RPC管-海水海砂混凝土組合柱抗壓性能

單波 王志鴻 肖巖 賴大德

摘? ?要：在配有碳纖維增強塑料（CFRP）封閉箍筋的活性粉末混凝土（RPC）預制管內澆筑海水海砂混凝土（SWSSC），形成一種新型組合結構--RPC預制管-SWSSC組合柱（SFRPCT）. 這種組合柱能有效克服SWSSC中的鹽分對構件耐久性的影響，并適用于海洋工程等高腐蝕性環境. 對12個大尺寸SFRPCT試件和3個CFRP箍筋約束SWSSC柱（FRPHSC）開展了軸壓試驗，研究RPC管與內部SWSSC的組合效應及箍筋間距對軸壓性能的影響. 結果表明，在峰值荷載下，RPC管表面產生大量細而密的裂縫，但保護層沒有出現明顯的剝落現象;SFRPCT的軸向承載力顯著高于對應的FRPHSC，這一組合形式將RPC超高的抗壓強度和CFRP箍筋的約束效應有效結合了起來. 基于相關試驗數據和模型，給出SFRPCT組合柱的軸向承載力計算方法，并對組合效應進行了分析，結果表明，RPC管所承擔的荷載與組合柱承載力的比值在0.39～0.42之間.

關鍵詞：海水海砂混凝土;活性粉末混凝土（RPC）;纖維增強復合材料（FRP）;柱;組合效應

中圖分類號：TU398.9? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻標志碼：A

文章編號：1674—2974（2020）09—0104—09

Abstract：An innovative composite structure， named seawater and sea sand concrete（SWSSC） filled reactive powder concrete（RPC） tube（SFRPCT），was presented in the paper. In the hybrid system， carbon fiber reinforced polymer（CFRP） hoops are arranged in prefabricated RPC tube and then SWSSC is cast in tube. From the material durability point of view， SFRPCT has excellent corrosion resistance and it can be potentially applied in marine construction. A total of 15 large-scale columns were conducted under axial compression test， including 12 SFRPCT specimens and 3 CFRP hoops confined SWSSC（FRPHSC） specimens. Composite effect between RPC tube and internal SWSSC and influence of mechanical properties from lateral confinement level were investigated in test. The results showed that only slight crack on RPC tube of SFRPCT column occurred without any spalling when axial load approached its peak value. Compressive strength and ductility of the SFRPCT columns were significantly higher than those of the corresponding FRPHSC specimen and increased with the increase of the volumetric hoop ratio in RPC tube. Therefore， SFRPCT hybrid system effectively combined the super-high strength of RPC and confinement effect by CFRP hoops. Based on existing test data and model， a calculation method for carrying capacity of SFRPCT was proposed. Contribution ratio of RPC tube for carrying capacity of SFRPCT columns was quantified and its value varied from 0.39 to 0.42.

Key words：seawater and sea sand concrete;reactive powder concrete（RPC）;fiber reinforced polymer（FRP）;column;composite effect

隨著經濟的發展，基礎設施建設對混凝土的需求量逐年增大. 據統計，2016年全世界水泥產量達到42億噸，折算成混凝土不少于100億立方米[1]. 混凝土的生產需要消耗大量的淡水和河砂等自然資源，給環境造成巨大的負擔. 因此，利用海水、海砂等豐富的海洋資源替代淡水和河砂拌制混凝土，日益受到關注. 現有研究表明，海水海砂混凝土（seawater and sea sand concrete，SWSSC）具有與普通混凝土類似的力學性能[2-3]. 因此，對于缺乏淡水和河砂資源的國家或地區，采用SWSSC進行基礎設施建設具有很強的吸引力，特別是用于島礁工程建設中，可有效解決由大宗原材料長距離運輸所導致的建設成本過高問題[4].

SWSSC中含有大量鹽分，會引起鋼筋的銹蝕，造成嚴重的耐久性問題[5]，因此，普通鋼筋不能用于SWSSC，需要采用其他耐腐蝕性強的增強材料替代普通鋼筋. 纖維增強塑料（fiber reinforced polymer，FRP）具有高的強度-質量比和突出的耐腐蝕能力，被認為是替代普通鋼材的理想材料[6]. 另外一種受到關注的材料是不銹鋼. 當FRP和不銹鋼與SWSSC結合起來用于受壓構件時，一種非常有效的方式是將FRP與不銹鋼制成管材，內部填充SWSSC，形成約束組合柱，如FRP管-SWSSC組合柱、不銹鋼管-SWSSC組合柱. 一些學者對這兩類組合柱開展了初步研究[7-9]. 結果表明，這兩類組合柱的軸向承載能力高、延性好，適用于海洋工程建設.

