繆坤廷 魏 洋 王高飛 董峰輝 鄭開啟

(南京林業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京 210037)

在經(jīng)濟(jì)全球化歷史進(jìn)程中，海洋的戰(zhàn)略地位日益凸顯，全球沿海地區(qū)的基礎(chǔ)建設(shè)進(jìn)入一個(gè)新的高潮。針對(duì)海洋資源的開發(fā)與研究也愈發(fā)深入，尤其是海水和海沙資源。利用海水和海沙澆筑的混凝土，可以緩解淡水和河沙資源的短缺問題，且能夠大大減少沿海地區(qū)基礎(chǔ)建設(shè)的運(yùn)輸成本，有效縮短工期。海水海沙混凝土的力學(xué)性能與淡水和河沙澆制的混凝土幾乎沒有差別[1-4]，但是，海水海沙混凝土中的氯離子會(huì)對(duì)鋼材產(chǎn)生腐蝕，降低結(jié)構(gòu)的耐久性，因此，為了能使海水海沙混凝土在工程實(shí)際中廣泛運(yùn)用，氯離子的腐蝕問題必須解決。纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP)由于其耐腐蝕性、輕質(zhì)高強(qiáng)性，已經(jīng)被許多學(xué)者應(yīng)用于結(jié)構(gòu)加固中[5-8]。但是FRP的延性較差，達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，往往會(huì)發(fā)生脆性破壞。

鋼管混凝土構(gòu)件早在20世紀(jì)60年代就已經(jīng)被應(yīng)用于建筑、橋梁等工程中，實(shí)際工程表明，鋼管混凝土構(gòu)件可以有效提高結(jié)構(gòu)的承載力和延性，具有較好的耗能能力。因此，國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鋼管、FRP和海水海沙混凝土的組合構(gòu)件進(jìn)行了一系列研究[9-14]。Ding等[10]研究了CFRP-鋼復(fù)合管約束混凝土短柱在軸壓試驗(yàn)中的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，并提出了針對(duì)此類構(gòu)件的承載力計(jì)算模型；魏洋等[11]對(duì)矩形FRP-鋼復(fù)合管混凝土短柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)研究，結(jié)果表明FRP約束能夠延緩和抑制鋼管的局部屈曲，有效提高構(gòu)件的承載力和延性；Choi等[12]通過有限元分析，提出了一個(gè)可以較為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)CFRP約束鋼管混凝土柱在軸壓試驗(yàn)下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的分析模型。

為滿足工程結(jié)構(gòu)更高、更大跨度的實(shí)際需求，獲得更高的承載能力及更好的綜合性能，國內(nèi)外學(xué)者提出了新型的FRP、鋼管和混凝土的復(fù)合構(gòu)件[15-25]。Teng等[17]在2007年提出了一種新型FRP-混凝土-鋼管空心組合圓柱，該構(gòu)件由FRP管作為外管，鋼管作為內(nèi)管，內(nèi)外管間填充混凝土制成。試驗(yàn)結(jié)果表明，這種構(gòu)件具有優(yōu)異的抗壓性能和延性；李幗昌等[18]對(duì)內(nèi)置CFRP圓管的方鋼管高強(qiáng)混凝土短柱軸壓承載力計(jì)算方法進(jìn)行了研究，并通過回歸分析得到了其軸壓承載力計(jì)算初探公式；陶毅等[19]對(duì)內(nèi)置FRP約束混凝土的方鋼管混凝土進(jìn)行了研究，試驗(yàn)結(jié)果表明，內(nèi)部的FRP約束混凝土改善了方鋼管對(duì)混凝土的不均勻約束作用；Long等[21]對(duì)內(nèi)置FRP圓管的鋼管混凝土柱進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，內(nèi)部的FRP管可以提高構(gòu)件的承載力和延性。

