玄武岩纤维复材筋海水海砂混凝土短柱轴压性能

朱德举，刘志健，徐振钦，钟伟霖，郭帅成

［1.绿色先进土木工程材料及应用技术湖南省重点实验室（湖南大学），湖南 长沙 410082；2.湖南省绿色先进土木工程材料国际科技创新合作基地（湖南大学），湖南 长沙 410082；3.建筑安全与节能教育部重点实验室（湖南大学），湖南 长沙 410082］

目前钢筋混凝土结构仍是海岸和岛礁建设中的主要结构形式，然而海洋环境中钢筋混凝土结构容易发生氯离子侵蚀，导致服役寿命大幅缩短［1-2］.纤维增强复合材料（Fiber Reinforced Polymer，FRP）筋具有良好的耐腐蚀性能［3-4］，同时其卓越的力学性能使其可以替代钢筋增强混凝土.另外，采用海水替代淡水、海砂替代河砂可以有效缓解岛礁建设中的原材料短缺问题，相关研究同时表明海水海砂混凝土（SSC）的力学性能与普通混凝土基本一致［5-6］.然而SSC 因其高氯离子含量，难以与目前的钢筋混凝土体系相匹配.而采用FRP-SSC 解决上述问题，有望在海岸和岛礁建设中得到广泛应用.

FRP 筋综合性能受到纤维类型的显著影响，玄武岩纤维复合材料（Basalt Fiber Reinforced Polymer，BFRP）筋具有与碳纤维复合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP）筋相比较低的生产成本，与玻璃纤维复合材料（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）筋相比更高的强度和弹性模量.目前研究表明BFRP 片材可以有效提高约束混凝土柱的承载力和抗震性能［7-8］，同时BFRP 筋混凝土柱的研究尚处于起步阶段.刘霞等［9］对BFRP 筋珊瑚礁砂混凝土柱进行了轴压试验，分析了BFRP筋珊瑚礁砂混凝土柱的破坏机制以及配箍率和纵筋配筋率对轴压性能的影响，验证了国家标准（GB 50608-2020）［14］中FRP筋混凝土柱承载力计算公式的适用性.袁世杰［10］通过BFRP-SSC 柱的偏心受压试验发现，柱的破坏模式以混凝土压碎破坏为主，混凝土的开裂荷载与极限荷载随偏心距增大而减小.范小春等［11］对BFRP筋增强的混杂钢纤维混凝土柱进行了偏心受压试验，研究了偏心距对试件承载力及破坏形态的影响.Elmesalami 等［12-13］研究比较了BFRP 筋、GFRP 筋和钢筋混凝土偏压柱抗压性能，发现BFRP筋试件承载力低于钢筋试件，与GFRP 筋试件承载力相当.上述结果表明，目前对于BFRP筋混凝土柱抗压性能的研究和相关理论并不完善.

为深入了解BFRP-SSC 柱的相关性能，本文研究了纵筋配筋率和箍筋间距对BFRP-SSC 短柱轴心受压性能的影响规律，并对柱的承载性能和失效模式等展开讨论.

1 试验材料及方法

1.1 试件设计

试验依据《纤维增强复合材料工程应用技术标准》（GB 50608—2020）［14］设计，共制备了10 个试件，包括9 个BFRP-SSC 短柱和1 个素SSC 短柱，BFRPSSC 短柱采用了3 种不同的纵筋配筋率（1.5%、2.0%和3.0%）和箍筋间距（50 mm、75 mm和100 mm）.试件的尺寸皆为D（直径）×H（高度）=240 mm×800 mm.试件的具体参数见表1，配筋和试件应变片布置如图1 所示，纵筋、箍筋和混凝土的应变片均在试件中部位置对称布置两个.为了防止加载时端部由于应力集中而过早发生破坏，在两端100 mm 区域内配置间距为30 mm 的加密箍筋，并在表面包裹碳纤维复合材料（CFRP）.