然而，這些組合柱在性能上存在不足. 對于FRP管-SWSSC組合柱，由于FRP中的樹脂是溫度敏感性材料，其玻璃態轉換溫度較低，因此，該組合柱不適合用于高溫環境[10-11]. 此外，相關加速試驗結果顯示，當FRP長期處于海水中時，抗拉強度的退化不能忽視[12-13]. 對于不銹鋼管-SWSSC組合柱，一方面鋼材本身不耐火，導致組合柱的抗火性能較差[14-15]，另一方面，不銹鋼管的價格昂貴，這也是其實際應用中一個不可忽視的問題[7].

活性粉末混凝土（reactive powder concrete，RPC）是一種超高性能混凝土，是具有超高抗壓強度、高耐久性以及高韌性的新型水泥基復合材料[16-17]. RPC抗氯離子滲透和耐硫酸鹽腐蝕的能力極為突出，適用于海洋工程[18]. 實際使用中，一般采用加熱養護以促進RPC強度的快速發展[19]. 此外，考慮到RPC的材料價格相對較高，如制成實心受壓構件，其承載力很可能由剛度控制[20]，材料性能得不到充分發揮. 因此，在實際工程中，RPC一般以預制薄壁構件及組合構件為主[21].

基于研究現狀及RPC的特點，本文提出一種新型SWSSC組合柱：RPC預制管-SWSSC組合柱（SWSSC filled RPC tube，簡稱SFRPCT），其基本結構如下：將RPC預制成配置FRP封閉箍筋的薄壁管，施工時在內部澆注SWSSC，形成組合柱. 為進一步提高預制管的耐久性，選用不銹鋼鋼纖維替代普通鋼纖維配置RPC. 在這一組合體系中，一方面，RPC管中的FRP封閉箍筋對內部SWSSC提供了有效側向約束，組合柱具有高承載力與高延性;另一方面，RPC管具有一定的厚度、超高的抗壓強度和良好的變形能力，能與內部SWSSC共同工作，直接承受相當部分的軸向荷載，對承載力有顯著貢獻[22].

與上述兩類組合柱相比，SFRPCT具有顯著優勢：相比于FRP管-SWSSC組合柱，RPC能有效地保護其內部的FRP箍筋，SFRPCT的長期性能和抗高溫性能明顯優于FRP管-SWSSC組合柱;相比于不銹鋼管，RPC管本身具有成本優勢和更好的抗火性能[23]. 此外，RPC管與SWSSC同為水泥基材料，物理特征相似，從材料層面改善了鋼管混凝土柱中管壁與混凝土脫空問題. 施工過程中，RPC管可作內部混凝土的永久模板，還能作為施工支撐體系的一部分，具有與鋼管混凝土類似的施工便利性.

本文進行了15根大尺寸試件的單軸抗壓試驗，探討SFRPCT的組合效應與承載力計算方法，為組合柱的深入研究與應用提供基礎性數據.

1? ?試驗設計

1.1? ?試件設計

本試驗采用直徑6 mm的碳纖維增強塑料（CFRP）筋作為RPC管內的封閉箍筋，對4組不同箍筋間距的SFRPCT試件和1組CFRP箍筋約束SWSSC（CFRP hoops confined SWSSC，簡稱FRPHSC）大尺寸試件進行軸向抗壓試驗，每組3個試件. 各組試件的基本參數見表1. 表1中，s為箍筋間距，ρv為體積配箍率，f ′rpc，co為RPC軸心抗壓強度，f ′sw，co為SWSSC軸心抗壓強度，Nu為試件抗壓承載力. 試件編號前一部分表示試件類型，其中，SFR代表RPC管-SWSSC組合柱（SFRPCT），FRPH代表CFRP箍筋約束SWSSC組合柱（FRPHSC）;后一部分表示箍筋間距，例如SFR-20表示箍筋間距為20 mm的RPC管-SWSSC組合柱.

SFRPCT試件的基本尺寸如圖1所示. RPC管的外徑D為300 mm，高為600 mm，內徑d為250 mm，壁厚t為25 mm，在管壁的中間厚度位置（t/2）處配置CFRP封閉箍筋. 設置了4根直徑為3 mm的縱向CFRP筋做架立筋，不考慮其軸向承載能力[24].

