BFRP螺旋条带内约束海水海砂混凝土圆柱的轴压性能

郑宏宇 郁宇琪 许迪鑫 黄志勇 江怀雁 陶丹

(1.广西大学 土木建筑工程学院，广西 南宁 530004；2.广西大学 工程防灾与结构安全教育部重点实验室，广西 南宁 530004；3.广西建设职业技术学院 土木工程系，广西 南宁，530007；4.广西水利电力职业技术学院 建筑工程系，广西 南宁 530023)

海水海砂混凝土的力学性能与传统普通混凝土相近，仅在软化段、变形性能上略有差异[1- 2]。在岛礁或沿海地区，直接使用原生海砂和海水拌养混凝土(即海水海砂混凝土)进行建设，可就地取材，节约建设成本，缓解河砂枯竭、淡水匮乏的供需矛盾。但海水海砂混凝土中的氯离子对普通钢材有腐蚀作用，会降低结构的耐久性。纤维增强复合材料(FRP)具有抗酸碱腐蚀性能优良、轻质高强等特点[3- 6]，国内外诸多研究均证实其与海洋集料混凝土组合应用具有可行性[7- 8]，因此用FRP代替普通钢筋，可较好地解决耐久性的问题，取得良好的经济、环保、节能效益，具有积极的工程应用价值，用于岛礁建设还具有重要的战略意义。

采用FRP筋作为混凝土受压柱的纵向增强筋时，由于FRP筋为线弹性材料，破坏偏脆性，除部分CFRP筋外，FRP筋的弹性模量普遍低于钢材，因此当配筋率相同时，FRP筋的增强效果弱于钢筋，特别是作为受压纵筋使用时。相比于RC柱，FRP筋混凝土柱更容易发生以核心混凝土压碎或纵筋受压屈曲为特征的破坏[9]。但Mohamed等[10]发现，在FRP螺旋或环箍约束下，纵向FRP筋屈曲延缓，且在峰值荷载后核心混凝土仍可被良好约束，GFRP和GFRP-RC柱轴压力学性能与普通钢筋混凝土柱差别不大[11]。Afifi、邓宗才、Hadi等[12- 14]对GFRP螺旋箍筋柱的研究表明，配箍率不变时，减小箍筋直径和间距可提高柱的延性；减小箍筋间距或改变箍筋形式均可增强箍筋对纵筋和核心混凝土的约束能力，从而改善混凝土柱的力学性能。

目前，FRP约束混凝土受压构件以外包FRP纤维布或FRP管、内绕FRP箍筋等为主要约束形式。但是，因FRP耐火性能较弱，所以外包FRP的结构的抗火能力不强[15]；对于长期暴露于室外紫外线较强环境中的柱子，FRP的力学性能也会发生退化[16]；外包FRP对柱子外观和装饰性也有所制约；另外，FRP箍筋需由厂家预先弯制，无法现场制作。因此，本研究提出一种可现场制作的BFRP螺旋条带被动约束和BFRP纵筋增强且带保护层的海水海砂混凝土圆形截面柱。

该柱采用多层FRP布制作连续螺旋条带，利用间隔分布的条带保留混凝土保护层，这既能保证柱子的耐火性能，又保留了柱子的可装饰性[17]；有别于在已硬化混凝土外表缠绕FRP条带的约束方式，条带和纵筋作为骨架先置于混凝土内部，利用流塑态混凝土的压胀力，使BFRP条带紧缚内部核心混凝土；与FRP螺旋箍筋相比，FRP条带柔软，通过浸渍环氧树脂多层缠绕于纵筋外表，施工现场能够按需制作，不需要工厂预先弯制，可降低制作成本，且约束能力便于调控。因此该类型柱具有较好的发展潜力，但目前尚缺少关于此类带混凝土保护层、BFRP螺旋条带内部被动间隔约束海水海砂混凝土柱受力性能的研究；有鉴于此，本研究对其进行轴压性能测试，观测其破坏过程和破坏特征，研究主要设计参数对试件轴压性能的影响，并推导其承载力的预测表达式。