因此，考慮到FRP優(yōu)越的耐腐蝕性和鋼管混凝土構(gòu)件優(yōu)異的承載性能和延性，為了將海水海沙混凝土更好地應(yīng)用于工程實(shí)際，在上述構(gòu)件的基礎(chǔ)上，本文提出一種新型內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱，即由外側(cè)鋼管、內(nèi)部三根CFRP管、夾層混凝土(普通混凝土)和核心混凝土(海水海沙混凝土)構(gòu)成。此新型柱作為建筑物的結(jié)構(gòu)柱或橋梁結(jié)構(gòu)的墩柱，能夠避免梁柱節(jié)點(diǎn)連接問題，并最大程度利用海水海沙資源。與普通鋼管混凝土結(jié)構(gòu)相比，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱更有利于沿海地區(qū)海水海沙資源的直接使用，也可以用于預(yù)制CFRP管海水海沙混凝土與現(xiàn)澆普通混凝土結(jié)構(gòu)的組合結(jié)構(gòu)。其主要優(yōu)勢(shì)包括：鋼管本身可以作為混凝土澆筑的模板，施工便利；內(nèi)部的CFRP管可以有效保護(hù)外側(cè)鋼管，使其免于受到海水海沙混凝土中的氯離子的侵蝕；鋼筋、鋼筋籠等易腐蝕的鋼構(gòu)件可以設(shè)置在夾層普通混凝土中，更能滿足高層建筑、大跨徑橋梁的橋墩等復(fù)雜工程中的設(shè)計(jì)要求；海水與海沙的應(yīng)用，可以極大地緩解淡水和河沙的資源緊張問題；內(nèi)部的CFRP管極大地提高了構(gòu)件的承載力，并且內(nèi)部CFRP管并非同時(shí)破壞，在其中一根CFRP管破壞后，其余的CFRP管仍然可以繼續(xù)提供約束，體現(xiàn)了構(gòu)件良好的延性；CFRP管和鋼管對(duì)于核心混凝土提供了雙重約束，從而也在一定程度上提高了構(gòu)件的抗震性能。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

在本試驗(yàn)中，總共制作了12個(gè)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱試件和4個(gè)普通鋼管混凝土柱試件。16個(gè)試件的高度H均為477 mm，外徑D均為159 mm，鋼管厚度為4.5，6.0 mm。主要變化參數(shù)為鋼管厚度(4.5，6.0 mm)及CFRP管的層數(shù)(2，3，4層)，試件的具體參數(shù)見表1，試件示意如圖1所示。

表1 試件的軸壓試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Axial compression test results of all specimens

a—立體圖； b—截面圖。圖1 內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱示意Fig.1 Schematic diagrams of double-tube seawater and sea sand concrete columns with built-in CFRP tubes

內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的制作流程包括CFRP管的制作與固定、鋼管處理與固定、混凝土澆筑與養(yǎng)護(hù)及應(yīng)變片粘貼等步驟。

CFRP管制作與固定的具體工藝如下：1)將CFRP布裁剪至設(shè)計(jì)長(zhǎng)度和寬度備用；2)使裁剪好的CFRP布充分浸漬環(huán)氧樹脂膠，粘貼至貼有油漆薄膜的PVC管外側(cè)，并沿纏繞方向來回?cái)D壓使其密貼；3)將纏繞完成的PVC管放置在室內(nèi)通風(fēng)的環(huán)境下養(yǎng)護(hù)1～2天后，進(jìn)行脫模即形成CFRP管；4)在CFRP管外側(cè)粘貼應(yīng)變片，并在應(yīng)變片表面涂抹一層薄薄的硅膠，隨后將CFRP管用熱熔膠固定在底部模板上。

鋼管處理與固定的具體工藝如下：1)為了使CFRP管表面的應(yīng)變片引線可以伸出來，在鋼管端部切割出兩個(gè)V型槽口；2)將鋼管用熱熔膠固定在底部模板上，并涂抹玻璃膠防止漏漿。需要注意的是，由于在鋼管端部開了兩個(gè)V型槽口，為了防止受壓時(shí)試件的端部提前破壞，需要對(duì)鋼管端部進(jìn)行加固處理，即將寬度為30 mm的CFRP布浸漬環(huán)氧樹脂膠后，纏繞在試件上下兩端。

