目前我国许多地区存在河砂、淡水短缺现象，尤其是海岛等基础设施的建设，于是海水海砂混凝土就应运而生[1]。但海水海砂中的氯化物和硫酸盐等有害物质会加快传统钢筋混凝土结构中钢筋的锈蚀，导致钢筋海水海砂混凝土结构的耐久性问题特别突出[2]，大大制约了海水海砂在钢筋混凝土中的应用，亟需高耐久性的筋材。由于纤维增强复材(FRP)筋具有耐腐蚀、轻质高强等特性，用FRP筋来替换钢筋，有望解决海水海砂混凝土结构的耐久性问题。目前，FRP筋海水海砂混凝土结构已引起越来越多学者的关注[3-5]。对于FRP筋混凝土结构而言，FRP筋与混凝土之间的黏结性能是一个需要重点关注的问题。很多研究者已对FRP筋与混凝土的黏结性能进行了广泛研究，考察了黏结破坏模式、混凝土强度、保护层厚度、FRP筋的表面形式、直径和锚固长度等因素对FRP筋与混凝土的黏结性能的影响，并提出了黏结-滑移本构模型[6-11]。
对于海洋环境下的FRP筋海水海砂混凝土墩柱结构，往往还会在其外表面增加FRP管来进一步提高其耐久性能(保护壳)和受力性能(侧向约束)，即形成FRP管-FRP筋海水海砂混凝土墩柱结构形式[12]。FRP外管的侧向约束将会对FRP筋与混凝土之间的黏结性能产生一定的影响。目前，关于侧向约束(箍筋约束)对FRP筋与混凝土黏结性能的影响方面已有一些研究[13-15]。Thamrin等通过梁式试验方法研究了配箍率对CFRP筋与钢箍筋约束混凝土黏结性能的影响，研究[13]表明：配箍率对试件的破坏模式影响较大。薛伟辰等通过拉拔试验方法研究了配箍率对GFRP筋与钢箍筋约束混凝土黏结性能的影响，研究[14]表明：箍筋约束会改变试件的破坏模式、提高黏结强度以及达到黏结强度时对应的滑移量，同时建立了GFRP筋与钢箍筋约束混凝土之间的黏结-滑移本构模型。Gao等通过对100个拉拔试件进行试验，考察了GFRP筋直径、混凝土强度和有无箍筋约束等试验参数对GFRP筋与混凝土黏结性能的影响，研究[15]发现箍筋约束对试件黏结强度的提高量与GFRP筋直径、GFRP筋与混凝土间的黏结应力有关。同时，在《加拿大公路桥梁设计准则》[16]和《使用连续纤维增强材料的混凝土结构设计和施工建议》[17]中也都考虑了箍筋约束对FRP筋与混凝土黏结强度的贡献。综上可知，目前还未见有关FRP外管侧向约束对FRP筋与混凝土黏结性能影响方面的相关研究，而FRP外管的侧向约束与钢箍筋的侧向约束又具有较大的不同。因此，非常有必要对FRP筋与FRP约束混凝土之间的黏结性能开展相关研究。
由于GFRP筋价格便宜，是目前工程中最常用的一种FRP筋。BFRP布具有高强、耐高温、耐酸碱、低碳绿色等优点，已在土木工程中得到了越来越多的应用[18]。已有研究[19-20]表明：海水海砂混凝土的基本力学性能与普通混凝土的相近。为了使研究更具有通用性，采用普通混凝土来开展相关研究。因此，将通过对36个拉拔试件进行试验，对GFRP筋与BFRP约束混凝土之间的黏结性能进行研究，考察BFRP侧向约束层数和混凝土强度对其黏结性能的影响规律。
1 试验概况
1.1 试验材料
试验中采用名义直径db为20 mm带螺纹肋的GFRP变形筋，详细的筋材尺寸如图1所示，该筋材由山东斯福特实业有限公司生产；试验测得GFRP筋的抗拉强度为785 MPa，弹性模量为48.6 GPa。选用BFRP单向布作为混凝土的侧向约束层，其面密度为300 g/mm2，名义厚度为0.115 mm，由四川航天拓鑫玄武岩实业有限公司提供，厂家提供的力学参数中抗拉强度为2 100 MPa，弹性模量为91 GPa，伸长率为2.6%。粘贴BFRP布采用的环氧树脂为大连凯华新技术工程有限公司生产的JGN-T纤维浸渍结构胶，其抗拉强度为51 MPa，弹性模量为2.6 GPa。试验中共配制了3种强度的混凝土，试验前实测的标准圆柱体抗压强度分别为40.6，44.2，52.7 MPa。