1 试验

1.1 试件设计

以BFRP纵筋配筋率和BFRP条带宽度、间距为变化参数，共制作7个BFRP螺旋条带约束-BFRP纵筋增强海水海砂混凝土圆柱试件和1个近乎无BFRP条带约束[18]的对照试件(C- 3.63- 40- 170- 1)，试件编号规则为C-ρ-w-s-n，其中ρ、w、s、n分别表示纵向BFRP筋的配筋率和BFRP条带宽度、间距及层数；BFRP螺旋条带内约束混凝土圆柱构造示意图如图1所示。所有试件的直径D为193 mm，柱高H为600 mm，柱两端的混凝土保护层厚度为25 mm，纵筋外侧保护层厚度为21.5 mm。参考相关文献[12- 14]的约束指标取值确定条带设计参数，同时，条带宽度w取可定制的最小宽度，条带净间距选为粗骨料粒径的若干倍，以保证试件浇筑密实，具体参数见表1。

图1 BFRP螺旋条带内约束混凝土圆柱构造示意图

表1 试件设计参数

1.2 材料属性

1.2.1 人工海水配制

试件混凝土采用人工海水拌制。人工海水参考美国规程ASTM D1141—98(2013)[19]配制，主要化学成分见表2。

表2 人工模拟海水化合物组成

1.2.2 材性测试

考虑部分珊瑚礁需要保护，粗骨料可由海岛富余山体岩石破碎或从邻近大陆海运获得，故试件采用普通花岗岩碎石作为粗骨料，其基本物理参数如表3所示。细骨料采用广西北海市合浦县的天然海砂，细度模数3.0、含水率5.3%、含泥量5.5%。

表3 花岗岩碎石物理参数

海水海砂混凝土立方体抗压强度、轴心抗压强度、弹性模量按GB/T 50081—2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》[20]在武汉中科科创工程检测有限公司生产的岩石与混凝土力学试验系统RMT- 301上测得，测试结果均取平均值。海水海砂混凝土的配合比及力学性能参数如表4、表5所示。

表4 海水海砂混凝土配合比

表5 海水海砂混凝土基本力学性能

BFRP筋受压力学性能与BFRP条带受拉力学性能均在上海华龙测试仪器股份有限公司制造的WAW- 600型微机控制电液伺服万能试验机上测试。BFRP筋测试按GB/T 1448—3005《纤维增强塑料压缩性能试验方法》[21]执行，压缩试件及加载设备如图2所示。BFRP筋受压的破坏形态如图3所示，分为剪切破坏、劈裂破坏以及两者兼有的混合破坏，三者的受压性能实测值差异不大，故测试结果取平均值，结果如表6所示。BFRP条带受拉性能按《Standard Test Method for Tensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials》[22]进行测试，试件如图4(a)所示，破坏形态如图4(b)所示，均为全截面拉断破坏；测试结果取平均值，基本力学性能参数如表7所示。

图2 BFRP筋压缩试件及加载设备

图3 BFRP筋受压破坏形态

表6 BFRP筋受压力学性能

(a)BFRP条带试件

(b)破坏形态

表7 BFRP条带受拉力学性能

1.3 试件加工制作

试件制作基本步骤为：用细铁圈绑扎、固定BFRP纵筋，再将BFRP条带贴着纵筋外表面螺旋缠绕，条带两端额外水平缠绕一圈并搭接150 mm锚固，条带与筋之间用快粘胶临时固定，形成BFRP螺旋条带-BFRP纵筋骨架，如图5(a)所示；粘贴应变片后，为恢复条带表面与混凝土的粘结力，先用毛刷刷涂浸渍环氧树脂于条带表面，再均匀撒上中砂，同时固化条带，如图5(b)所示；采用外径200 mm、壁厚3.5 mm的PVC管作为试件的模板，管底部置于木板上，用环氧树脂将两者粘牢，固定密封，再将BFRP纵筋-条带骨架居中放入PVC管内，采用分层振捣的方式浇筑试件，如图5(c)所示。实际浇筑难度和速度与常规钢筋混凝土柱相当。

