FRP筋-鋼筋增強ECC-混凝土組合柱抗震性能研究

袁 方，趙修遠

(1.廣東省濱海土木工程耐久性重點實驗室，深圳大學(xué)土木與交通工程學(xué)院，深圳518060；2.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，南昌330013)

我國海岸線總長度達3.2萬km，沿海地區(qū)每年因工程結(jié)構(gòu)鋼材銹蝕導(dǎo)致的經(jīng)濟損失不可估量。FRP筋具有強度高、密度低和耐腐蝕等優(yōu)點，用FRP筋代替鋼筋能夠避免因鋼筋銹蝕引起的混凝土膨脹開裂、混凝土保護層脫落及結(jié)構(gòu)承載力下降等問題[1?6]。同時，我國是一個多地震國家，2000年后不少地區(qū)的地震活動較為頻繁和活躍，僅2008年汶川地震就造成數(shù)以萬計的房屋倒塌，經(jīng)濟損失高達上千億。因此，對FRP筋混凝土構(gòu)件抗震性能的關(guān)注顯得尤為必要。

高延性纖維增強水泥基復(fù)合材料(engineered cementitious composites，ECC)是具備超高韌性和多裂縫開展機制的新型建筑材料，在2%的纖維體積摻量下極限拉應(yīng)變穩(wěn)定地超過3%，極限拉應(yīng)變下對應(yīng)的平均裂縫寬度在100μm 以下，能夠有效提高工程結(jié)構(gòu)的安全性、耐久性和可持續(xù)性[15?18]。已有研究結(jié)果表明，在往復(fù)荷載作用下，ECC損傷容限能力很強，裂縫間纖維橋連作用能將基體連接成一個整體，始終能為筋材提供穩(wěn)定的約束和有效的約束[19]。ECC高韌性特點使其能與筋材協(xié)調(diào)變形、協(xié)同工作，避免了縱筋的應(yīng)力集中現(xiàn)象和因縱向劈裂裂縫引起的基體剝落[20]。另外，由于ECC峰值壓應(yīng)力下的應(yīng)變能達到0.004左右(約為混凝土的2倍)，構(gòu)件的延性和變形能力能夠得到提高[21?22]?；谏鲜鯡CC特性，不難預(yù)料，將ECC替代混凝土用于FRP筋-鋼筋復(fù)合增強柱構(gòu)件能夠有效避免因混凝土脆性性質(zhì)導(dǎo)致的FRP受壓失穩(wěn)等缺陷。

相對于普通混凝土材料而言，ECC成本相對較高，約為混凝土的4倍[23]。由于鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件的鋼筋屈服、混凝土剝落和曲率集中區(qū)域主要發(fā)生在塑性鉸區(qū)，因此，基于性價比的綜合考慮，本文提出將ECC僅應(yīng)用于柱構(gòu)件的塑性鉸區(qū)域，形成ECC-混凝土組合柱，系統(tǒng)研究基體材料、筋材種類、軸壓比等對柱構(gòu)件破壞模態(tài)、裂縫模式、承載力、殘余變形、延性和耗能能力等抗震性能指標的影響。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文共設(shè)計了7根柱試件，包括1根混凝土構(gòu)件和6根ECC-混凝土組合柱構(gòu)件。對于組合柱構(gòu)件，先澆筑混凝土，待混凝土初凝后再澆筑塑性鉸區(qū)域ECC。為了使塑性鉸首先出現(xiàn)在ECC區(qū)域，通過截面屈服彎曲強度的計算，ECC區(qū)域的澆筑高度定為400 mm，如圖1所示。除基體材料外，還考慮了筋材種類(GFRP筋CFRP筋與/或鋼筋)和軸壓比(0.1、0.3或0.42)的影響，軸壓比采用的是設(shè)計軸壓比，為所施加的軸力N與混凝土軸心抗壓強度fco及混凝土截面積Ag之積的比值。試件的截面尺寸均為b×d=250 mm×250 mm，柱高L均為1750 mm，加載點中心至柱底的距離為1600 mm。柱試件均連接在一個尺寸為450 mm ×900 mm×1050 mm 的基底上，如圖1所示?？v向受力鋼筋采用直徑為16 mm 的鋼筋或FRP筋，箍筋則采用的是直徑為8 mm、間距為100 mm 的鋼筋。由于FRP筋不能彎折，因此在端部采用了特殊的錨固方法避免FRP筋滑移失效：先將FRP筋插入制備好的螺紋鋼套管中，然后用結(jié)構(gòu)膠填充套管和FRP筋之間的間隙。表1列出了柱構(gòu)件的詳細信息。試件的命名規(guī)則如下：1) R 前面的字符代表增強類型，如GS和CS分別表示復(fù)合玻璃纖維增強聚合物(GFRP)-鋼筋及復(fù)合碳纖維增強聚合物(CFRP)-鋼筋；2)R 后面的字符代表基體類型，其中C、E和EC分別表示混凝土，ECC和ECC-混凝土；3)連字符后的阿拉伯?dāng)?shù)字表示軸壓比。

