FRP筋具有极高的抗拉强度、良好的耐腐蚀性、磁中性和更好的抗疲劳破坏[1-3]．将FRP筋替换普通钢筋应用于建筑结构中，能有效解决钢筋腐蚀等问题，因此在海洋环境施工中应用广泛[4]．由于FRP筋的弹性模量较普通钢筋小，应力应变呈线弹性[5]，在实际应用过程中，使用此类构件可能会导致较大的变形和裂缝宽度[6-7]，文献[8]表明BFRP筋和玻璃纤维增强复合材料(GFRP)筋偏心受压柱承载力相近，且均低于钢筋混凝土柱，偏心距越大，柱的轴向刚度与承载力越小[9-13]．文献[14]表明在混凝土中掺入钢纤维(ISF)可使FRP筋混凝土柱承载力和延性得到较大提高，且钢纤维掺入能显著提高含粗骨料超高性能混凝土(UHPC)弯拉强度尺寸效应[15]．文献[16]表明回收轮胎钢纤维(RTSF)混凝土的力学性能与工业钢纤维混凝土相近，且RTSF钢筋混凝土的抗拉强度和延性高于ISF混凝土，添加RTSF可避免混凝土的脆性行为[17-18]．因此，用RTSF取代已有纤维对于改善BFRP加固混凝土结构的力学性能具有重要意义．它可以有效解决混凝土构件在相同荷载作用下存在的裂缝较宽和脆性破坏等问题．鉴于此，本研究通过改变RTSF体积掺量(0%，0.5%，1.0%，1.5%)和偏心距(0，40，80 mm)，制作并测试了6根混凝土短柱，探讨RTSF体积掺量对混凝土柱的破坏和裂缝开展机理，并提出短柱受压承载力的修正模型，验证了所建立的计算模型可以有效预测BFRP筋RTSF混凝土短柱受压承载力．1 试验概况1.1　试验材料及配合比试验所采用RTSF由上海井涵塑料生产公司提供，抗拉强度为2 165 MPa，弹性模量为200 GPa，长度为1.4~15.6 mm，直径为0.22 mm．试验用Φ8 mm的BFRP筋极限强度为1 394 MPa，弹性模量为43.30 GPa．Φ10 mm的BFRP筋极限强度为1 403 MPa，弹性模量为44.80 GPa．试验共设计了4种RTSF混凝土配合比，混凝土设计强度为C40，RTSF混凝土配合比为：水200 kg/m3，水泥477 kg/m3，砂485 kg/m3，石1 238 kg/m3，减水剂4 kg/m3，当RTSF体积掺量为0%，0.5%，1.0%，1.5%时其掺入质量分别为0，39，78，117 kg/m3，其28 d抗压强度分别为44.7，49.5，50.9，51.4 MPa．1.2　试件设计试验共设计6根混凝土短柱，采用对称配筋，每根柱配有4根Φ10 mm的BFRP筋，箍筋为Φ8 mm的BFRP筋，柱的各项参数见表1，表中：BC表示BFRP筋普通混凝土柱；BRC表示BFRP筋RTSF混凝土柱；第一个数字表示钢纤维体积掺量为0%，0.5%，1.0%，1.5%，第二个数字表示受压偏心距为80，40，0 mm．为防止加载过程中柱端提前破坏，采用Φ10 mm的HRB400钢筋设置了150 mm的箍筋加密区和牛腿加固．10.13245/j.hust.240762.T001表1试验柱基本参数试件编号偏心距/mmRSTF掺量/%配筋率/%BC-0-80800.001.60BRC-0.5-80800.501.60BRC-1.0-80801.001.60BRC-1.5-80801.501.60BRC-1.0-40401.001.60BRC-1.0-001.001.601.3　加载与测量方案1.3.1　试验加载对于试验柱的测试，依据规范[19]，采用1 000 kN的压力试验机，加载方式为荷载控制的分级加载．