玄武巖纖維復材筋海水海砂混凝土短柱軸壓性能

朱德舉，劉志健，徐振欽，鐘偉霖，郭帥成

［1.綠色先進土木工程材料及應用技術湖南省重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082；2.湖南省綠色先進土木工程材料國際科技創新合作基地（湖南大學），湖南 長沙 410082；3.建筑安全與節能教育部重點實驗室（湖南大學），湖南 長沙 410082］

目前鋼筋混凝土結構仍是海岸和島礁建設中的主要結構形式，然而海洋環境中鋼筋混凝土結構容易發生氯離子侵蝕，導致服役壽命大幅縮短［1-2］.纖維增強復合材料（Fiber Reinforced Polymer，FRP）筋具有良好的耐腐蝕性能［3-4］，同時其卓越的力學性能使其可以替代鋼筋增強混凝土.另外，采用海水替代淡水、海砂替代河砂可以有效緩解島礁建設中的原材料短缺問題，相關研究同時表明海水海砂混凝土（SSC）的力學性能與普通混凝土基本一致［5-6］.然而SSC 因其高氯離子含量，難以與目前的鋼筋混凝土體系相匹配.而采用FRP-SSC 解決上述問題，有望在海岸和島礁建設中得到廣泛應用.

FRP 筋綜合性能受到纖維類型的顯著影響，玄武巖纖維復合材料（Basalt Fiber Reinforced Polymer，BFRP）筋具有與碳纖維復合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP）筋相比較低的生產成本，與玻璃纖維復合材料（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）筋相比更高的強度和彈性模量.目前研究表明BFRP 片材可以有效提高約束混凝土柱的承載力和抗震性能［7-8］，同時BFRP 筋混凝土柱的研究尚處于起步階段.劉霞等［9］對BFRP 筋珊瑚礁砂混凝土柱進行了軸壓試驗，分析了BFRP筋珊瑚礁砂混凝土柱的破壞機制以及配箍率和縱筋配筋率對軸壓性能的影響，驗證了國家標準（GB 50608-2020）［14］中FRP筋混凝土柱承載力計算公式的適用性.袁世杰［10］通過BFRP-SSC 柱的偏心受壓試驗發現，柱的破壞模式以混凝土壓碎破壞為主，混凝土的開裂荷載與極限荷載隨偏心距增大而減小.范小春等［11］對BFRP筋增強的混雜鋼纖維混凝土柱進行了偏心受壓試驗，研究了偏心距對試件承載力及破壞形態的影響.Elmesalami 等［12-13］研究比較了BFRP 筋、GFRP 筋和鋼筋混凝土偏壓柱抗壓性能，發現BFRP筋試件承載力低于鋼筋試件，與GFRP 筋試件承載力相當.上述結果表明，目前對于BFRP筋混凝土柱抗壓性能的研究和相關理論并不完善.

為深入了解BFRP-SSC 柱的相關性能，本文研究了縱筋配筋率和箍筋間距對BFRP-SSC 短柱軸心受壓性能的影響規律，并對柱的承載性能和失效模式等展開討論.

1 試驗材料及方法

1.1 試件設計

試驗依據《纖維增強復合材料工程應用技術標準》（GB 50608—2020）［14］設計，共制備了10 個試件，包括9 個BFRP-SSC 短柱和1 個素SSC 短柱，BFRPSSC 短柱采用了3 種不同的縱筋配筋率（1.5%、2.0%和3.0%）和箍筋間距（50 mm、75 mm和100 mm）.試件的尺寸皆為D（直徑）×H（高度）=240 mm×800 mm.試件的具體參數見表1，配筋和試件應變片布置如圖1 所示，縱筋、箍筋和混凝土的應變片均在試件中部位置對稱布置兩個.為了防止加載時端部由于應力集中而過早發生破壞，在兩端100 mm 區域內配置間距為30 mm 的加密箍筋，并在表面包裹碳纖維復合材料（CFRP）.