圖1 構(gòu)件尺寸及配筋/mmFig.1 Specimen details

表1 柱構(gòu)件信息表Table 1 Information of column specimens

1.2 材料屬性

混凝土和ECC的配合比如表2所示。為了測試ECC的拉伸延性，對尺寸為350 mm×50 mm×15 mm 的板件進行了單軸拉伸試驗。ECC拉伸強度超過了5 MPa，極限拉伸應(yīng)變接近4%，表現(xiàn)出良好的拉伸延性。此外，還澆筑了一批尺寸為10 mm×100 mm×100 mm 的ECC 和混凝土立方體試塊，并進行了單軸壓縮試驗，試驗時間與柱試驗同步。ECC和混凝土的實測立方體抗壓強度fcu分別為47.3 MPa 和35.8 MPa。同時，對GFRP筋、CFRP筋和鋼筋均進行了單軸拉伸試驗，各類筋材的力學(xué)性能參數(shù)如表3所示。

表2 ECC 和混凝土配合比Table 2 Mixture proportions

表3 鋼筋和FRP筋的材性參數(shù)Table 3 Material properties of steel reinforcement and FRP bar s

1.3 加載裝置

所有柱均在軸力和水平往復(fù)荷載下進行測試?；资紫扔傻劐^固定，隨后通過液壓千斤頂將軸向荷載施加在柱的頂部，之后通過固定在反力鋼框架上的MTS液壓系統(tǒng)施加水平往復(fù)荷載。通過位移加載方案施加往復(fù)荷載，當(dāng)水平位移小于8 mm 時位移間隔為2 mm，之后位移間隔為8 mm。每個位移等級循環(huán)2次。對于所有柱構(gòu)件，當(dāng)水平荷載下降至峰值荷載的85%時停止加載。在加載期間，MTS 數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動采集水平位移和相應(yīng)的反力。此外，在柱底附近的鋼筋和FRP筋上設(shè)置了20個應(yīng)變片，其中16個應(yīng)變片布置在兩根位于對角線位置的鋼筋上，另外4個在對角的兩根FRP筋上，間距均為80 mm。應(yīng)變片的布置如圖2所示，應(yīng)變片的數(shù)據(jù)通過一臺數(shù)據(jù)采集儀進行采集。

圖2 鋼筋和FRP 筋上應(yīng)變片布置圖Fig.2 Arrangement of strain gauges on steel bars and FRP bars

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 破壞形態(tài)與裂縫模式

對于復(fù)合筋增強混凝土柱GSRC-0.3，在峰值荷載(46.95 kN)和相應(yīng)的水平位移(32.06 mm)下觀察到明顯的混凝土剝落現(xiàn)象。由于失去側(cè)向約束，受壓側(cè)的FRP筋在“爆炸”聲中屈曲。隨后，構(gòu)件承載力隨水平位移的增加而迅速下降。構(gòu)件最終因混凝土壓碎而發(fā)生破壞，破壞形態(tài)如圖3(a)所示。在加載期間僅觀測到約10條裂縫，所有裂縫都具有顯著的裂縫寬度。在試驗過程中沒有出現(xiàn)FRP筋粘結(jié)滑移失效的跡象，表明了FRP筋錨固方案的有效性。

圖3 構(gòu)件破壞形態(tài)和裂縫模式Fig.3 Typical failure modes and crack patterns of columns

相比之下，復(fù)合筋增強ECC-混凝土組合柱(GSREC-0.3)沒有發(fā)生基體剝落現(xiàn)象，如圖3(b)所示。在極限狀態(tài)下，柱底的ECC壓碎，但裂縫間的纖維保證了其完整性。由此可知，ECC可為FRP筋提供穩(wěn)定的約束，避免FRP筋的過早屈曲，從而提高試件的變形能力。組合柱最終因柱底ECC壓碎而失效。在裂縫集中開展之前，沿著柱高出現(xiàn)了大量的細密裂縫。與混凝土柱相比，組合柱的裂縫數(shù)量更多且裂縫寬度更小。值得一提的是，所有組合柱的塑性鉸都出現(xiàn)在ECC段，在加載過程中混凝土和ECC交界面未發(fā)生分層現(xiàn)象。此外，類似于混凝土柱，組合柱在試驗期間沒有出現(xiàn)FRP筋的粘結(jié)滑移失效。