图1 GFRP筋示意
Fig.1 Schematic diagram of GFRP bar
1.2 试件设计及制作
试验变量包括3种混凝土抗压强度(40.6，44.2，52.7 MPa)和4种BFRP侧向约束层数(0，1，2，3层)，试件共分为12组，每组有名义相同的3个试件，共计36个试件。试件明细情况见表1。试验采用直径为85 mm(对应GFRP筋的混凝土保护层厚度c为32.5 mm，即c/db为1.625，符合一般的工程实际工况)、高为200 mm的圆柱体中心拉拔试件，GFRP筋的黏结长度均为5db，试件的详细尺寸见图2。在试件中通过塑料套管来实现GFRP筋的非黏结区。为防止试验过程中GFRP筋被夹坏，在GFRP筋的夹持端增加钢套管。
选用内径85 mm、高度200 mm的聚氯乙烯(PVC)管作为浇筑混凝土的模具，同时采用特制的木模具来确保GFRP筋与PVC管是处于同轴的。试件养护28 d之后，首先将PVC管去除，其次清理混凝土表面的浮灰，最后在混凝土柱表面沿环向粘贴设定层数的BFRP单向布，其搭接长度均为100 mm。
表1 试件参数与主要试验结果
Table 1 Parameters of specimens and main test results
试件组编号混凝土强度f′co/MPaBFRP约束层数BFRP厚度t/mm黏结强度τu/MPa滑移量sp/mmBFRP径向应力σr,p/MPa破坏形式C1-F0C1-F1C1-F2C1-F3C2-F0C2-F1C2-F2C2-F3C3-F0C3-F1C3-F2C3-F340.640.640.640.644.244.244.244.252.752.752.752.70—9.270.53—劈裂10.11512.540.780.60拔出20.23014.540.991.60拔出30.34517.441.422.97拔出0—11.840.48—劈裂10.11514.880.760.79拔出20.23016.851.061.52拔出30.34518.001.543.84拔出0—13.960.45—劈裂10.11518.131.291.77拔出20.23021.141.653.25拔出30.34522.131.403.60拔出
注：试件组编号Cm-Fn中，C表示混凝土；m表示对应的3种不同抗压强度，即C1、C2和C3分别表示混凝土的标准圆柱体强度为40.6，44.2，52.7 MPa；F表示BFRP；n表示对应4种不同约层层数，即F0、F1、F2和F3分别表示BFRP约束层数为0层、1层、2层和3层。
a—示意；b—实物。
图2 拉拔试件
Fig.2 Pull-out specimen
1.3 试验装置和量测方案
试验是在200 kN的电子万能试验机上进行的，将试件放置在特制的加载装置上，采用位移控制，加载速度为1.0 mm/min。试验加载过程中，试件自由端与加载端的相对滑移量分别通过2个对称布置的位移计来量测，并分别取两者的平均值作为最终的测试结果。在试件中截面的BFRP表面粘贴4个环向应变片来监测其环向应变变化(图3)。
图3 环向应变测点布置
Fig.3 Arrangement of circumferential strain gauges
2 试验结果和讨论
2.1 破坏模式
