CFRP-不銹鋼夾層管混凝土柱軸壓試驗及承載力計算方法

陳宗平 覃偉恒 梁宇涵 周濟

（1.廣西大學 土木建筑工程學院，廣西 南寧 530004；2.南寧學院 土木與建筑工程學院，廣西 南寧 530200；3.廣西大學 工程防災與結構安全教育部重點實驗室，廣西 南寧 530004）

近年來，不銹鋼管混凝土結構因兼具不銹鋼材料和鋼管混凝土的優點被廣泛應用于海洋環境、腐蝕環境等對耐久性和美觀性要求較高的建筑結構中［1］。但對于軸壓作用下的不銹鋼管混凝土短柱，其核心混凝土的橫向變形系數在不銹鋼管屈服后會急劇增大，導致薄壁不銹鋼管產生向外屈曲變形，不利于結構進一步承受更高的荷載［2-5］，而通過增大不銹鋼管的壁厚或直徑來提升結構的承載性能又會造成不銹鋼材成本的增加。與較為昂貴的不銹鋼材相比，不少學者采用了輕質高強、抗腐蝕佳、耐久性好并易于施工的碳纖維增強復合材料（Carbon Fiber-Reinforced Polymer，CFRP）來增強不銹鋼管［6-14］，在有效提升結構承載性能的基礎上，避免了不銹鋼管壁厚或直徑增大而引起的結構自重增大問題，同時一定程度上降低了材料成本。此外，在一些惡劣的腐蝕環境中，尤其是氯離子豐富的海洋環境，不銹鋼材仍存在腐蝕的風險［15-16］。為了從根本上解決腐蝕問題，文中采用一種CFRP-不銹鋼夾層管，即在不銹鋼管內外壁同時粘貼CFRP，并與海水海砂混凝土結合使用［17-20］，形成CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土柱，通過內外貼CFRP 隔絕內部混凝土和外界氯離子對不銹鋼管的侵蝕，進一步提升不銹鋼結構的耐久性能和承載性能，延長構件的服役壽命。

目前，國內外對這種新型CFRP 夾層管的研究主要集中于碳鋼管［21-24］與鋁管［25-26］，相關研究成果均表明CFRP內貼的增強效果優于外貼，證實了CFRP內貼增強的可行性。由于不銹鋼材的表面處理工藝及應變硬化效應［27］，其與碳鋼、鋁材在物理性能和力學性能上有著顯著的區別，CFRP 內貼不銹鋼管的可行性及增強效果還有待研究。為此，文中以CFRP 粘貼層數和方式為變化參數，對18 個CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土短柱試件進行單調軸壓試驗，揭示其受力機理和破壞形態，探究相同材料用量下CFRP 內貼和外貼增強效果的差異，并基于極限平衡法提出試件軸壓承載力的計算公式，以期為不銹鋼結構在建筑工程中的應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

以CFRP 粘貼層數和方式為變化參數（內貼0、1層，外貼0、1、2層），設計并制作了6組共18個短柱試件，其中對照試件（不銹鋼管海水海砂混凝土短柱）3個。所有試件的鋼管高度H均為600 mm，外徑D為159 mm，厚度ts為2.45 mm；CFRP 厚度tcf為0.167 mm，ni、no分別代表CFRP 內貼和外貼層數。試件結構示意圖和參數分別如圖1、表1所示。

試件編號由“SFXSFX-Y”組成，第1、第2 個“S”分別代表海水海砂混凝土與不銹鋼管，第1、第2 個“F”分別代表內貼與外貼CFRP，“X”為CFRP層數，“Y”為試件重復的數量。

試件制作過程包括鋼管切割、CFRP 粘貼、混凝土澆筑及試件養護，其中CFRP 粘貼過程如圖2所示，制作順序為先內貼后外貼：1）根據鋼管的高度和外徑裁剪搭接CFRP（豎向搭接長度為30 mm，環向搭接長度為150 mm，以保證CFRP 的有效搭接）；2）內貼制作——在CFRP 正反面涂抹浸漬膠后，臨時纏繞空心管穿入鋼管，伸入小直徑實心棒旋轉脫落CFRP 粘貼至內壁，最后反復擠壓CFRP排出氣泡至肉眼可見內貼CFRP無凸起，視為壓實；3）外貼制作——在CFRP 穿過鋼管應變片后涂抹浸漬膠，轉動鋼管兩端貼合CFRP，最后雙手抹平氣泡并壓實，對不平整部位進行補膠處理，其中第2層CFRP 與第1 層需錯位粘貼；4）待內外壁浸漬膠完全凝固后形成CFRP-不銹鋼夾層管。

圖2 CFRP粘貼制作過程Fig.2 Manufacturing process of CFRP pasting

1.2 材料性能

CFRP 和碳纖維浸漬膠均來自上海悍馬建筑科技有限公司，其材料性能如表2所示。

表2 CFRP和浸漬膠的材料性能1）Table 2 Material properties of CFRP and adhesive

不銹鋼管采用304奧氏體，所有鋼管均為同一批次，并按照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》進行材料拉伸試驗，其詳細材料性能如表3所示。