鹽城地區(qū)三麥面積常年穩(wěn)定在550-600萬畝，根據(jù)農(nóng)業(yè)區(qū)劃，分屬里下河農(nóng)業(yè)區(qū)（含射陽河上游平原區(qū)、中部低洼圩區(qū)、串場河西平田區(qū)和射陽河蕩田區(qū)四個二級區(qū)）、沿海農(nóng)業(yè)區(qū)（含射陽河下游平田區(qū)、沿海墾區(qū)和堤東平田區(qū)三個二級區(qū)）和徐淮農(nóng)業(yè)區(qū)（包含沙土平田區(qū)和淤土平田區(qū)兩個二級區(qū)）。

2.2 荷載-位移響應(yīng)

圖4為每個試件的循環(huán)荷載(P)與橫向位移(Δ)滯回曲線?？梢钥闯?，在同等配筋和軸壓比下，ECC-混凝土組合柱(GSREC-0.3)的滯回環(huán)面積明顯大于混凝土柱(GSRC-0.3)，兩者的累計滯回環(huán)面積分別為22.04 kN·m 和12.78 kN·m。由于FRP筋的線彈性性質(zhì)，僅配置FRP筋柱(CREC-0.3)的捏攏效應(yīng)比僅配筋鋼筋柱(SREC-0.3)更加明顯，而同時配置FRP筋和鋼筋柱的捏攏效應(yīng)介于兩者之間。

圖4 各構(gòu)件滯回曲線Fig.4 Cyclic load-displacement curves of each specimen

通過荷載-位移骨架曲線可以更直觀地評估柱的承載能力和變形能力。圖5為基體類型對試件骨架曲線的影響?？梢园l(fā)現(xiàn)，將塑性鉸區(qū)的混凝土用ECC替代后，承載力和變形能力均得到了顯著提升。表4列出了各試件的強度和變形。復(fù)合筋增強ECC-混凝土組合柱GSREC-0.3的峰值承載力達65.55 kN，較復(fù)合筋增強混凝土柱GSRC-0.3高出了39.6%。組合柱的極限強度遠高于混凝土柱，不僅是因為ECC的抗壓強度高于混凝土的抗壓強度，而且歸因于混凝土和ECC之間拉伸性能的顯著差異?；炷烈坏╅_裂，承載力便迅速喪失，而ECC開裂后仍可以提供穩(wěn)定的抗拉承載力，直到裂縫集中出現(xiàn)為止。當(dāng)ECC 用于塑性鉸區(qū)域時，試件的極限位移也提升了70.8%。這里的極限位移是指當(dāng)水平荷載下降至其峰值荷載的85%時柱頂?shù)奈灰?。對于混凝土柱GSRC-0.3，在往復(fù)荷載作用下混凝土剝落非常明顯，F(xiàn)RP筋由于失去側(cè)向約束而發(fā)生受壓屈曲。相比之下，由于ECC的纖維橋連作用，組合柱GSREC-0.3沒有觀察到ECC剝落的跡象，從而避免了FRP筋的屈曲，保證了構(gòu)件的變形能力。此外，ECC的極限壓應(yīng)變約為混凝土的2倍，也在一定程度上延遲了組合柱的破壞進程，從而提高了柱的變形能力。

圖5 基體類型對構(gòu)件荷載-位移骨架曲線的影響Fig.5 Effect of matrix type on the load-displacement envelops of specimens

表4 構(gòu)件的強度和變形指標Table 4 Strength and deformation indexesof specimens

軸壓比對試件荷載-位移骨架曲線的影響如圖6所示。隨著軸壓比的增加，峰值承載力呈先增大后減小的趨勢，極限位移則始終呈下降趨勢。當(dāng)軸壓比從0.1變化為0.42時，極限位移降低幅度達61.3%。在固定ECC極限壓應(yīng)變下，較大的受壓區(qū)高度導(dǎo)致較小的極限曲率，從而降低構(gòu)件變形能力。

圖6 軸壓比對構(gòu)件荷載-位移骨架曲線的影響Fig.6 Effect of axial force ratio on the load-displacement envelopsof specimens