图4给出了试件的典型破坏模式。可知：所有无约束试件均发生混凝土劈裂破坏，其破坏时混凝土保护层突然开裂破碎，并伴有巨大的声响。由图4a可见：试件的混凝土保护层被通长的纵向裂缝和位于黏结区的横向裂缝分割成数块，纵向裂缝基本沿着GFRP筋方向发展，一般裂缝出现后混凝土即劈裂，试件破坏；破坏后的混凝土黏结界面的肋痕清晰，GFRP筋几乎没有损伤，肋间残存少量混凝土碎屑。由图4b可见：所有BFRP约束试件均发生GFRP筋拔出破坏；在加载过程中，混凝土裂缝的出现和发展，使得BFRP约束层的环向和径向应力持续增加，而约束层中应力的增加又抑制裂缝的发展；当混凝土因径向裂缝发展而劈裂后，由于外侧BFRP层的侧向约束，使劈裂混凝土与GFRP筋依然保持紧密贴合，最后由于肋间混凝土发生破坏，GFRP筋被拔出；破坏后黏结界面的混凝土凸处几乎全部被磨平，而GFRP筋基本完好，且肋间残留大量混凝土碎屑。可见，采用BFRP侧向约束混凝土可使试件的破坏模式由脆性的混凝土劈裂破坏转变为延性的GFRP筋拔出破坏。
a—劈裂破坏(无约束试件)；b—拔出破坏(约束试件)。
图4 试件的典型破坏模式
Fig.4 Typical failure modes of specimens
2.2 黏结应力-滑移关系
已有研究[7-8]表明：由于GFRP筋弹性模量相对较低，GFRP筋与混凝土拉拔试验中自由端和加载端的黏结滑移量相差较大，于是其黏结应力-滑移(τ-s)关系中滑移量s就有不同的选取方式，已有研究中普遍采用的是二选一的方式。但既然黏结应力τ采用的是黏结区内的平均应力，滑移量s也采用平均滑移量会相对更合理。故本文中的滑移量s采用了自由端与加载端滑移量的平均值。试验加载中测得BFRP约束层的环向应变εh，则相应试件中BFRP约束层的径向应力σr按照式(1)来计算[21]：
σr=2Efεht/D
(1)
式中：Ef为BFRP约束层的弹性模量；t为BFRP约束层的厚度；D为试件的直径。
黏结强度τu取为τ-s曲线中黏结应力的最大值，试件达到黏结强度τu时的平均滑移量记为sp，试件达到τu时BFRP约束层的径向约束应力记为σr,p。本文主要试验结果见表1。
图5给出了3种混凝土强度下典型试件的τ-s曲线。可见：
1)3种混凝土强度下，无约束试件的τ-s曲线都可划分为微滑移段和滑移段两个阶段。
a—C1;b—C2；c—C3。
—F0；
—F1；
—F2；
—F3。
图5 典型试件的τ-s曲线
Fig.5 τ-s curves of typical specimens
2)3种混凝土强度下，所有BFRP约束试件的τ-s曲线形状相近，整个曲线可划分为微滑移段、滑移段、下降段和残余段4个阶段。图6示意了BFRP约束试件的除微滑移段外的黏结界面破坏过程。对约束试件而言，在微滑移段，黏结应力主要来自界面化学胶着力，此时黏结应力较小，滑移量微小。随着黏结界面胶着力丧失，黏结应力逐渐由机械咬合力和摩擦力提供，此时黏结应力逐渐增大，滑移量开始增加，τ-s曲线进入滑移阶段(图6a)；与此同时，肋间混凝土受GFRP筋肋的挤压而开裂，混凝土内径向裂缝逐渐向混凝土表面扩展，直至混凝土劈裂；与无约束试件不同，BFRP的侧向约束将抑制约束试件中的混凝土裂缝的出现和发展，即使混凝土已完全劈裂，BFRP约束仍可使劈裂混凝土与GFRP筋保持紧密贴合，并能继续提供黏结力。当黏结应力达到10～15 MPa(约为无约束试件的黏结强度)时，τ-s曲线的斜率开始逐渐降低，直到GFRP筋肋间混凝土被剪坏，试件也达到其最大黏结应力。此后，τ-s曲线开始进入下降段，由于肋间混凝土被剪坏，试件的滑移增长速度变快，但此时在BFRP侧向约束的作用下，GFRP筋与混凝土的界面依然存在较大的径向挤压力，故界面上仍存在一定的摩擦力和机械咬合力(图6b)，因此黏结应力依然缓慢下降。当滑移量达到约7.5 mm(GFRP筋的肋宽值)时，τ-s曲线开始进入残余段，GFRP筋肋间破碎混凝土的堆积以及肋间残存的未破碎混凝土(图6c)，会引起GFRP筋肋面的挤压力和界面摩擦力的增大，导致界面黏结应力重新小幅上升；此时，GFRP筋与混凝土之间的残余抵抗力有限，界面混凝土随着荷载的增加逐渐被磨碎，从而导致黏结应力又逐渐减小。
