缪坤廷 魏 洋 王高飞 董峰辉 郑开启
(南京林业大学土木工程学院， 南京 210037)
在经济全球化历史进程中，海洋的战略地位日益凸显，全球沿海地区的基础建设进入一个新的高潮。针对海洋资源的开发与研究也愈发深入，尤其是海水和海沙资源。利用海水和海沙浇筑的混凝土，可以缓解淡水和河沙资源的短缺问题，且能够大大减少沿海地区基础建设的运输成本，有效缩短工期。海水海沙混凝土的力学性能与淡水和河沙浇制的混凝土几乎没有差别[1-4]，但是，海水海沙混凝土中的氯离子会对钢材产生腐蚀，降低结构的耐久性，因此，为了能使海水海沙混凝土在工程实际中广泛运用，氯离子的腐蚀问题必须解决。纤维增强复合材料(Fiber Reinforced Polymer，FRP)由于其耐腐蚀性、轻质高强性，已经被许多学者应用于结构加固中[5-8]。但是FRP的延性较差，达到极限状态时，往往会发生脆性破坏。
钢管混凝土构件早在20世纪60年代就已经被应用于建筑、桥梁等工程中，实际工程表明，钢管混凝土构件可以有效提高结构的承载力和延性，具有较好的耗能能力。因此，国内外学者针对钢管、FRP和海水海沙混凝土的组合构件进行了一系列研究[9-14]。Ding等[10]研究了CFRP-钢复合管约束混凝土短柱在轴压试验中的应力应变关系，并提出了针对此类构件的承载力计算模型；
魏洋等[11]对矩形FRP-钢复合管混凝土短柱进行了轴压试验研究，结果表明FRP约束能够延缓和抑制钢管的局部屈曲，有效提高构件的承载力和延性；
Choi等[12]通过有限元分析，提出了一个可以较为准确预测CFRP约束钢管混凝土柱在轴压试验下的应力应变关系的分析模型。
为满足工程结构更高、更大跨度的实际需求，获得更高的承载能力及更好的综合性能，国内外学者提出了新型的FRP、钢管和混凝土的复合构件[15-25]。Teng等[17]在2007年提出了一种新型FRP-混凝土-钢管空心组合圆柱，该构件由FRP管作为外管，钢管作为内管，内外管间填充混凝土制成。试验结果表明，这种构件具有优异的抗压性能和延性；
李帼昌等[18]对内置CFRP圆管的方钢管高强混凝土短柱轴压承载力计算方法进行了研究，并通过回归分析得到了其轴压承载力计算初探公式；
陶毅等[19]对内置FRP约束混凝土的方钢管混凝土进行了研究，试验结果表明，内部的FRP约束混凝土改善了方钢管对混凝土的不均匀约束作用；
Long等[21]对内置FRP圆管的钢管混凝土柱进行了轴压试验，试验结果表明，内部的FRP管可以提高构件的承载力和延性。
因此，考虑到FRP优越的耐腐蚀性和钢管混凝土构件优异的承载性能和延性，为了将海水海沙混凝土更好地应用于工程实际，在上述构件的基础上，本文提出一种新型内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱，即由外侧钢管、内部三根CFRP管、夹层混凝土(普通混凝土)和核心混凝土(海水海沙混凝土)构成。此新型柱作为建筑物的结构柱或桥梁结构的墩柱，能够避免梁柱节点连接问题，并最大程度利用海水海沙资源。与普通钢管混凝土结构相比，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱更有利于沿海地区海水海沙资源的直接使用，也可以用于预制CFRP管海水海沙混凝土与现浇普通混凝土结构的组合结构。其主要优势包括：钢管本身可以作为混凝土浇筑的模板，施工便利；
内部的CFRP管可以有效保护外侧钢管，使其免于受到海水海沙混凝土中的氯离子的侵蚀；
钢筋、钢筋笼等易腐蚀的钢构件可以设置在夹层普通混凝土中，更能满足高层建筑、大跨径桥梁的桥墩等复杂工程中的设计要求；
海水与海沙的应用，可以极大地缓解淡水和河沙的资源紧张问题；
内部的CFRP管极大地提高了构件的承载力，并且内部CFRP管并非同时破坏，在其中一根CFRP管破坏后，其余的CFRP管仍然可以继续提供约束，体现了构件良好的延性；
CFRP管和钢管对于核心混凝土提供了双重约束，从而也在一定程度上提高了构件的抗震性能。
1.1 试件设计及制作
在本试验中，总共制作了12个内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱试件和4个普通钢管混凝土柱试件。16个试件的高度H均为477 mm，外径D均为159 mm，钢管厚度为4.5，6.0 mm。主要变化参数为钢管厚度(4.5，6.0 mm)及CFRP管的层数(2，3，4层)，试件的具体参数见表1，试件示意如图1所示。
表1 试件的轴压试验结果Table 1 Axial compression test results of all specimens
a—立体图；
b—截面图。图1 内置CFRP管的双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