圖7 為筋材類型對試件的荷載-位移骨架曲線的影響。從表4可以看出，由于FRP筋的抗拉強度高于鋼筋，F(xiàn)RP筋-鋼筋復(fù)合增強ECC-混凝土柱(CSREC-0.3)的承載能力和屈服后剛度均優(yōu)于鋼筋增強ECC-混凝土組合柱(SREC-0.3)。復(fù)合筋組合柱的極限強度和極限位移與FRP筋組合柱(CREC-0.3)非常接近，分別僅低2.8%和2.5%。

圖7 筋材類型對構(gòu)件荷載-位移骨架曲線的影響Fig.7 Effect of reinforcement type on the load-displacement envelopsof specimens

2.3 應(yīng)變分析

圖8為各位移水平下鋼筋和FRP筋的應(yīng)變變化情況，圖中正值表示拉應(yīng)力，負值表示壓應(yīng)力。圖8(a)和圖8(b)為復(fù)合筋增強混凝土柱(GSRC-0.3)和復(fù)合筋增強ECC-混凝土組合柱(GSREC-0.3)中鋼筋的應(yīng)變變化。從圖中可以看出，GSREC-0.3的拉應(yīng)變變化規(guī)律與GSRC-0.3相似，即應(yīng)變值隨水平位移的增加而增大，最終均超過了鋼筋的屈服應(yīng)變。然而，當(dāng)它們處于壓縮狀態(tài)時，這兩個柱中鋼筋應(yīng)變變化差異顯著。對于GSREC-0.3，鋼筋的壓應(yīng)變先增加然后保持在2000με 左右(低于鋼筋屈服應(yīng)變值)，相比之下，GSRC-0.3中鋼筋的壓應(yīng)變不斷增加直至最終失效，最大應(yīng)變值超過了3500με，遠遠大于鋼筋的屈服應(yīng)變。當(dāng)水平位移達到48 mm 時，混凝土剝落現(xiàn)象非常明顯，此時，混凝土保護層承受的壓縮荷載隨即轉(zhuǎn)移到鋼筋上，導(dǎo)致鋼筋應(yīng)變進一步增加。

圖8 各位移水平下鋼筋和FRP 筋的應(yīng)變變化Fig.8 Strain variations of steel and FRP bars with increasing displacement

試件GSRC-0.3和GSREC-0.3的GFRP筋的應(yīng)變變化如圖8(c)和圖8(d)所示。在加載過程中，GSREC-0.3中GFRP筋壓應(yīng)變值始終保持在2000με以下，相比之下，GSRC-0.3中GFRP筋壓應(yīng)變值超過了4000με，表明GFRP筋已發(fā)生局部屈曲。GFRP筋壓應(yīng)變值的顯著差異反過來導(dǎo)致拉應(yīng)變值的明顯差異。如圖8(c)和圖8(d)中所示，GSRC-0.3中GFRP筋局部受壓屈曲導(dǎo)致其失去抗拉承載力，而GSREC-0.3中GFRP筋在整個加載中都能提供穩(wěn)定的抗拉能力。這進一步說明復(fù)合筋增強ECC-混凝土組合柱的變形能力要優(yōu)于復(fù)合筋增強混凝土柱。

2.4 殘余變形

圖9(a)為筋材類型對各位移水平下柱的殘余變形的影響。從圖中可以看出，F(xiàn)RP筋組合柱(CREC-0.3)的殘余變形遠小于鋼筋組合柱(SREC-0.3)。位移水平越高，殘余變形的差異越大。復(fù)合筋增強柱(CSREC-0.3)的殘余位移介于兩者之間。當(dāng)位移等級為80 mm 時，CREC-0.3、CSREC-0.3和SREC-0.3的殘余位移分別為19.4 mm、30.0 mm和43.2 mm。各試件殘余位移的差異主要歸因于鋼筋和FRP筋不同的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。與鋼筋的彈塑性力學(xué)行為不同，F(xiàn)RP筋的線彈性行為迫使柱構(gòu)件返回其原始位置。軸壓比對柱構(gòu)件殘余變形的影響如圖9(b)所示。可以看出，當(dāng)水平位移程度較低時，軸壓比越大，柱的殘余變形也越大；而當(dāng)水平位移程度較高時，軸壓比越大，柱的殘余變形反而越小。

圖9 筋材類型和軸壓比對各位移水平下柱的殘余變形的影響Fig.9 Effect of reinforcement type and axial force ratio on residual displacements of columnsat each displacement level