在進(jìn)行混凝土澆筑時(shí)，由于CFRP管與鋼管之間的間距較小，因此采用小管徑的振搗棒進(jìn)行振搗。同時(shí)，為了便于試件制作與試驗(yàn)結(jié)果分析，減少試驗(yàn)誤差，CFRP管與鋼管之間的普通混凝土?xí)河煤ＫＩ郴炷链?，由于試?yàn)周期較短，可忽略海水海沙混凝土對(duì)鋼管的腐蝕。為了論述方便，采用夾層混凝土標(biāo)示CFRP管與鋼管之間的混凝土，以核心混凝土標(biāo)示CFRP管內(nèi)海水海沙混凝土。

為了減少試驗(yàn)誤差對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響，相同參數(shù)的試件都制作了兩個(gè)，以“-1”和“-2”區(qū)別。各試件的命名規(guī)則如下：以“T4.5G45C2-1”為例，T4.5G45C2-1代表鋼管厚度為4.5 mm，內(nèi)部CFRP管的外徑為45 mm，CFRP管層數(shù)為兩層的內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱第一個(gè)試件?！癟4.5N-1”代表鋼管厚度為4.5 mm的普通鋼管混凝土柱第一個(gè)試件。

1.2 材料性能試驗(yàn)

CFRP和鋼管的材料性能均通過對(duì)標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)所得，CFRP的極限拉伸強(qiáng)度ff為3 475.9 MPa，極限拉伸應(yīng)變?chǔ)舊為1.43%；厚度為4.5 mm的鋼管的屈服強(qiáng)度fy為317.6 MPa；厚度為6.0 mm的鋼管的屈服強(qiáng)度fy為325.4 MPa。CFRP及鋼管的詳細(xì)材料性能見表2。為了簡(jiǎn)化試件制作，減小試驗(yàn)誤差，試驗(yàn)中采用的普通混凝土均用海水海沙混凝土代替。海水海沙混凝土的抗壓強(qiáng)度通過對(duì)6個(gè)直徑為150 mm、高度為300 mm的海水海沙混凝土圓柱體試件的軸壓試驗(yàn)獲得，平均抗壓強(qiáng)度為31.4 MPa。

表2 CFRP和鋼管力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of CFRP and steel tubes

1.3 試驗(yàn)加載及測(cè)量裝置

本試驗(yàn)所采用的加載機(jī)器為300 t高剛度巖石混凝土試驗(yàn)機(jī)(圖3a)。加載方式為全截面受壓。在正式加載前，采用試驗(yàn)力控制對(duì)試件進(jìn)行3次預(yù)壓，以消除試件與試驗(yàn)機(jī)之間的間隙。試驗(yàn)正式加載采用位移控制，全程采用0.5 mm/min的速率，當(dāng)試件變形達(dá)到40 mm左右或者超出測(cè)量裝置的量程時(shí)，停止試驗(yàn)。試驗(yàn)的測(cè)量裝置如圖3b所示。試件中部的應(yīng)變由對(duì)稱粘貼在試件中部的4對(duì)縱向應(yīng)變片和橫向應(yīng)變片測(cè)得，同時(shí)，在內(nèi)部的1根CFRP管中部粘貼了2對(duì)縱向應(yīng)變片和橫向應(yīng)變片，用來研究CFRP管在軸壓狀態(tài)下的力學(xué)性能。試件整體的變形由試件兩側(cè)的普通電測(cè)位移計(jì)測(cè)得，試件中部沿高度方向360 mm范圍內(nèi)的變形由布置在兩側(cè)的激光位移計(jì)測(cè)得。試驗(yàn)數(shù)據(jù)由TDS-530數(shù)據(jù)采集儀記錄。

a—試驗(yàn)加載裝置； b—測(cè)量裝置。圖3 軸壓試驗(yàn)加載及測(cè)量裝置Fig.3 Axial compression test loading and measuring device

