BFRP管混凝土柱抗震性能研究

李红健， 陈林聪， 宁西占

(华侨大学 土木工程学院，福建 厦门 361021)

近年来，我国对跨海大桥、海上钻井平台、海上风力发电机组等海上工程结构进行了积极开发，但是复杂的海洋环境也对工程结构的性能提出了更加严格的要求。由于海水中富含大量的氯离子, 极易导致结构发生钢管、钢筋锈蚀和混凝土碳化，从而对结构的使用性能产生严重危害。新兴的纤维增强复合材料(fiber reinforced polymer，FRP)管混凝土结构有效利用了FRP管耐腐蚀的优点，混凝土在FRP管的包裹下，横向变形受到约束，承载能力和延性大幅提高，适用于海上工程结构。然而，由于传统的FRP材料不可避免地存在一些缺陷，如碳纤维FRP(carbonfiber reinforced polymer，CFRP)材料价格昂贵，难以大规模进行推广；芳纶纤维FRP(aramidfiber reinforced polymer，AFRP)的蠕变率较大[1],会使结构在长期工作中发生较大变形；玻璃纤维FRP(glassfiber reinforced polymer，GFRP)耐碱性相对较差,不适合应用于海洋环境中。我国近些年来自主研发的玄武岩纤维(basalt fiber reinforced polymer，BFRP)，在价格、蠕变率、耐碱性等方面性能优异，可有效解决目前FRP混凝土结构中存在的部分问题[2]。因此对于BFRP管混凝土结构的研究就显得十分必要。

目前国内外学者在BFRP管混凝土结构的研究中取得了一定进展。巫文君等[3]对BFRP管混合配筋混凝土柱进行了轴压试验研究，并给出了轴压承载力公式。陈亮[4]、肖培杰[5]研究了外BFRP管-再生混凝土-内钢管组合结构的轴压性能和抗震性能。王海良等[6]采用轴压试验方法考察了多参数对BFRP管混凝土柱轴压性能的影响情况。李信峰[7]对BFRP管混凝土进行偏压试验，得到了偏心率、BFRP管厚度、长径比对构件偏压性能的影响规律。张景杭等[8]研究了BFRP加固RC柱的轴压性能，考察了多参数对其受力性能的影响情况。葛尹[9]研究了不同橡胶含量、加固方案下BFRP增强混凝土梁的抗冲击性能。Ding等[10]探讨了不同长细比下BFRP管在轴向拉压荷载下的力学性能，同时得到了预测较大长细比BFRP管抗压强度的稳定方程。Lü等[11]对BFRP管内填椰子纤维混凝土结构进行了轴压试验，考察了BFRP管对试件的承载力和延性的增强效果。Xia等[12]、Ma等[13]研究了BFRP管混凝土结构在单调、循环轴向荷载下的受力性能和破坏模式。然而，目前关于BFRP管约束钢筋混凝土组合结构的破坏机理和抗震性能的研究较为少见。

为此，本文首先通过低周反复加载试验探讨在不同BFRP管厚度和轴压比下BFRP管钢筋混凝土柱的抗震性能和破坏模式。然后，采用OPENSEES建立组合柱的数值模型，在验证了模型的合理性之后，对其他参数展开分析，考察长细比、纵筋直径和屈服强度对BFRP管钢筋混凝土柱抗震性能的影响规律，为该类结构在海洋结构工程中的实际应用提供了一定的研究基础。

1 试验概况

1.1 试件设计

本研究中，试件尺寸和配筋形式一致，BFRP管的内径d均为300 mm，试件的有效高度L均为940 mm，试件如图1所示。图2为试验所用的BFRP管，管材与底座为固结，BFRP管在加载过程中仅提供约束作用，未参与受压。共制作了9个试件，试件参数如表1所示。表1中：试件Z1～Z7为BFRP管钢筋混凝土柱；试件X8与试件Y9分别为钢筋混凝土柱与钢管混凝土柱。

图1 试件尺寸和配筋Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens

图2 BFRP管Fig.2 BFRP tube

表1 试件参数Tab.1 Parameters of specimens

1.2 材料性能

养护28 d与试验时混凝土立方体的抗压强度分别为36.1 MPa,50.1 MPa。BFRP材料抗拉强度ft=2 310 MPa，弹性模量E=85 GPa，延伸率δ=2.84%。钢管的屈服强度fy=258 MPa, 极限强度fu=435 MPa，弹性模量E=205 GPa。钢筋的拉伸试验结果如表2所示。