2.5 延性分析

圖10為基體類型和筋材類型對試件延性的影響。此處的延性系數(shù)μ定義為極限位移與屈服位移之比。從圖10可以看出，當(dāng)用ECC 替代塑性鉸區(qū)混凝土?xí)r，柱的延性提高了76.7%。隨著ECC替代混凝土，極限位移得到顯著提升，而屈服位移幾乎保持不變，從而使ECC-混凝土組合柱具有更高的延性。從圖10中還可以看出，筋材類型對柱的延性幾乎沒有影響。當(dāng)1/2的鋼筋被FRP筋替代時，屈服和極限位移會同步增加，它們的比例即延性系數(shù)幾乎保持不變。

圖10 基體類型和筋材類型對試件延性的影響Fig.10 Effect of matrix type and reinforcement type on the ductility of specimens

圖11顯示了軸壓比對試件延性的影響。隨著軸壓比的增加，試件延性呈明顯下降趨勢。隨著軸壓比增加，組合柱屈服位移幾乎保持不變，而極限位移隨之變小，從而導(dǎo)致延性系數(shù)的降低。

圖11 軸壓比對試件延性的影響Fig.11 Effect of axial force ratio on the ductility of specimens

2.6 耗能分析

各位移水平下試件的累計耗能如圖12所示。每個位移水平的耗能由各位移下荷載-位移環(huán)的總面積確定。從圖12(a)中可以看出，當(dāng)水平位移低于48 mm 時，復(fù)合筋增強混凝土柱GSRC-0.3的累計耗能略低于復(fù)合筋增強ECC-混凝土復(fù)合柱GSREC-0.3。當(dāng)水平位移超過48 mm 時，兩者之間的差距越加顯著。極限狀態(tài)下GSREC-0.3的累計耗能(22.04 kN·m)比GSRC-0.3(12.78 kN·m)高72.5%。這意味著當(dāng)ECC替代塑性鉸區(qū)混凝土?xí)r，柱的能量耗散能力可以得到顯著提高。

圖12(b)為軸壓比對試件累計耗能的影響。從圖中可以看出，當(dāng)水平位移小于64 mm 時，累計耗能隨著軸壓比的增加而升高。之后，軸壓比較高的構(gòu)件相繼發(fā)生破壞，最終軸壓比為0.1的構(gòu)件GSREC-0.1的累計耗能最大。圖12(c)為筋材類型對試件累計耗能的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，鋼筋組合柱的最終耗能遠高于FRP筋組合柱，而復(fù)合筋組合柱的最終耗能介于兩者之間。鋼筋組合柱的殘余位移較大，導(dǎo)致滯回環(huán)面積更大，因此能量耗散能力也更強。

圖12 各因素對試件累計能量耗散的影響Fig.12 Effect of each parameter on cumulative dissipated energy of specimens

3 有限元分析

3.1 有限元建模

采用有限元軟件ABAQUS對FRP筋-鋼筋復(fù)合增強ECC-混凝土組合柱的抗震性能進行模擬，鋼筋采用雙折線線性強化本構(gòu)模型，如圖13所示；混凝土采用Hognestad 提出的本構(gòu)模型[24]，如圖14所示；對于ECC材料，基于單軸拉伸和壓縮試驗得出典型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線提出簡化本構(gòu)模型[25]，如圖15所示。材料本構(gòu)模型中的應(yīng)力、應(yīng)變特征值均采用材性試驗測試得到的數(shù)據(jù)?；炷?、ECC、鋼板的材料單元采用C3D8R 單元，鋼筋、箍筋和FRP筋的材料單元采用T3D2單元，模型網(wǎng)格尺寸為25 mm，鋼筋籠采用嵌入的方式與基體材料結(jié)合。

圖13 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.13 Stress-strain relationship of steel reinforcement

圖14 混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.14 Stress-strain relationship of concrete

圖15 簡化ECC本構(gòu)模型Fig.15 Simplified constitutive model of ECC

圖16列舉了1根復(fù)合配筋混凝土柱(GSRC-0.3)及2根復(fù)合配筋ECC-混凝土組合柱(GSREC-0.3、CSREC-0.3)模擬與試驗荷載-位移曲線對比圖。從圖16中可以看出，不論是峰值承載力還是下降段趨勢都吻合良好，3個構(gòu)件極限承載力平均誤差僅為2.33%，驗證了材料本構(gòu)模型及模型建立的準確性。

圖16 模擬與試驗荷載-位移曲線對比圖Fig.16 Comparison of load-displacement curves between simulated and measured results