表3 不銹鋼的材料性能1）Table 3 Material properties of stainless steel

混凝土的設計強度為C40，其配合比為m水泥∶m海砂∶m碎石∶m海水=487∶533∶1 245∶201，水灰比為0.41，坍落度為80 mm。水泥采用P.O 42.5普通硅酸鹽水泥；碎石的粒徑為10～20 mm；海砂和海水在南海某海域獲取，其中海水的氯離子含量為0.87%，海砂細度模數為2.1。與試件同一批次澆筑了標準立方體試塊（150 mm×150 mm×150 mm）和標準圓柱體試塊（截面150 mm×300 mm）各3個，依據GB/T 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》進行試驗，其力學性能如表4所示。

表4 混凝土的力學性能1）Table 4 Mechanical properties of concrete

1.3 加載裝置與量測方案

試驗加載裝置及測點布置如圖3所示，為了防止試件端頭出現壓潰現象，在加載前對試件上下端使用定制端板進行加強保護，端板直接與試件接觸，不需要焊接，端板中心需與試件中心重合，待滿足水平要求后進行四周螺母的固定，防止端板加載時發生偏移，在加載結束后拆除端板并對下一個試件進行重復安裝。加載裝置為電液伺服控制壓力機，采用位移控制的加載制度，全程加載速率為2 mm/min。為了充分觀察試件的破壞形態，當軸壓加載位移達到60 mm時，試件的變形明顯可見，此時認為試件的破壞已經充分并停止試驗。

圖3 加載裝置及測點布置圖（單位：mm）Fig.3 Test setup and measuring point arrangement（Unit：mm）

試件的軸向荷載與位移由試驗機自帶的采集系統測定，并在上端板對角垂直布置兩個普通電測位移計以校正試件的軸向位移。為了分析CFRP 與鋼管的協同工作，在試件H/2 處的鋼管和外貼CFRP表面分別錯位粘貼縱向和橫向應變片，應變片及位移計數據通過DH3821Net靜態應變測試系統采集儀記錄。在試件正式加載前，對試件進行預加載以消除試件與承載平臺的間隙，并檢測應變片讀數是否均勻，待滿足要求后進行軸壓試驗。

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象及破壞形態

2.1.1 試驗現象

由于同組試件的破壞過程基本一致，且外貼CFRP 的表觀破壞過程相似，故選取了對照試件、外貼試件和內貼試件各1個進行典型破壞過程的描述，如圖4所示。圖中N為荷載，Δ為位移；a為彈性段點，b為彈塑性段初期點，c為峰值點，d為峰后荷載最低點，e為結束點。

圖4 典型試件破壞全過程Fig.4 Failure process of typical specimens

從圖4（a）可見：SF0SF0-1 試件在加載初期無明顯變化；到達彈塑性初期點b，試件中上部出現輕微屈曲；到達峰值點c后，原有的屈曲加深，隨后上端頭和中部逐漸出現屈曲；在荷載降至最低點d時，中上部形成了明顯的褶皺環；加載結束后，下部形成了新的屈曲。

從圖4（b）可見：SF0SF1-3 試件在加載初期無明顯變化；彈性段末期開始傳出膠裂聲，但外表面無明顯現象，表明CFRP 開始發揮約束作用；臨近峰值點c時，上部CFRP出現開裂，隨后CFRP開始沿中部大范圍地斷裂并伴隨清脆的斷裂聲；荷載降至d點后，大部分CFRP完全斷裂失效并暫停斷裂，鋼管在斷裂處逐漸形成屈曲；加載結束后，下部CFRP斷裂，鋼管屈曲明顯可見。

從圖4（c）可見：SF1SF0-3 試件在峰值點c前的破壞現象與SF0SF1-3 試件相似；臨近峰值點時，聽到內貼CFRP 低沉的斷裂聲，但鋼管外表無明顯現象。此外，SF1SF1 試件臨近峰值點時也會傳出低沉的斷裂聲，而外貼CFRP 無斷裂現象，這表明內貼CFRP 先于外貼產生斷裂；峰值點后，鋼管中部出現輕微屈曲，內貼CFRP 不斷傳出斷裂聲；荷載降至d點后，CFRP 逐漸停止斷裂，鋼管屈曲加深；加載結束后，鋼管形成新的屈曲。

