Axial Compression Performance of Concrete Columns Confined by Ultra-High Performance Concrete Reinforced with High-Strength Steel Wire Cloth
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摘要:
为掌握新型高强钢丝布增强超高性能混凝土（UHPC）的约束效应，研究高强钢丝布面密度和层数变化对约束混凝土柱轴压性能的影响规律. 首先，利用混凝土泊松比、延性指数和韧性指数对高强钢丝布增强UHPC的约束效应进行评估；其次，考虑高强钢丝布与UHPC提供的约束力，建立复合约束层的侧向约束力模型；最后，基于Ottosen破坏准则和有效约束指标，建立约束混凝土轴压本构模型. 研究结果表明：约束柱受压时呈明显的延性破坏，高强钢丝布增强UHPC约束体系可有效抑制裂缝发展，减缓加载后期试件刚度退化；与未约束柱相比，约束柱极限承载力、峰值压应变和峰值应力的最大增幅分别为147.0%、104.0%和58.0%；当高强钢丝布层数从1层增加至2层，面密度增加至3.3倍时，约束柱极限承载力、峰值压应变和峰值应力分别提高了8.4%、29.3%和15.8%，延性指数和韧性指数分别提高了50.3%和44.2%. 对比经典约束混凝土轴压本构模型，本文建立的模型结果与试验结果吻合度较高.
Abstract:In order to master the constraint effect of new high-strength steel wire cloth reinforced ultra-high performance concrete (UHPC), a study was conducted on the influence of the surface density and number of layers of high-strength steel wire cloth on the axial compression performance of confined concrete columns. Firstly, the constraint effect of high-strength steel wire cloth reinforced UHPC was evaluated using Poisson’s ratio, ductility index, and toughness index. Secondly, a lateral constraining force model of the composite constraining layer was established considering the constraining force provided by high-strength steel wire cloth and UHPC. Finally, a constitutive model of axial compression of confined concrete was established based on the Ottosen failure criterion and an effective constraint index. The results show that the confined column exhibits obvious ductile failure under compression, and the high-strength steel wire cloth reinforced UHPC confinement system can effectively suppress crack development and slow down the stiffness degradation of the specimen in the later stage of loading. Compared with the unconfined column, confined columns have maximum increases of 147.0%, 104.0%, and 58.0% in ultimate bearing capacity, peak compressive strain, and peak stress, respectively. When the number of layers of high-strength steel wire cloth increases from 1 to 2, and the surface density increases to 3.3 times, the ultimate bearing capacity, peak compressive strain, and peak stress of the confined column increase by 8.4%, 29.3%, and 15.8%, respectively, while the ductility index and toughness index increase by 50.3% and 44.2%, respectively. The model established in this paper highly agrees with the experimental results compared with the classical constitutive model of axial compression of confined concrete.
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超高性能混凝土（UHPC）是一种具有超高强度、高韧性和优良耐久性的新型高性能水泥基复合材料[1-3]. 近年来，众学者对UHPC在房屋、桥梁等结构加固领域进行大量的研究[4]. Xie等[5]对18根UHPC壳体约束混凝土圆形柱进行了轴压试验，研究发现，随着UHPC壳体厚度增加，约束柱的极限承载力、延性显著提升. 周建庭等[6]将UHPC用于加固锈蚀钢筋混凝土柱，发现UHPC能够有效抑制锈蚀裂缝的开展，并大幅度地提高锈蚀钢筋混凝土柱在受压时的承载力和延性.
但UHPC作为高强度水泥基材料，破坏时脆性较明显，结构加固时仍需要采用连续增强材料来提高被加固构件的承载力、延性、韧性等综合力学性能. 目前，采用箍筋或纤维网格来增强UHPC较多，Shan等[7]对足尺寸配箍活性粉末混凝土（RPC）管内填充普通混凝土柱进行单轴压缩试验，发现组合柱具有良好的抗压性能和耐久性，柱的强度和延性随着RPC管中箍筋配箍率的增加而明显增加. Tian等[8]在UHPC模板中加入了纤维网格和不锈钢网格，柱的延性和韧性得到了提高，但网格强度较小的组合柱脆性依然很大. Li等[9]研究UHPC与普通混凝土（NSC）组合柱的轴压性能，发现在UHPC中配置箍筋时，复合柱的承载能力和抗裂性都得到了提高，并根据组合柱的特性建立三折线式受压本构模型.
高强钢丝布是强度高达
3000 MPa的钢丝编织成的新型单向网布[10]，具有质轻、高强、耐腐蚀等优点. 相较纤维网格[8,11]，高强钢丝布与混凝土的界面黏结性能更高且具有更好的经济性；较箍筋而言，高强钢丝布自重轻、施工简便. 目前对于高强钢丝布的试验研究较少，其约束效应和机理还有待研究，基于UHPC和高强钢丝布的优异性能，本文提出一种高强钢丝布增强UHPC （以下简称HSWU）约束混凝土柱的结构形式，开展HSWU约束混凝土轴压性能试验研究，建立HSWU约束混凝土的本构模型，为工程应用提供参考.1. 试验研究
1.1 试件设计
设计了4组共6个HSWU约束混凝土试件和1个未约束混凝土对比试件，试件设计参数见表1. 表中第1～3组为约束试件，G600S1表示钢丝布面密度为600 g/m2，1层钢丝布，余同. 第4组为未约束试件.