a—滑移段；b—下降段；c—残余段。
图6 约束试件黏结界面破坏过程示意
Fig.6 Schematic diagram of failure process of bond interface of confined specimens
3)相同混凝土强度下，随着FRP约束层数的增加，试件τ-s曲线更加圆滑饱满，其黏结强度τu、滑移量sp和残余黏结强度都随之增加。
4)相同BFRP约束层数下，随着混凝土强度的提高，约束试件的黏结强度τu逐渐提高，滑移量sp也逐渐增加，但无约束试件的滑移量sp却逐渐降低。
2.3 BFRP侧向约束对黏结滑移量sp的影响
不同混凝土强度下，试件达到黏结强度τu时的滑移量为sp与BFRP约束层数的关系见图7。可见：在相同混凝土强度下，随着BFRP约束层数的增加，试件的滑移量sp也随之增大(除了C3-F3组试件之外)；无约束试件的滑移量sp为0.45～0.53 mm，而约束试件的滑移量sp为0.76～1.65 mm，可见BFRP的侧向约束可显著增大达到约束强度时的滑移量sp。对于无约束试件，由于其混凝土保护层无法提供足够的环向约束，在达到保护层劈裂荷载时试件即发生破坏；对于约束试件，其所受到的BFRP侧向约束会抑制混凝土保护层的裂缝出现和发展，同时还能使劈裂后的混凝土依然保持一个整体，从而大大提高其黏结强度和相应的滑移量sp。C3-F3组试件的滑移量较于C3-F2组试件的有所降低，可能是由试件制作误差和试验误差等原因导致的异常。
—C1；
—C2；
—C3。
图7 不同混凝土强度下滑移量sp与BFRP约束层数的关系
Fig.7 Relationship between sp and BFRP layers corresponding to different concrete strengths
2.4 黏结应力-径向约束应力关系
图8给出了3种混凝土强度下典型的约束试件黏结应力-径向约束应力(τ-σr)曲线。可见：所有试件的τ-σr曲线都呈一个“钩”形。在加载初期，黏结应力增长迅速，而径向约束应力却基本没有增长，说明这个时期由GFRP筋肋所产生的径向挤压力主要由混凝土的环向约束力来进行平衡，BFRP约束层基本不受力。当黏结应力达到10～15 MPa(约为无约束试件的黏结强度)时，混凝土内径向裂缝扩展至试件表面-混凝土劈裂(图4)，此后，BFRP约束层开始逐渐受力(抑制劈裂后混凝土的分离)，径向约束应力增长迅速。在达到试件的黏结强度之后，黏结应力逐渐降低，但BFRP层的径向约束应力却持续增大(持续抑制劈裂后混凝土的分离)，直至达到最大径向约束应力才开始降低。最大径向约束应力滞后于黏结强度，由图6c可知：当GFRP筋斜向挤压力超过肋间混凝土承载能力后，肋间混凝土破碎(达到黏结强度)并向外侧移动，此时黏结应力处于下降段而径向约束应力仍继续增长。由于径向约束应力的滞后现象，当黏结应力降低到最后阶段时，在τ-σr曲线末端会形成“回旋”现象。从图8可见：随着BFRP约束层数的增加，3种混凝土强度下试件的τ-σr曲线都逐渐向外侧扩展，其最大径向约束应力和达到黏结强度时的径向约束力σr,p也逐渐增大。图9给出了混凝土强度和BFRP约束层数对σr,p的影响，可见，σr,p基本随着BFRP约束层数和混凝土强度的增加而增加。只是试件组C3-F3的σr,p略低于C2-F3的，这可能是由混凝土强度的提高导致变形能力变差引起的。
a—C1；b—C2；c—C3。—F1；—F2；—F3。
图8 约束试件的τ-σr曲线
