FRP筋超高性能海水海砂混凝土梁抗剪性能研究

周芬 ，陳亞曼 ，朱德舉 ，?

［1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082；2.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］

在沿海及海島建設中，不僅要考慮淡水、河沙資源的來源，還要考慮鋼筋混凝土結構的耐久性問題.采用海水和海砂制備混凝土是解決淡水、河沙資源短缺問題的有效措施.目前不少學者認為，海水和海砂對混凝土的工作性能影響較小［1-2］；氯離子可以增強海水海砂混凝土的早期抗壓強度，且長期性能與普通淡水河沙制備的混凝土相比無明顯差別，這意味著海水海砂混凝土具有代替普通混凝土的可能.由于海水海砂中富含的氯離子會加速鋼筋的銹蝕、并減弱混凝土與鋼筋界面黏結性能［3］及降低構件的耐久性［4］，因而，一些學者采用纖維增強復合材料（Fiber Reinforced Polymer，FRP）筋代替鋼筋來避免氯離子對筋材的影響.已有研究將FRP 筋海水海砂混凝土應用于板［5］、墻［6］、柱［7］和梁［8-9］等構件中.然而隨著時間推移，FRP 筋在鹽堿復合環境中的力學性能會逐漸退化［10］，因此考慮用海水海砂制備內部結構密實、抗滲性和耐久性優異［11］的超高性能海水海砂混凝土（Ultra-high Performance Seawater Seasand Concrete，UHPSSC）來增強結構的耐久性能.在膠凝材料中摻入如粉煤灰、硅灰等活性粉末可制備具有超高強度和耐久性能的UHPSSC.Teng 等［12］成功研制出28 d 立方體抗壓強度超過180 MPa 的UHPSSC，并表明海水、海砂能使UHPSSC 的彈性模量略有下降；朱德舉等［13］通過正交試驗得到未摻短切纖維時UHPSSC的最優配合比，制備的UHPSSC抗壓強度超過130 MPa，抗折強度超過16 MPa.由此可知，UHPSSC 短期力學性能與超高性能混凝土（Ultra-high Performance Concrete，UHPC）無明顯差異.

目前，文獻對FRP 筋UHPC 梁已有一定報道，但大多集中在抗彎性能方面［14-16］，僅少數文獻報道了其抗剪性能［17-18］.Cao 等［17］在不同配箍率、剪跨比和縱筋配筋率下，對8 根以玻璃纖維增強復合材料（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）筋為縱筋、鋼筋為箍筋的UHPC 梁開展抗剪性能研究，并驗證現有9種抗剪計算公式的適用性.曹天［18］設計了6根碳纖維增強復合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP）筋纖維增強水泥基復合梁，并研究其受力特點，基于試驗結果驗證各國FRP 筋混凝土梁抗剪設計規范，結果顯示，試驗值要遠高于規范計算值，用修正壓力場理論計算的抗剪承載力與試驗值較吻合.然而，對于全FRP 筋加固UHPSSC 梁抗剪性能的研究目前暫無相關文獻支撐，FRP筋與UHPSSC相互作用的受力機理尚未可知.為了使FRP-UHPSSC 結構在沿海和海洋工程建設中更好地應用，本文以剪跨比、筋材類型和箍筋間距作為主要設計因素來研究FRP-UHPSSC 梁的抗剪性能，記錄FRP-UHPSSC梁的裂縫發展過程、荷載-撓度關系、破壞模式和抗剪承載力，并根據試驗結果驗證現有抗剪規范公式對FRP-UHPSSC梁的適用性.

1 試驗概況

1.1 試驗材料和材料性能

UHPSSC 的配合比參考朱德舉等［13］的研究，具體配合比見表1.選用P.O 42.5 的普通硅酸鹽水泥、普通Ⅰ級粉煤灰和硅灰作為膠凝材料；拌和水為人工海水，化學成分如表2 所示；減水劑使用聚羧酸型高效減水劑；消泡劑，pH 值為6～8、黏度為800～1 000 mPa·s；骨料是山東青島原狀海砂；減水劑和消泡劑的摻量分別為膠凝材料（水泥、硅灰和粉煤灰）質量的2%和0.8%.由于鋼纖維在海水海砂混凝土這種含大量氯離子的環境中易銹蝕，故UHPSSC 中不摻鋼纖維.