(a)BFRP螺旋条带-BFRP纵筋骨架

1.4 测量方案

试验观测和量测的内容：①试件破坏过程及破坏形态；②试件开裂荷载；③试件两端相对轴向位移；④BFRP筋压应变；⑤BFRP条带拉应变；⑥混凝土表面纵环向应变。荷载和位移数据分别由YBY- 2000 kN型荷载传感器和YWC- 30型位移计采集，应变数据由江苏东华DH3812数据采集仪自动采集，采集频率为2 Hz。

在试件中部附近的BFRP螺旋条带上每隔90°粘贴一只电阻应变计，用于测量BFRP条带应变；在试件中部相邻条带之间的BFRP纵筋上每隔90°粘贴一只电阻应变计，用于测量BFRP纵筋的应变。应变计具体布置如图6所示；混凝土应变计主要布置在H/2截面处，用于测量加载过程中混凝土保护层表面的纵、环向应变，具体布置如图7所示。

图6 纵筋及螺旋条带应变测点布置图

图7 混凝土应变测点布置(单位：mm)

1.5 加载方案

采用中国济南试金集团有限公司制造的YAW- 10000J型微机控制电液伺服压剪试验机对试件进行轴心受压性能测试。为防止端部局部受压破坏，试件两端外包4层100 mm宽的BFRP布进行加强，并在两端设置不小于30 mm厚的钢垫板，如图8所示。先将力传感器正对试件截面几何形心，以5 kN/s的速率进行预加载，加载至估算承载力的20%后卸载；预加载时观测两侧对称布置的位移计、应变计数据，反复调整力传感器位置，直到两侧位移、应变数据数值相近且等幅变化、完全对中为止；正式加载采用位移控制，速率为0.5 mm/min，直至试件承载力下降到峰值的80%以下。

图8 加载及位移测量装置

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程及破坏形态

经试验发现，各试件的破坏过程相似：当荷载升至峰值荷载的80%左右时，在试件混凝土中部表面出现首条肉眼可见的纵向裂缝；随着荷载增加，柱中各方位也陆续出现纵向裂缝，并逐渐延伸、分叉、变宽；当荷载增至峰值荷载的90%以上时，伴随着多次清脆的响声，柱中段混凝土保护层局部开始剥落；荷载继续增大至峰值、进而下降的过程中，试件中段膨胀明显，混凝土保护层突然大片崩裂、剥落，试件承载力迅速降低。

试件均是中段损伤最为严重，条带断裂的部位混凝土保护层剥落也较多；与无约束对照试件相比，BFRP螺旋条带约束短柱试件的破坏范围总体较小。各试件的最终破坏形态如图9所示。

试件破坏后，观测剥离破损的混凝土保护层可以发现：BFRP条带多处发生断裂，断裂的位置与混凝土保护层剥落位置基本一致，如图10(a)所示；BFRP螺旋条带断裂后，对纵筋的侧向约束作用丧失，纵筋在轴向荷载与核心混凝土横向泊松变形的共同作用下发生屈曲破坏，如图10(b)所示。

图10 BFRP条带及纵筋的破坏模式

2.2 试验数据分析

2.2.1 抗压承载力

各试件的抗压承载力实测值如表8所示。根据表8可知：试件的抗压承载力随纵筋配筋率的增大而有所提高，配筋率由1.37%增大到2.15%、3.63%时，提高率分别为3.09%、15.51%；增大BFRP条带宽度或减小BFRP条带间距，均能增大单位柱高条带对核心混凝土及BFRP纵筋的约束程度(以约束效应系数ξ表征)，从而提高试件的抗压承载力。

表8 试验数据

2.2.2 荷载-轴向位移曲线

各试件的荷载-轴向位移曲线如图11所示。由图11可以看出，各试件的荷载-轴向位移曲线形态相似，大致分为3个阶段：①弹性阶段，该阶段荷载较小，BFRP条带尚未发挥约束作用，BFRP纵筋与混凝土协同变形，曲线近似呈直线；②弹塑性阶段，随着荷载继续增大，保护层混凝土逐渐开裂、剥落，混凝土内部裂缝向外延伸，试件的纵向变形发展加快，刚度有所下降，同时随着核心混凝土横向泊松变形的发展，BFRP条带的约束作用开始显现；③软化阶段，荷载达到峰值后，核心混凝土损伤严重，其横向泊松变形超越了条带的约束能力，条带局部发生断裂，断裂处的混凝土出现剪切滑动面，同时，BFRP纵筋失去条带的侧向约束，在竖向压力和核心混凝土横向外推力的共同作用下，发生屈曲破坏，随着核心混凝土被压碎，试件承载力快速降低。

