鄧宗才，李萬超

(北京工業(yè)大學城市與工程安全減災省部共建教育部重點實驗室，北京 100124)

超高性能混凝土(ultra-high performance concrete，UHPC)是一種具有廣闊發(fā)展前景的新型混凝土，近年來受到了許多學者的廣泛關注[1-4]．與傳統(tǒng)混凝土相比，UHPC具有超高強度、超高韌性和優(yōu)良耐久性等優(yōu)點，應用于結構中可有效減輕結構自重，提高結構安全性和耐久性[5]．

纖維增強復合材料(fiber reinforced polymer，F(xiàn)RP)是一種輕質高強、耐腐蝕以及施工方便的復合材料，在結構加固方面具有廣泛的應用[6]．研究表明，F(xiàn)RP加固混凝土柱可有效地提高其強度和延性[7-8]．近年來，F(xiàn)RP逐漸應用于一些新型組合柱中，比如FRP-混凝土-鋼管組合柱．

FRP-混凝土-鋼管組合柱是由外層的FRP、內層鋼管以及兩者之間填充的混凝土組成[9]，在該組合形式下，F(xiàn)RP、鋼管以及混凝土3種材料優(yōu)勢互補，使組合柱具有良好的力學性能和耐久性．組合柱外層的FRP具有很強的抗腐蝕能力，可有效保護內部混凝土和鋼管不受腐蝕；內部混凝土在FRP和鋼管共同約束下，其強度和延性得到了有效提高，進而使組合柱具有良好的抗壓性能和抗震性能；內部鋼管在混凝土約束下，其屈曲被延遲；另外，該組合柱內部的孔洞還可減輕結構自重．因此，該組合柱在超高層建筑、橋梁柱墩以及處于腐蝕環(huán)境中的結構等方面具有廣泛的應用前景．

對于FRP-混凝土-鋼管組合柱，國內外學者已經進行了許多研究．滕錦光等[9]最先提出了FRP-混凝土-鋼管組合柱這一組合形式，并研究了其軸壓性能和抗彎性能，發(fā)現(xiàn)其具有良好的延性；解衛(wèi)國等[10]利用有限元方法對組合柱的軸壓性能進行了數(shù)值模擬分析，通過線性擬合得到了約束混凝土強度和極限應變的表達式；錢稼茹等[11]通過10根FRP-混凝土-鋼管組合短柱的軸壓試驗，發(fā)現(xiàn)組合柱的破壞形態(tài)與FRP約束程度、空心率以及鋼管徑厚比有關；高丹盈等[12]通過21根FRP-混凝土-鋼管組合方柱的軸壓試驗，基于極限平衡理論提出了組合方柱的軸壓承載力計算模型；曾嵐等[13]用再生混凝土取代組合柱中的普通混凝土，發(fā)現(xiàn)填充再生混凝土的組合柱延性明顯提高；Zhang等[14]用高強混凝土取代普通混凝土，研究了FRP-高強混凝土-鋼管組合短柱的軸壓性能，發(fā)現(xiàn)采用高強混凝土的組合短柱具有更好的抗壓性能；Ozbakkaloglu等[15-16]研究了FRP厚度、混凝土強度以及內鋼管直徑、厚度和形狀對FRP-高強混凝土-鋼管組合短柱軸壓性能的影響，并提出了適用于填充高強混凝土組合短柱的應力-應變模型．

目前，國內外學者主要對填充普通混凝土的FRP-普通混凝土-鋼管組合柱和填充高強混凝土的FRP-高強混凝土-鋼管組合柱的軸壓性能進行了試驗研究和理論分析，但對填充UHPC的FRP-UHPC-鋼管組合柱的研究鮮有報道．由于UHPC相較于傳統(tǒng)混凝土具有超高強度、超高韌性和優(yōu)良耐久性的優(yōu)點，UHPC將更加適用于FRP-混凝土-鋼管組合柱這種組合形式，因此將UHPC運用到FRP-混凝土-鋼管組合柱中來取代傳統(tǒng)混凝土具有重要的研究價值．

因此，本文重點研究內部填充UHPC、外層包裹CFRP(碳纖維增強復合材料)的CFRP-UHPC-鋼管組合短柱的軸壓性能，并建立CFRP-UHPC-鋼管組合短柱軸壓承載力計算公式，為工程應用提供參考．