表2 人工海水化學成分Tab.2 Chemical composition of artificial seawater

將攪拌好的混凝土澆筑到支好的模具中，養護2 d 后拆模，隨后進行高溫蒸養（90 ℃養護48 h），蒸養結束后再自然養護至試驗正式開始.澆筑過程中預留小試塊，與試驗梁在同等條件下進行養護.試塊尺寸和測試方法參照《超高性能混凝土基本性能與試驗方法》（T∕CBMF 37—2018）［19］，測得的UHPSSC立方體抗壓強度fcu、軸心抗壓強度fc、彈性模量Ec、抗折強度fr和抗拉強度ft見表3.CFRP筋、玄武巖纖維增強復合材料（Basalt Fiber Reinforced Polymer，BFRP）筋和混雜纖維增強復合材料（Hybrid Fiber Reinforced Polymer，HFRP）筋表面均為深螺紋，HFRP 筋由玄武巖纖維和碳纖維混雜而成.You等［20］發現CFRP 在芯部時，HFRP 筋的抗拉強度最大.FRP 筋截面圖見圖1.BFRP筋和HFRP筋來自江蘇綠材谷新材料科技發展有限公司，CFRP 筋來自海寧安捷復合材料有限責任公司，筋材的直徑d、極限抗拉強度ffu、彈性模量Ef以及延伸率δ見表4.

圖1 FRP筋截面圖Fig.1 Section of FRP bars

表3 UHPSSC力學性能Tab.3 Mechanical properties of UHPSSC

表4 FRP筋力學性能Tab.4 Mechanical properties of FRP bars

1.2 試驗設計

以剪跨比（1.88、2.70、3.54）、筋材類型（CFRP、BFRP、HFRP）、箍筋間距（100 mm、150 mm、200 mm）為試驗參數設計了7根UHPSSC梁，截面尺寸為150 mm×300 mm，保護層厚度為30 mm，試驗工況的具體參數見表5.表中梁編號的含義為：C、B 和H 分別代表CFRP 筋、BFRP 筋和HFRP 筋；前3 個數字代表箍筋間距，末尾的小數代表試驗梁的剪跨比，例如C150-1.88 的含義為箍筋間距為150 mm、剪跨比為1.88 的CFRP-UHPSSC 試驗梁.為研究剪跨比的影響，FRPUHPSSC 梁長采用3 種長度（1 300 mm、1 700 mm 和2 100 mm），梁的加載裝置和截面配筋見圖2.本試驗所有梁均為超筋配筋以避免發生受彎破壞.采用1 000 kN 液壓千斤頂對試驗梁進行分級加載，試驗梁破壞時停止加載，其中頂部加載塊和底部支撐墊塊的寬度均為70 mm.

圖2 加載裝置和截面配筋圖（單位：mm）Fig.2 Loading device and sectional reinforcement drawing（unit：mm）

表5 試驗梁參數設計Tab.5 Parameters design of test beams

2 試驗結果和分析

FRP-UHPSSC 梁試驗結果如表6 所示，表中包含每種工況下出現跨中彎曲裂縫的開裂荷載Pcr以及對應的跨中撓度Δcr、首條斜裂縫的開裂荷載Px，cr、極限荷載Pu以及其對應的跨中撓度值Δu和破壞模式.

表6 FRP-UHPSSC 梁試驗結果Tab.6 Test results of FRP-UHPSSC beams

2.1 荷載-撓度曲線

圖3為跨中荷載-撓度曲線.由圖3可知，試驗梁的跨中荷載-撓度曲線分為2 個階段.第1 階段為UHPSSC 預開裂階段，剪跨比相同的試驗梁，其荷載-撓度曲線幾乎完全重合且呈線性變化，這是因為開裂前截面慣性矩相同，所以抗彎剛度基本相同；當出現首條裂縫后，荷載會發生突降，曲線小幅度下降，此后到試驗梁破壞為第2 階段.第2 階段曲線的斜率相較于開裂前的曲線斜率會偏小，這是由于連續的剪切裂縫和彎曲裂縫會降低梁的慣性矩，因此剛度明顯降低，跨中撓度增加.此后，因為FRP 筋線彈性的特征以及裂縫較快延伸到接近受壓區混凝土邊緣位置后便不再繼續發展，試件梁在第2 階段的剛度會比較穩定，表現為第2 階段荷載-撓度曲線基本呈現線性變化.