由表8及图11(a)可知，通过增大BFRP纵筋直径提高配筋率，峰值荷载和峰值位移随之增大，但轴压刚度因纵筋与混凝土粘结面积的减小而有所降低；图11(b)表明，减小BFRP条带间距可提高短柱的轴压承载力和轴压刚度；图11(c)表明，增大BFRP条带宽度可增大柱的轴压刚度，减小峰值位移，但对轴压承载力基本无影响；由图11(d)和其他试件曲线对比可知，在配筋率相同时，无约束短柱试件的峰值位移、极限位移和峰值荷载均小于条带约束试件，说明BFRP螺旋条带能提高试件变形能力和承载力。

(a)不同配筋率

2.2.3 荷载-BFRP纵筋应变曲线

各试件的BFRP纵筋应变随荷载的变化曲线如图12所示。由图12可看出，BFRP纵筋的极限压应变均出现在曲线的下降段，说明保护层混凝土剥落和条带崩断先行发生，导致纵筋外侧丧失约束，纵筋随后才发生屈曲破坏。

(a)C- 1.37- 40- 70- 2

2.2.4 荷载-BFRP条带应变曲线

荷载-BFRP条带应变关系曲线如图12所示。由图12可知，在峰值荷载80%之前，混凝土横向泊松变形较小，BFRP条带被动约束作用尚未显现，BFRP条带拉应变增长缓慢，使得曲线呈陡峭的直线形上升；随着核心混凝土横向泊松变形逐渐增大，BFRP条带约束作用开始显现，BFRP条带拉应变增长逐渐加快，曲线斜率变小；接近峰值荷载时，混凝土内部裂缝快速发展，核心混凝土横向膨胀明显，条带拉应变增长迅速，曲线趋于水平；随着表层混凝土剥落，螺旋条带被核心混凝土胀裂，随即拉断失效。

通过柱中布置的4只条带应变计测得BFRP螺旋条带的平均最大拉应变为1 571×10-6～4 575×10-6，远低于BFRP条带材性测试的极限拉应变，其主要原因是：核心混凝土裂缝发展、膨胀变形具有不均匀性和随机性，故BFRP条带沿其宽度和长度方向受力不均，受外凸的碎裂混凝土局部挤压作用，出现应力集中处优先裂断；应变计未处于条带裂断位置；在BFRP条带材性单向拉伸实验中，条带沿直线均匀受拉，但在柱试件中，BFRP条带弯曲成圆弧形，除了沿环向受拉，还受到径向的挤压力，使得条带的抗拉强度有所降低；用于固定条带的浸渍树脂厚度不均匀，致使各层条带的工作协同性有所下降。

2.2.5 荷载-混凝土应变曲线

荷载与混凝土保护层表面纵向、环向应变关系曲线如图12所示。由图12可知，8个试件中，有6个试件的条带拉应变在轴力达到峰值荷载的70%～83%(平均为80%)之后才加速增长，曲线发生明显转折，斜率不断减小，说明条带对核心混凝土的约束作用在此时才开始显现。

试件破坏后，凿开混凝土保护层观察BFRP纵筋的滑移情况发现，BFRP纵筋与核心混凝土之间无明显滑移现象，因此可认为两者在破坏前无相对滑移，故可用BFRP纵筋的应变近似代表核心混凝土的纵向应变。可以看出，当轴力达到峰值荷载的70%～80%之前，多数试件的核心混凝土纵向应变与保护层混凝土的纵向应变同步增长，两者的差值较小或保持不变，仅在接近峰值荷载时，两者才呈现出明显分化，且以核心混凝土的纵向应变增长较快，内、外混凝土变形不一致，说明此时保护层开始崩裂、剥离。

