管作为外模，在管内浇筑SWSSC 形成组合柱，待混凝土硬化后，用聚合物砂浆对组合柱的顶面进行修补，得到平整的受压面，如图3（d）所示.

图3 试件制作过程Fig.3 Prefabricated process of specimens

1.3 测量方案与加载制度

为测量箍筋的应变，在RPC 管浇筑前，选择试件中部的2 圈箍筋，每圈表面粘贴4 个长度为3 mm的应变片（H1～H4、H5～H8）.抗压试验前，在RPC 管表面的对应位置，轴向粘贴4 个纵向应变片（A1～A4），主要用于加载初期的对中，如图4 所示.在试件的中部安装一个轴向变形测试架，设有两个高精度的位移传感器（LVDT），以准确测量试件在整个试验过程中的轴向变形.

加载设备为10 000 kN 的电液伺服压力试验机，加载制度为：开始阶段，采用力控制，加载速率为5 kN/s；当荷载达到预估极限荷载90%时改为位移加载，加载速率为0.1 mm/min，直至试件失去承载能力.

图4 测点布置Fig.4 Instrumentation details

2 试验结果

2.1 破坏形态

对比试件FRPH-20 为CFRP 箍筋约束SWSSC组合柱，加载至峰值荷载的65%左右，试件中上部出现细微的竖向裂缝，随着荷载的增加，裂缝宽度迅速增大；当达到峰值荷载的85%左右时，试件表面开裂现象严重，保护层开始剥落；达到荷载峰值时，保护层大面积剥落，CFRP 箍筋外露，如图5（a）所示.此后，在承载力下降过程中，保护层混凝土完全剥落，箍筋断裂，导致试件破坏，如图5（b）所示.

SFRPCT 试件破坏模式基本类似，以SFR-20 为例，加载至峰值荷载的85%左右，在RPC 管中部开始出现几条细小的横向裂缝和斜裂缝，并随着荷载增加不断发展；达到荷载峰值时，RPC 管表面有大量细而密的裂缝，但没有出现剥落现象，如图6（a）所示；随后，随着荷载缓慢下降，RPC 管表面裂缝持续扩展并连通，在中部附近形成一条主纵向裂缝并向端部延伸，钢纤维不断被拔出；最后，CFRP 箍筋陆续断裂，而RPC 管依然没有出现明显的剥落现象，如图6（b）所示.

图5 FRPH-20 破坏形态Fig.5 Failure mode of FRPH-20

图6 SFRPCT 破坏形态Fig.6 Failure modes of SFRPCT

对于其他SFRPCT 试件，随着箍筋间距的增大，试件破坏时的裂缝宽度有所增大，而裂缝数量相应减少，如图6（c）（d）（e）所示.

2.2 轴压结果分析

2.2.1 轴压承载力

轴压承载力的试验结果汇总于表1 中.可以看出，SFRPCT 的承载力随着RPC 管中箍筋间距的减小而增大，且箍筋越密，增长幅度越大，可见箍筋间距对轴向抗压承载力的影响较大.

在配箍相同的情况下，SFR-20 的承载力要显著高于对比柱FRPH-20.主要原因有两个：一方面，RPC 具有超高的抗压强度，因而RPC 管的承载力高于对应面积的SWSSC；更为重要的是，RPC 管在峰值荷载下裂而不散，维持了其整体性，能有效承担轴向荷载，而对比柱的混凝土保护层在达到荷载峰值前已出现严重的剥落现象，对承载力没有贡献.这表明RPC 超高的抗压强度和CFRP 箍筋的约束效应可以形成协同效应，提高组合柱的承载力.

2.2.2 荷载-轴向应变曲线

图7 给出了各组试件荷载-轴向应变平均曲线.对于SFRPCT 试件，荷载作用初期，曲线呈线性且基本重合；进入弹塑性阶段后，随着箍筋间距减小，试件的峰值荷载和峰值应变越大，曲线的弹塑性阶段越长，曲线的下降段随箍筋间距的减小而趋于平缓.这主要是因为CFRP 箍筋越密，对SWSSC 的侧向约束作用越强，强度和延性也越好.此外，曲线下降段有一定的波动，这主要是由于钢纤维被拔出及CFRP箍筋断裂导致的，荷载突变点对应于箍筋断裂发生点.随着箍筋间距减小，箍筋的断裂次数增加，且每次断裂造成的承载力降低幅度也更小，显示出组合柱破坏前具有明显的征兆.