圖3 跨中荷載-撓度曲線Fig.3 Load-deflection curves at mid-span

跨中撓度隨著剪跨比的增大而增大，極限狀態下，C150-2.70 和C150-3.54 相較于C150-1.88，跨中撓度分別提升79.3%和125.1%.剪跨比越大意味著力臂越長，跨中截面在相同荷載下承受的力矩更大，即產生更大的拉伸應力，該拉伸應力會造成梁跨中底部裂縫更快地開展，增加試驗梁的撓度；剪跨比越小，荷載-撓度曲線越陡峭，表明梁的剛度越大.C100-1.88、C150-1.88和C200-1.88在跨中首條裂縫出現后直到試件破壞，曲線變化趨勢幾乎相同，可見箍筋間距對FRP-UHPSSC 梁截面抗彎剛度影響有限.H150-1.88 的荷載-撓度曲線相較于其他兩種筋材的UHPSSC 梁更加陡峭，這是因為開裂后試驗梁的剛度取決于縱筋的軸向剛度（EfAf）［21］，根據表4 可知HFRP 筋的彈性模量更大，所以開裂后HFRP 筋試驗梁的剛度更大.

2.2 破壞過程與破壞模式

圖4 為試驗梁裂縫分布和破壞模式.剪跨比相同的試驗梁，其裂縫發展的過程基本一致.以C100-1.88 為例，當加載至開裂荷載時，梁跨中底部會突然出現一條豎向的彎曲裂縫，此裂縫一經開裂便已延伸至超過梁高1∕2 的位置，表現出明顯的脆性.隨著荷載繼續施加，跨中裂縫繼續向上發展，受壓區混凝土高度不斷減小，剪跨區梁腹中位置開始出現斜裂縫，斜裂縫一旦出現便會迅速向加載點和支座端延伸，并逐漸形成臨界斜裂縫，此階段斜裂縫的寬度增量大于跨中彎曲裂縫的寬度增量.C150-2.70 和C150-3.54除了在跨中位置出現彎曲裂縫，在剪跨區底部也會產生彎曲裂縫，向上發展至梁高1∕3處時開始向加載點方向傾斜.幾乎所有試驗梁到加載后期，即施加的荷載在極限荷載的80%左右時，跨中彎曲裂縫和斜裂縫的數量均不再增加，破壞時試驗梁會被一條主斜裂縫貫穿，由于混凝土內部沒有粗骨料以及短切纖維的“橋聯”作用，試驗梁在破壞過程中會出現混凝土塊崩出飛濺的現象.

由表6 可知，剪跨比為1.88 和2.70 的梁均表現為剪壓破壞.C200-1.88、C150-1.88 和C100-1.88 剪跨區斜裂縫的數量依次增多，這可能是因為箍筋間距越小，FRP 筋籠和UHPSSC 的整體性越好，對核心混凝土的約束作用越強，使斜裂縫的發展更加充分.C150-3.54發生斜拉破壞，此工況的首條斜裂縫出現在剪壓區梁腹中位置，在向下發展時并未完全到達底部，而是發展至縱筋位置后向兩端水平延伸，FRP縱筋與UHPSSC 界面黏結力減小，接觸面發生滑移，最終在梁底形成裂縫網格，導致混凝土整塊剝落，如圖5 所示.C150-1.88、B150-1.88 和H150-1.88 的裂縫發展情況和破壞形態無明顯差別，說明筋材類型并不會改變最終的破壞模式.此外試驗過程中還發現，幾乎所有工況的FRP 箍筋會發生如圖6 所示的彎曲處的斷裂，這是由于FRP 箍筋彎曲處的抗拉強度僅為單軸拉伸時抗拉強度的30%～80%［22］，因此箍筋會先在彎曲薄弱處被拉斷.