圖1 試件配筋及應變片布置示意圖（單位：mm）Fig.1 Layout of reinforcement and strain gauge of the tested specimens（unit：mm）

表1 試件參數及主要結果Tab.1 Details of specimens and main results of the tested specimens

1.2 材料屬性

海砂取自山東青島，氯離子質量分數為0.06%；海水依據ASTM D1141-98［15］人工配置，每升人工海水中各成分質量濃度如表2 所示；水泥采用南方牌P·O 42.5 普通硅酸鹽水泥；粗骨料采用本地石灰巖碎石，粒徑為5～20 mm，表觀密度為2 624 kg/m3；減水劑為西卡公司生產的聚羧酸型高效減水劑，減水率為22%；海水海砂混凝土配合比見表3.立方體標準試塊的28 d 抗壓強度為31.1 MPa.筋材采用江蘇綠材谷新材料科技發展有限公司生產的BFRP筋，縱筋和箍筋的名義直徑分別為10 mm 和8 mm.試驗筋材力學性能指標見表4.

表2 人工海水中各成分質量濃度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筋力學性能Tab.4 Mechanical properties of BFRP bars

1.3 試件制備

試件的制備包括筋籠綁扎、筋材應變片粘貼和混凝土澆筑養護三個步驟.筋籠采用尼龍綁扎帶綁扎，綁扎時先將縱筋固定好，保證縱筋垂直且沿圓周均勻布置，并依據箍筋間距在縱筋上標記好箍筋綁扎點，綁扎完成的筋籠如圖2 所示.應變片采用502膠水粘貼，并用硅膠和絕緣膠帶包裹.

圖2 綁扎后的BFRP筋籠Fig.2 Overview of the assembled BFRP bar cages

澆筑模具采用PVC 圓管，管高為800 mm，內徑為240 mm.澆筑前將PVC 管底部用蓋子封實并垂直固定PVC 管.將綁扎好的筋籠放入PVC 管中，筋籠下邊及側面墊上25 mm 厚的混凝土墊塊，以固定筋籠并保證保護層厚度.將SSC 倒入模具中振搗，最后表面抹平并蓋上薄膜.靜置24 h后拆模，并采用自然養護形式養護28 d 后測試，期間通過噴灑自來水進行保濕.

1.4 加載與測試方案

試驗采用JK-10000 型多功能結構試驗系統進行加載，加載和數據采集裝置如圖3 所示.位移計左右對稱放置，試驗取兩者平均值.加載前用細砂在端部找平以消除端部不平整對軸壓試驗結果的影響.采用位移控制加載，加載速率為0.3 mm/min，直到試件破壞時終止加載.荷載、位移和應變數值由DHDAS動態信號分析系統采集，采樣頻率為1 Hz.

圖3 加載和數據采集裝置Fig.3 Loading and data-acquisition setup

2 試驗結果與分析

2.1 BFRP-SSC短柱破壞形態

圖4 所示為試件在不同加載階段的典型開裂表現.試件在峰值荷載的85%～95%期間開始出現豎向細裂紋［見圖4（a）］.隨著荷載增加到峰值點，豎向裂縫逐漸發展擴大，并且開始有細小的混凝土剝落.隨著加載的持續，柱體橫向變形增大，混凝土保護層開始剝落，柱體承載能力下降.隨著核心區混凝土被壓碎、箍筋發生斷裂，試件破壞失效.從圖5 可以看出，試件破壞后，箍筋間距為100 mm 的試件縱筋發生了向外屈曲.而箍筋間距為50 mm 和75 mm 的試件，由于箍筋良好的約束限制作用，縱筋向外屈曲不明顯，更多地表現為斷裂破壞.這一破壞過程與相關文獻的結果一致［16-17］.

圖4 試件8-100在不同加載階段的開裂表現Fig.4 Cracking appearance of test specimens at different loading stages（8-100）

圖5 破壞區域局部特寫Fig.5 Partial close-up view of the failure region

圖6為所有試件試驗后的最終破壞形態.素SSC柱的破壞特征是在整個試樣的高度上形成了一個傾斜的破壞面.BFRP筋增強可以提升混凝土柱的承載能力和剛度，并且改變破壞模式，其中螺旋箍筋可以增大柱體極限應變.