图7 各组试件荷载-轴向应变曲线Fig.7 Average load-axial strain curves of each group

FRPH-20 的荷载-轴向应变曲线形状与SFR-20 类似，但前者曲线的初始斜率明显偏低.这主要是由于RPC 管具有较高的弹性模量，提高了组合柱的初始刚度，表明RPC 管在荷载作用初期就能有效承担轴向荷载.与此相对应，在CFRP 箍筋开始产生有效的约束应力时（对应于弹塑性段的起点），SFR-20的荷载显著高于FRPH-20，此后，两条曲线的差距不断增大，这显示RPC 管在受力的全过程都对组合柱的轴向承载能力有显著贡献.

2.2.3 荷载-箍筋应变曲线

荷载-箍筋应变曲线如图8 所示.对于SFRPCT试件，加载初期，各组试件的荷载-箍筋应变曲线基本重合，箍筋的应变水平都很低；到峰值荷载的85%左右时，曲线斜率开始发生变化，此时箍筋应变在250με 左右，这与RPC 的开裂应变基本一致[20]，表明CFRP 箍筋在预制管开裂前基本没有产生约束作用.

此后，箍筋应变显著增大，显示出箍筋开始发挥其约束效应，直到试件破坏.此外，箍筋间距对箍筋应变发展有显著影响，箍筋间距越小，箍筋的极限应变也越大，但都显著小于CFRP 筋材拉伸试验测得的极限应变，其比值在29%～57%之间，与其他研究者报道的结果相吻合[25].

图8 荷载-箍筋应变Fig.8 Load-hoop strain responses on hoops

与SFR-20 相比较，FRPH-20 的箍筋应变发展更快，即在荷载相对较低时箍筋应力更大.主要是FRPH-20 的保护层在加载的前期就出现开裂、剥落，迅速退出工作，导致轴向应力增长加快、横向变形增大，因而箍筋的应力水平更高.这从侧面证明了RPC管对轴向承载力的有效贡献.

2.2.4 刚度与延性

表3 给出了各组试件的主要力学指标平均值.组合柱的极限点定义为荷载下降到峰值荷载80%所对应的点，该点的应力和应变分别为极限应力σu和极限应变εu.表3 中，σcc与εcc分别表示峰值应力与峰值应变；εcc，frp为峰值荷载下的CFRP 筋的实际拉伸应变；εy为屈服应变，根据等能量法计算得到，如图9 所示[26]；刚度Es为曲线直线段斜率；用延性系数μ 来表征试件的变形性能，定义为μ=εu/εy.

由表3 可见，对于SFRPCT 试件，刚度Es与配箍率基本无关；而峰值应力、峰值应变、极限应力与极限应变，都随着配箍率的提高而增大；此外，组合柱的延性系数μ 也随配箍率的提高而增大，这表明更强的侧向约束，对提高SFRPCT 的承载力和变形能力都有显著作用.

表3 各组试件力学性能Tab.3 Mechanical properties of each group

图9 延性系数的定义Fig.9 Definition of ductility ratio

相比于SFR-20，FRPH-20 的刚度Es和延性系数μ 分别下降了26%和27%，差别显著.SFRPCT 具有更高的刚度，与RPC 具有较高的弹性模量有关，这对于减少组合柱在正常使用过程中的变形有积极作用.SFRPCT 的延性提高，也得益于RPC 具有优异的变形能力.试验结果证明，RPC 管对组合柱的强度、刚度、变形能力均具有显著的贡献，在组合柱的设计中，其作用不可忽视.