Fig.8 τ-σr curves of confined specimens
F1；
F2；
F3。
图9 混凝土强度和BFRP约束层数对σr,p的影响
Fig.9 Effects of concrete strength and BFRP layer on σr,p
2.5 BFRP侧向约束对黏结强度的影响
图10给出BFRP约束层数和混凝土强度对黏结强度τu的影响。可见：在相同混凝土强度下，黏结强度τu随着BFRP约束层数的增加而增大。相对于无约束试件，3种混凝土强度下，1层、2层和3层BFRP约束试件的黏结强度分别提高了25%～35%、42%～56%和52%～88%。为了使研究更具有普遍性，引入2个无量纲量来去除不同混凝土强度和不同FRP约束的影响：即相对黏结强度τu/(f ′co)0.5和约束刚度比ρk：
ρk=2Eft/[(f ′co/εco)D]
(2)
式中：f ′co为混凝土圆柱体抗压强度；εco为混凝土的峰值压应变。
F0；F1；F2；
F3。
图10 BFRP约束层数和混凝土强度对黏结强度τu的影响
Fig.10 Effects of BFRP layers and concrete strength on bond strength
图11给出了相对黏结强度τu/(f ′co)0.5与约束刚度比ρk的关系。可知，相同混凝土强度下，BFRP约束试件的相对黏结强度τu/(f ′co)0.5随着约束刚度比ρk的增大而增大，且近似呈线性关系；相同约束刚度比ρk下，试件的相对黏结强度τu/(f ′co)0.5随着混凝土强度的提高而增加。BFRP侧向约束试件的黏结强度主要来自摩擦力和机械咬合力。一方面BFRP侧向约束可保证试件不会因发生混凝土劈裂破坏而分离，同时GFRP筋与混凝土黏结界面的径向挤压力随着BFRP约束层数的增加而增大(见图9)，使得黏结界面抵抗相对滑动的摩阻力随着BFRP约束层数的增加而增加，从而使试件的黏结强度也得到了增加。另一方面，不同于无约束试件(劈裂破坏)，约束试件(拔出破坏)的黏结强度是由肋间混凝土的抗剪强度决定的，于是混凝土强度越高，BFRP约束层数越多(径向约束应力越大)，其抗剪能力越强，则约束试件的黏结强度也越大。
—C1；—C2；—C3。
图11 相对黏结强度τu/(f′co)0.5与约束刚度比ρk的关系
Fig.11 Relationship between τu/(f′co)0.5 and ρk
3 结束语
1)采用BFRP侧向约束混凝土可使GFRP筋与混凝土拉拔试件的破坏模式由脆性的混凝土劈裂破坏转变为延性的GFRP筋拔出破坏。
2)GFRP筋与BFRP约束混凝土之间的黏结应力-滑移曲线可划分为4个阶段：微滑移段、滑移段、下降段和残余段。
3)BFRP侧向约束可大幅提高GFRP筋与混凝土之间的黏结性能，与无约束试件相比，3种混凝土强度下，1层、2层和3层BFRP约束试件的黏结强度分别提高了25%～35%、42%～56%、52%～88%，达到黏结强度τu时的平均黏结滑移量sp分别增大了47%～187%、86%～267%、168%～211%。
4)当约束试件的黏结应力达到无约束试件的黏结强度附近时，BFRP约束层才逐渐开始发挥作用，且达到黏结强度时的BFRP径向约束力σr,p随着BFRP约束层数和混凝土强度的增加而提高。
5)相同混凝土强度下，BFRP侧向约束试件的相对黏结强度τu/(f ′co)0.5随着约束刚度比ρk的增大而近似呈线性增长；相同约束刚度比ρk下，BFRP侧向约束试件的相对黏结强度τu/(f ′co)0.5随着混凝土强度的增大而增加。
[1] 刘伟，谢友均，董必钦，等.海砂特性及海砂混凝土力学性能的研究[J].硅酸盐通报，2014,33(1):15-22.