圖6 試件最終破壞形態Fig.6 Final failure modes of the tested specimens

2.2 BFRP-SSC短柱荷載-位移曲線

所有試件的荷載-位移曲線如圖7 所示.可以看出，所有試件的荷載-位移曲線在上升階段呈現出相同的規律：在測試加載初期，試件的荷載-位移曲線基本呈線性，此時試件處于線彈性階段；混凝土開裂后試件表現為彈塑性特征至荷載接近峰值.箍筋間距相同時，峰值隨著縱筋配筋率增大而升高，而箍筋間距對試件的峰值影響不明顯.

圖7 試件的荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of the tested specimens

不同配筋試件的荷載-位移曲線在下降階段表現出很大的差異性：未配筋試件的荷載-位移曲線在達到峰值荷載后，荷載急劇下降，試件破壞失效.配筋試件的荷載-位移曲線下降初始階段，由于混凝土保護層剝落造成有效截面積減小，荷載下降得比較快.位移繼續增加時，箍筋約束作用開始更為顯著，荷載下降速率逐漸減小，形成持載平穩階段.而當箍筋間距為50 mm 時，套箍作用會使試件產生第二峰值.最后，隨著箍筋的斷裂，荷載陡然下降，試件失效.箍筋間距對試件的變形能力影響顯著，箍筋間距越小，試件的變形能力越強.

2.3 BFRP-SSC短柱荷載-應變曲線

圖8 為試件的荷載-應變曲線，各試件峰值荷載時縱筋、混凝土及箍筋應變數值見表1.在測試加載初始階段，箍筋應變明顯低于縱筋和混凝土應變.峰值荷載過后，箍筋應變變化速率明顯加快.其原因為：峰值荷載后，試件混凝土保護層發生剝落，核心區混凝土受力迅速增加，柱體鼓脹使得箍筋承受的橫向變形迅速增大.同時，從表1 可以得出，在峰值荷載下，各試件箍筋的應變范圍為312 με～777 με，遠低于BFRP筋的極限拉伸應變，表明此時的箍筋還沒有充分發揮作用，混凝土柱核心區混凝土受到的箍筋徑向壓應力僅為0.12～0.58 MPa.徑向壓應力隨著箍筋間距減小而增大，但提供的側向約束作用非常有限.

圖8 BFRP-SSC短柱荷載-應變曲線Fig.8 Load-strain curves of BFRP-SSC short columns

在加載初始階段，各試件的縱筋和混凝土應變發展基本一致，縱筋與混凝土表現出很好的協調變形.但隨著荷載的增加，混凝土裂縫發展，試件混凝土保護層逐漸與核心區混凝土剝落分離，混凝土保護層與縱筋之間的黏結性能下降，協調變形能力變差.

在峰值荷載下BFRP-SSC 短柱的混凝土應變范圍為1 639 με～2 360 με，與素SSC短柱的1 243 με相比，有較大程度的提高.縱筋應變范圍為 1 842 με～ 2 602 με，可得縱筋對承載力的貢獻率為6%～13%.隨著縱筋配筋率的提高，試件荷載-應變曲線的峰值提高.在加載初始階段，荷載-應變曲線的斜率隨箍筋間距的減小而增大.同時通過分析荷載、應變數值可知，在同一荷載水平下，箍筋間距較小的試件混凝土應變值也更小（見表5），這表明減小箍筋間距將增大試件的剛度.

表5 加載初期的混凝土應變值Tab.5 Concrete strain at the initial stage of loading με

3 軸壓性能及參數分析

3.1 參數對峰值荷載的影響

各試件的峰值荷載見表1，為便于分析各參數對BFRP-SSC短柱峰值荷載的影響程度，以各試件峰值荷載Pmax與素SSC 短柱峰值荷載PO的比值繪制柱狀圖，如圖9所示.

圖9 試件的峰值荷載Fig.9 Peak load of the tested specimens

與素SSC 短柱相比，通過配置BFRP 縱筋和螺旋箍筋，可以將混凝土短柱的峰值荷載提高12%～41%.將配筋率從1.5% 增加到3%，箍筋間距為 50 mm 的試件峰值荷載從1 345 kN 提升到1645 kN，提升了22.3%；箍筋間距為75 mm 的試件峰值荷載從 1 421 kN 提升到1 638 kN，提升了15.3%；箍筋間距為100 mm 的試件峰值荷載從1 323 kN 提升到 1 668 kN，提升了26.1%.