1 試驗概況

1.1 試驗設計

為研究CFRP-UHPC-鋼管組合短柱的軸壓性能，以CFRP厚度、空心率(UHPC內徑與外徑之比)和鋼管厚度為主要變量，共設計了18個CFRP-UHPC-鋼管組合短柱，見表1．所有試件的直徑均為150mm，高度均為300mm．試件編號含義如下：“φ”后數(shù)字表示空心率；“D”后數(shù)字表示鋼管外徑；“T”后數(shù)字表示鋼管厚度；“F”后數(shù)字表示CFRP層數(shù)；“Ⅰ”和“Ⅱ”分別表示重復試件中的第1個試件和第2個試件．例如，φ50-D76-T4-F5-Ⅰ表示空心率為0.50、鋼管外徑為76mm、鋼管厚度為4mm、CFRP為5層的第1個CFRP-UHPC-鋼管組合短柱試件．試件截面形狀及尺寸如圖1所示．

表1 試件設計參數(shù)Tab.1 Details of specimens

圖1 試件截面形狀及尺寸Fig.1 Section shapes and sizes of specimens

1.2 試驗材料

試驗所用UHPC的材料組成與配合比見表2．制備UHPC的膠凝材料組分：比表面積為375m2/kg的P·Ⅱ52.5R硅酸鹽水泥，SiO2含量為95%的硅灰；細度(45μm方孔篩篩余量)為9.6%、燒失量為4.8%的Ⅰ級粉煤灰，比表面積為419m2/kg的S95級礦粉．集料使用3種不同粒徑的石英砂．外加劑使用減水率為35%、含固量為50%的聚羧酸高效減水劑和比表面積為266m2/kg的Ⅱ型高效硫鋁酸鈣(SCA)膨脹劑．鋼纖維使用兩種類型的鍍銅鋼纖維：一種是直徑為0.12mm、長度為8mm、抗拉強度為2000MPa的平直形鍍銅鋼纖維；另一種是直徑為0.22mm、長度為13mm、抗拉強度為2000MPa的端鉤形鍍銅鋼纖維，平直形鍍銅鋼纖維與端鉤形鍍銅鋼纖維按1∶2混合使用．

表2 UHPC的材料組成與配合比Tab.2 Material composition and mix proportion of UHPC (kg·m-3)

在澆筑試件的同時澆筑了3個100mm×100mm×100mm的UHPC立方體試塊和3個直徑150mm、高300mm的UHPC柱．標準養(yǎng)護28d后，測得3個立方體試塊平均抗壓強度fcu為132.0MPa，3個UHPC柱平均抗壓強度fco為100.7MPa．

CFRP厚度及力學性能指標見表3．鋼管采用Q345無縫鋼管，共有5種不同尺寸，其尺寸及力學性能參數(shù)見表4．

表3 CFRP厚度及力學性能指標Tab.3 Thickness and mechanical properties of CFRP

表4 鋼管尺寸及力學性能指標Tab.4 Sizes and mechanical properties of steel tube

1.3 試件制作

鋼管加工：使用車床將鋼管兩端打磨水平，使鋼管的兩個端部互相平行并且垂直于其軸線，然后在鋼管中部位置對稱粘貼兩個5mm縱向應變片和兩個5mm橫向應變片，并在應變片上涂抹環(huán)氧樹脂，以防止?jié)仓HPC時應變片被損壞，如圖2(a)所示．

模具制作：澆筑試件所用模具為可拆卸的鋼模，由兩個可扣合的半圓側模與底模組合而成，以方便拆模．首先將已粘貼好應變片的鋼管精確固定在底模中心，并將應變片連接線從側模上事先開好的小孔中引出，然后固定側模，如圖2(b)所示．

UHPC澆筑：將膠凝材料、膨脹劑和石英砂倒入攪拌機中攪拌2～3min，然后將2/3的水(混合減水劑)倒入攪拌至拌合物呈聚團狀，再篩入鋼纖維攪拌2～3min，最后加入剩余的水攪拌3～5min至拌合物呈良好的流動態(tài)．入模后在室溫下養(yǎng)護24h，然后脫模放入養(yǎng)護室，在標準條件下養(yǎng)護28d，如圖2(c)所示．

CFRP粘貼：首先對混凝土表面進行打磨，以使CFRP與混凝土更好地黏結，然后用濕粘法[17]將涂有浸漬膠的CFRP無縫地纏繞在混凝土表面，并將鋼管的應變片連接線從粘貼好的CFRP上引出，如圖2(d)所示．為了在試驗過程中CFRP不發(fā)生搭接處失效破壞，設置150mm的搭接長度，此外為了防止試件端部提前破壞，在試件兩端分別增加5層寬50mm的CFRP增強帶，制作完成的試件如圖2(e)所示．