3 轴向承载力预测

SFRPCT 组合体系中，内部SWSSC 的侧向约束来源于CFRP 箍筋，因此，从约束实质上来看，其属于箍筋约束混凝土.Mander 模型是在试验基础上提出的一个钢筋约束混凝土短柱的经典模型[27-28].在该模型中，箍筋提供的侧向约束力沿柱轴向分布不均匀，在箍筋之间的中间截面处最小，且该截面分为有效约束区和非有效约束区，如图10 所示.该模型不考虑箍筋中心线以外的混凝土对轴向承载力的贡献，混凝土的抗压强度按式（1）计算.

式中：ke为有效约束系数，ke=；fl为箍筋侧向压应力；fy为箍筋屈服强度；Ae、Acc分别为核心混凝土有效约束面积与箍筋形心所包围混凝土面积，Ae=，ds为箍筋中线直径，s′为箍筋间净距；ρv为箍筋体积配箍率.

图10 有效约束区Fig.10 Effective confined core

Afifi 等对CFRP 筋约束混凝土开展了抗压试验[24-25]，结果表明，由于CFRP 箍筋与钢筋的力学性能存在显著差异，Mander 模型不能直接套用于CFRP 箍筋约束混凝土.实际上，Mander 模型是基于William-Warnke 五参数破坏准则所提出的[29]，该模型一般表达式如下[25，27]：

式中：b0、b1、b2均为待定参数，根据试验数据确定.Afifi 等[25]基于试验结果，所确定的参数为：b0=-0.159，b1=-2.541，b2=-1.994，则CFRP 箍筋约束混凝土的强度计算公式见式（8）.

在Afifi 模型中，FRP 箍筋的侧向压应力fl，按式（6）计算，需考虑弯曲对FRP 筋强度的影响[30].

式中：ffrp为直FRP 筋测得的抗拉强度；ffrp，b为FRP 筋弯曲后的强度；rb为箍筋的弯曲半径；db为箍筋直径.与Mander 模型相同，Afifi 模型也不考虑箍筋中心线以外的混凝土对组合柱轴向承载力的贡献.

采用上述两个模型对试验柱的轴向承载力进行预测，得到承载力的计算值Nu，t与试验值Nu的比如图11 所示（图中“本文模型”详见下节）.对于Mander模型，在箍筋间距较小时，显著高估了SFRPCT 的轴向承载力；而在箍筋间距较大的情况下，该模型又低估了组合柱的承载力.对于Afifi 模型，SFRPCT 承载力的预测值均小于试验值，其误差随着箍筋间距的增大呈逐步增加的趋势，其主要原因应该与该模型不考虑箍筋中心线以外RPC 管对轴向承载力的贡献有关.因此，两个模型均不适用于SFRPCT 组合体系，必须提出新的承载力计算方法.

图11 各模型计算值与试验值之比Fig.11 Ratio of the calculated value and the test value

4 组合效应分析

4.1 SFRPCT 承载力计算方法

如图10 所示，RPC 管以箍筋中心线（t/2）为界，可分为外壁和内壁，其中，外壁为非约束区，而内壁的受力相对复杂，可能同时存在非有效约束区与有效约束区，这与箍筋间距和管壁厚度有关.考虑到RPC 为薄壁管，在试验范围内，即使少数试件的部分管壁处于有效约束区，其所占比例也很有限，为简化问题，将RPC 管作为整体看待，整个截面的轴向承载力分为RPC 管与内部SWSSC 两者所承担的轴向荷载之和：

式中：Nu为轴向承载力；Nsw为SWSSC 所承担的荷载；Nrpc为RPC 管所承担的荷载；Asw为SWSSC 截面积；为CFRP 箍筋约束SWSSC 强度；Arpc为RPC管截面面积；为峰值荷载下RPC 管的剩余强度.

刘志[31]对配有高强螺旋箍筋的RPC 预制管混凝土组合短柱（CFRT）的单轴抗压性能进行了试验与分析，根据其研究结果，可获得RPC 管剩余强度比与ρv的关系：

考虑到本文SFRPCT 试件与上述CFRT 试件具有相似的组合方式，且管壁厚度相同、配箍率接近，故推测RPC 管的受力状态很接近.基于此，假定公式（10）也适用于SFRPCT，则Nrpc可基于配箍率ρv计算得到，进而从组合柱的承载力Nu中减去Nrpc，推定出内部SWSSC 的承载力Nsw，以上数据均列于表1.