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 普通鋼管混凝土柱軸壓試驗(yàn)現(xiàn)象

普通鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)如圖4所示。普通鋼管混凝土試件的破壞過程主要分為兩個(gè)階段。在第一個(gè)階段中，試件表面沒有明顯變化，荷載增加較快；在第二個(gè)階段中，隨著荷載的增大，鋼管出現(xiàn)屈服現(xiàn)象，試件中部向外凸起，隨著繼續(xù)加載，試件中部的鼓曲越來越明顯，并且試件的上部或者下部也出現(xiàn)鼓曲，但是沒有試件中部的鼓曲明顯。

a—T4.5N-1； b—T4.5N-2； c—T6.0N-1。圖4 普通鋼管混凝土柱試件破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of concrete-filled circular steel tube columns

2.2 內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱軸壓試驗(yàn)現(xiàn)象

內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱破壞形態(tài)如圖5所示。內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱破壞形態(tài)可以分為四個(gè)階段。

a—T4.5G45C2-1； b—T4.5G45C3-2； c—T4.5G45C4-2； d—T6.0G45C2-2； e—T6.0G45C3-2； f—T6.0G45C4-2。圖5 內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of double-tube seawater and sea sand concrete columns with built-in CFRP tubes

第一個(gè)階段中，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱破壞形態(tài)與普通鋼管混凝土柱的破壞形態(tài)相似，均無明顯變化；第二個(gè)階段為鋼管屈服階段，在這個(gè)階段中，荷載增加減緩，但是試件表面仍然沒有明顯的變化；第三個(gè)階段為試件破壞階段，隨著荷載的增加，試件兩端的CFRP出現(xiàn)輕微的斷裂，尤其是有V型槽的一端。承載力達(dá)到最大值時(shí)，試件內(nèi)部的CFRP管發(fā)出明顯的斷裂聲，聲音比較沉悶，承載力突降，并且試件中部出現(xiàn)輕微的鼓曲；第四個(gè)階段為破壞后的殘余階段，在這個(gè)階段中，試件中部的鼓曲更加明顯，并且試件的上部或者下部也會(huì)出現(xiàn)鼓曲，與普通鋼管混凝土一樣，試件兩端的鼓曲較輕微。值得注意的是，在第四階段中，試件內(nèi)部的CFRP管會(huì)有2～3次的斷裂，體現(xiàn)了這種構(gòu)件破壞是一個(gè)漸進(jìn)的過程，荷載逐漸減小，展現(xiàn)出更加優(yōu)越的延性性能。并且，從圖4和圖5中可以看出，鋼管厚度為4.5 mm的試件的破壞比鋼管厚度為6.0 mm的試件的破壞更加明顯。

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 承載力-應(yīng)變曲線

3.1.1承載力-整體縱向應(yīng)變曲線

圖6給出了普通鋼管混凝土柱和內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線。曲線的縱坐標(biāo)為縱向荷載，橫坐標(biāo)為構(gòu)件的整體縱向應(yīng)變，其中初始階段的縱向應(yīng)變由應(yīng)變片測(cè)得，初始階段之后的縱向應(yīng)變由普通電測(cè)位移計(jì)測(cè)量并進(jìn)行數(shù)據(jù)計(jì)算所得。如圖6a、b所示，普通鋼管混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線主要分為3個(gè)階段：彈性階段、過渡階段和殘余階段。如圖6c～h所示，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線主要分為4個(gè)階段：彈性階段(第1個(gè)線性增長(zhǎng)階段)、過渡階段、強(qiáng)化階段(第2個(gè)線性增長(zhǎng)階段)和殘余階段。在彈性階段，鋼管厚度相同的普通鋼管混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線和內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線幾乎一致，說明在彈性階段，主要是鋼管發(fā)揮約束作用，CFRP管的作用不明顯；隨著荷載增加，普通鋼管混凝土柱率先進(jìn)入過渡階段，在這個(gè)階段，普通鋼管混凝土柱和內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載增速均變緩，普通鋼管混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線開始進(jìn)入平臺(tái)階段，而內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載-應(yīng)變曲線開始進(jìn)入第二個(gè)線性增長(zhǎng)階段，在這個(gè)階段，主要由CFRP管提供約束，且CFRP管層數(shù)越大，強(qiáng)化階段的斜率越大；達(dá)到極限荷載后，試件內(nèi)部的CFRP管斷裂，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載突降，荷載-應(yīng)變曲線進(jìn)入殘余階段，在殘余階段，荷載并沒有一直下降，反而會(huì)有較為緩慢的增長(zhǎng)，并且內(nèi)部的CFRP管會(huì)有2～3次的斷裂，荷載-應(yīng)變曲線也會(huì)有相應(yīng)的突降。