試件端部找平：用角磨機打磨試件端部，確保其平整，加載前再在試件上部受壓面用細砂來進一步找平．

圖2 試件制作過程Fig.2 Manufacturing process of specimens

1.4 試驗加載與測點布置

為測量鋼管的縱向應變和環(huán)向應變，在澆筑前，已在鋼管中部位置對稱粘貼了2個縱向應變片和2個橫向應變片；為測量CFRP的縱向應變和環(huán)向應變，在柱外側CFRP中部位置對稱粘貼了2個縱向應變片和2個橫向應變片，如圖3所示．而且為測量試件的軸向變形，在柱周布置了4個位移傳感器來測量試件的軸向變形．

圖3 應變片布置Fig.3 Layout of strain gauges

采用MTS電液伺服壓力試驗機對試件進行單調靜力加載．正式加載前，首先對試件進行幾何對中，然后預加荷載100kN，根據(jù)應變片和位移傳感器的讀數(shù)再調整試件的對中情況．正式加載時采用位移控制，加載速率為0.5mm/min．加載裝置見圖4．

圖4 試件加載Fig.4 Loading of specimens

2 試驗現(xiàn)象與軸壓承載力分析

2.1 試件破壞特征

圖5為試件典型破壞情況．所有試件的破壞過程大致相同．加載初期，CFRP環(huán)向應變很小，CFRP對UHPC的約束作用尚未激發(fā)；隨著荷載增加，內部UHPC逐漸向外膨脹，CFRP約束作用開始被激活，此時可以聽到膠體開裂的“噼啪聲”；荷載繼續(xù)增加，可以聽到UHPC開裂的聲音，此時荷載出現(xiàn)下降或波動；繼續(xù)加載，內部UHPC向外膨脹加劇，CFRP的約束作用被完全發(fā)揮出來；試驗進行到最后階段時，CFRP發(fā)生斷裂破壞，并伴有較大的開裂聲，荷載明顯下降，試件宣告破壞．試驗結束后發(fā)現(xiàn)，UHPC裂縫間鋼纖維呈拉拔滑移狀，如圖5(f)所示．UHPC雖然被壓碎，但其內部鋼纖維的橋聯(lián)作用抑制了UHPC大面積脫落．此外，還可以發(fā)現(xiàn)試件內部的鋼管均有不同程度的鼓曲，且鼓曲的位置對應于CFRP斷裂的位置，如圖5(e)所示．

雖然所有試件最終均因CFRP斷裂而破壞，但不同試件的破壞模式并不相同．對于CFRP厚度較小的試件，例如2層CFRP，其內部UHPC破壞特征為出現(xiàn)多條豎向裂縫，內部UHPC破壞較輕，如圖5(a)、(d)．對于CFRP厚度較大的試件，例如3層和5層CFRP，其內部UHPC破壞較為嚴重，除了出現(xiàn)多條豎向裂縫外，還發(fā)生了一定面積的UHPC破碎，如圖5(b)、(c)所示，這說明CFRP厚度較大時，試件的變形更大．

2.2 軸壓承載力分析

18個CFRP-UHPC-鋼管組合短柱的試件軸壓承載力試驗結果見表5．其中，Ne為實測軸壓承載力；Ne,ave為兩個重復試件軸壓承載力的平均值；Ns為鋼管的軸壓承載力，是鋼管的屈服強度fy與其橫截面面積As的乘積；Nco是未約束UHPC抗壓強度fco與其橫截面面積Ac的乘積．由于CFRP為環(huán)向纏繞，只承受環(huán)向受拉作用，因此不考慮CFRP的軸壓承載力.表5中η表示組合短柱相對于鋼管和未約束UHPC軸壓承載力簡單疊加(Nco＋Ns)的提高程度，其表達式如式(1)所示．

表5 試件軸壓承載力Tab.5 Axial bearing capacities of specimens

從表5中可看出，在CFRP、UHPC和鋼管的協(xié)同工作下，各個組合短柱的軸壓承載力均明顯高于鋼管與未約束UHPC簡單疊加的軸壓承載力，最大提高幅度可達81%，可見CFRP-UHPC-鋼管組合短柱的組合形式充分發(fā)揮了UHPC的抗壓性能、CFRP的抗拉性能以及鋼管的抗壓性能，使組合短柱的軸壓承載力明顯高于各個材料的簡單疊加．此外可看出，空心率和鋼管厚度相同時，隨著CFRP厚度的增加，組合短柱的軸壓承載力明顯提高．