FRPH-20為對比柱，其外形尺寸、配筋及SWSSC均與SFR-20完全相同.

1.2? ?試件制作

1.2.1? ?材料性能

CFRP箍筋直徑為6 mm，由工廠通過拉擠成型工藝生產，并采用環氧樹脂黏接形成封閉箍，如圖2（a）所示，搭接段長度為120 mm，如圖2（b）所示. 其母材拉伸強度ffrp為1 801 MPa，彈性模量E=130 GPa，極限伸長率δfrp = 1.39%.

RPC原材料的基本情況如下：水泥為52.5的硅酸鹽水泥（P·I）;粉煤灰為Ⅱ級灰，比表面積為615 m2/kg（經磨細處理）;硅灰平均粒徑為0.1 μm;石英砂規格為350～833 μm（20～40目）;石英粉規格為47 μm（325目）;聚羧酸高性能減水劑（粉劑）;不銹鋼纖維，直徑為0.2 mm，長度為13 mm. 配合比為：V水泥 ∶ V粉煤灰 ∶ V硅灰 ∶ V石英砂 ∶V石英粉 ∶ V減水劑 ∶ V不銹鋼鋼纖維 = 1.0 ∶ 0.1 ∶ 0.25 ∶ 1.1 ∶ 0.1 ∶ 0.015 ∶ 0.02，水膠比為0.18. 在90 °C熱水養護48 h后，100 mm立方體抗壓強度為153.8 MPa.

SWSSC的設計強度等級為C50，原材料的基本情況為：水泥為42.5普通硅酸鹽水泥;粗骨料為最大粒徑為25 mm的碎石;細骨料為天然海砂，細度模數為2.84. 采用人工海水拌制混凝土，其離子質量濃度參照文獻[4]配制，見表2. 混凝土配合比為：V水泥∶V碎石 ∶ V海砂 ∶ V人工海水 = 1 ∶ 2.35 ∶ 1.15 ∶ 0.38. 標準養護的立方體抗壓強度為55.7 MPa.

1.2.2? ?組合柱制作

RPC預制管在實驗室由人工制作，基本步驟為：扎帶扎制CFRP箍筋籠，如圖3（a）所示;將箍筋籠放入定制鋼模內，并澆筑RPC，如圖3（b）所示;室內靜置48 h后拆模，并置于90 ℃熱水養護48 h，成型的RPC管如圖3（c）所示;RPC預制管作為外模，在管內澆筑SWSSC形成組合柱，待混凝土硬化后，用聚合物砂漿對組合柱的頂面進行修補，得到平整的受壓面，如圖3（d）所示.

1.3? ?測量方案與加載制度

為測量箍筋的應變，在RPC管澆筑前，選擇試件中部的2圈箍筋，每圈表面粘貼4個長度為3 mm的應變片（H1～H4、H5～H8）. 抗壓試驗前，在RPC管表面的對應位置，軸向粘貼4個縱向應變片（A1～A4），主要用于加載初期的對中，如圖4所示. 在試件的中部安裝一個軸向變形測試架，設有兩個高精度的位移傳感器（LVDT），以準確測量試件在整個試驗過程中的軸向變形.

加載設備為10 000 kN的電液伺服壓力試驗機，加載制度為：開始階段，采用力控制，加載速率為5 kN/s;當荷載達到預估極限荷載90%時改為位移加載，加載速率為0.1 mm/min，直至試件失去承載能力.

2? ?試驗結果

2.1? ?破壞形態

對比試件FRPH-20為CFRP箍筋約束SWSSC組合柱，加載至峰值荷載的65%左右，試件中上部出現細微的豎向裂縫，隨著荷載的增加，裂縫寬度迅速增大;當達到峰值荷載的85%左右時，試件表面開裂現象嚴重，保護層開始剝落;達到荷載峰值時，保護層大面積剝落，CFRP箍筋外露，如圖5（a）所示. 此后，在承載力下降過程中，保護層混凝土完全剝落，箍筋斷裂，導致試件破壞，如圖5（b）所示.