圖6 箍筋的彎曲處斷裂Fig.6 Broken at the bend of stirrup

2.3 箍筋應變

取每根試驗梁破壞時臨界斜裂縫經過的箍筋進行分析.箍筋應變曲線如圖7 所示.加載初期荷載較小時，試驗梁的箍筋應變出現了正值和負值，說明箍筋在此階段受拉或受壓可能與UHPSSC 內部開展微裂縫有關，但應變值都非常小，這意味著UHPSSC 承擔絕大部分剪力，箍筋在此階段基本不受力.一旦剪跨區出現斜裂縫，箍筋應變值發生突增，曲線有明顯轉折，一部分剪力由UHPSSC 轉移到箍筋上.當形成臨界斜裂縫后，由于斜裂縫寬度的增長不斷加快，箍筋的應變增速明顯提升.

圖7 箍筋應變曲線Fig.7 Stirrup strain curves

圖7（a）顯示，在荷載相同時，剪跨比越大的工況，其箍筋應變越大，這意味著首條斜裂縫出現后，箍筋在較大的剪跨比下會承擔更大的應力，對抗剪承載力的貢獻更高.從表6 可知，僅箍筋間距改變的情況下，首條斜裂縫的開裂荷載隨著箍筋間距的增大而減小，且箍筋間距越大，在加載過程中產生的應變越大［圖7（b）］，這意味著單根箍筋要承擔更大的剪力.筋材彈性模量越大的試驗梁在受力相同時箍筋產生的應變越小，如圖7（c）所示，在加載過程中受力一致時，HFRP 箍筋應變最小，CFRP 箍筋次之，BFRP 箍筋應變最大；但在試驗梁極限狀態下，BFRP箍筋應變、CFRP 箍筋應變和HFRP 箍筋應變依次增加，說明彈性模量較大的箍筋較難變形，產生的應變更小，在受力過程中擁有更大的變形儲備.

鑒于FRP 筋的低彈性模量的特性，為防止裂縫寬度過大，許多國家在抗剪設計中限制了FRP 箍筋的應力和應變.如在ACI 440.1R—2015［23］中，規定的抗剪FRP 筋拉伸應變值為0.004，且將FRP 箍筋的極限應力控制在0.004Ef≤ffb，而本試驗的FRP 箍筋應變值主要為5 500～11 000 με，可見規范的應變限制非常保守.Said 等［24］通過回歸修正得到新的限制FRP箍筋極限應變預估方程為：

式中：ρf為縱筋配筋率；ρfv為配箍率；Efv為FRP 箍筋彈性模量.基于式（1），計算得CFRP箍筋、BFRP箍筋和HFRP 箍筋的應變值為6 000 με～11 000 με，故能較好地預測箍筋應變值.

3 抗剪承載力分析

FRP-UHPSSC 梁的抗剪承載力受力分析復雜，影響因素多，本節主要分析剪跨比、箍筋間距和筋材類型對FRP-UHPSSC梁抗剪承載力的影響.

3.1 剪跨比的影響

圖8（a）顯示了剪跨比對首條裂縫出現時對應的開裂荷載以及破壞時的極限荷載的影響.C150-1.88和C150-2.70 相較于C150-3.54，開裂荷載分別增加了350%和125%，極限荷載分別提升了32.14%和12.00%，可見剪跨比對承載力有顯著的影響，開裂荷載和極限荷載隨著剪跨比的減小而增大.剪跨比減小意味著加載點到支座的距離縮短，從而通過對角壓縮將大部分荷載傳遞至支座處，提高了“拱作用”的有效性，使梁的抗剪承載力提高；當剪跨比變大時，傳力機制由“拱作用”向“梁作用”轉變，UHPSSC承擔的剪力減小，箍筋對抗剪承載力的貢獻變大.

圖8 不同因素對極限荷載和開裂荷載的影響Fig.8 Effect of different factors on ultimate load and cracking load

3.2 箍筋間距的影響

由表6 和圖8（b）可知，箍筋間距不同對開裂荷載影響不大，說明在預開裂階段箍筋對抗剪承載力貢獻較小，但箍筋間距對極限荷載產生了較為明顯的影響，C100-1.88、C150-1.88 相較于C200-1.88，極限荷載分別提升了40.66%和21.98%.箍筋配置越密，斜裂縫能經過的箍筋數量越多，箍筋能承擔的剪切應力和拉伸應力的合力越大，箍筋在抗剪承載力中的貢獻就越大.在出現較為明顯的斜裂縫時，密集的箍筋也能有效抑制斜裂縫的寬度，協助混凝土繼續承擔剪力，同時還能增強對內部混凝土的約束，使混凝土骨料咬合作用增強，防止梁過早破壞或荷載突增時突然破壞.