内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的制作流程包括CFRP管的制作与固定、钢管处理与固定、混凝土浇筑与养护及应变片粘贴等步骤。
CFRP管制作与固定的具体工艺如下：1)将CFRP布裁剪至设计长度和宽度备用；
2)使裁剪好的CFRP布充分浸渍环氧树脂胶，粘贴至贴有油漆薄膜的PVC管外侧，并沿缠绕方向来回挤压使其密贴；
3)将缠绕完成的PVC管放置在室内通风的环境下养护1～2天后，进行脱模即形成CFRP管；
4)在CFRP管外侧粘贴应变片，并在应变片表面涂抹一层薄薄的硅胶，随后将CFRP管用热熔胶固定在底部模板上。
钢管处理与固定的具体工艺如下：1)为了使CFRP管表面的应变片引线可以伸出来，在钢管端部切割出两个V型槽口；
2)将钢管用热熔胶固定在底部模板上，并涂抹玻璃胶防止漏浆。需要注意的是，由于在钢管端部开了两个V型槽口，为了防止受压时试件的端部提前破坏，需要对钢管端部进行加固处理，即将宽度为30 mm的CFRP布浸渍环氧树脂胶后，缠绕在试件上下两端。
在进行混凝土浇筑时，由于CFRP管与钢管之间的间距较小，因此采用小管径的振捣棒进行振捣。同时，为了便于试件制作与试验结果分析，减少试验误差，CFRP管与钢管之间的普通混凝土暂用海水海沙混凝土代替，由于试验周期较短，可忽略海水海沙混凝土对钢管的腐蚀。为了论述方便，采用夹层混凝土标示CFRP管与钢管之间的混凝土，以核心混凝土标示CFRP管内海水海沙混凝土。
为了减少试验误差对试验结果的影响，相同参数的试件都制作了两个，以“-1”和“-2”区别。各试件的命名规则如下：以“T4.5G45C2-1”为例，T4.5G45C2-1代表钢管厚度为4.5 mm，内部CFRP管的外径为45 mm，CFRP管层数为两层的内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱第一个试件。“T4.5N-1”代表钢管厚度为4.5 mm的普通钢管混凝土柱第一个试件。
1.2 材料性能试验
CFRP和钢管的材料性能均通过对标准试件进行拉伸试验所得，CFRP的极限拉伸强度ff为3 475.9 MPa，极限拉伸应变εf为1.43%；
厚度为4.5 mm的钢管的屈服强度fy为317.6 MPa；
厚度为6.0 mm的钢管的屈服强度fy为325.4 MPa。CFRP及钢管的详细材料性能见表2。为了简化试件制作，减小试验误差，试验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压强度通过对6个直径为150 mm、高度为300 mm的海水海沙混凝土圆柱体试件的轴压试验获得，平均抗压强度为31.4 MPa。
表2 CFRP和钢管力学性能Table 2 Mechanical properties of CFRP and steel tubes
1.3 试验加载及测量装置
本试验所采用的加载机器为300 t高刚度岩石混凝土试验机(图3a)。加载方式为全截面受压。在正式加载前，采用试验力控制对试件进行3次预压，以消除试件与试验机之间的间隙。试验正式加载采用位移控制，全程采用0.5 mm/min的速率，当试件变形达到40 mm左右或者超出测量装置的量程时，停止试验。试验的测量装置如图3b所示。试件中部的应变由对称粘贴在试件中部的4对纵向应变片和横向应变片测得，同时，在内部的1根CFRP管中部粘贴了2对纵向应变片和横向应变片，用来研究CFRP管在轴压状态下的力学性能。试件整体的变形由试件两侧的普通电测位移计测得，试件中部沿高度方向360 mm范围内的变形由布置在两侧的激光位移计测得。试验数据由TDS-530数据采集仪记录。
a—试验加载装置；
b—测量装置。图3 轴压试验加载及测量装置Fig.3 Axial compression test loading and measuring device
2.1 普通钢管混凝土柱轴压试验现象
普通钢管混凝土柱的破坏形态如图4所示。普通钢管混凝土试件的破坏过程主要分为两个阶段。在第一个阶段中，试件表面没有明显变化，荷载增加较快；
在第二个阶段中，随着荷载的增大，钢管出现屈服现象，试件中部向外凸起，随着继续加载，试件中部的鼓曲越来越明显，并且试件的上部或者下部也出现鼓曲，但是没有试件中部的鼓曲明显。
a—T4.5N-1；
b—T4.5N-2；
c—T6.0N-1。图4 普通钢管混凝土柱试件破坏形态Fig.4 Failure modes of concrete-filled circular steel tube columns
2.2 内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱轴压试验现象
内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱破坏形态如图5所示。内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱破坏形态可以分为四个阶段。