在轴力达到峰值荷载的60%～70%前，多数试件的混凝土保护层环向应变与条带纵向应变同步增长，两者差异较小。当轴力进一步增大时，两者差异才逐渐增大，说明此时混凝土保护层与BFRP条带变形不协同，两者开始发生脱离。

整个加载至破坏的过程中，在同一荷载级下，BFRP纵筋和保护层混凝土的纵向应变均大于BFRP条带纵向应变和保护层混凝土的环向应变，符合泊松效应的特征。

2.2.6 位移延性系数

根据文献[23- 24]的方法计算得到的位移延性系数如表9所列。

由表9可以看出，由于BFRP为线弹性材料，无屈服平台，且断裂延伸率较低，使名义屈服位移与极限位移较为接近，故试件延性系数总体不高。但对比图11可知，BFRP螺旋条带约束试件的极限位移比近似无条带约束试件增大16.39%～130.82%，试件总体变形能力提高明显。从加载过程看，近似无条带约束试件的承载力下降更突然(峰值荷载时，BFRP纵筋外侧保护层混凝土剥落，导致纵筋向外鼓)，破坏前无明显预兆。BFRP螺旋条带约束试件在达到峰值荷载前，混凝土保护层已严重开裂、局部剥落，破坏前有明显预兆，满足规范对构件的设计要求。对比图11(d)轴向荷载-位移曲线包围面积所表征的耗能能力，可以发现，BFRP螺旋条带约束试件的耗能明显大于近似无条带约束试件。

表9 试件位移延性系数计算表

3 轴压承载力预测方法

3.1 基本假定

(1)BFRP筋和BFRP条带均为理想线弹性材料，其应力-应变关系曲线为直线。

(2)海水海砂混凝土的力学性能与普通混凝土相近[1- 2]，海水海砂混凝土的单轴应力-应变关系上升段采用普通混凝土的通用模型，且不考虑混凝土抗拉强度的贡献。

(3)试件破坏前，BFRP筋与混凝土之间、BFRP条带与BFRP筋之间、混凝土与BFRP条带之间粘结良好，无相对滑移。

(4)试件破坏前，核心混凝土横向泊松变形均匀，条带在短柱达到极限承载力时发生断裂，其抗拉强度得到充分利用。

(5)螺旋条带对条带内、外混凝土关联度有一定削弱作用，使得混凝土保护层在试件达到极限承载力前已严重开裂，局部剥落，故不考虑保护层对试件轴压承载力的贡献。

3.2 轴压承载力预测计算式

可近似认为，试件的抗压承载力由受BFRP螺旋条带约束海水海砂混凝土与BFRP纵筋提供的抗压承载力叠加而成；其中，BFRP纵筋的抗压强度考虑螺旋条带约束的有利作用。

3.2.1 BFRP纵筋对试件抗压承载力的贡献

由前文第2.2.3节可知，在峰值荷载时，BFRP纵筋应力为67.5～221.9 MPa(平均应力112.6 MPa)，换算成纵筋承担的轴力为30.5～235.6 kN(平均轴力109.4 kN)，约占各试件抗压承载力的4.96%～31.63%(平均贡献率15.54%)，可见BFRP纵筋在BFRP螺旋条带的侧向约束下，对试件抗压承载力的贡献不宜忽略。为了提高计算精度，在承载力计算时考虑其贡献。

3.2.2 核心海水海砂混凝土的轴心抗压强度

(1)

式中，fs为BFRP条带的抗拉强度，dcor为核心混凝土直径，Afs为BFRP条带横截面积。

目前主流FRP约束混凝土柱抗压强度模型推导方法有基于已有试验结果通过回归分析获得的经验模型[26- 33]及基于各种强度准则推导的理论模型[34- 35]。现有抗压强度模型大多数是预测未损伤混凝土抗压强度的经验模型，理论统一模型较少[35]。文中BFRP螺旋条带约束核心混凝土的轴心抗压强度fc，c与侧向约束力fr之间的关系表达式为

fc，c=fc+krfr

(2)

3.3 计算式推导

试件的极限承载力为

(3)

结合式(1)、(2)、(3)可得

(4)