表 1 HSWU混凝土柱设计参数Table 1. Design parameters of HSWU concrete columns组号 试件编号 面密度/（g·m−2） 1 G600S1 600 G600S2 600 2 G1200S1 1200 G1200S2 1200 3 G2000S1 2000 G2000S2 2000 4 G0S0 未约束混凝土均为直径200 mm、高度600 mm的圆柱体，约束试件UHPC壳的厚度为25 mm，均沿高度方向布设宽度为600 mm的高强钢丝布. 采用卡本股份有限公司生产的G600、G1200、G2000 3种不同型号的高强钢丝布（G后数字指一定厚度内钢丝布单位面积的质量，即面密度. 面密度越大，10 mm宽钢丝布中钢丝根数越多，总的截面积越大）.
浇筑混凝土柱的模具采用PVC圆管，未约束混凝土柱采用半径（R1） 200 mm、高600 mm模具，HSWU约束层采用半径（R5） 250 mm、高600 mm模具. 为防止高强钢丝布在试件加载过程中发生闭环脱开，每层搭接长度为200 mm，所有约束试件中钢丝布的保护层UHPC厚度（d4）均为10 mm，2层钢丝布试件中层间距离（d3）为5 mm，高强钢丝布的具体布置见图1. 图中：R1=100 mm；R2=115 mm，为约束核心区半径；R5=125 mm.
为保证UHPC和混凝土之间的黏结，在二次浇筑之前对未约束混凝土圆柱表面进行凿毛处理并涂刷界面剂，为控制UHPC厚度的均匀及准确性，通过柱顶部、底部两端粘贴塑料条控制. 同时，为避免在浇筑UHPC时与高强钢丝布之间的摩擦力使网塌落，高强钢丝布顶端用铁丝固定，采用每浇筑1/3高度振捣一次，以保证UHPC浇筑密实.
为防止试件两端在轴压试验加载中提前发生破坏，全部试件两端部均使用150 mm宽碳纤维布缠绕.
1.2 材料性能
UHPC水胶比为0.16，短玻璃纤维体积率为1.5%，UHPC配合比见表2，短玻璃纤维性能参数见表3. 在浇筑混凝土柱及UHPC约束层时分别预留150 mm × 150 mm × 150 mm （150 mm × 150 mm × 300 mm）的混凝土立方体（棱柱体试块）和100 mm × 100 mm × 100 mm （100 mm × 100 mm × 300 mm）的UHPC立方体（棱柱体试块），并制作等截面尺寸为50 mm × 100 mm × 150 mm的UHPC狗骨拉伸试件. 在进行HSWU约束混凝土柱轴心受压试验之前，先测试混凝土、UHPC、高强钢丝布力学指标. 混凝土、UHPC的力学性能指标分别列于表4、5. 表4和表5中：fcu为混凝土立方体抗压强度，fco为混凝土轴心抗压强度，Ec为混凝土弹性模量，fcu,u为UHPC立方体抗压强度，fco,u为UHPC轴心抗压强度，Eu为UHPC弹性模量，ft,u为UHPC抗拉强度，εtu,max为UHPC峰值拉应变.
表 2 UHPC配合比Table 2. Mix proportions of UHPCkg/m3 水泥 硅灰 矿粉 砂子/目 玻璃
纤维水 减水剂 (10,20] (20,40] (40,70] 646 108 322 457 303 316 39 172 10 表 3 短纤维性能参数Table 3. Performance parameters of the short fiber纤维种类 长度/
mm抗拉强
度/MPa密度/
（kg·m−3）弹性模
量/GPa直径/
mm玻璃纤维 18 1700 2600 72 0.014 表 4 混凝土抗压试验结果平均值Table 4. Average value of concrete compression test results混凝土强度 fcu/MPa fco/MPa Ec/GPa C60 60.8 39.8 35.8 表 5 UHPC抗压、抗拉试验结果平均值Table 5. Average value of UHPC compression and tensile test resultsfcu,u/MPa fco,u/MPa Eu/GPa ft,u/MPa εtu,max/% 113.2 84.07 40.1 6.85 0.18 不同面密度的3种高强钢丝布见图2，G600、G1200、G2000中高强钢丝间距分别为10.0、3.3、2.5 mm，每10 mm宽高强钢丝布钢丝总截面面积分别为0.845、1.716、2.540 mm2. 本文所用高强钢丝（HSW）拉伸试验应力-应变曲线与碳纤维增强基复合材料（CFRP）和普通钢筋应力-应变曲线见图3，HSW与CFRP相比更具有延展性，与普通钢筋相比具有更高的抗拉强度，其最大抗拉强度、极限抗拉应变和弹性模量分别为
2855.2 MPa、1.94%和190 GPa.1.3 试验加载及测试方法
全部试验柱的轴心受压试验均在
3000 kN MTS电液伺服试验机上进行，实际加载见图4. 在UHPC表面中部位置对称粘贴“T”型横、纵应变片，分别测量UHPC中部横、纵方向的应变；分布在试件四角的位移计测量试件试验过程中的轴向位移. 试验前在柱上表面用细沙抹平，开始正式试验前，预加破坏荷载计算值的10%，以两侧应变平均值的±5%为基准，当两侧应变值在其以内表示试件受荷均匀，对中后进行设备调试，加载速率开始为100 kN/min，检查设备仪器均正常开始试验；然后加载至预估荷载的75%时速率改为0.2 mm/min，直至试件破坏.2. 试验结果与讨论
2.1 试验现象及破坏现象分析
未约束混凝土试件（第4组）破坏形态见图5（a）. 由图可知：加载初期，无明显肉眼可见的裂缝产生；荷载增长到峰值荷载75%左右时，混凝土表面裂缝贯通；达到峰值荷载时，纵向及斜向可见裂缝逐渐增多，汇聚成一条较宽的斜裂缝，荷载急剧下降至0，试件劈裂，表现为明显的脆性破坏.