a—T4.5G45C2-1；
b—T4.5G45C3-2；
c—T4.5G45C4-2；
d—T6.0G45C2-2；
e—T6.0G45C3-2；
f—T6.0G45C4-2。图5 内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱破坏形态Fig.5 Failure modes of double-tube seawater and sea sand concrete columns with built-in CFRP tubes
第一个阶段中，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱破坏形态与普通钢管混凝土柱的破坏形态相似，均无明显变化；
第二个阶段为钢管屈服阶段，在这个阶段中，荷载增加减缓，但是试件表面仍然没有明显的变化；
第三个阶段为试件破坏阶段，随着荷载的增加，试件两端的CFRP出现轻微的断裂，尤其是有V型槽的一端。承载力达到最大值时，试件内部的CFRP管发出明显的断裂声，声音比较沉闷，承载力突降，并且试件中部出现轻微的鼓曲；
第四个阶段为破坏后的残余阶段，在这个阶段中，试件中部的鼓曲更加明显，并且试件的上部或者下部也会出现鼓曲，与普通钢管混凝土一样，试件两端的鼓曲较轻微。值得注意的是，在第四阶段中，试件内部的CFRP管会有2～3次的断裂，体现了这种构件破坏是一个渐进的过程，荷载逐渐减小，展现出更加优越的延性性能。并且，从图4和图5中可以看出，钢管厚度为4.5 mm的试件的破坏比钢管厚度为6.0 mm的试件的破坏更加明显。
3.1 承载力-应变曲线
3.1.1承载力-整体纵向应变曲线
图6给出了普通钢管混凝土柱和内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载-应变曲线。曲线的纵坐标为纵向荷载，横坐标为构件的整体纵向应变，其中初始阶段的纵向应变由应变片测得，初始阶段之后的纵向应变由普通电测位移计测量并进行数据计算所得。如图6a、b所示，普通钢管混凝土柱的荷载-应变曲线主要分为3个阶段：弹性阶段、过渡阶段和残余阶段。如图6c～h所示，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载-应变曲线主要分为4个阶段：弹性阶段(第1个线性增长阶段)、过渡阶段、强化阶段(第2个线性增长阶段)和残余阶段。在弹性阶段，钢管厚度相同的普通钢管混凝土柱的荷载-应变曲线和内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载-应变曲线几乎一致，说明在弹性阶段，主要是钢管发挥约束作用，CFRP管的作用不明显；
随着荷载增加，普通钢管混凝土柱率先进入过渡阶段，在这个阶段，普通钢管混凝土柱和内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载增速均变缓，普通钢管混凝土柱的荷载-应变曲线开始进入平台阶段，而内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载-应变曲线开始进入第二个线性增长阶段，在这个阶段，主要由CFRP管提供约束，且CFRP管层数越大，强化阶段的斜率越大；
达到极限荷载后，试件内部的CFRP管断裂，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载突降，荷载-应变曲线进入残余阶段，在残余阶段，荷载并没有一直下降，反而会有较为缓慢的增长，并且内部的CFRP管会有2～3次的断裂，荷载-应变曲线也会有相应的突降。
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。图6 试件的荷载-整体纵向应变曲线Fig.6 Relations between load and overall longitudinal strain of specimens
3.1.2荷载-CFRP管/整体纵向应变曲线对比
图7展示了部分试件的荷载-CFRP管/整体纵向应变曲线的对比，由于CFRP管外表面所粘贴的应变片在混凝土浇筑、振捣过程中极易发生损坏，因此仅筛选出部分较为完整的试件曲线。内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载-CFRP管纵向应变曲线与荷载-整体纵向应变曲线相似，同样可以分为四个阶段，包括弹性阶段、过渡阶段、线性强化阶段和残余阶段。当荷载达到极限值时，荷载-整体纵向应变曲线发生突降，而此时部分粘贴在CFRP管的应变片损坏，大多数荷载-CFRP管纵向应变曲线发生中断，其余未发生中断的荷载-CFRP管纵向应变曲线与荷载-整体纵向应变曲线同步发生突降，证明了试件破坏时的沉闷的断裂声是由于CFRP管的破坏产生的。