图1 试件配筋及应变片布置示意图（单位：mm）Fig.1 Layout of reinforcement and strain gauge of the tested specimens（unit：mm）

表1 试件参数及主要结果Tab.1 Details of specimens and main results of the tested specimens

1.2 材料属性

海砂取自山东青岛，氯离子质量分数为0.06%；海水依据ASTM D1141-98［15］人工配置，每升人工海水中各成分质量浓度如表2 所示；水泥采用南方牌P·O 42.5 普通硅酸盐水泥；粗骨料采用本地石灰岩碎石，粒径为5～20 mm，表观密度为2 624 kg/m3；减水剂为西卡公司生产的聚羧酸型高效减水剂，减水率为22%；海水海砂混凝土配合比见表3.立方体标准试块的28 d 抗压强度为31.1 MPa.筋材采用江苏绿材谷新材料科技发展有限公司生产的BFRP筋，纵筋和箍筋的名义直径分别为10 mm 和8 mm.试验筋材力学性能指标见表4.

表2 人工海水中各成分质量浓度Tab.2 Mass concentration of each component in artificial seawater g•L-1

表3 SSC配合比Tab.3 The mix design of SSC

表4 BFRP筋力学性能Tab.4 Mechanical properties of BFRP bars

1.3 试件制备

试件的制备包括筋笼绑扎、筋材应变片粘贴和混凝土浇筑养护三个步骤.筋笼采用尼龙绑扎带绑扎，绑扎时先将纵筋固定好，保证纵筋垂直且沿圆周均匀布置，并依据箍筋间距在纵筋上标记好箍筋绑扎点，绑扎完成的筋笼如图2 所示.应变片采用502胶水粘贴，并用硅胶和绝缘胶带包裹.

图2 绑扎后的BFRP筋笼Fig.2 Overview of the assembled BFRP bar cages

浇筑模具采用PVC 圆管，管高为800 mm，内径为240 mm.浇筑前将PVC 管底部用盖子封实并垂直固定PVC 管.将绑扎好的筋笼放入PVC 管中，筋笼下边及侧面垫上25 mm 厚的混凝土垫块，以固定筋笼并保证保护层厚度.将SSC 倒入模具中振捣，最后表面抹平并盖上薄膜.静置24 h后拆模，并采用自然养护形式养护28 d 后测试，期间通过喷洒自来水进行保湿.

1.4 加载与测试方案

试验采用JK-10000 型多功能结构试验系统进行加载，加载和数据采集装置如图3 所示.位移计左右对称放置，试验取两者平均值.加载前用细砂在端部找平以消除端部不平整对轴压试验结果的影响.采用位移控制加载，加载速率为0.3 mm/min，直到试件破坏时终止加载.荷载、位移和应变数值由DHDAS动态信号分析系统采集，采样频率为1 Hz.

图3 加载和数据采集装置Fig.3 Loading and data-acquisition setup

2 试验结果与分析

2.1 BFRP-SSC短柱破坏形态

图4 所示为试件在不同加载阶段的典型开裂表现.试件在峰值荷载的85%～95%期间开始出现竖向细裂纹［见图4（a）］.随着荷载增加到峰值点，竖向裂缝逐渐发展扩大，并且开始有细小的混凝土剥落.随着加载的持续，柱体横向变形增大，混凝土保护层开始剥落，柱体承载能力下降.随着核心区混凝土被压碎、箍筋发生断裂，试件破坏失效.从图5 可以看出，试件破坏后，箍筋间距为100 mm 的试件纵筋发生了向外屈曲.而箍筋间距为50 mm 和75 mm 的试件，由于箍筋良好的约束限制作用，纵筋向外屈曲不明显，更多地表现为断裂破坏.这一破坏过程与相关文献的结果一致［16-17］.

图4 试件8-100在不同加载阶段的开裂表现Fig.4 Cracking appearance of test specimens at different loading stages（8-100）

图5 破坏区域局部特写Fig.5 Partial close-up view of the failure region

图6为所有试件试验后的最终破坏形态.素SSC柱的破坏特征是在整个试样的高度上形成了一个倾斜的破坏面.BFRP筋增强可以提升混凝土柱的承载能力和刚度，并且改变破坏模式，其中螺旋箍筋可以增大柱体极限应变.