HSWU约束混凝土试件（第1～3组）破坏形态见图5（b）～（g）. 由图可知：加载初期，UHPC应变很小，约束柱在荷载增加阶段未出现明显宏观主裂缝；荷载增长到峰值荷载的80%～90%时，柱表面可见纵向微裂缝，由于UHPC与钢丝布的黏结作用，UHPC并未立即破坏，在达到峰值点后“嘭”的一声，荷载开始下降，UHPC中部附近出现由多条微裂缝逐渐汇聚形成一条4～10 mm宽的裂缝；继续加载，高强钢丝开始逐根断裂. 由于G600S1、G1200S1约束力较小，荷载降至70%时，较其他试件UHPC表面开裂较明显，但仍表现为延性破坏，所有试件无大量碎屑剥落，柱体裂而不碎.
2.2 荷载-轴向应变曲线
图6为HSWU约束混凝土柱实测荷载-轴向应变全曲线，并给出加载过程中UHPC保护层所承担的轴力，选取文献[12]建立的无约束UHPC单轴受压本构对UHPC保护层所承担轴力进行计算.
图 6 实测HSWU约束混凝土柱荷载-轴向应变全曲线Figure 6. Load-axial strain measurement curves of concrete columns confined by HSWU由图6可知：加载初期，各HSWU约束混凝土试件的荷载-轴向应变曲线基本重合，呈线性发展，表明高强钢丝布层数和面密度对约束试件初始刚度的影响很小；对约束柱可采用叠加理论求得其轴压刚度理论值，从荷载-轴向应变曲线初始段的斜率得到实测的轴压刚度，实测平均值为理论平均值的77%，原因是测定试件压缩变形时往往存在一定误差. 图7为约束柱典型的荷载-轴向应变曲线. 图中：Fmax为各约束柱试件的峰值荷载，εcu为峰值荷载对应的轴向应变. 根据试验结果，得到以下4个特征段：1） OA段，加载初期，所有约束柱在经历弹性段后，均出现了应变硬化阶段，这是因为高强度的钢丝布提供了充分的侧向约束，有效抑制了UHPC裂缝的发展，钢丝布面密度越大的试件应变硬化阶段也越长，表现出更高的延性. 2） AB段：由于UHPC裂缝的不断增大，约束柱在点A峰值荷载后出现突降，保持在0.8Fmax左右. 3） BC段：由于钢丝布的约束以及短玻璃纤维和UHPC基体间良好的黏结性能，试件进入承载力上升阶段. 随着约束的增大，该段的斜率也随之增大，最终结束于第1根钢丝的拉断. 4） CD段：随着钢丝开始逐根断开，试件承载力出现第2次下降并进入应变软化阶段，由于UHPC和未拉断的钢丝还具有一定的约束作用，HSWU层并未完全失去约束能力，较未约束试件还具有较高的残余承载力.
图 7 约束柱典型荷载-轴向应变曲线特征Figure 7. Characteristic of typical load-axial strain curve of confined column2.3 荷载-泊松比曲线
为研究HSWU约束混凝土柱轴压过程的紧箍效应，以柱的泊松比（横向应变与纵向应变之比）作为研究对象. 当混凝土柱的泊松比大于0.2时，可判定HSWU约束层对核心混凝土产生了紧箍作用. 各约束试件荷载-泊松比关系见图8. 由图可知：荷载上升阶段泊松比基本稳定在0.20～0.26，曲线在泊松比为0.30～0.50时斜率逐渐减小，随后趋于水平；试件G600S1、G1200S1的泊松比变大较早，说明1层、面密度小的高强钢丝布提供的约束较弱，约束柱较早产生塑性变形；G1200S2、G2000S2的泊松比在峰值荷载前变化不大，说明2层、面密度大的高强钢丝布提供的约束较强，有效延缓了裂缝发展，使试件抗损稳定性得到增强.