SFRPCT試件破壞模式基本類似，以SFR-20為例，加載至峰值荷載的85%左右，在RPC管中部開始出現幾條細小的橫向裂縫和斜裂縫，并隨著荷載增加不斷發展;達到荷載峰值時，RPC管表面有大量細而密的裂縫，但沒有出現剝落現象，如圖6（a）所示;隨后，隨著荷載緩慢下降，RPC管表面裂縫持續擴展并連通，在中部附近形成一條主縱向裂縫并向端部延伸，鋼纖維不斷被拔出;最后，CFRP箍筋陸續斷裂，而RPC管依然沒有出現明顯的剝落現象，如圖6（b）所示.

對于其他SFRPCT試件，隨著箍筋間距的增大，試件破壞時的裂縫寬度有所增大，而裂縫數量相應減少，如圖6（c）（d）（e）所示.

2.2? ?軸壓結果分析

2.2.1? ?軸壓承載力

軸壓承載力的試驗結果匯總于表1中. 可以看出，SFRPCT的承載力隨著RPC管中箍筋間距的減小而增大，且箍筋越密，增長幅度越大，可見箍筋間距對軸向抗壓承載力的影響較大.

在配箍相同的情況下，SFR-20的承載力要顯著高于對比柱FRPH-20. 主要原因有兩個：一方面，RPC具有超高的抗壓強度，因而RPC管的承載力高于對應面積的SWSSC;更為重要的是，RPC管在峰值荷載下裂而不散，維持了其整體性，能有效承擔軸向荷載，而對比柱的混凝土保護層在達到荷載峰值前已出現嚴重的剝落現象，對承載力沒有貢獻. 這表明RPC超高的抗壓強度和CFRP箍筋的約束效應可以形成協同效應，提高組合柱的承載力.

2.2.2? ?荷載-軸向應變曲線

圖7給出了各組試件荷載-軸向應變平均曲線. 對于SFRPCT試件，荷載作用初期，曲線呈線性且基本重合;進入彈塑性階段后，隨著箍筋間距減小，試件的峰值荷載和峰值應變越大，曲線的彈塑性階段越長，曲線的下降段隨箍筋間距的減小而趨于平緩. 這主要是因為CFRP箍筋越密，對SWSSC的側向約束作用越強，強度和延性也越好. 此外，曲線下降段有一定的波動，這主要是由于鋼纖維被拔出及CFRP箍筋斷裂導致的，荷載突變點對應于箍筋斷裂發生點. 隨著箍筋間距減小，箍筋的斷裂次數增加，且每次斷裂造成的承載力降低幅度也更小，顯示出組合柱破壞前具有明顯的征兆.

FRPH-20的荷載-軸向應變曲線形狀與SFR-20類似，但前者曲線的初始斜率明顯偏低. 這主要是由于RPC管具有較高的彈性模量，提高了組合柱的初始剛度，表明RPC管在荷載作用初期就能有效承擔軸向荷載. 與此相對應，在CFRP箍筋開始產生有效的約束應力時（對應于彈塑性段的起點），SFR-20的荷載顯著高于FRPH-20，此后，兩條曲線的差距不斷增大，這顯示RPC管在受力的全過程都對組合柱的軸向承載能力有顯著貢獻.

2.2.3? ?荷載-箍筋應變曲線

荷載-箍筋應變曲線如圖8所示. 對于SFRPCT試件，加載初期，各組試件的荷載-箍筋應變曲線基本重合，箍筋的應變水平都很低;到峰值荷載的85%左右時，曲線斜率開始發生變化，此時箍筋應變在250με左右，這與RPC的開裂應變基本一致[20]，表明CFRP箍筋在預制管開裂前基本沒有產生約束作用.

此后，箍筋應變顯著增大，顯示出箍筋開始發揮其約束效應，直到試件破壞. 此外，箍筋間距對箍筋應變發展有顯著影響，箍筋間距越小，箍筋的極限應變也越大，但都顯著小于CFRP筋材拉伸試驗測得的極限應變，其比值在29%～57%之間，與其他研究者報道的結果相吻合[25].

與SFR-20相比較，FRPH-20的箍筋應變發展更快，即在荷載相對較低時箍筋應力更大. 主要是FRPH-20的保護層在加載的前期就出現開裂、剝落，迅速退出工作，導致軸向應力增長加快、橫向變形增大，因而箍筋的應力水平更高. 這從側面證明了RPC管對軸向承載力的有效貢獻.