加载示意图如图1所示．10.13245/j.hust.240762.F001图1试验柱加载示意图(mm)1.3.2　3D-DIC测试基于传统测量方法，试验新增3D-DIC方法采集试件在加载过程中的位移、应变及裂缝宽度等数据，测试系统主要包括CCD摄像机、专业图形工作站、LED灯光照明、散斑制作工具、标定板等设备，测试系统见图2．10.13245/j.hust.240762.F002图23D-DIC测试系统2 试验现象及破坏形态2.1　破坏形态图3展示了试验柱的破坏形态，试验柱破坏结果见表2．当偏心距为0 mm时，BRC柱全截面受压，裂缝仅在临近破坏时开展．试验柱破坏后无明显的弯曲变形产生，破坏形态较为完整，混凝土面层出现较多的鳞片状隆起，无混凝土保护层脱离的情况．当偏心距为40 mm时，试验柱主裂缝数目为3条，间距为60~80 mm，开裂荷载和极限荷载较偏心距为0 mm时分别减小62.58%和51.40%；当偏心距为80 mm时，试验柱在40 kN左右产生初始裂缝，主裂缝多为5条，间距在100 mm左右，开裂荷载和极限荷载较偏心距为0 mm时分别减小91.25%和80.91%．10.13245/j.hust.240762.F003图3试验柱破坏形态图10.13245/j.hust.240762.T002表2试验柱破坏结果编号开裂荷载/kN极限荷载/kN侧向跨中挠度/mmBC-0-8033.34113.5716.47BRC-0.5-8040.16131.0541.74BRC-1.0-8041.07138.0451.71BRC-1.5-8046.13148.4253.11BRC-1.0-40175.68351.4652.89BRC-1.0-0469.46723.1813.10当偏心距为80 mm时，RTSF掺量逐渐增大，试验柱的裂缝数目增加而间距、长度减小，试验柱破坏形态更完整．RTSF体积掺量为0.5%，1.0%，1.5%的BRC柱较BFRP筋普通混凝土柱开裂荷载分别增大20.46%，23.19%和38.36%，极限荷载分别增大15.39%，21.55%和30.69%．BFRP筋普通混凝土柱的裂缝仅3条，间距为150~200 mm；BRC柱裂缝多为5条，间距减小至100 mm左右．2.2　裂缝行为当偏心距不变，RTSF掺量由0%增大至0.5%时，受压柱的裂缝数目增加，裂缝间距减小．随着RTSF掺量增加，柱裂缝发展得更加缓慢，破坏更完整，由于RTSF连接裂缝两侧与BFRP筋共同承担拉应力，因此裂纹截面处BFRP筋的拉应力减小，从而减少裂纹连接处BFRP筋的变形并限制其宽度．当RTSF体积掺量不变时，受压柱随着偏心距逐渐减小，开裂荷载值逐渐增大，裂缝数量减少且多为细微裂缝．待柱即将破坏时裂缝突然开展，并急速延伸到受压侧．试验结果表明：当偏心距减小时，受压柱破坏得更加急促，脆性增大．但掺入RTSF仍然可以减缓受压柱裂缝的开展，限制了轴压柱的膨胀变形，使得试件破坏形态更加完整．3 试验结果及分析3.1　荷载-轴向位移关系图4为试验柱的荷载(F)-轴向位移(D)曲线，大致分为弹性、弹塑性、塑性和下降段四个阶段．由图4(a)可知：当RTSF掺量不变而偏心距增大时，试验柱轴向变形增大，曲线斜率降低；由图4(b)可知：当偏心距不变而RTSF掺量增大时，试验柱加载过程中轴向变形相近，破坏过程中曲线下降段更加平缓，轴向变形增大；因此，增大RTSF掺量可以有效改善BFRP筋混凝土结构受力变形较大、脆性破坏等问题，增大结构的塑性变形．