图6 试件最终破坏形态Fig.6 Final failure modes of the tested specimens

2.2 BFRP-SSC短柱荷载-位移曲线

所有试件的荷载-位移曲线如图7 所示.可以看出，所有试件的荷载-位移曲线在上升阶段呈现出相同的规律：在测试加载初期，试件的荷载-位移曲线基本呈线性，此时试件处于线弹性阶段；混凝土开裂后试件表现为弹塑性特征至荷载接近峰值.箍筋间距相同时，峰值随着纵筋配筋率增大而升高，而箍筋间距对试件的峰值影响不明显.

图7 试件的荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curves of the tested specimens

不同配筋试件的荷载-位移曲线在下降阶段表现出很大的差异性：未配筋试件的荷载-位移曲线在达到峰值荷载后，荷载急剧下降，试件破坏失效.配筋试件的荷载-位移曲线下降初始阶段，由于混凝土保护层剥落造成有效截面积减小，荷载下降得比较快.位移继续增加时，箍筋约束作用开始更为显著，荷载下降速率逐渐减小，形成持载平稳阶段.而当箍筋间距为50 mm 时，套箍作用会使试件产生第二峰值.最后，随着箍筋的断裂，荷载陡然下降，试件失效.箍筋间距对试件的变形能力影响显著，箍筋间距越小，试件的变形能力越强.

2.3 BFRP-SSC短柱荷载-应变曲线

图8 为试件的荷载-应变曲线，各试件峰值荷载时纵筋、混凝土及箍筋应变数值见表1.在测试加载初始阶段，箍筋应变明显低于纵筋和混凝土应变.峰值荷载过后，箍筋应变变化速率明显加快.其原因为：峰值荷载后，试件混凝土保护层发生剥落，核心区混凝土受力迅速增加，柱体鼓胀使得箍筋承受的横向变形迅速增大.同时，从表1 可以得出，在峰值荷载下，各试件箍筋的应变范围为312 με～777 με，远低于BFRP筋的极限拉伸应变，表明此时的箍筋还没有充分发挥作用，混凝土柱核心区混凝土受到的箍筋径向压应力仅为0.12～0.58 MPa.径向压应力随着箍筋间距减小而增大，但提供的侧向约束作用非常有限.

图8 BFRP-SSC短柱荷载-应变曲线Fig.8 Load-strain curves of BFRP-SSC short columns

在加载初始阶段，各试件的纵筋和混凝土应变发展基本一致，纵筋与混凝土表现出很好的协调变形.但随着荷载的增加，混凝土裂缝发展，试件混凝土保护层逐渐与核心区混凝土剥落分离，混凝土保护层与纵筋之间的黏结性能下降，协调变形能力变差.

在峰值荷载下BFRP-SSC 短柱的混凝土应变范围为1 639 με～2 360 με，与素SSC短柱的1 243 με相比，有较大程度的提高.纵筋应变范围为 1 842 με～ 2 602 με，可得纵筋对承载力的贡献率为6%～13%.随着纵筋配筋率的提高，试件荷载-应变曲线的峰值提高.在加载初始阶段，荷载-应变曲线的斜率随箍筋间距的减小而增大.同时通过分析荷载、应变数值可知，在同一荷载水平下，箍筋间距较小的试件混凝土应变值也更小（见表5），这表明减小箍筋间距将增大试件的刚度.

表5 加载初期的混凝土应变值Tab.5 Concrete strain at the initial stage of loading με

3 轴压性能及参数分析

3.1 参数对峰值荷载的影响

各试件的峰值荷载见表1，为便于分析各参数对BFRP-SSC短柱峰值荷载的影响程度，以各试件峰值荷载Pmax与素SSC 短柱峰值荷载PO的比值绘制柱状图，如图9所示.

图9 试件的峰值荷载Fig.9 Peak load of the tested specimens

与素SSC 短柱相比，通过配置BFRP 纵筋和螺旋箍筋，可以将混凝土短柱的峰值荷载提高12%～41%.将配筋率从1.5% 增加到3%，箍筋间距为 50 mm 的试件峰值荷载从1 345 kN 提升到1645 kN，提升了22.3%；箍筋间距为75 mm 的试件峰值荷载从 1 421 kN 提升到1 638 kN，提升了15.3%；箍筋间距为100 mm 的试件峰值荷载从1 323 kN 提升到 1 668 kN，提升了26.1%.