a—T4.5G45C2-1；
b—T4.5G45C3-2；
c—T6.0G45C2-1。图7 试件的荷载-CFRP管纵向应变曲线Fig.7 Relations between load and longitudinal strain of CFRP tube specimens
3.2 参数化分析
图8为CFRP管层数和钢管厚度的变化对内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限应力和极限应变的影响。
a—极限应力；
b—极限应变。图8 试验结果参数化分析Fig.8 Parametric analysis of axial compression test results
3.2.1CFRP管层数的影响
由图8a和图8b可以看出，随着CFRP管层数的增加，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限应力和极限应变都有明显的提高。
对于T4.5G45系列的试件，CFRP管层数为3层的试件的极限应力较CFRP管层数为2层的试件的极限应力提高了8.8%，CFRP管层数为4层的试件的极限应力较CFRP管层数为3层的试件的极限应力提高了8.7%。对于T6.0G45系列的试件，CFRP管层数为3层的试件的极限应力较CFRP管层数为2层的试件的极限应力提高了9.3%，CFRP管层数为4层的试件的极限应力较CFRP管层数为3层的试件的极限应力提高了3.9%。并且，值得注意的是，随着层数的增加，试件极限应力的提高幅度会减小。
对于T4.5G45系列的试件，CFRP管层数为3层的试件的极限应变较CFRP管层数为2层的试件的极限应变提高了9.6%，CFRP管层数为4层的试件的极限应变较CFRP管层数为3层的试件的极限应变提高了12.9%。对于T6.0G45系列的试件，CFRP管层数为3层的试件的极限应变较CFRP管层数为2层的试件的极限应变提高了11.6%，CFRP管层数为4层的试件的极限应变较CFRP管层数为3层的试件的极限应变提高了1.4%。
3.2.2钢管厚度的影响
由图8a和图8b可以看出，随着钢管厚度的提高，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限应力和极限应变均有明显的提高。
试验所设计的钢管厚度包括4.5 mm和6.0 mm。对于CFRP管层数为2层的系列，随着钢管厚度的增加，试件的极限应力和极限应变分别提高了22.3%和22.4%；
对于CFRP管层数为3层的系列，随着钢管厚度的增加，试件的极限应力和极限应变分别提高了22.9%和24.6%；
对于CFRP管层数为4层的系列，随着钢管厚度的增加，试件的极限应力和极限应变分别提高了17.5%和11.9%。
钢管厚度的增加对试件的初始刚度(即荷载-应变曲线在弹性阶段的斜率)提升更显著，说明弹性阶段的约束作用主要由钢管提供。
4.1 基本假定
相关研究表明，内管的布置方式对于构件整体的性能几乎没有影响，构件整体的性能仅仅与内管的约束面积有关[26-27]。因此，对于本文内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱，将其归一化处理，即对内置n根CFRP管的试件，按照面积等效的方法处理为内置1根CFRP管的试件，如图9所示。归一化处理前后CFRP管管径的关系如下：
图9 内部CFRP管归一化处理示意Fig.9 The schematic diagram of normalized treatment of built-in CFRP tubes
(1)
式中：Df和D′f分别为归一化处理前后的CFRP管的管径；
n为CFRP管的个数。
内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的承载力主要由A区和B区两个部分组成。A区为夹层混凝土(普通混凝土)在钢管约束下的承载力加上钢管的承载力，B区为核心混凝土(海水海沙混凝土)在钢管和CFRP管共同约束下的承载力，如图10所示。
图10 内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱承载力分解Fig.10 The decomposition diagram of bearing capacity of double-tube seawater and sea sand concrete columns with built-in CFRP tubes
4.2 现有模型评估
潘雷通过对7根钢管内置CFRP约束高强度混凝土组合短柱的轴压试验结果的分析，认为内置CFRP管的钢管混凝土柱的极限承载力由夹层混凝土在钢管约束下的承载力和核心混凝土在CFRP管约束下的承载力相加而得[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为内置CFRP管的钢管混凝土柱的极限承载力；