a—T4.5N系列； b—T6.0N系列； c—T4.5G45C2系列； d—T4.5G45C3系列； e—T4.5G45C4系列； f—T6.0G45C2系列； g—T6.0G45C3系列； h—T6.0G45C4系列。圖6 試件的荷載-整體縱向應(yīng)變曲線Fig.6 Relations between load and overall longitudinal strain of specimens

3.1.2荷載-CFRP管/整體縱向應(yīng)變曲線對(duì)比

圖7展示了部分試件的荷載-CFRP管/整體縱向應(yīng)變曲線的對(duì)比，由于CFRP管外表面所粘貼的應(yīng)變片在混凝土澆筑、振搗過程中極易發(fā)生損壞，因此僅篩選出部分較為完整的試件曲線。內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載-CFRP管縱向應(yīng)變曲線與荷載-整體縱向應(yīng)變曲線相似，同樣可以分為四個(gè)階段，包括彈性階段、過渡階段、線性強(qiáng)化階段和殘余階段。當(dāng)荷載達(dá)到極限值時(shí)，荷載-整體縱向應(yīng)變曲線發(fā)生突降，而此時(shí)部分粘貼在CFRP管的應(yīng)變片損壞，大多數(shù)荷載-CFRP管縱向應(yīng)變曲線發(fā)生中斷，其余未發(fā)生中斷的荷載-CFRP管縱向應(yīng)變曲線與荷載-整體縱向應(yīng)變曲線同步發(fā)生突降，證明了試件破壞時(shí)的沉悶的斷裂聲是由于CFRP管的破壞產(chǎn)生的。

a—T4.5G45C2-1； b—T4.5G45C3-2； c—T6.0G45C2-1。圖7 試件的荷載-CFRP管縱向應(yīng)變曲線Fig.7 Relations between load and longitudinal strain of CFRP tube specimens

3.2 參數(shù)化分析

圖8為CFRP管層數(shù)和鋼管厚度的變化對(duì)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變的影響。

a—極限應(yīng)力； b—極限應(yīng)變。圖8 試驗(yàn)結(jié)果參數(shù)化分析Fig.8 Parametric analysis of axial compression test results

3.2.1CFRP管層數(shù)的影響

由圖8a和圖8b可以看出，隨著CFRP管層數(shù)的增加，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變都有明顯的提高。

對(duì)于T4.5G45系列的試件，CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)力較CFRP管層數(shù)為2層的試件的極限應(yīng)力提高了8.8%，CFRP管層數(shù)為4層的試件的極限應(yīng)力較CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)力提高了8.7%。對(duì)于T6.0G45系列的試件，CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)力較CFRP管層數(shù)為2層的試件的極限應(yīng)力提高了9.3%，CFRP管層數(shù)為4層的試件的極限應(yīng)力較CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)力提高了3.9%。并且，值得注意的是，隨著層數(shù)的增加，試件極限應(yīng)力的提高幅度會(huì)減小。

對(duì)于T4.5G45系列的試件，CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)變較CFRP管層數(shù)為2層的試件的極限應(yīng)變提高了9.6%，CFRP管層數(shù)為4層的試件的極限應(yīng)變較CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)變提高了12.9%。對(duì)于T6.0G45系列的試件，CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)變較CFRP管層數(shù)為2層的試件的極限應(yīng)變提高了11.6%，CFRP管層數(shù)為4層的試件的極限應(yīng)變較CFRP管層數(shù)為3層的試件的極限應(yīng)變提高了1.4%。