表2 钢筋力学性能Tab.2 Mechanical properties of steel rebars

1.3 加载设备和测量方案

加载设备如图3所示。加载时，轴向压力由竖向千斤顶控制，水平荷载由水平作动器控制。另外，采用地锚螺栓的方式，将地梁锚固于地面。同时，在地梁两侧平行于加载方向安装2个千斤顶防止地梁滑移。

图3 试验加载设备Fig.3 Test loading device

试件的测量方案如图4所示。为了解纵筋的屈服以及发展过程和内部混凝土是否发生剪切变形，在柱底纵筋和箍筋上布置了应变片；为获取试件的实际变形，在试件加载点(即加载柱头的几何中心)处安装激光位移计J；同时，为观测试验过程中地梁是否出现水平滑移和竖向翘曲现象，在地梁处布置位移计D1和D2。

图4 试件测量方案Fig.4 Measurement scheme of the specimens

1.4 加载制度

本试验的加载制度由变形控制，依据JGJ/T 101—2015《建筑抗震试验方法规程》[14]，加载制度具体为：

(1)首先进行轴向压力预加载，检查设备及量测装置是否正常运行。确保无误后将数采系统中各通道数值清零，将轴向压力加至目标值。

(2)当位移角θ<1/100时，循环加载1次，当位移角θ≥1/100时，循环加载3次。当承载力降至85%峰值荷载或试件发生严重破坏时，及时停止加载，试验结束。图5为水平荷载具体加载制度。

图5 加载制度Fig.5 Experimental loading regime

2 试验结果分析

2.2 破坏现象

本次试验共9个试件，均发生弯曲破坏，其中试件Z5、试件Z6的加载过程存在问题，试验结果不参与对比。根据结构类型的不同，破坏现象分三类进行总结。

2.1.1 BFRP管钢筋混凝土柱破坏现象(试件Z1～Z7)

当位移角θ<1/100时，试件表面均无明显破坏现象。当θ=1/100时，纵筋发生屈服，底部纤维出现横向裂纹；当θ=1/75,θ=1/50时，听到BFRP管表面有轻微的纤维撕裂声；当θ=1/50，θ=1/35时，达到峰值荷载，底部纤维横向裂纹数量增多、长度延伸、范围变大，出现持续的纤维撕裂声；当θ=1/25,θ=1/20时，听到刺耳的撕裂声，此时底部纤维完全撕裂，暴露出混凝土。轴压比和BFRP管厚度的改变对试件的破坏过程影响不太明显。破坏形态如图6所示。

图6 BFRP管钢筋混凝土柱破坏形态Fig.6 Failure patterns of reinforced concrete-filled BFRP tube columns

2.1.2 钢筋混凝土柱破坏现象(试件X8)

当θ<1/150时，试件无明显破坏现象。当θ=1/150时，柱底左侧首次出现水平裂缝，此时纵筋发生屈服；当θ=1/100时，混凝土裂缝迅速向水平、竖向发展；当θ=1/75,θ=1/50时，荷载达到峰值，柱底有少量混凝土剥离；当θ=1/25时，柱底两侧有大面积混凝土剥落和钢筋露出的现象。破坏形态如图7所示。

图7 钢筋混凝土柱破坏形态Fig.7 Failure patterns of reinforced concrete column

2.1.3 钢管混凝土柱破坏现象(试件Y9)

当θ<1/100时，试件无明显破坏现象。当θ=1/100时，钢管底部区域发生屈服；当θ=1/75时，试件的纵筋发生屈服；当θ=1/35,θ=1/20时，钢管底部从出现略微鼓曲，到鼓曲程度逐渐增大，最后形成类似于象腿状的鼓曲形态。在θ=1/20加载完成后，承载力尚未降至85%峰值荷载，但地梁出现大量裂缝，试件与地梁之间间隙较大，因此为了确保试验安全，停止加载。破坏形态如图8所示。