按体积法计算BFRP螺旋条带约束效应系数时，为考虑与FRP条带螺旋缠绕角度有关的垂直效应系数[25]及方便计算，条带长度取圆周长，即：

将约束效应系数ξ代入式(4)得

(5)

由图12可知，BFRP纵筋在条带约束下屈曲推迟，能发生更大的纵向压缩变形，抗压强度更得以发挥。为考虑这一有利因素，提高计算精度，引入纵筋抗压强度利用率提高系数kf，定义如下：

(6)

则试件的极限承载力计算公式为

(7)

用试验测试数据拟合出kf与约束效应系数ξ的关系式为

kf=3.76ξ+1

(8)

达到峰值荷载时，无条带约束的纵筋应变与混凝土峰值应变相近，故无约束纵筋应变可由混凝土峰值应变εc近似代表，即

(9)

结合式(7)、(8)、(9)可得

(10)

约束效应系数ξ已考虑侧向约束力fr大小。为便于计算，认为抗压强度模型中kr为常数，将文献[27- 33]强度模型的kr值分别代入式(10)，计算出7根试验柱的抗压承载力，与文中试验值对比，结果如图13所示。通过计算值与试验值的平均比值A和平均绝对误差E评价数据的离散性，A、E指标的计算方法如下：

(11)

(12)

式中，n表示有条带约束试件的个数，文中取为7。

当A接近于1、E接近0时，表明计算值与试验值吻合度高。由图13可知，当采用Zhu等[31]建议的侧压提高系数(kr=3.366)时，计算值与试验值的吻合度最好。故本研究建议的承载力计算式为

(13)

图13 试件的抗压承载力计算值与试验实测值对比

由图13可知，Zhou等[28]模型均值A大于1，说明该模型在一定程度上高估了试件承载力，其原因在于该模型是基于预应力FRP条带主动约束建立的；其余模型的平均绝对误差E均小于10%。计算公式中侧压提高系数kr取值为3.366，该取值除文献[28]外最大，说明BFRP螺旋条带在考虑提高BFRP纵筋抗压强度利用率的同时还能对核心混凝土提供较好的约束作用。

当忽略对照试件混凝土保护层的贡献时，采用文中推导的承载力预测计算式估算，对照试件C- 3.68- 40- 170- 1的承载力计算值仅为502.37 kN，远低于实测值674.5 kN，此时BFRP螺旋条带对承载力的提高幅度平均可达40.30%。对照试件承载力计算值与实测值相差较大的原因是：由于对照试件的混凝土保护层在峰值荷载时突然发生剥落，保护层混凝土对实际承载力有较显著的贡献，但计算式不考虑混凝土保护层对承载力的贡献。

4 结论

(1)试件的破坏特征为保护层混凝土剥落，随后BFRP螺旋条带发生断裂，核心混凝土压碎和BFRP纵筋屈曲。对比近似无条带约束试件，BFRP螺旋条带约束短柱的破坏预兆更明显。

(2)BFRP螺旋条带能在一定程度提高试件轴压性能，与近似无条带约束试件相比，BFRP螺旋条带约束试件轴压承载力提高0.9%～10.4%，极限位移增大16.39%～130.82%，耗能更大，位移延性系数规律不明显。

(3)BFRP螺旋条带对BFRP纵筋有侧向约束作用，可提高其抗压强度的利用率；BFRP纵筋承担的荷载为30.5～235.6 kN(平均值109.4 kN)，对各试件抗压承载力的贡献率为4.96%～31.63%(平均贡献率15.54%)，故BFRP纵筋对试件轴压承载力的贡献不宜忽略。

(4)通过增大BFRP纵筋直径增大配筋率时，可提高构件的轴压承载力及其最大纵向位移，但试件刚度有所降低；减小条带间距或增大条带宽度，可增大其对核心混凝土和BFRP纵筋的约束作用，从而提高试件的轴压承载力。

(5)考虑BFRP螺旋条带对BFRP纵筋约束带来的抗压强度利用率的提高效应，当核心混凝土在BFRP螺旋条带约束下的侧压提高系数kr取3.366时，本文推导的轴压承载力计算式的计算结果与试验数据吻合度较好，可用于预测此类构件的轴压承载力。