3.2.2鋼管厚度的影響

由圖8a和圖8b可以看出，隨著鋼管厚度的提高，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變均有明顯的提高。

試驗(yàn)所設(shè)計(jì)的鋼管厚度包括4.5 mm和6.0 mm。對(duì)于CFRP管層數(shù)為2層的系列，隨著鋼管厚度的增加，試件的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變分別提高了22.3%和22.4%；對(duì)于CFRP管層數(shù)為3層的系列，隨著鋼管厚度的增加，試件的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變分別提高了22.9%和24.6%；對(duì)于CFRP管層數(shù)為4層的系列，隨著鋼管厚度的增加，試件的極限應(yīng)力和極限應(yīng)變分別提高了17.5%和11.9%。

鋼管厚度的增加對(duì)試件的初始剛度(即荷載-應(yīng)變曲線在彈性階段的斜率)提升更顯著，說明彈性階段的約束作用主要由鋼管提供。

4 承載力計(jì)算模型

4.1 基本假定

相關(guān)研究表明，內(nèi)管的布置方式對(duì)于構(gòu)件整體的性能幾乎沒有影響，構(gòu)件整體的性能僅僅與內(nèi)管的約束面積有關(guān)[26-27]。因此，對(duì)于本文內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱，將其歸一化處理，即對(duì)內(nèi)置n根CFRP管的試件，按照面積等效的方法處理為內(nèi)置1根CFRP管的試件，如圖9所示。歸一化處理前后CFRP管管徑的關(guān)系如下：

圖9 內(nèi)部CFRP管歸一化處理示意Fig.9 The schematic diagram of normalized treatment of built-in CFRP tubes

(1)

式中：Df和D′f分別為歸一化處理前后的CFRP管的管徑；n為CFRP管的個(gè)數(shù)。

內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的承載力主要由A區(qū)和B區(qū)兩個(gè)部分組成。A區(qū)為夾層混凝土(普通混凝土)在鋼管約束下的承載力加上鋼管的承載力，B區(qū)為核心混凝土(海水海沙混凝土)在鋼管和CFRP管共同約束下的承載力，如圖10所示。

圖10 內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱承載力分解Fig.10 The decomposition diagram of bearing capacity of double-tube seawater and sea sand concrete columns with built-in CFRP tubes

4.2 現(xiàn)有模型評(píng)估

潘雷通過對(duì)7根鋼管內(nèi)置CFRP約束高強(qiáng)度混凝土組合短柱的軸壓試驗(yàn)結(jié)果的分析，認(rèn)為內(nèi)置CFRP管的鋼管混凝土柱的極限承載力由夾層混凝土在鋼管約束下的承載力和核心混凝土在CFRP管約束下的承載力相加而得[15]：

Nu=NA+NB

(2)

B1=0.1759fy/235+0.974

C1=-0.1038fco,sw/20+0.0309

C2=-0.1038fco,co/20+0.0309

式中：Nu為內(nèi)置CFRP管的鋼管混凝土柱的極限承載力；NA為夾層混凝土的極限承載力；NB為核心混凝土的極限承載力；ξs和ξf分別為鋼管和CFRP的套箍系數(shù)；As為鋼管的橫截面積；Af為CFRP管的橫截面積；Ac,sw為夾層混凝土的橫截面積；Acs,sw為夾層混凝土的橫截面積加上鋼管的橫截面積；Ac,co為核心混凝土的橫截面積；Acf,co為核心混凝土的橫截面積加上CFRP管的橫截面積；fco,sw為夾層混凝土的抗壓強(qiáng)度；fco,co為核心混凝土的抗壓強(qiáng)度。