图 8 中截面荷载-组合材料泊松比关系Figure 8. Relationships between load at middle section and Poisson’s ratio of concrete columns2.4 延性指数和韧性指数计算
延性指数[13]和韧性指数[14]分别表示高强钢丝布面密度和层数对约束柱峰值后延性和韧性的影响. 延性指数计算模型见图9（a），通过3/4原则定义构件的“屈服”，将起始点O与0.75Fmax的点连线并延长至与峰值水平线交于点P，过点P向横轴作垂线与荷载-轴向应变曲线交于点A，与横轴交于点E，点E的应变即为屈服应变εy，过5.5εy （点D）于横轴作垂直线交荷载-轴向应变曲线交于点C，点O、A、B、C、D与点O、A、E包络面积之比即为延性指数. 韧性是指材料在塑性变形和破裂过程中吸收能量的能力，即耗能能力. 韧性指数计算模型见图9（b），当约束柱压应变εAu达到0.02时，轴向荷载不再有明显的下降，可视为约束柱已经破坏，εAu=0.02范围内荷载-应变曲线包络面积Au （点O、B、D、E包围面积）为约束柱受压过程中吸收的能量，韧性指数即为Au与FmaxεAu （点O、A、C、E包围面积）之比.
上述方法计算所得延性、韧性指数列于表6. 由表可知，试件延性及韧性指数随着高强钢丝布面密度和层数的增加而增大，与G1200S1 （G600S1）试件相比，G2000S1的延性指数及韧性指数分别提高7.3%、2.9% （32.4%、36.5%）；与G1200S2 （G600S2）相比，G2000S2的延性指数及韧性指数分别提高3.8%、2.7% （38.1%、44.2%）. 说明高强钢丝布面密度大、2层的约束试件消耗能量更多，延性更好.
表 6 HSWU约束混凝土柱延性指数和韧性指数Table 6. Ductility index and toughness index of HSWU restrained concrete columns试件编号 延性指数 韧性指数 G0S0 G600S1 5.81 0.52 G600S2 6.32 0.65 G1200S1 7.17 0.69 G1200S2 8.41 0.73 G2000S1 7.69 0.71 G2000S2 8.73 0.75 2.5 HSWU约束混凝土核心区应力-应变曲线
高强钢丝布以内的区域称为核心区，即最外层高强钢丝布以内的约束区域，其截面直径为230 mm. 在2.2节约束试件实测荷载-轴向应变全曲线的基础上，扣除UHPC保护层承担的荷载，可得HSWU约束混凝土核心区的荷载-轴向应变全曲线. 考虑到HSWU约束混凝土核心区总轴向压力由UHPC及混凝土共同承担，因此，根据等效抗压刚度对核心区轴向压力进行分配，并根据实测的荷载-轴向应变曲线，按式（1）计算HSWU约束混凝土核心区的应力-应变关系，见图10.
图 10 HSWU约束混凝土核心区应力-应变曲线Figure 10. Stress-strain curves for the core of HSWU restrained concreteσc(ε)=F(ε)−Fcov(ε)EuAc,u/Ec+Ac， (1) 式中：σc(ε)为约束试件核心区在轴向应变为ε时的应力，F(ε)为轴向应变为ε时约束试件所承担的总荷载，Fcov(ε)为UHPC保护层轴向应变为ε时所承担的荷载；Ac,u、Ac分别为约束试件核心区UHPC的面积和混凝土面积.
3. 约束柱轴压性能影响因素
根据HSWU约束混凝土柱轴压试验结果以及2.5节计算所得核心区应力-应变曲线，HSWU约束混凝土柱轴压试验结果列于表7. 未约束试件G0S0峰值荷载F0和峰值轴向应变εco分别为
1130 kN和0.0026 .表 7 HSWU约束混凝土柱轴压试验试验结果Table 7. Axial compression test results of HSWU restrained concrete columns试件编号 Fmax /kN Fmax/F0 εcu εcu/εco εtu fcc/MPa fcc/fco εcc ε70 G600S1 2576 2.28 0.0041 1.58 0.0034 54.27 1.36 0.0046 0.0065 G600S2 2641 2.34 0.0047 1.81 0.0035 57.07 1.43 0.0049 0.0083 G1200S1 2595 2.30 0.0043 1.65 0.0034 56.85 1.43 0.0048 0.0091 G1200S2 2743 2.43 0.0052 2.00 0.0037 61.36 1.54 0.0057 0.0145 G2000S1 2617 2.32 0.0044 1.69 0.0035 57.64 1.45 0.0051 0.0119 G2000S2 2792 2.47 0.0053 2.04 0.0037 62.85 1.58 0.0063 0.0183 注：εtu为约束试件峰值荷载时的横向应变，fcc和εcc分别为HSWU约束混凝土核心区峰值应力和峰值应变，ε70为HSWU约束混凝土核心区峰值应力下降30%时所对应的轴向应变. 3.1 高强钢丝布面密度
高强钢丝布面密度对约束混凝土柱轴压性能的影响见图11. 由图可知，高强钢丝布面密度越大，约束混凝土柱的变形能力越大，下降段越平缓，原因是高强钢丝约束机理与箍筋类似，面密度越大，其“约束效应”[15]越显著，整体约束作用越强，轴压性能提高越明显. 由表7可知，增大高强钢丝布面密度，可显著提高HSWU约束混凝土柱的抗压变形性能，但对抗压承载力的提升有限. 与G1200S1 （G600S1）试件相比，G2000S1的峰值应力和应变分别提高1.4%、6.2% （10.6%、13.0%）；与G1200S2 （G600S2）相比，G2000S2的峰值应力和应变分别提高2.4%、10.1%（5.2%、19.6%）.