10.13245/j.hust.240762.F004图4荷载-轴向位移曲线3.2　荷载-侧向跨中位移关系图5为试验柱的荷载-侧向跨中挠度(δ)曲线，与荷载-轴向位移曲线相似，大致分为弹性、弹塑性、塑性和下降段四个阶段．由图5(a)可知：BRC轴心受压短柱在加载过程中产生的侧向位移较小，在破坏过程中存在一定的膨胀变形；当偏心距增大至40 mm和80 mm时，试验柱极限侧向跨中位移较轴心受压柱分别增大303.74%和294.73%．由图5(b)可知：当偏心距不变而RTSF掺量增大时，对于BFRP筋普通混凝土柱，极限侧向跨中位移为16.47 mm；当RTSF体积掺量增大至0.5%，1.0%和1.5%时，极限侧向跨中位移较BFRP筋普通混凝土柱分别增大153.43%，213.96%和222.47%．这表明RTSF可以延缓BFRP筋混凝土柱的破坏，增大结构塑性变形，并且这种增韧效果随纤维掺量的增大而明显提升．10.13245/j.hust.240762.F005图5荷载-侧向跨中位移曲线3.3　荷载-混凝土应变关系图6为试验柱混凝土受拉区和受压区荷载-混凝土应变(ε)曲线，图中：T代表混凝土受拉侧；C代表混凝土受压侧．不同偏心距下试验柱荷载-混凝土应变曲线变化差异较大，不同RTSF体积掺量下曲线无明显变化．由图6(a)可知：偏心距较小的受拉区应变随荷载的增加而略有增加，这表明试件受拉区和受压区的混凝土同时承受荷载作用，在受压区，应变均随着荷载的增加而逐渐增加．对于轴压短柱则为全截面受压，荷载-混凝土应变曲线近线性增长，临近破坏时斜率略微减小，达到极限荷载后混凝土应变不再增长，而偏心距为40 mm和80 mm的受压短柱极限压应变较轴压短柱分别增大28.62%和67.78%．由图6(b)可知：当偏心距不变而RTSF掺量增大时，试验柱荷载-混凝土压应变曲线斜率增加，极限压应变增大．当RTSF掺量为0.5%，1.0%和1.5%时，混凝土极限压应变相比于普通混凝土柱分别增长了11.12%，23.20%和21.14%．10.13245/j.hust.240762.F006图6荷载-混凝土应变曲线3.4　荷载-BFRP筋跨中应变关系试验柱荷载-BFRP筋跨中应变曲线见图7．由图7(a)可知：当RTSF掺量不变而偏心距增大时，试验柱筋材极限应变增大，曲线增长速度变缓，变形能力提升；当偏心距为0 mm时，BFRP筋均受压，其应变随着荷载呈线性增大，极限压应变为3.02×10-3；当试件受压偏心距增大时，BFRP筋应变增大，筋材应力和极限应变增加，试件延性增大．由图7(b)可知：当偏心距不变而RTSF掺量增大时，试验柱受压筋应变在达到极限荷载前极小，曲线均为近似垂直的线性上升，达到极限荷载后，较大钢纤维掺量试验柱曲线下降速率变缓，当RTSF掺量为0.5%，1.0%和1.5%时，BRC柱BFRP筋极限压应变较BC柱分别增大99.24%，326.82%和370.57%．对于BFRP受拉筋，随着RTSF掺量增加，荷载-BFRP筋跨中应变曲线斜率增大，曲线屈服段下降更缓慢．这表明掺入RTSF能有效延缓BFRP筋受压、受拉变形破坏，进一步发挥筋材的抗压、抗拉能力，提高BRC短柱的延性．10.13245/j.hust.240762.F007图7荷载-BFRP筋跨中应变曲线3.5　荷载-裂缝宽度关系试验柱荷载-最大裂缝宽度(W)曲线如图8所示．由图8(a)可知：对于轴心受压柱，在达到极限荷载前，裂缝宽度几乎没有增长，曲线垂直上升；试验柱达到极限荷载后，端部的竖向裂缝宽度快速增大．