图8 钢管混凝土柱破坏形态Fig.8 Failure patterns of concrete-filled steel tube column

2.2 滞回曲线

各试件的滞回曲线见图9。由图9可见：

(1)试件的滞回环均比较饱满，其中试件Y9的滞回环呈饱满的梭形，其余试件由于黏结滑移效应导致滞回环在一定程度上呈现出捏拢现象。

(2)由图9(a)～图9(d)可知，试件的承载力随着轴压比的增大显著提高，滞回环的形状发生较大变化，卸载后残余变形较大。

(3)由图9(b)、图9(e)可见，随着BFRP管厚度的增加，滞回曲线趋于饱满，所围面积也越大，耗能能力增强，同时峰值荷载也有所提高，其原因是BFRP管厚度的增大使其对内部混凝土的约束效应增强，受力性能有所提高。

(4)由图9(b)、图9(f)可知，与试件X8相比，试件Z2的承载能力和耗能性能均有大幅提高。这是由于BFRP管的套箍约束效应限制了内部混凝土的开裂和剥落，使结构的承载力和变形能力得以有效改善。

(5)由图9(b)、图9(g)可知，与试件Z2相比，试件Y9滞回环所围面积更大，耗能能力更强，峰值荷载也有大幅提高。这是因为钢管为弹塑性材料，相比于脆性材料BFRP管，在加载过程中参与耗能，同时BFRP管的弹性模量较小，在加载过程中发生较大变形，影响了管材的约束效果。因此BFRP管相较于钢管，对管内混凝土的约束效应要弱化许多。

2.3 骨架曲线

图10为各试件加载点处的骨架曲线，相应特征点如表3所示，通过对比可知：

(1)轴压比从0.2增大至0.5，试件屈服荷载分别增长了23.1%，36.7%，53.7%，试件峰值荷载分别增长了21.8%，33.0%，52.1%，屈服位移小幅提高，但延性和极限位移有所减小。

(2)BFRP管厚度从8 mm增大至12 mm，试件的屈服荷载和峰值荷载分别增长了10.9%，11.8%，但屈服位移、极限位移以及延性变化不大。BFRP管厚度的增大对试件承载力的改善程度有限，主要原因是BFRP管在受力过程中发生较大变形，影响了约束效果。

(3)与试件X8相比，试件Z2的屈服荷载和屈服位移分别增长了25.8%，78.2%，峰值荷载和极限位移分别增长了27.4%，52.4%。X8试件的下降段明显变陡，表明试件的变形能力和刚度严重削弱。这是由于BFRP管的约束作用大幅提高了内部混凝土的变形性能和承载能力。

(4)试件Y9的刚度明显大于试件Z2，其原因是钢管的弹性模量明显大于BFRP管；且与试件Z2相比，试件Y9的峰值荷载增长了116.0%。

图10 试件骨架曲线Fig.10 Skeleton curves of specimens

表3 骨架曲线特征点Tab.3 Characteristic points of skeleton curves

2.4 强度退化

强度退化是指在同一位移角下，试件强度随着循环次数增多而降低的现象。采用强度退化系数来衡量构件强度的衰减程度，其计算公式为[15]

1、叶面追肥可使作物通过叶部直接得到有效养分，而采用根部追肥时，某些养分常因被土壤固定而降低植株对它们的利用率。

Φi=Pj-i/Pj-1

(1)

式中,Pj-i，Pj-1分别为在第j级位移幅值下、第i次循环与第1次循环的峰值荷载。

试件强度退化情况见图11。由图11可知，强度退化系数随位移角θ的增大有所降低，其原因是在往复荷载下混凝土发生了开裂、压碎等连续损伤现象。

图11 试件强度退化情况Fig.11 Strength degradation of specimens

从图11(a)可以看出，具有高轴压比的试件的强度退化更为明显，这是由于轴压力的增大会加速受压区混凝土及纵筋的损伤过程。由图11(b)可见，随着BFRP管厚度的增大，试件的强度衰减变慢。由图11(c)可知，试件Z2的强度稳定性优于试件X8，但比试件Y9的略差，表明BFRP管可更有效地延缓试件的强度退化，但其约束作用弱于钢管。

2.5 刚度退化

在试件的往复加载时，试件的刚度变化是其滞回性能发生改变的直观表现。试件的刚度由滞回环的割线刚度表示，即每级位移下第1循环中峰值荷载点与原点所成直线的斜率，其计算公式为[16]

Ki=Fi/Δi

(2)