图 11 面密度对HSWU约束混凝土柱应力-应变曲线影响Figure 11. Effect of surface density on the stress-strain curves of HSWU restrained concrete columns3.2 高强钢丝布层数
图12为不同高强钢丝布层数对约束混凝土柱轴压性能的影响，不同层数试件弹性阶段基本重合，但2层高强钢丝布试件具有更高的峰值应力，且第1次强度下降后，强度上升更显著. 此外，2层高强钢丝布试件第2次抗压强度突然下降的现象更明显，这是由于钢丝布外层的环向应变大于内层中的环向应变，导致环向应变大的高强钢丝布先发生断裂. 由表7可知，HSWU约束混凝土柱G600S2、G1200S2、G2000S2的峰值应力分别为57.07、61.36、62.85 MPa，较G600S1、G1200S1、G2000S1分别提高了5.2%、7.9%和9.0%.
图 12 层数对HSWU约束混凝土应力-应变曲线影响Figure 12. Effect of number of layers on the stress-strain curves of HSWU restrained concrete columns4. HSWU约束混凝土本构模型
4.1 HSWU侧向约束力
由3.1节分析可知，HSWU约束混凝土柱轴心受压机理与箍筋约束混凝土相似. 因此，本文圆形截面HSWU的约束应力计算可采用Sheikh等[16]提出的方法. 约束应力来源于高强钢丝布和UHPC壳体. UHPC不同于普通混凝土，因其具有较强的抗拉能力，所以，在计算约束应力时不能忽略，根据试验结果，峰值荷载时UHPC环向拉应变约为0.35%，按照规程中的简化计算方法，UHPC提供的拉应力取为ft,u[17]. 同样，由2.2节分析可知，高强钢丝在峰值荷载时并未达到极限抗拉强度，假定此时高强钢丝应变等同于UHPC横向拉应变εtu. 由于沿纵轴线方向高强钢丝之间的混凝土未被有效约束，故引入有效约束系数ke[18]，以考虑纵轴线方向钢丝间距的影响. 高强钢丝布与UHPC共同提供的约束应力如图13所示. 图中：红色箭头为高强钢丝布提供的约束力，黑色箭头为UHPC提供的约束应力. 根据力的平衡条件可得侧向约束强度为
图 13 HSWU约束混凝土柱截面受力分析Figure 13. Section force analysis of HSWU restrained concrete columnsfl=2nckeEsεtuAssldcors+2ft,utudcor， (2) 式中：nc为高强钢丝布层数，Es为高强钢丝弹性模量，Assl为高强钢丝横截面积，dcor为核心区直径，s为高强钢丝间距，tu为UHPC厚度.
4.2 峰值应力、应变计算模型及验证
核心混凝土在侧向约束下处于三轴受压的复杂应力状态，为计算HSWU约束混凝土峰值应力，本文基于精度高、适用范围广的Ottosen混凝土破坏准则[19-20]，并用相对八面体强度进行统一表达[21]. 如图14所示，由试验数据拟合出fcc计算式（式（3）），拟合度R2=0.94，计算值与试验值比值的平均值为1.001，变异系数为1.37%. 图14中峰值应力增强比fcc/fco与有效约束指数fl/fco近似呈线性关系，fl越大，HSWU约束混凝土的强度越高.
fccfco=flfco+1.638√4.22flfco+1−0.429. (3) 基于Affii等[22]模型，回归出HSWU约束混凝土峰值应变（εcc）式（式（4）），其拟合度R2=0.96，见图15. 当应力下降到峰值应力的70%时，高强钢丝基本均已屈服，故在拟合ε70计算式时，高强钢丝应力均取抗拉强度ft,s，回归出ε70式（式（5）），拟合度R2=0.95，见图16.
εccεco=1+9.35(flfco)0.82， (4) ε70εco=1+21.11(flfco)0.86. (5) 4.3 本构模型
基于实测HSWU约束混凝土受压应力-应变关系采用两段式建立HSWU约束混凝土受压本构.