2.2.4? ?剛度與延性

表3給出了各組試件的主要力學指標平均值. 組合柱的極限點定義為荷載下降到峰值荷載80%所對應的點，該點的應力和應變分別為極限應力σu和極限應變εu. 表3中，σcc與εcc分別表示峰值應力與峰值應變;εcc，frp為峰值荷載下的CFRP筋的實際拉伸應變;εy為屈服應變，根據等能量法計算得到，如圖9所示[26];剛度Es為曲線直線段斜率;用延性系數μ來表征試件的變形性能，定義為μ=εu /εy.

由表3可見，對于SFRPCT試件，剛度Es與配箍率基本無關;而峰值應力、峰值應變、極限應力與極限應變，都隨著配箍率的提高而增大;此外，組合柱的延性系數μ也隨配箍率的提高而增大，這表明更強的側向約束，對提高SFRPCT的承載力和變形能力都有顯著作用.

相比于SFR-20，FRPH-20的剛度Es和延性系數μ分別下降了26%和27%，差別顯著. SFRPCT具有更高的剛度，與RPC具有較高的彈性模量有關，這對于減少組合柱在正常使用過程中的變形有積極作用. SFRPCT的延性提高，也得益于RPC具有優異的變形能力. 試驗結果證明，RPC管對組合柱的強度、剛度、變形能力均具有顯著的貢獻，在組合柱的設計中，其作用不可忽視.

3? ?軸向承載力預測

SFRPCT組合體系中，內部SWSSC的側向約束來源于CFRP箍筋，因此，從約束實質上來看，其屬于箍筋約束混凝土. Mander模型是在試驗基礎上提出的一個鋼筋約束混凝土短柱的經典模型[27-28]. 在該模型中，箍筋提供的側向約束力沿柱軸向分布不均勻，在箍筋之間的中間截面處最小，且該截面分為有效約束區和非有效約束區，如圖10所示. 該模型不考慮箍筋中心線以外的混凝土對軸向承載力的貢獻，混凝土的抗壓強度f′cc 按式（1）計算.

式中：f′co 為混凝土的軸心抗壓強度;f ′l 為箍筋提供的有效約束應力，按式（2）和式（3）計算.

Afifi等對CFRP筋約束混凝土開展了抗壓試驗[24-25]，結果表明，由于CFRP箍筋與鋼筋的力學性能存在顯著差異，Mander模型不能直接套用于CFRP箍筋約束混凝土. 實際上，Mander模型是基于William-Warnke五參數破壞準則所提出的[29]，該模型一般表達式如下[25，27]：

在Afifi模型中，FRP箍筋的側向壓應力fl，按式（6）計算，需考慮彎曲對FRP筋強度的影響[30].

式中：ffrp為直FRP筋測得的抗拉強度;ffrp，b為FRP筋彎曲后的強度;rb為箍筋的彎曲半徑;db為箍筋直徑. 與Mander模型相同，Afifi模型也不考慮箍筋中心線以外的混凝土對組合柱軸向承載力的貢獻.

采用上述兩個模型對試驗柱的軸向承載力進行預測，得到承載力的計算值Nu，t與試驗值Nu的比如圖11所示（圖中“本文模型”詳見下節）. 對于Mander模型，在箍筋間距較小時，顯著高估了SFRPCT的軸向承載力;而在箍筋間距較大的情況下，該模型又低估了組合柱的承載力. 對于Afifi模型，SFRPCT承載力的預測值均小于試驗值，其誤差隨著箍筋間距的增大呈逐步增加的趨勢，其主要原因應該與該模型不考慮箍筋中心線以外RPC管對軸向承載力的貢獻有關. 因此，兩個模型均不適用于SFRPCT組合體系，必須提出新的承載力計算方法.

4? ?組合效應分析

4.1? ?SFRPCT承載力計算方法

如圖10所示，RPC管以箍筋中心線（t/2）為界，可分為外壁和內壁，其中，外壁為非約束區，而內壁的受力相對復雜，可能同時存在非有效約束區與有效約束區，這與箍筋間距和管壁厚度有關. 考慮到RPC為薄壁管，在試驗范圍內，即使少數試件的部分管壁處于有效約束區，其所占比例也很有限，為簡化問題，將RPC管作為整體看待，整個截面的軸向承載力分為RPC管與內部SWSSC兩者所承擔的軸向荷載之和：

劉志[31]對配有高強螺旋箍筋的RPC預制管混凝土組合短柱（CFRT）的單軸抗壓性能進行了試驗與分析，根據其研究結果，可獲得RPC管剩余強度比

考慮到本文SFRPCT試件與上述CFRT試件具有相似的組合方式，且管壁厚度相同、配箍率接近，故推測RPC管的受力狀態很接近. 基于此，假定公式（10）也適用于SFRPCT，則Nrpc可基于配箍率ρv計算得到，進而從組合柱的承載力Nu中減去Nrpc，推定出內部SWSSC的承載力Nsw，以上數據均列于表1.