3.3 筋材類型的影響

所有試驗梁的縱筋均沒有被拉斷，說明CFRP縱筋、BFRP 縱筋和HFRP 縱筋的抗拉性能沒有得到完全發揮.圖8（c）顯示，H150-1.88、C150-1.88 與B150-1.88 相比，開裂荷載相差不大，但極限荷載分別提升了63.55%和8.70%.彈性模量和抗拉強度最大的HFRP 筋對試驗梁極限荷載的提升最明顯，這是由于筋材的彈性模量和強度增大會增加試驗梁的軸向剛度以及縱筋在梁中的銷栓作用，進而抑制臨界斜裂縫的發展，同時也能提升裂縫間的骨料咬合力.秦衛紅等［25］提出縱筋種類不同的試驗梁，其抗剪承載力的差異主要源自骨料間的咬合作用和縱筋的銷栓作用，且骨料間的咬合作用會隨著低彈性模量的筋材對斜裂縫發展的限制作用變小而降低.再者，對于FRP 筋混凝土梁，FRP 縱筋提供的銷栓作用較小，可忽略不計［22］，因此筋材的軸向剛度能對UHPSSC梁的極限抗剪承載力產生明顯影響：當縱筋配筋數量相同時，Ef越大，梁的抗剪承載力越高，這一點與文獻［26］一致.通過單軸拉伸試驗測得的HFRP 筋和CFRP 筋的彈性模量比BFRP 筋分別高出154%和112%，這說明在試驗梁受剪過程中，BFRP縱筋的力學性能發揮更加充分.

4 抗剪承載力計算

隨著FRP 筋混凝土構件的發展和應用，各國相繼推出相應設計規范供參考，規范大多規定，FRP 筋混凝土構件斜截面承載力計算公式Vu由兩部分組成，分別是混凝土的抗剪承載力Vc和FRP 箍筋的抗剪承載力Vf，可寫成：

4.1 各國規范計算公式

4.1.1 中國規范（GB 50608—2020）［27］

式中：ft為混凝土抗拉強度；bw為截面寬度；k為截面中和軸到受壓區邊緣的距離與有效高度之比；h0為截面有效高度；ρf為縱筋配筋率；α為FRP 筋彈性模量與混凝土彈性模量之比，即Ef∕Ec；Afv為截面內配置箍筋各肢總面積；ffv為FRP筋抗拉強度設計值；s為箍筋間距；Efv為FRP 箍筋彈性模量；rv∕dv為彎曲半徑與直徑之比；ffu為FRP筋極限抗拉強度.

4.1.2 美國規范（ACI 440.1R—2015）［23］

箍筋抗剪承載力Vf計算公式與GB 50608—2020相同，可參考式（5）、式（6）.

4.1.3 英國規范（BISE 1999）［28］

式中：Es為鋼筋彈性模量；fcu為混凝土立方體抗壓強度.

4.1.4 加拿大規范（ISIS Manual 03—07）［29］

對于h0≤300 mm的矩形梁：

式中：λc為混凝土密度系數，取值1；φc為混凝土抵抗系數，取值0.65；θ為主壓應力傾角；εfv為箍筋的極限應變.