式（6）为含参数a的上升段，参数a控制上升段的初始刚度，将a与fl/fco相关联，见式（7），fl/fco越大，a越大，上升段曲线的初始刚度越大，反之，初始刚度越小. 本试验中fl/fco的变化范围为0.044～0.096，由式（7）可得a的范围为1.037～1.269，平均值为1.135，方差为0.008，说明钢丝布的层数与面密度不同时，各约束试件的初始刚度变化较小.
σc=aεcεcc1+(a−1)(εcεcc)aa−1fcc，0⩽εc⩽εcc， (6) a=0.84+4.47flfco. (7) 式（8）为含参数αc、c的下降段，参数c控制下降段曲线的凹凸度，参数αc控制下降段坡度并通过下降段边界条件（ε70, 0.7fcc）确定，将此点代入式（8），使得αc可用c来表达，见式（9）. 将c与fl/fco相关联，见式（10），fl/fco越大，c越大，下降段曲线越平缓，反之下降段曲线凹陷越明显.
σc=εcεccαc(εcεcc−1)c+εcεccfcc，εc>εcc， (8) αc=0.345ε70εcc(ε70εcc−1)c， (9) c=0.98+0.66flfco. (10) 图17为采用Mander模型[18]、Cusson模型[23]、Légeron 模型[24]及本文HSWU约束混凝土模型计算得到的约束混凝土应力-应变理论曲线与试验曲线对比. 结果表明，本文模型计算曲线与试验曲线吻合良好.
上述3个典型模型的弹性上升段与试验曲线较吻合. 但是，Mander模型是针对普通箍筋约束混凝土建立的，该模型计算得到的峰值应力及下降段应力均大于本文建立的本构模型（尤其是高强钢丝布面密度大的试件），高估了HSWU约束混凝土的轴压性能，因为该模型在计算峰值应力时采用了高强钢丝的抗拉强度，事实上在峰值点时高强钢丝未达到抗拉强度，该模型高估了峰值点高强钢丝的应力发挥. Cusson模型、Légeron 模型是根据普通箍筋约束混凝土试验值建立的模型，用其预测钢丝布约束混凝土的峰值应变预测较好，但低估了钢丝布约束混凝土的峰值应力，其原因是本文高强钢丝约束应力高于普通箍筋，同时具有一定抗拉能力的UHPC也提供了侧向约束应力，高强钢丝布增强UHPC对核心混凝土的约束效果高于单一的普通箍筋. 在高强钢丝布与UHPC的双重约束下，约束混凝土的应力-应变曲线下降段缓慢，高强钢丝在峰值后仍发挥显著的约束作用，提高了约束混凝土的延性、耗能能力，有利于提高结构的抗震性能.
5. 结 论
本文对6根高强钢丝布增强UHPC约束混凝土柱和1根未约束混凝土柱进行轴心受压试验，得到以下结论：
1） 未约束混凝土柱的破坏形态为纵向劈裂脆性破坏；所有HSWU约束混凝土柱破坏时裂而不碎，过峰值荷载后仍具有较高的残余承载能力和变形能力，破坏后试件整体性较好，UHPC约束层始终未脱落，呈延性破坏.
2） 实测的HSWU约束混凝土柱的荷载-轴向应变曲线均表现出4个典型阶段特征：弹性阶段后的应变硬化阶段、到达峰值时承载力的突然下降阶段、承载力的二次上升阶段、承载力的第2次下降并进入应变软化阶段.
3） HSWU约束混凝土柱的极限承载力随高强钢丝布层数和面密度增加而增大，与未约束混凝土柱相比，HSWU约束混凝土柱极限承载力提高128%～147%. 相较于布设1层、面密度小的高强钢丝布，采用2层、面密度大的高强钢丝布约束混凝土的延性指数和韧性指数分别提高了50.3%和44.2%，即增加高强钢丝布层数和面密度有利于提高柱的变形能力.
4） 建立了HSWU约束混凝土本构模型，与典型箍筋约束混凝土模型相比，本文模型计算结果与试验实测值吻合度较高. 但由于试件数量及参数有限，仍需开展更多的试验研究，提升模型的适用性.