3 約束UHPC軸壓性能影響因素分析

對于CFRP-UHPC-鋼管組合短柱，要想得到柱內UHPC的軸向應力-應變曲線，需要將鋼管在組合短柱中所受軸向荷載剔除．因此，在計算柱內UHPC軸向應力和軸向應變時，采取以下方法．

(1)彈性階段，內層鋼管的軸向應力取內層鋼管軸向應變實測值與其彈性模量的乘積；塑性階段，內層鋼管的軸向應力近似為表4中鋼管屈服強度實測值，因此本文用表4中鋼管屈服強度實測值來作為鋼管塑性階段的軸向應力，于是，內層鋼管軸向應力與其橫截面面積的乘積即為內層鋼管所受軸向荷載；然后用組合短柱所受軸向荷載實測值減去內層鋼管所受軸向荷載即為柱內UHPC所受軸向荷載，于是，柱內UHPC所受軸向荷載與其橫截面面積的比值即為柱內UHPC軸向應力．

(2)柱內UHPC軸向應變?yōu)?個位移計傳感器所測位移平均值與其標距的比值．通過上述計算方法就可得到所有組合短柱內約束UHPC的軸向應力-應變曲線，如圖6～圖8所示．

下面重點分析CFRP厚度、空心率、鋼管厚度對組合短柱中約束UHPC軸壓性能的影響．

3.1 CFRP厚度

僅CFRP厚度不同，對比CFRP厚度對約束UHPC軸壓性能的影響．由圖6可看出，與未被CFRP約束的UHPC相比，組合短柱中約束UHPC具有更高的抗壓強度和極限應變．CFRP對約束UHPC軸向應力-應變曲線彈性上升階段影響較小，對彈性上升階段后的塑性上升階段影響顯著，這是因為加載初期UHPC橫向變形較小，CFRP約束作用不明顯，之后UHPC膨脹變形，CFRP的約束作用被完全激發(fā)，使UHPC三向受壓顯著．由于2層CFRP約束較小，柱內UHPC的抗壓強度提高幅度不大，但極限應變提高明顯．3層CFRP和5層CFRP對柱內UHPC的約束作用明顯增強，柱內UHPC的抗壓強度和極限應變顯著提高．此外，隨著CFRP厚度的增加，可以緩解甚至避免約束UHPC形成主裂縫后的應力下降或應力波動．可見，其他條件相同時，隨著CFRP厚度的增加，組合短柱約束UHPC的抗壓強度和極限應變均有不同程度的提高．

圖6 僅CFRP厚度不同的試件約束UHPC軸向應力-應變曲線Fig.6 Axial stress-train curves of confined UHPC in specimens with different CFRP thicknesses

3.2 空心率

僅空心率不同，對比空心率對約束UHPC軸壓性能的影響．圖7為φ28-D42-T4-F2、φ50-D76-T4-F2和φ76-D114-T4-F2 3種試件UHPC軸向應力-應變曲線，3種試件的空心率分別為0.28、0.50和0.76．由圖7可知，雖然φ28-D42-T4-F2比φ50-D76-T4-F2的空心率小，但二者約束UHPC軸向應力-應變曲線很接近，二者約束UHPC抗壓強度平均值分別為125.8MPa、128.0MPa，極限應變平均值分別為0.0101、0.0103，幾乎相同．可見，空心率較小(φ＝0.28和φ＝0.50)時，空心率對約束UHPC的抗壓強度和極限應變影響很?。畬τ诳招穆蕿?.76的試件φ76-D114-T4-F2，其約束UHPC的軸向應力-應變曲線與φ28-D42-T4-F2、φ50-D76-T4-F2有所不同，前者約束UHPC軸向應力-應變曲線在UHPC產生主裂縫后應力下降或應力波動幅度明顯小于后兩者，這是由于φ76-D114-T4-F2試件的空心率較大，UHPC對軸向荷載的貢獻較小導致的．φ76-D114-T4-F2的平均抗壓強度為124.3MPa，平均極限應變?yōu)?.0121，與空心率較小的兩個試件φ28-D42-T4-F2和φ50-D76-T4-F2相比，抗壓強度幾乎相同，但極限應變提高明顯，提高程度分別為19.8%和17.5%．可見，空心率較大(φ＝0.76)時，空心率對約束UHPC的影響較大，UHPC產生主裂縫后的應力下降或應力波動幅度明顯減小，UHPC極限應變明顯提高．