基于表1 中Nsw的结果，对Mander 模型的一般表达式（4）进行拟合，结果如图12 所示，获得参数为：b0=-0.829，b1=-5.616，b2=-5.379.则内部SWSSC 的强度计算公式如下：

需要说明的是，式（11）中，CFRP 箍筋提供的侧向压应力fl由式（6a）计算确定，其中，CFRP 筋的抗拉强度ffrp，b取峰值荷载下CFRP 箍筋的实际应力，按式（12）计算，这样更加符合实际约束状态.

式中：εcc，frp为峰值荷载下的CFRP 筋的实际拉伸应变，见表3.

图12 回归分析结果Fig.12 Result of regression analysis

因此，基于公式（10）和公式（11），建立了SFRPCT 的轴向承载力的计算方法，模型计算结果与试验结果的比也在图11 中给出，二者吻合程度较高.应该注意到，对于SFRPCT 试件，由于模型推导与验证均采用同一试验结果，为循环自证过程，因此，并不能说明该方法的准确性.此外，可以看到，对比柱FRPH-20 的预测结果与测试结果的误差约为10%，在一定程度上可以接受，考虑到这一数据不属于循环自证范围，这间接反映了该方法具有一定的合理性.然而，相比于Afifi 模型，该方法的预测偏差增大了约1 倍，这表明SFRPCT 的受力特征与普通FRP箍筋约束混凝土柱在性能上存在差别.换言之，在本文模型中直接采用Afifi 模型估算组合柱内部SWSSC 的强度并不合适.必须强调的是，该计算方法中对于RPC 管剩余强度的确定，是直接采用钢筋约束的CFRT 抗压研究成果的经验公式，其适用性及准确性需要设计相应试验，开展进一步的验证.

4.2 RPC 管承载力贡献

按本文提出的承载力计算方法，可以获得Nrpc，co（按RPC 轴心受压强度计算）和Nrpc（按剩余强度计算）分别与总承载力之比（贡献率），如图13 所示.可以看到损伤降低了RPC 管对组合柱轴向承载力的贡献，其影响较为显著.再者，贡献率随箍筋间距的增大而小幅增长，但变化幅度不大.本文试验中，RPC 管对轴向承载力的贡献率为0.39～0.42，平均值为0.40，相当显著.这表明整个RPC 管对于SFRPCT 组合柱的轴向承载力贡献不可忽略.

图13 RPC 管承载力与组合柱承载力的比Fig.13 Carrying capacity ratio of RPC-tube and SFRPCT

5 结论

本文提出了一种新的约束混凝土组合柱--RPC预制管-海水海砂混凝土组合柱（SFRPCT），并对12个大尺寸SFRPCT 试件与3 个对比试件开展了轴压试验，得出的主要结论如下：

1）在受压过程中，由于钢纤维的桥接作用，RPC管裂而不散，维持了其完整性，有效避免了SFRPCT在峰值荷载下的保护层剥落现象，是RPC 管能与内部SWSSC 协同受力的基础.

2）SFRPCT 试件的承载力显著高于对应的FRPHSC 试件，表明在这一组合体系中，基于约束组合效应，实现了RPC 超高的抗压性能和CFRP 抗拉性能的有效结合.

3）基于相关试验数据及修正Mander 模型，提出了SFRPCT 的轴向承载力计算方法，并分析了其组合效应.结果表明，RPC 管对组合柱承载力的平均贡献为0.40，相当显著.

4）SFRPCT 组合柱从材料层面克服了SWSSC 所带来的腐蚀性问题，具有良好的抗压性能，扩展了SWSSC 的应用范围，在海洋工程中应用前景良好.

本文仅对SFRPCT 的轴心抗压性能与组合效应进行了初步研究，下一步需要对FRP 箍筋的种类、RPC 管壁厚度等更广泛的参数开展试验研究，重点研究采用变形能力高、价格低的玻璃纤维增强塑料（GFRP）和玄武岩纤维增强塑料（BFRP）作为箍筋的影响.此外，有必要对这一组合体系的抗侧力性能与耐久性能开展试验研究.