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图 6 实测HSWU约束混凝土柱荷载-轴向应变全曲线
Figure 6. Load-axial strain measurement curves of concrete columns confined by HSWU
图 7 约束柱典型荷载-轴向应变曲线特征
Figure 7. Characteristic of typical load-axial strain curve of confined column
图 8 中截面荷载-组合材料泊松比关系
Figure 8. Relationships between load at middle section and Poisson’s ratio of concrete columns
图 10 HSWU约束混凝土核心区应力-应变曲线
Figure 10. Stress-strain curves for the core of HSWU restrained concrete
图 11 面密度对HSWU约束混凝土柱应力-应变曲线影响
Figure 11. Effect of surface density on the stress-strain curves of HSWU restrained concrete columns
图 12 层数对HSWU约束混凝土应力-应变曲线影响
Figure 12. Effect of number of layers on the stress-strain curves of HSWU restrained concrete columns
图 13 HSWU约束混凝土柱截面受力分析
Figure 13. Section force analysis of HSWU restrained concrete columns
表 1 HSWU混凝土柱设计参数
Table 1. Design parameters of HSWU concrete columns
组号 试件编号 面密度/（g·m−2） 1 G600S1 600 G600S2 600 2 G1200S1 1200 G1200S2 1200 3 G2000S1 2000 G2000S2 2000 4 G0S0 
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表 2 UHPC配合比
Table 2. Mix proportions of UHPC
kg/m3 水泥 硅灰 矿粉 砂子/目 玻璃
纤维水 减水剂 (10,20] (20,40] (40,70] 646 108 322 457 303 316 39 172 10
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表 3 短纤维性能参数
Table 3. Performance parameters of the short fiber
纤维种类 长度/
mm抗拉强
度/MPa密度/
（kg·m−3）弹性模
量/GPa直径/
mm玻璃纤维 18 1700 2600 72 0.014
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表 4 混凝土抗压试验结果平均值
Table 4. Average value of concrete compression test results
混凝土强度 fcu/MPa fco/MPa Ec/GPa C60 60.8 39.8 35.8
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表 5 UHPC抗压、抗拉试验结果平均值
Table 5. Average value of UHPC compression and tensile test results
fcu,u/MPa fco,u/MPa Eu/GPa ft,u/MPa εtu,max/% 113.2 84.07 40.1 6.85 0.18
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表 6 HSWU约束混凝土柱延性指数和韧性指数
Table 6. Ductility index and toughness index of HSWU restrained concrete columns
试件编号 延性指数 韧性指数 G0S0 G600S1 5.81 0.52 G600S2 6.32 0.65 G1200S1 7.17 0.69 G1200S2 8.41 0.73 G2000S1 7.69 0.71 G2000S2 8.73 0.75
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表 7 HSWU约束混凝土柱轴压试验试验结果
Table 7. Axial compression test results of HSWU restrained concrete columns
试件编号 Fmax /kN Fmax/F0 εcu εcu/εco εtu fcc/MPa fcc/fco εcc ε70 G600S1 2576 2.28 0.0041 1.58 0.0034 54.27 1.36 0.0046 0.0065 G600S2 2641 2.34 0.0047 1.81 0.0035 57.07 1.43 0.0049 0.0083 G1200S1 2595 2.30 0.0043 1.65 0.0034 56.85 1.43 0.0048 0.0091 G1200S2 2743 2.43 0.0052 2.00 0.0037 61.36 1.54 0.0057 0.0145 G2000S1 2617 2.32 0.0044 1.69 0.0035 57.64 1.45 0.0051 0.0119 G2000S2 2792 2.47 0.0053 2.04 0.0037 62.85 1.58 0.0063 0.0183 注：εtu为约束试件峰值荷载时的横向应变，fcc和εcc分别为HSWU约束混凝土核心区峰值应力和峰值应变，ε70为HSWU约束混凝土核心区峰值应力下降30%时所对应的轴向应变.
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[1] 管品武,涂雅筝,张普,等. 超高性能混凝土单轴拉压本构关系研究[J]. 复合材料学报,2019,36(5): 1295-1305.GUAN Pinwu, TU Yazheng, ZHANG Pu, et al. A review on constitutive relationship of ultra-high-performance concrete under uniaxial compression[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2019, 36(5): 1295-1305. [2] 邓宗才,肖锐,申臣良. 超高性能混凝土的制备与性能[J]. 材料导报,2013,27(9): 66-69,95. doi: 10.3969/j.issn.1005-023X.2013.09.015DENG Zongcai, XIAO Rui, SHEN Chenliang. A review on preparation and properties of ultra-high performance concrete[J]. Materials Reports, 2013, 27(9): 66-69,95. doi: 10.3969/j.issn.1005-023X.2013.09.015 [3] 徐海宾,邓宗才. 新型超高性能混凝土力学性能试验研究[J]. 混凝土,2014(4): 20-23. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2014.04.006XU Haibin, DENG Zongcai. Mechanical properties of a new kind of ultra-high performance concrete[J]. Concrete, 2014(4): 20-23. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2014.04.006 [4] 王洋,邵旭东,陈杰,等. 重度疲劳开裂钢桥桥面的UHPC加固技术[J]. 土木工程学报,2020,53(11): 92-101,115.WANG Yang, SHAO Xudong, CHEN Jie, et al. UHPC-based strengthening technique for significant fatigue cracking steel bridge decks[J]. China Civil Engineering Journal, 2020, 53(11): 92-101,115. [5] XIE J, FU Q H, YAN J B. Compressive behaviour of stub concrete column strengthened with ultra-high performance concrete jacket[J]. Construction and Building Materials, 2019, 204: 643-658. doi: 10.1016/j.conbuildmat.2019.01.220 [6] 周建庭,王蔚丞,杨俊,等. UHPC加固锈蚀钢筋混凝土柱轴心受压性能试验研究[J]. 