圖7 僅空心率不同的試件約束UHPC軸向應力-應變曲線Fig.7 Axial stress-strain curves of confinedUHPC in specimens with different void ratios

3.3 鋼管厚度

僅鋼管厚度不同，對比鋼管厚度對約束UHPC軸壓性能的影響．空心率為0.50、CFRP為2層，鋼管厚度分別為4mm、5mm和6mm的CFRP-UHPC-鋼管組合短柱UHPC軸向應力-應變曲線如圖8(a)、(b)所示；空心率為0.50、CFRP為5層，鋼管厚度分別為4mm、5mm和6mm的CFRP-UHPC-鋼管組合短柱UHPC軸向應力-軸向應變關系曲線如圖8(c)、(d)所示．由圖8可看出，雖然每個對比組內各個試件的鋼管厚度不同，但約束UHPC軸向應力-應變曲線很接近．可見，鋼管厚度對約束UHPC軸壓應力-應變曲線、抗壓強度和極限應變影響很?。?/p>

圖8 僅鋼管厚度不同的試件約束UHPC軸向應力-應變曲線Fig.8 Axial stress-strain curves of confined UHPC in specimens with different steel tube thicknesses

4 軸壓承載力計算

圖9為CFRP-UHPC-鋼管組合短柱受力模型．

由圖9(a)外層CFRP受力平衡可得

式中：fσr為CFRP所受徑向應力；fθσ為CFRP所受環(huán)向應力；tf為CFRP厚度；Df為CFRP內徑．

圖9 CFRP-UHPC-鋼管組合短柱受力模型Fig.9 Mechanical model of CFRP-UHPC-steel tube composite short columns

組合短柱達到極限承載力時，CFRP斷裂，CFRP達到受拉極限狀態(tài)，此時CFRP所受環(huán)向應力達到CFRP的抗拉強度，即 fθσ＝ff，ff為CFRP的抗拉強度，于是有

組合短柱中UHPC處于三向受壓狀態(tài)，根據(jù)雙剪統(tǒng)一強度理論[18]，約束UHPC的抗壓強度表達式為

式中：fcc為約束UHPC的抗壓強度；fco為未約束UHPC抗壓強度；K為側壓系數(shù)；cσr為約束UHPC側向壓應力．

由前述試驗分析可知鋼管對UHPC的約束作用很小，相較于外層CFRP對UHPC的約束作用可忽略不計，因此在軸壓承載力計算時可忽略鋼管對UHPC的約束作用，UHPC的側向壓應力全部由CFRP提供，即σrc=σrf，于是，由式(3)、式(4)可得約束UHPC的抗壓強度為

由于CFRP在組合短柱中只承受環(huán)向受拉作用，因此不考慮CFRP的軸向承載力，組合短柱的軸壓承載力是由約束UHPC和鋼管共同提供，因此，組合短柱的軸壓承載力計算公式為

式中：Ac為UHPC的橫截面面積；fy為鋼管屈服強度；Ds為鋼管外徑；As為鋼管的橫截面面積．

經擬合，得到K＝2.6，將其代入式(6)，可得各個試件的軸壓承載力，其計算結果見表6．軸壓承載力計算值與試驗值比值的平均值為1.010，方差為0.0043，變異系數(shù)為6.49%，計算值與試驗值吻合良好．

表6 軸壓承載力計算值與試驗值的比較Tab.6 Comparison of calculated values and test values of axial bearing capacities

5 結 論

通過CFRP-UHPC-鋼管組合短柱軸壓性能試驗，得到以下結論：

(1) CFRP-UHPC-鋼管組合短柱的組合形式充分發(fā)揮了UHPC的抗壓性能、CFRP的抗拉性能以及鋼管的抗壓性能，使組合短柱的軸壓承載力明顯高于各個材料的簡單疊加．

(2) 隨著CFRP厚度的增加，約束UHPC抗壓強度和極限應變均有不同程度提高，組合短柱的軸壓承載力提高明顯．

(3) 空心率較小(φ＝0.28和φ＝0.50)時，空心率對約束UHPC的抗壓強度和極限應變影響不顯著；空心率較大(φ＝0.76)時，極限應變明顯提高．

(4) 鋼管厚度對約束UHPC軸壓應力-應變曲線、抗壓強度和極限應變影響很小．

(5) 各個影響因素對約束UHPC軸壓性能影響程度排序為：CFRP厚度＞空心率＞鋼管厚度．

(6) 基于雙剪統(tǒng)一強度理論建立的組合短柱軸壓承載力計算公式，其計算值與試驗值吻合良好，可供工程應用參考．