NA为夹层混凝土的极限承载力；
NB为核心混凝土的极限承载力；
ξs和ξf分别为钢管和CFRP的套箍系数；
As为钢管的横截面积；
Af为CFRP管的横截面积；
Ac,sw为夹层混凝土的横截面积；
Acs,sw为夹层混凝土的横截面积加上钢管的横截面积；
Ac,co为核心混凝土的横截面积；
Acf,co为核心混凝土的横截面积加上CFRP管的横截面积；
fco,sw为夹层混凝土的抗压强度；
fco,co为核心混凝土的抗压强度。
图11给出了文献[15]的模型所得出的计算值与实际试验值的对比点阵图。模型计算值与试验值之比的平均值为0.79，标准差为6.3%，平均绝对误差为5.5%，说明文献[15]的模型对于本文中的试件承载力预测过于保守。主要原因是该模型认为钢管仅为夹层混凝土提供约束作用，从而忽略了钢管对于核心混凝土的约束作用。
图11 文献[15]的模型验证Fig.11 Evaluation of model in reference [15]
4.3 模型提出
针对无内管的普通CFRP-钢复合管约束混凝土柱的承载力，Wei等[16]提出以下计算方法：
N=(1+1.27ξs+1.28ξf)Acsffco
(3)
式中：N为普通CFRP-钢复合管约束混凝土柱的轴压承载力；
ξs和ξf分别为钢管和CFRP的套箍系数；
Acsf为试件的横截面面积；
fco为素混凝土的抗压强度。
内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限承载力主要由两部分构成，即夹层混凝土在钢管约束下的极限强度，核心混凝土在钢管和CFRP管共同约束下的极限强度。因此，参考CFRP-钢复合管约束混凝土柱的承载力计算方法，结合内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的工作机理，本文将内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱构件的混凝土分为A区夹层混凝土和B区核心混凝土两个区域，两个区域的混凝土根据其所受约束状态，相应承载力可以分别计算叠加：
Nu=NA+NB
(4)
A区夹层混凝土(普通混凝土)仅仅受到外部钢管的作用，其承载力为：
NA=(1+1.27ξs)Acs,swfco,sw
(5)
B区核心混凝土同时受到外部钢管和内部等效CFRP管的作用，其承载力为：
NB=(1+1.27ξs+1.28ξf)Acf,cofco,co
(6)
式中参数的含义与前文一致。
上述计算模型可以通过理论计算值与试验值的比值的平均值、标准差和平均绝对误差等指标进行评估。由图12可知，上述计算模型计算值与试验值的比值的平均值为0.98，标准差为3.3%，平均绝对误差为2.5%，说明上述模型可以较为准确地预测内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限承载力，并且具有通用性。
图12 极限承载力模型预测与试验结果对比Fig.12 Comparisons between the results predicted by ultimate load model and test results
1)内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱通过在试件内部设置CFRP管，有效提升了整体构件的极限承载力和变形能力。
2)普通钢管混凝土柱和内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的破坏形态均为试件中部的鼓曲破坏。同时，内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的破坏往往伴随着其内部CFRP管的破坏，其余CFRP管仍然提供约束直至破坏。
3)内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的荷载-整体纵向应变曲线主要分为四个阶段。弹性阶段的斜率即试件的初始刚度，与钢管厚度成正比，强化阶段的斜率即试件的二次刚度，与CFRP管层数相关。
4)CFRP管层数的增加和钢管厚度的增加对内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的轴压极限承载力和极限应变均有显著的提高。
5)基于面积等效和区域分割的方法，提出了内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限承载力计算式，评估结果表明，该理论式可以较为精确地预测内置CFRP管的双管海水海沙混凝土柱的极限承载力。
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