式中：Ki为割线刚度;Fi为每级加载位移下第一循环中的峰值荷载;Δi为Fi对应的位移角。

试件刚度的退化情况如图12所示。由图12可知，试件刚度均随位移角的增大而逐步降低，且试件在加载初期刚度退化较为明显，但随着位移角的增大，刚度下降趋于缓和。从图12(a)可以看出，高轴压比的试件初始刚度较大，同时后期刚度退化也较快。从图12(b)可以看出，增加BFRP管厚度可在一定程度上提高试件的初始刚度，但对刚度退化过程影响微弱。由图12(c)可知，当位移角小于1/150，试件X8与试件Z2正向初始刚度相差较大，可能是在小位移角加载时存在一定误差。当位移角大于1/150时，与试件X8相比，试件Z2的刚度退化变缓，这是由于BFRP管的约束效应有效抑制了内部混凝土裂纹的延伸、贯通；与试件Y9相比，试件Z2刚度较小，但加载后期，刚度退化规律较为接近，说明BFRP管和钢管对试件刚度退化速率的影响程度相当。

图12 试件刚度退化情况Fig.12 Stiffness degradation of specimens

2.6 耗能性能

耗能性能反映了结构在往复荷载作用下耗散能量的能力。本文通过累积耗能Ea以及等效黏滞阻尼系数he来综合评估结构的耗能性能。

各试件的等效黏滞阻尼系数he如图13所示。由图13可见，除了试件X8，其余试件的曲线走势一致，当位移角较小时，试件处于弹性，耗能较低，曲线上升缓慢；随着位移角增大，试件进入塑性，内部损伤加重，耗散能量较大，曲线增长速度加快。由图13(c)可知，试件X8相比其余试件，其滞回环更加丰满。

表4 不同位移角下耗能Tab.4 Energy dissipation at different displacement angles

图13 等效黏滞阻尼系数Fig.13 The equivalent viscous damping ratio

3 有限元建模与验证

本章将借助有限元软件OpenSees模拟BFRP管钢筋混凝土柱的抗震性能，从而为进一步研究其抗震性能奠定基础。

本研究中，混凝土采用OpenSees中的Concrete04模型模拟，其特征点参数利用Lam等[17]本构计算得到，该模型可以考虑BFRP管和箍筋对内部混凝土的共同约束效应，BFRP管未单独建模，已在混凝土本构中对其约束作用进行考虑；钢筋选用Steel02模型，该模型可以考虑钢筋的应变硬化。构件采用梁柱纤维单元模拟，单元及截面划分如图14所示。本章以试件Z1-Z4、Z7的试验结果为基础，通过对比滞回曲线和峰值荷载来验证所建立的有限元模型的有效性。

图14 有限元建模Fig.14 Finite element modeling

表5给出了有限元模拟得到的峰值荷载与试验结果的对比。表5中：Pe为试验值；Pn为模拟值。从表5中可以看出，各试件峰值荷载误差基本在10%以内，表明该数值模型可以较准确的预估各试件的峰值荷载。

表5 峰值荷载的模拟值与试验值对比Tab.5 Comparison of simulated value and experimental value of peak load

图15给出了模拟得到的滞回曲线与试验滞回曲线的对比。从图15中可知，在初始阶段，数值模拟得到的刚度较大；但整体上曲线吻合较好。这是由于试件在混凝土的浇筑过程中存在不同程度的初始缺陷。随着位移角不断增大，试验误差逐渐减小，刚度趋于一致。

图15 滞回曲线对比Fig.15 Comparison of hysteretic curve

4 参数扩展分析

影响BFRP管混凝土柱抗震性能的因素较多，受客观条件的限制，试验只考虑了部分参数的影响。为了对试验进行补充，本章将采用经试验结果验证的数值模型对其余影响参数进行研究，以期较为全面的掌握组合柱的滞回性能。由于试件Z2的轴压比适中，且模拟结果与试验结果吻合程度较高，因此以试件Z2的数值模型(记为Z2-M)为基础，以试验中尚未涉及的参数(即长细比、纵筋直径和屈服强度)为研究变量，研究不同变量对组合柱抗震性能的影响情况。其中Z2-M的参数水准为：λ=12.53，d=14 mm，fy=462.6 MPa。

4.1 长细比

图16给出了长细比不同时组合柱的滞回曲线、骨架曲线和累计耗能的对比。由图16(a)和图16(b)可知，长细比的增大使组合柱的滞回曲线变得较为瘦长，极限位移显著提高，而峰值荷载和刚度大幅减小。另外，长细比较大时，峰值位移也较大，下降段平缓，变形能力较好。