[2] 赵晖，张亚梅，明静.海洋环境条件下不同结构区域混凝土耐久性研究[J].工业建筑，2013,43(7):86-90.
[3] 陆中宇，李永超，谢建和.海水海砂混凝土内玄武岩纤维增强复材筋性能退化研究[J].工业建筑，2019,49(9):18-21.
[4] 李彪，侯慕轶，杨勇新，等.复材筋珊瑚骨料混凝土梁抗弯性能试验研究[J].工业建筑，2016,46(11):181-184.
[5] DONG Z,WU G,ZHAO X,et al.Long-Term Bond Durability of Fiber-Reinforced Polymer Bars Embedded in Seawater Sea-Sand Concrete Under Ocean Environments[J].Journal of Composites for Construction，2018,22(5)：04018042.
[6] SALEH N,ASHOUR A,LAM D,et al.Experimental Investigation of Bond Behaviour of Two Common GFRP Bar Types in High-Strength Concrete[J].Construction and Building Materials,2019,201:610-622.
[7] HAO Q,WANG Y,ZHANG Z,et al.Bond Strength Improvement of GFRP Rebars with Different Rib Geometries[J].Journal of Zhejiang University：Science A，2007,8(9):1356-1365.
[8] VELJKOVIC A,CARVELLI V,HAFFKE M M,et al.Concrete Cover Effect on the Bond of GFRP Bar and Concrete Under Static Loading[J].Composites Part B:Engineering,2017,124:40-53.
[9] LEE J Y,KIM T Y,KIM T J,et al.Interfacial Bond Strength of Glass Fiber Reinforced Polymer Bars in High-Strength Concrete[J].Composites Part B:Engineering,2008,39(2):258-270.
[10] WON J P,PARK C G,KIM H H,et al.Effect of Fibers on the Bonds Between FRP Reinforcing Bars and High-Strength Concrete[J].Composites Part B:Engineering,2008,39(5):747-755.
[11] 郝庆多，王言磊，欧进萍.拉拔条件下GFRP筋与混凝土黏结强度试验研究[J].建筑结构学报,2008(1):103-111.
[12] HADI M N S,KHAN Q S,SHEIKH M N.Axial and Flexural Behavior of Unreinforced and FRP Bar Reinforced Circular Concrete Filled FRP Tube Columns[J].Construction and Building Materials，2016,122:43-53.
[13] THAMRIN R,KAKU T.Development Length Evaluation of Reinforced Concrete Beam with CFRP Bars[C]//Proceedings of International Symposium on Bond Behaviour of FRP in Structures (BBFS).Hong Kong:International Institute for FRP in Construction,2005:385-392.
[14] 薛伟辰，王圆，方志庆.黏砂变形GFRP筋与约束混凝土之间的黏结性能[J].建筑材料学报,2013,16(1):6-11.
[15] GAO K,LI Z,ZHANG J,et al.Experimental Research on Bond Behavior Between GFRP Bars and Stirrups-Confined Concrete[J].Applied Sciences-Basel,2019,9(7).DOI:10.3390/app9071340.
[16] Canadian Standard Association.Canadian Highway Bridge Design Code:CSA-S6-14[S].Toronto:Canadian Standards Association,2017.
[17] Japan Society of Civil Engineers.Recommendation for Design and Construction of Concrete Structures Using Continuous Fiber Reinforcing Materials[S].Tokyo:Japan Society of Civil Engineers,1997.
[18] 王静辉，刘清，韩风霞，等.玄武岩纤维布加固新疆杨木矩形截面长柱偏心受压力学性能试验研究[J].工业建筑，2017,47(5):85-89.
[19] 秦斌.海水海砂混凝土基本力学性能研究[J].混凝土，2019(2):90-91.
[20] MOHAMMED T U,HAMADA H,YAMAJI T.Performance of Seawater-Mixed Concrete in the Tidal Environment[J].Cement and Concrete Research,2004,34(4):593-601.
[21] LAM L,TENG J G.Design-Oriented Stress-Strain Model for FRP-Confined Concrete[J].Construction and Building Materials,2003,17(6/7):471-489.