当偏心距增大时，试验柱荷载裂缝曲线斜率突变时间提前，加载过程中裂缝宽度更大；破坏过程中较大偏心距试验柱的曲线下降得更加缓慢，表明RTSF仍能有效阻碍试验柱的裂缝增长．由图8(b)可知：当偏心距不变而RTSF掺量增大时，试验柱加载过程中裂缝宽度减小，曲线斜率增大，破坏时曲线下降速度更缓，极限裂缝宽度增大．各试验柱在开裂前曲线无明显差异，在裂缝缓慢发展阶段，普通混凝土柱裂缝开展相对较快，曲线斜率最低，同级荷载下，其裂缝宽度比RTSF混凝土柱裂缝大．在裂缝快速增长阶段，普通混凝土柱荷载-裂缝宽度曲线接近垂直下降；而0.5%的RTSF试验柱曲线下降速率较为平缓；1.0%和1.5%的RTSF掺量试验柱曲线下降更为平缓．当RTSF掺量为0.5%，1.0%和1.5%时，RTSF混凝土柱极限裂缝宽度较普通混凝土柱分别提高了103.99%，121.74%和118.12%，表明增大RTSF掺量可以更好地延缓试件的破坏，裂缝开展更为充分．10.13245/j.hust.240762.F008图8荷载-最大裂缝宽度曲线4 BRC短柱受压承载力计算4.1　基本假定BRC柱作为全新的结构体系，由于BFRP筋应力应变曲线为线弹性，不存在屈服平台，RTSF混凝土中钢纤维能够承担部分拉应力，不存在普通钢筋混凝土大小偏心受压之分，原有的钢筋混凝土结构计算理论已不适用于计算该体系．参考相关规范的基本假定[20]，补充以下假定．a．BFRP筋应力-应变关系为σf=Efεf，式中σf，Ef和εf分别为BFRP筋拉应力、弹性模量和拉应变．b．RTSF混凝土受压应力-应变关系为σc=fc[1-(1-εc/ε0)2]      (εcε0);fc    (ε0≤εc≤εcu),式中：σc，fc，εc分别为混凝土压应力、轴心抗压强度、压应变；ε0为混凝土达到fc时的压应变；εcu为混凝土极限压应变．4.2　偏心受压承载力计算模型由于BFRP筋的抗拉强度较高，当试验柱破坏时，受压混凝土压碎而受拉筋材情况良好，因此BFRP筋混凝土柱均为受压破坏．参考我国钢筋混凝土偏心受力构件承载力计算方法，考虑试验柱的偏心距变化，混凝土截面受力情况存在差异，故分为以下两种情况．a．一侧受拉一侧受压当试验柱偏心距较大时，近加载点处筋材和混凝土受压，远加载点处受拉，破坏由受压区混凝土达到极限压应变引起，计算简图如图9所示．10.13245/j.hust.240762.F009图9一侧受拉一侧受压计算简图根据力的平衡关系和变形协调关系，得到短柱极限承载力公式为N=α1fcbx+σf'Af'-σfAf-fftubxt;      Ne=α1fcbx(h0-x/2)+σf'Af'(h0-af')-fftubxt(xt/2-af);σf=Efεf=Efε(h0-x0)/x0=Efεcu(h0β1/x-1);σf'=Ef'εf'=Ef'εcu(x0-af')/x0=Ef'εcu(1-af'β1/x);εcu=0.1VR+0.003 3;fftu=0.1fftVR,式中：N为轴向力；b和h0分别为矩形截面宽度和有效高度；x0和x分别为混凝土受压区高度和等效受压区高度；α1和β1分别为混凝土等效矩形应力系数和高度系数，取α1= 1.0，β1= 0.8；xt为混凝土受拉区等效应力图形高度，xt=h-x/β1；σf和σf'分别为远、近荷载侧BFRP筋的应力；Af和Af'分别为远、近荷载侧BFRP筋的面积；af和af'分别为远、近荷载侧受力筋合力点至截面边缘的距离；εf和εf'分别为远、近荷载侧BFRP筋应变；VR为RTSF体积掺量；fftu为混凝土受拉区等效矩形应力图抗拉强度；fft为混凝土抗拉强度；e为荷载作用点至远荷载侧BFRP筋合力中心的距离．