但是，通过减小螺旋箍筋的间距并不能显著提升BFRP-SSC 短柱的峰值荷载，原因为：试件所受荷载达到峰值时，箍筋的应变较小，对核心区混凝土产生的径向压应力很小（见表1），对混凝土柱核心区混凝土的约束作用尚未完全发挥.因此，通过减小BFRP 箍筋间距来提升混凝土柱峰值荷载的效果并不明显［9］.

3.2 参数对轴压延性的影响

为研究BFRP-SSC 短柱的轴压变形性能，本文引入轴压延性系数μ=Δ85/Δ1，其中Δ85是峰值荷载下降到85%时对应点的位移，Δ1为混凝土柱屈服时的位移，混凝土柱的屈服点根据几何作图法确定［18］.各试件的轴压延性系数值见表1 和图10，轴压延性系数值越大，表明试件的轴压延性越好.

图10 试件的轴压延性Fig.10 Ductility of the tested specimens

从图10 可知，与未配筋的素SSC 短柱相比，通过配筋可以使试件的延性较大提高.原因在于螺旋箍筋让BFRP 筋优良的抗拉性能得以充分地发挥，其优异的约束效果改善了BFRP-SSC 短柱的轴压变形性能.纵筋数量对于混凝土柱的轴压延性影响不大，而减小箍筋间距对于提升其轴压延性的效果显著.将箍筋间距从100 mm 减小到50 mm，各组纵筋配筋率相同的试件的轴压延性都有较大程度的提高：配筋率为1.5% 的试件轴压延性系数从1.82 提升到2.74，提升了50.5%；配筋率为2% 的试件轴压延性系数从1.52 提升到3.37，提升了121.7%；配筋率为3% 的试件轴压延性系数从1.57 提升到1.98，提升了26.1%.

4 正截面受压承载力公式

目前国内外提出的关于FRP 筋混凝土柱的承载力计算公式主要有以下几类：

1）Afifi等［16，19］认为FRP 筋混凝土柱极限承载力的计算应该考虑FRP 纵筋的作用，并提出如下计算公式：

2）《纤维增强复合材料工程应用技术标准》（GB 50608—2020）［14］提出以下公式：

式中：φ为稳定系数，按照《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）第 6.2.15 条的规定确定；Ag为柱子的全截面面积，当FRP 纵筋的配筋率大于3%时，令柱的全截面面积为=Ag-Af；Ef为FRP 筋弹性模量；其余符号含义同上.通过对本文试验数据计算得到的，Pmax/(g+Pbar)大多数大于0.9（表1），从安全性考虑，系数0.9符合本文试验结果.

3）加拿大规范CSA S806-12［20］提出如下公式：

运用上述公式对本文试验试件的承载力进行计算，并将实测值与计算值进行对比，见表6.从表6 可看出，公式（3）在计算时忽略了纵筋的承载力，得出的计算值显著低于实测值.公式（1）和公式（2）均考虑了纵筋对承载力的贡献，实测值与计算值的比值分别为1.03～1.22 和0.99～1.18，得出的计算值接近于实测值，且有一定的安全富余.

表6 BFRP-SSC短柱实测值与计算值比较Tab.6 Comparison between test values and calculated values of BFRP-SSC short columns

5 结论

1）BFRP-SSC 短柱在加载过程中随着混凝土被压碎、箍筋发生断裂而破坏，表现为较脆性的破坏形式.减小箍筋间距能限制纵筋屈曲，提高试件延性.

2）BFRP-SSC 短柱的极限承载力随着纵筋配筋率的增加而增加，而箍筋间距对于其极限承载力影响不明显.

3）减小箍筋间距对于提升BFRP-SSC 短柱轴压延性的效果显著，但改变纵筋配筋率对于柱的轴压延性影响不大.

4）BFRP-SSC 短柱承载力的计算应当考虑BFRP 纵筋的贡献.计算公式（1）中抗拉强度折减系数取值为0.11 时，计算值与实测值比值平均值（1.15）与基于计算公式（2）所得到比值的平均值（1.10）较为接近，但是明显低于基于公式（3）所得的比值（1.29）.采用海水海砂混凝土对本文研究没有影响.