基于表1中Nsw的結果，對Mander模型的一般表達式（4）進行擬合，結果如圖12所示，獲得參數為：b0 = -0.829，b1 = -5.616，b2 = -5.379. 則內部SWSSC的強度f′? ? sw，cc 計算公式如下：

需要說明的是，式（11）中，CFRP箍筋提供的側向壓應力fl由式（6a）計算確定，其中，CFRP筋的抗拉強度ffrp，b取峰值荷載下CFRP箍筋的實際應力，按式（12）計算，這樣更加符合實際約束狀態.

式中：εcc，frp為峰值荷載下的CFRP筋的實際拉伸應變，見表3.

因此，基于公式（10）和公式（11），建立了SFRPCT的軸向承載力的計算方法，模型計算結果與試驗結果的比也在圖11中給出，二者吻合程度較高. 應該注意到，對于SFRPCT試件，由于模型推導與驗證均采用同一試驗結果，為循環自證過程，因此，并不能說明該方法的準確性. 此外，可以看到，對比柱FRPH-20的預測結果與測試結果的誤差約為10%，在一定程度上可以接受，考慮到這一數據不屬于循環自證范圍，這間接反映了該方法具有一定的合理性. 然而，相比于Afifi模型，該方法的預測偏差增大了約1倍，這表明SFRPCT的受力特征與普通FRP箍筋約束混凝土柱在性能上存在差別. 換言之，在本文模型中直接采用Afifi模型估算組合柱內部SWSSC的強度并不合適. 必須強調的是，該計算方法中對于RPC管剩余強度f′? ? ?rpc，re? 的確定，是直接采用鋼筋約束的CFRT抗壓研究成果的經驗公式，其適用性及準確性需要設計相應試驗，開展進一步的驗證.

4.2? ?RPC管承載力貢獻

按本文提出的承載力計算方法，可以獲得Nrpc，co（按RPC軸心受壓強度f′? ? ?rpc，co 計算）和Nrpc（按剩余強度f′? ? ?rpc，re? 計算）分別與總承載力之比（貢獻率），如圖13所示. 可以看到損傷降低了RPC管對組合柱軸向承載力的貢獻，其影響較為顯著. 再者，貢獻率隨箍筋間距的增大而小幅增長，但變化幅度不大. 本文試驗中，RPC管對軸向承載力的貢獻率為0.39～0.42，平均值為0.40，相當顯著. 這表明整個RPC管對于SFRPCT組合柱的軸向承載力貢獻不可忽略.

5? ?結? ?論

本文提出了一種新的約束混凝土組合柱--RPC預制管-海水海砂混凝土組合柱（SFRPCT），并對12個大尺寸SFRPCT試件與3個對比試件開展了軸壓試驗，得出的主要結論如下：

1）在受壓過程中，由于鋼纖維的橋接作用，RPC管裂而不散，維持了其完整性，有效避免了SFRPCT在峰值荷載下的保護層剝落現象，是RPC管能與內部SWSSC協同受力的基礎.

2）SFRPCT試件的承載力顯著高于對應的FRPHSC試件，表明在這一組合體系中，基于約束組合效應，實現了RPC超高的抗壓性能和CFRP抗拉性能的有效結合.

3）基于相關試驗數據及修正Mander模型，提出了SFRPCT的軸向承載力計算方法，并分析了其組合效應. 結果表明，RPC管對組合柱承載力的平均貢獻為0.40，相當顯著.

4）SFRPCT組合柱從材料層面克服了SWSSC所帶來的腐蝕性問題，具有良好的抗壓性能，擴展了SWSSC的應用范圍，在海洋工程中應用前景良好.

本文僅對SFRPCT的軸心抗壓性能與組合效應進行了初步研究，下一步需要對FRP箍筋的種類、RPC管壁厚度等更廣泛的參數開展試驗研究，重點研究采用變形能力高、價格低的玻璃纖維增強塑料（GFRP）和玄武巖纖維增強塑料（BFRP）作為箍筋的影響. 此外，有必要對這一組合體系的抗側力性能與耐久性能開展試驗研究.

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