但是，通過減小螺旋箍筋的間距并不能顯著提升BFRP-SSC 短柱的峰值荷載，原因為：試件所受荷載達到峰值時，箍筋的應變較小，對核心區混凝土產生的徑向壓應力很小（見表1），對混凝土柱核心區混凝土的約束作用尚未完全發揮.因此，通過減小BFRP 箍筋間距來提升混凝土柱峰值荷載的效果并不明顯［9］.

3.2 參數對軸壓延性的影響

為研究BFRP-SSC 短柱的軸壓變形性能，本文引入軸壓延性系數μ=Δ85/Δ1，其中Δ85是峰值荷載下降到85%時對應點的位移，Δ1為混凝土柱屈服時的位移，混凝土柱的屈服點根據幾何作圖法確定［18］.各試件的軸壓延性系數值見表1 和圖10，軸壓延性系數值越大，表明試件的軸壓延性越好.

圖10 試件的軸壓延性Fig.10 Ductility of the tested specimens

從圖10 可知，與未配筋的素SSC 短柱相比，通過配筋可以使試件的延性較大提高.原因在于螺旋箍筋讓BFRP 筋優良的抗拉性能得以充分地發揮，其優異的約束效果改善了BFRP-SSC 短柱的軸壓變形性能.縱筋數量對于混凝土柱的軸壓延性影響不大，而減小箍筋間距對于提升其軸壓延性的效果顯著.將箍筋間距從100 mm 減小到50 mm，各組縱筋配筋率相同的試件的軸壓延性都有較大程度的提高：配筋率為1.5% 的試件軸壓延性系數從1.82 提升到2.74，提升了50.5%；配筋率為2% 的試件軸壓延性系數從1.52 提升到3.37，提升了121.7%；配筋率為3% 的試件軸壓延性系數從1.57 提升到1.98，提升了26.1%.

4 正截面受壓承載力公式

目前國內外提出的關于FRP 筋混凝土柱的承載力計算公式主要有以下幾類：

1）Afifi等［16，19］認為FRP 筋混凝土柱極限承載力的計算應該考慮FRP 縱筋的作用，并提出如下計算公式：

2）《纖維增強復合材料工程應用技術標準》（GB 50608—2020）［14］提出以下公式：

式中：φ為穩定系數，按照《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）第 6.2.15 條的規定確定；Ag為柱子的全截面面積，當FRP 縱筋的配筋率大于3%時，令柱的全截面面積為=Ag-Af；Ef為FRP 筋彈性模量；其余符號含義同上.通過對本文試驗數據計算得到的，Pmax/(g+Pbar)大多數大于0.9（表1），從安全性考慮，系數0.9符合本文試驗結果.

3）加拿大規范CSA S806-12［20］提出如下公式：

運用上述公式對本文試驗試件的承載力進行計算，并將實測值與計算值進行對比，見表6.從表6 可看出，公式（3）在計算時忽略了縱筋的承載力，得出的計算值顯著低于實測值.公式（1）和公式（2）均考慮了縱筋對承載力的貢獻，實測值與計算值的比值分別為1.03～1.22 和0.99～1.18，得出的計算值接近于實測值，且有一定的安全富余.

表6 BFRP-SSC短柱實測值與計算值比較Tab.6 Comparison between test values and calculated values of BFRP-SSC short columns

5 結論

1）BFRP-SSC 短柱在加載過程中隨著混凝土被壓碎、箍筋發生斷裂而破壞，表現為較脆性的破壞形式.減小箍筋間距能限制縱筋屈曲，提高試件延性.

2）BFRP-SSC 短柱的極限承載力隨著縱筋配筋率的增加而增加，而箍筋間距對于其極限承載力影響不明顯.

3）減小箍筋間距對于提升BFRP-SSC 短柱軸壓延性的效果顯著，但改變縱筋配筋率對于柱的軸壓延性影響不大.

4）BFRP-SSC 短柱承載力的計算應當考慮BFRP 縱筋的貢獻.計算公式（1）中抗拉強度折減系數取值為0.11 時，計算值與實測值比值平均值（1.15）與基于計算公式（2）所得到比值的平均值（1.10）較為接近，但是明顯低于基于公式（3）所得的比值（1.29）.采用海水海砂混凝土對本文研究沒有影響.