圖11給出了文獻(xiàn)[15]的模型所得出的計(jì)算值與實(shí)際試驗(yàn)值的對(duì)比點(diǎn)陣圖。模型計(jì)算值與試驗(yàn)值之比的平均值為0.79，標(biāo)準(zhǔn)差為6.3%，平均絕對(duì)誤差為5.5%，說明文獻(xiàn)[15]的模型對(duì)于本文中的試件承載力預(yù)測(cè)過于保守。主要原因是該模型認(rèn)為鋼管僅為夾層混凝土提供約束作用，從而忽略了鋼管對(duì)于核心混凝土的約束作用。

圖11 文獻(xiàn)[15]的模型驗(yàn)證Fig.11 Evaluation of model in reference [15]

4.3 模型提出

針對(duì)無內(nèi)管的普通CFRP-鋼復(fù)合管約束混凝土柱的承載力，Wei等[16]提出以下計(jì)算方法：

N=(1+1.27ξs+1.28ξf)Acsffco

(3)

式中：N為普通CFRP-鋼復(fù)合管約束混凝土柱的軸壓承載力；ξs和ξf分別為鋼管和CFRP的套箍系數(shù)；Acsf為試件的橫截面面積；fco為素混凝土的抗壓強(qiáng)度。

內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限承載力主要由兩部分構(gòu)成，即夾層混凝土在鋼管約束下的極限強(qiáng)度，核心混凝土在鋼管和CFRP管共同約束下的極限強(qiáng)度。因此，參考CFRP-鋼復(fù)合管約束混凝土柱的承載力計(jì)算方法，結(jié)合內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的工作機(jī)理，本文將內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱構(gòu)件的混凝土分為A區(qū)夾層混凝土和B區(qū)核心混凝土兩個(gè)區(qū)域，兩個(gè)區(qū)域的混凝土根據(jù)其所受約束狀態(tài)，相應(yīng)承載力可以分別計(jì)算疊加：

Nu=NA+NB

(4)

A區(qū)夾層混凝土(普通混凝土)僅僅受到外部鋼管的作用，其承載力為：

NA=(1+1.27ξs)Acs,swfco,sw

(5)

B區(qū)核心混凝土同時(shí)受到外部鋼管和內(nèi)部等效CFRP管的作用，其承載力為：

NB=(1+1.27ξs+1.28ξf)Acf,cofco,co

(6)

式中參數(shù)的含義與前文一致。

上述計(jì)算模型可以通過理論計(jì)算值與試驗(yàn)值的比值的平均值、標(biāo)準(zhǔn)差和平均絕對(duì)誤差等指標(biāo)進(jìn)行評(píng)估。由圖12可知，上述計(jì)算模型計(jì)算值與試驗(yàn)值的比值的平均值為0.98，標(biāo)準(zhǔn)差為3.3%，平均絕對(duì)誤差為2.5%，說明上述模型可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限承載力，并且具有通用性。

圖12 極限承載力模型預(yù)測(cè)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.12 Comparisons between the results predicted by ultimate load model and test results

5 結(jié)束語

1)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱通過在試件內(nèi)部設(shè)置CFRP管，有效提升了整體構(gòu)件的極限承載力和變形能力。

2)普通鋼管混凝土柱和內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的破壞形態(tài)均為試件中部的鼓曲破壞。同時(shí)，內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的破壞往往伴隨著其內(nèi)部CFRP管的破壞，其余CFRP管仍然提供約束直至破壞。

3)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的荷載-整體縱向應(yīng)變曲線主要分為四個(gè)階段。彈性階段的斜率即試件的初始剛度，與鋼管厚度成正比，強(qiáng)化階段的斜率即試件的二次剛度，與CFRP管層數(shù)相關(guān)。

4)CFRP管層數(shù)的增加和鋼管厚度的增加對(duì)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的軸壓極限承載力和極限應(yīng)變均有顯著的提高。

5)基于面積等效和區(qū)域分割的方法，提出了內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限承載力計(jì)算式，評(píng)估結(jié)果表明，該理論式可以較為精確地預(yù)測(cè)內(nèi)置CFRP管的雙管海水海沙混凝土柱的極限承載力。