由图16(c)可知，组合柱的累积耗能随着长细比的提高有所减小，其原因是长细比大的试件较柔，在往复荷载下试件损坏严重，耗能能力差，因此减小长细比可以在一定程度上增强组合柱的耗能性能。

图16 长细比对滞回曲线、骨架曲线、累积耗能的影响Fig.16 Effect of slenderness ratio on hysteretic curve, skeleton curve and cumulative energy dissipation

4.2 纵筋直径

图17给出了纵筋直径不同时组合柱的滞回曲线、骨架曲线和累计耗能的对比。由17(a)可知，纵筋直径的增大提高了滞回环的饱满程度，试件的耗能能力有所改善，各试件滞回曲线的形状未发生明显的改变，曲线具有较高的相似度。图17(b) 表明组合柱的峰值荷载随着纵筋直径的增大显著提高，峰值荷载之后曲线下降段较为平缓。

图17(c)表明组合柱的累积耗能随纵筋直径的增大而显著提高，其原因是纵筋直径的增大相当于提高了截面的含钢率，纵筋屈服时进入塑性的面积增大，当组合柱发生相同位移时可以耗散更多的能量。同时纵筋直径的增大使纵筋屈服时发生更大的塑性变形，对于组合柱的整体耗能有所提高。因此增大纵筋直径可以在一定程度上改善组合柱的耗能性能。

图17 纵筋直径对滞回曲线、骨架曲线、累积耗能的影响Fig.17 Effect of diameter of longitudinal bar on hysteretic curve, skeleton curve and cumulative energy dissipation

4.3 纵筋屈服强度

图18给出了纵筋屈服强度不同时组合柱的滞回曲线、骨架曲线和累计耗能的对比。由图18(a)和图18(b)可知，提高纵筋屈服强度可以同时提高组合柱滞回曲线的饱满程度和峰值荷载。在弹性阶段，纵筋屈服强度较高的试件，其曲线斜率较大，表明组合柱的初始刚度随纵筋屈服强度的增大而有所提高。曲线下降段的斜率基本一致，表明结构的变形能力与卸载刚度基本相同。

由图18(c)可知，随着位移角θ增大，纵筋屈服强度较大的试件，耗能增长较快。纵筋屈服强度的提高，使组合柱的屈服位移有所增大，因此组合柱在塑性阶段的累积耗能有所滞后；当位移角θ达到最大时，配置高强纵筋的试件的累积耗能明显大于纵筋屈服强度较小的试件。

图18 纵筋屈服强度对滞回曲线、骨架曲线、累积耗能的影响Fig.18 Effect of yield strength of longitudinal bar on hysteretic curve, skeleton curve and cumulative energy dissipation

5 结 论

本文采用试验与模拟相互补充的方法探讨BFRP管混凝土柱的破坏模式和抗震性能，得到结论如下：

(1)BFRP管钢筋混凝土柱均发生弯曲破坏，最终破坏时底部纤维完全撕裂，暴露出混凝土。试件的滞回环都比较饱满，由于黏结滑移效应导致滞回环存在少许的捏拢现象。

(2)轴压比的增大显著提高了试件的承载力以及耗能性能，降低了变形能力，加快了强度以及刚度退化；BFRP管厚度的增大使试件的承载力和耗能性能小幅提高，强度退化放缓，主要原因是BFRP管在加载过程中发生较大变形，因此在实际应用中应更加注重发挥管材良好的抗拉性能以及耐腐蚀性能。

(3)与钢筋混凝土柱相比，BFRP管钢筋混凝土柱的承载力、极限位移、累积耗能有较大提高，同时强度和刚度退化速度有所缓解；与钢管混凝土柱相比，其承载力和累积耗能大幅降低，强度以及刚度退化速度较快，抗震性能差距较大，其原因是钢管为弹塑性材料，相比于脆性材料BFRP管，在加载过程中参与耗能，同时BFRP材料弹性模量小，在受力过程中变形较大，导致BFRP管相较于钢管，其约束效果不佳。

(4)数值分析表明：长细比的增大使组合柱的滞回曲线变得更为瘦长，整体刚度、峰值荷载、累积耗能大幅降低，同时极限位移明显增大；增大纵筋直径和提高纵筋屈服强度均可使得滞回曲线愈加饱满，初始刚度、承载力以及累积耗能也得到有效提高。