3.2 參數(shù)分析

本節(jié)基于上述ABAQUS模型，對柱構(gòu)件力學(xué)性能進行參數(shù)分析，以CSREC-0.3為基準試件，分別考慮ECC 強度、FRP筋種類、總配筋率和FRP筋與鋼筋面積比4個參數(shù)對柱構(gòu)件荷載-位移曲線的影響。

圖17為ECC抗壓強度對構(gòu)件荷載-位移曲線的影響，ECC 強度取值范圍為20 MPa～60 MPa，間距為10 MPa。由圖中可以看出，構(gòu)件承載能力隨著ECC強度的提高而提高，提升幅度隨著強度的增加而降低。

圖17 ECC抗壓強度的影響Fig.17 Effect of ECCcompressive strength

考慮常用FRP筋類型，選取了CFRP筋、GFRP筋、BFRP筋和AFRP筋進行分析，4種FRP筋材的彈性模量分別取為112 GPa、42.3 GPa、45 GPa及70.1 GPa。圖18為FRP筋種類對柱構(gòu)件荷載-位移曲線的影響。從圖中可以看出，隨著FRP筋彈性模量的增大，柱構(gòu)件的承載力和變形能力均得以提升。BFRP筋構(gòu)件的承載力與GFRP筋構(gòu)件類似，但下降段更為緩慢；CFRP筋構(gòu)件的承載力最大，延性也最好。

圖18 FRP 筋種類的影響Fig.18 Effect of FRPtypes

圖19為不同F(xiàn)RP筋與鋼筋比例下梁的彎矩-曲率，總配筋率固定為2.57%，F(xiàn)RP筋與鋼筋的用量比分別為1∶3、1∶2、1∶1、2∶1及3∶1。從圖中可以看出，隨著FRP筋面積占比的增大，構(gòu)件極限承載力幾乎保持不變，但峰值承載力對應(yīng)的水平位移明顯增變大，因而構(gòu)件延性得到了顯著提升。

圖19 FRP 筋與鋼筋配比的影響Fig.19 Effect of the ratio between FRP and steel bars

圖20為不同配筋率下柱的荷載-位移曲線，各試件FRP筋與鋼筋用量相同，總配筋率分別取為1.45%、1.97%、2.57%、3.25%及4.02%。從圖中可以，配筋率對構(gòu)件的承載能力的影響較為顯著，隨著配筋率的增大，構(gòu)件承載能力和變形能力均有很大的提高，對比配筋率1.45%的柱構(gòu)件，配筋率為3.25%柱構(gòu)件其承載能力提升了66%。

圖20 總配筋率的影響Fig.20 Effect of total reinforcement ratio

4 結(jié)論

本文對FRP筋-鋼筋復(fù)合增強ECC-混凝土組合柱的抗震性能進行了系統(tǒng)的試驗研究。探討了基體類型、軸壓比和筋材類型對柱構(gòu)件破壞模式和裂縫模式、荷載-位移響應(yīng)、筋材應(yīng)變變化、殘余位移、延性和能量耗散能力等抗震性能指標的影響，在試驗基礎(chǔ)上還進行了有限元分析，得出結(jié)論如下：

(1)FRP筋-鋼筋復(fù)合增強ECC-混凝土組合柱的破壞形態(tài)及裂縫模式與FRP筋-鋼筋復(fù)合增強混凝土柱有顯著差異。在混凝土柱中觀察到顯著的基體剝落和FRP筋屈曲現(xiàn)象，而此類現(xiàn)象在組合柱中并未發(fā)生。與混凝土柱相比，ECC-混凝土組合柱的裂縫數(shù)量多且寬度小。

(2)當(dāng)塑性鉸區(qū)的混凝土被ECC取代時，F(xiàn)RP筋-鋼筋復(fù)合增強柱的承載能力、延性和耗能能力分別提高了39.6%、76.7%和72.5%。

(3)與鋼筋增強ECC-混凝土組合柱相比，F(xiàn)RP-鋼筋復(fù)合增強ECC-混凝土組合柱具有更高的極限強度和屈服后剛度，以及更小的殘余位移。

(4)隨著軸壓比的增大，F(xiàn)RP筋-鋼筋復(fù)合增強ECC-混凝土組合柱的變形及能量耗散能力均有所降低。

(5)通過有限元參數(shù)分析可知，組合柱的承載力和變形能力均隨著ECC抗壓強度及總配筋率的增大而增大；FRP筋配筋率占總配筋率的比例越高，構(gòu)件的延性越好。