b．全截面受压当试验柱偏心距较小时，受压混凝土和BFRP筋全部受压，破坏以受压区混凝土达到极限压应变引起，计算简图见图10．10.13245/j.hust.240762.F010图10全截面受压计算简图根据力、弯矩平衡关系和变形协调关系，得到短柱极限承载力公式为：N=α1fcbx+σf'Af'+σfAf;Ne=α1fcbx(h0-x/2)+σf'Af'(h0-af');εcu=0.08VR+0.003 3．4.3　轴心受压承载力计算模型目前，已有相关研究和规范提出了FRP筋轴心受压短柱承载力计算公式，其中大多基于GFRP筋混凝土柱，而且当计算FRP受压筋对试验柱承载力的贡献时，采用了不同的方法，并不适用于BRC轴心受压短柱．根据试验结果，考虑RTSF对混凝土压应变的提升和受压BFRP筋对短柱承载力的贡献，提出适用于该体系的混凝土轴心受压短柱承载力计算公式，N=0.90fc(Ag-Afrp)+εccEfrpAfrp;εcc=0.000 7VRlR/dR+0.002,式中：Ag为柱截面面积；Afrp为FRP纵筋截面面积；Efrp为FRP纵筋弹性模量；εcc为峰值荷载时混凝土轴向应变，取0.002；lR/dR为RTSF长径比，取57．4.4　计算结果对比分析根据上述理论推导所提出的不同偏心距下BRC短柱受压承载力计算公式，对本试验的6根试验柱受压承载力进行计算，对比结果见表3．10.13245/j.hust.240762.T003表3偏压短柱承载力计算值与试验值对比柱编号试验值/kN理论计算值/kN理论计算值/试验值BC-0-80113.57112.890.99BRC-0.5-80131.05131.231.00BRC-1.0-80138.04138.541.00BRC-1.5-80148.42145.960.98BRC-1.0-40351.46334.040.95BRC-1.0-0724.13724.771.00由表3结果可知：试验柱承载力理论计算值与试验值比值平均值为0.99，标准差为0.02，说明本研究提出的BRC短柱受压承载力计算方法考虑了RTSF对混凝土抗拉强度的影响，能够较好地预测该体系混凝土梁的抗弯承载能力．5 结论通过对5根BRC短柱和1根BFRP筋普通混凝土短柱的受压试验，得到以下结论．a．BRC柱均为混凝土压碎，受压BFRP筋压断，受拉筋材完好．轴心受压短柱因筋材受压变形较大，BFRP箍筋拉断，混凝土膨胀变形破坏．相同偏心距和相同荷载作用下，当RTSF体积掺量提高至1.5%时，裂缝宽度减小约50%；当RTSF掺量不变，偏心距从80 mm减小至40 mm时，最大裂缝宽度减小7.19%．b．BRC偏心受压短柱在荷载作用下轴向位移曲线可分为弹性、弹塑性、塑性和下降段四个阶段．当偏心距不变而RTSF掺量增大至1.5%时，轴向极限位移增大约3.5倍．受压柱的荷载-混凝土应变曲线表明：不同RTSF掺量下的荷载-混凝土应变发展趋势相似，其受拉区混凝土应变几乎一致，RTSF掺量为1.5%的短柱混凝土最大压应变较普通混凝土柱增大30%．c．基于现有理论，通过对FRP纤维增强混凝土短柱的计算模型修正得到的BRC短柱的理论受压承载力与试验柱的实测极限承载力接近，表明该计算模型可用于预测BRC短柱的受压承载力，对于实际工程应用具有一定的指导意义．