混凝土,2021(12): 44-50. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2021.12.010ZHOU Jianting, WANG Weicheng, YANG Jun, et al. Experimental study on the performance of UHPC reinforced corroded reinforced concrete column under axial compression[J]. Concrete, 2021(12): 44-50. doi: 10.3969/j.issn.1002-3550.2021.12.010 [7] SHAN B, LAI D D, XIAO Y, et al. Experimental research on concrete-filled RPC tubes under axial compression load[J]. Engineering Structures, 2018, 155: 358-370. doi: 10.1016/j.engstruct.2017.11.012 [8] TIAN H W, ZHOU Z, ZHANG Y, et al. Axial behavior of reinforced concrete column with ultra-high performance concrete stay-in-place formwork[J]. Engineering Structures, 2020, 210: 110403.1-110403.13. [9] LI F H, HEXIAO Y F, GAO H, et al. Axial behavior of reinforced UHPC-NSC composite column under compression[J]. Materials, 2020, 13(13):2905.1-2905.15. [10] 王全,陈勇,王玉彤,等. 高强钢丝布加固专用聚合物砂浆基本性能试验研究[J]. 混凝土,2022(6):130-133,141.WANG Quan, CHEN Yong, WANG Yutong, et al. Experimental study on basic properties of special polymer mortars for strengthening with high strength steel wire cloth[J]. Concrete, 2022(6):130-133,141. [11] 江佳斐,隋凯. 纤维网格增强超高韧性水泥复合材料加固混凝土圆柱受压性能试验[J]. 复合材料学报,2019,36(8): 1957-1967.JIANG Jiafei, SUI Kai. Experimental study on compressive performance of concrete cylinder strengthened by textile reinforced engineering cement composites[J]. Acta Materiae Composite Sinica, 2019, 36(8): 1957-1967. [12] 郭晓宇,亢景付,朱劲松. 超高性能混凝土单轴受压本构关系[J]. 东南大学学报(自然科学版),2017,47(2): 369-376.GUO Xiaoyu, KANG Jingfu, ZHU Jinsong. Constitutive relationship of ultrahigh performance concrete under uni-axial compression[J]. Journal of Southeast University (Natural Science Edition), 2017, 47(2): 369-376. [13] SHIN H O, MIN K H, MITCHELL D. Confinement of ultra-high-performance fiber reinforced concrete columns[J]. Composite Structures, 2017, 176: 124-142. doi: 10.1016/j.compstruct.2017.05.022 [14] HOSINIEH M M, AOUDE H, COOK W D, et al. Behavior of ultra-high performance fiber reinforced concrete columns under pure axial loading[J]. Engineering Structures, 2015, 99: 388-401. doi: 10.1016/j.engstruct.2015.05.009 [15] SHEIKH S A, UZUMERI S M. Analytical model for concrete confinement in tied columns[J]. Journal of the Structural Division, 1982, 108(12): 2703-2722. doi: 10.1061/JSDEAG.0006100 [16] SHEIKH S A, UZUMERI S M. Strength and ductility of tied concrete columns[J]. Journal of the Structural Division, 1980, 106(5): 1079-1102. doi: 10.1061/JSDEAG.0005416 [17] 中国混凝土与水泥制品协会. 超高性能混凝土结构设计规程:T/CCPA 35—2022[S]. 北京:中国建筑工业出版社,2022. [18] MANDER J B, PRIESTLEY M J N, PARK R. Theoretical stress-strain model for confined concrete[J]. Journal of Structural Engineering, 1988, 114(8): 1804-1826. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1988)114:8(1804) [19] OTTOSEN N S. A failure criterion for concrete[J]. Journal of the Engineering Mechanics Division, 1977, 103(4): 527-535. doi: 10.1061/JMCEA3.0002248 [20] 过镇海. 钢筋混凝土原理[M]. 北京:清华大学出版社,1999. [21] 余波,陶伯雄,刘圣宾. 一种箍筋约束混凝土峰值应力的概率模型[J]. 工程力学,2018,35(9): 135-144. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2017.05.0398YU Bo, TAO Boxiong, LIU Shengbin. A probabilistic model for peak stress of concrete confined by ties[J]. Engineering Mechanics, 2018, 35(9): 135-144. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2017.05.0398 [22] AFIFI M Z, MOHAMED H M, BENMOKRANE B. Theoretical stress-strain model for circular concrete columns confined by GFRP spirals and hoops[J]. Engineering Structures, 2015, 102: 202-213. doi: 10.1016/j.engstruct.2015.08.020 [23] CUSSON D, PAULTRE P. Stress-strain model for confined high-strength concrete[J]. Journal of Structural Engineering, 1995, 121(3): 468-477. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(1995)121:3(468) [24] LÉGERON F, PAULTRE P. Uniaxial confinement model for normal-and high-strength concrete columns[J]. Journal of Structural Engineering, 2003, 129(2): 241-252. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9445(2003)129:2(241) -
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