4.2 計算結果匯總和分析

對比抗剪公式可發現，不同規范的箍筋抗剪承載力計算公式Vf的形式大體一致，但混凝土提供的抗剪承載力計算公式Vc卻有較大的差別，梁的抗剪承載力與混凝土的抗壓強度之間并非線性關系，而是與ft、（fc'）1∕2或（fcu）1∕3呈線性關系.另外，在評估FRP筋混凝土梁的抗剪承載力時，規范BISE 1999 和ISIS 2007中Vc的計算式考慮了FRP筋作為受力鋼筋時與普通鋼筋的差異，Wegian 等［30］通過試驗和計算也提出普通鋼筋加固混凝土構件的抗剪承載力乘以系數（Ef∕Es）1∕3后得到FRP 筋混凝土構件的抗剪承載力，Es為鋼筋彈性模量，一般取200 GPa，說明同等條件下，FRP 筋混凝土梁中混凝土對剪力的貢獻值相較于鋼筋混凝土梁更小.表7 為規范公式計算結果.表中的試驗值（Vexp）為Pu∕2.將計算值（Vcal）與試驗值（Vexp）進行比較.結果表明，規范ACI 440.1R—2015、BISE 1999 和ISIS Manual 03—07 得到的計算值與試驗值之比（Vcal/Vexp）的平均值分別為0.78、0.72 和0.49，意味著這3 種規范對FRP-UHPSSC 梁的抗剪承載力計算較保守.ISIS 2007的計算最為保守，因為在計算箍筋提供的抗剪承載力時，箍筋的極限應變見式（13），與2.3 節中FRP 箍筋應變方程（1）相比，式（13）的計算結果約為式（1）的1∕4，因此ISIS Manual 03—07 的計算值偏小.4 種規范的變異系數相差小，其中ISIS Manual 03—07 的變異系數為25%，在計算混凝土提供的剪切強度時，公式中未直接考慮縱筋配筋率的影響.此外GB 50608—2020 計算得到的Vcal/Vexp的平均值為0.91，對大部分CFRP 筋試驗梁的抗剪預測較好，但由于BFRP 筋和HFRP 筋試驗梁的試驗結果偏離較大，因此GB 50608—2020的標準差最大.

表7 規范公式計算結果Tab.7 Calculation result of standard formula

BFRP 筋試驗梁與HFRP 筋試驗梁的計算結果相比于CFRP 筋試驗梁偏離性更大，BFRP-UHPSSC梁和HFRP-UHPSSC 梁的Vcal/Vexp計算得到的最大值分別為0.57 和0.67，最小誤差分別超過40%和30%，抗剪承載力被低估，整體計算結果偏差較大.這是因為目前關于FRP筋混凝土構件的規范主要針對CFRP筋、GFRP 筋和芳綸纖維增強復合材料（Aramid Fiber Reinforced Polymer，AFRP）筋加固的混凝土構件，而FRP 的筋種類不同，力學性能也有很大差距，因此還需更多研究來提出適用于BFRP-UHPSSC 梁和HFRP-UHPSSC梁的抗剪公式.從表8可得，4種抗剪公式中均未考慮剪跨比的作用，導致以剪跨比作為試驗因素的工況用不同規范公式計算得到的Vcal∕Vexp誤差超過15%，而試驗證明，剪跨比對試驗梁的抗剪承載力有著不可忽略的影響.ACI 440.1R—2015 與BISE 1999 對剪跨比較大的試驗梁有更好的預測效果，而GB 50608—2020 對剪跨比為3.54 的試驗梁的計算結果偏大.

表8 抗剪公式中考慮的影響因素Tab.8 Influence factors considered in shear formula

5 結論

1）剪跨比對FRP-UHPSSC 梁的抗剪性能有顯著的影響.剪跨比增大，開裂荷載和極限荷載會逐漸減小，跨中撓度增大，破壞模式由剪壓破壞轉變為斜拉破壞.由于混凝土內部沒有粗骨料以及纖維的“橋聯”作用，試驗梁在破壞時會出現混凝土塊崩出飛濺的情況.

2）減小箍筋間距能提高梁的抗剪承載力.箍筋間距越小的試驗梁最終形成的斜裂縫數量越多，剪跨區斜裂縫發展更加充分，但箍筋間距對跨中撓度無明顯影響.

3）FRP-UHPSSC 梁開裂后的剛度和極限抗剪承載力均與筋材的彈性模量有關.彈性模量越大，梁開裂后的荷載-撓度曲線越陡峭，極限抗剪承載力越高.但同等條件下，BFRP-UHPSSC 梁中筋材的力學性能發揮更充分.

4）比較現有FRP 筋混凝土設計規范對FRPUHPSSC 梁的適用性，結果表明：現有4 部FRP 筋混凝土構件規范中的抗剪公式均未考慮剪跨比的影響，且筋材類型不同的FRP-UHPSSC 梁抗剪承載力計算結果差異較大.