試驗發現，6 組試件的鋼管破壞現象均為局部屈曲并形成多道褶皺環，試件整體受損程度隨CFRP層數的增加而降低。

2.1.2 破壞形態

為了探究CFRP 內貼與外貼對混凝土的保護作用，將試件進行了解剖，其破壞形態如圖5所示。

圖5 典型試件的破壞形態Fig.5 Failure patterns of typical specimens

由圖5 可見，CFRP 粘貼層數和方式會改變試件的破壞形態，其中SF0SF1、SF0SF2、SF1SF2 試件產生腰鼓破壞，SF0SF0、SF1SF0、SF1SF1 試件產生剪切破壞，同時內貼試件隨著外貼CFRP 層數的增加逐漸向腰鼓破壞轉變，抑制了剪切滑移現象的發生。相較于外貼CFRP 大范圍斷裂并脫離鋼管的破壞形態，內貼CFRP 產生局部裂縫并在鋼管的約束下環向緊貼混凝土，緩解了粗骨料的擠壓現象，對混凝土起到了較好的保護作用，同時有效防止了混凝土直接接觸鋼管內壁，起到了很好的防腐作用，但其斷裂會在混凝土表面留下剪切裂縫。

綜上，由于鋼管的初始泊松比大于混凝土的泊松比，導致鋼管在混凝土壓碎破壞前先產生屈曲變形，屈曲部位對應的混凝土因缺乏側向約束產生膨脹并與鋼管接觸，從而使混凝土處于三軸受壓狀態，當主壓應力σ3的絕對值遠大于另兩個側應力σ1和σ2時，會沿兩個側方向產生拉應變，形成柱狀壓壞，當應力比σ1/σ3=0.15～0.20 時則形成斜剪破壞，且沿斜剪縫面有剪切錯動和碾壓、破碎的痕跡［28］。

2.2 荷載-位移曲線

各組試件的實測荷載-位移（N-Δ）曲線如圖6所示。為了消除試驗誤差，在相同參數下進行了3次重復試驗，同組試件的N-Δ曲線基本重合，并根據統計學原理對同組試件的3個峰值荷載進行相對偏差計算，偏差在10%內則認為離散性較小。經計算，17個試件均符合要求，數據具有可靠性，故將同組3 條N-Δ曲線進行平均擬合，歸至圖6（g）作為各組代表曲線進行參數對比分析（SF1SF2組由兩條N-Δ曲線進行平均擬合）。

圖6 軸向荷載-位移曲線Fig.6 Axial compressive load-displacement curves

從圖6（a）可見，對照試件的N-Δ曲線可分為4 個階段：彈性段、彈塑性段、下降段及緩慢上升段。曲線在彈性段呈線性快速上升；在彈塑性段出現短暫的二次非線性上升并迅速達到峰值荷載；其后因不銹鋼管產生屈曲導致荷載下降，曲線進入下降段，下降趨勢較為緩和；最后由于不銹鋼管不斷地被壓縮，在經歷大量塑性變形后對核心混凝土施加了高度約束，曲線進入平穩的緩慢上升段。

從圖6（b）-6（f）可見，CFRP 試件N-Δ曲線的4 個變化階段與對照試件相似，區別在于彈塑性段在CFRP 的約束作用下表現出更為明顯的應變硬化效應，同時也因CFRP 的斷裂導致曲線下降段更為陡峭。

從圖6（g）可見：在相同粘貼方式下，與對照試件相比，隨著CFRP層數的增加，CFRP試件N-Δ曲線的初始剛度呈先升后降的變化趨勢；在彈塑性段，由于混凝土的膨脹，CFRP和不銹鋼管的約束作用逐漸被激活以抵消剛度退化，曲線出現較為平穩的二次上升，其上升斜率逐漸增大；達到峰值荷載后，CFRP大范圍斷裂，導致不銹鋼管因缺乏側向約束而屈曲，承載能力下降，曲線進入陡峭下降段，其陡峭程度與CFRP層數呈正相關；荷載降至最低點后，大部分CFRP 完全斷裂失效并暫停斷裂，約束主導回歸至不銹鋼管［13］，殘余荷載有所提升。在相同粘貼層數下，與外貼試件相比，內貼試件的初始剛度和二次上升剛度略有提高，曲線的彈性段和彈塑性段明顯延長，擁有更大的峰值荷載和峰值位移，同時下降段更為緩和，殘余荷載有明顯改善。

總體而言，CFRP 可以顯著提高試件的承載能力和變形能力，且內貼方式的提升更為顯著。

2.3 荷載、應變隨位移的變化曲線

為了研究CFRP 與鋼管的協同工作性能，圖7示出了典型試件的荷載、應變隨位移的變化曲線，其呈現了試件的荷載N、不銹鋼管的縱向應變εv和橫向應變εh、CFRP 的縱向應變εcv和橫向應變εch在加載至峰值荷載前的發展規律。

圖7 試件的荷載、應變隨位移的變化曲線Fig.7 Variation curves of load and strain of specimens with displacement

從圖7可見：鋼管的縱向應變發展速率在加載初期明顯快于橫向應變，隨著混凝土的膨脹，鋼管逐漸由承受軸向壓應力變為承受環向拉應力，鋼管的橫向應變速率開始提升；同樣，CFRP 的縱向和橫向應變的發展規律與鋼管相似，且在加載初期兩者的縱橫應變基本重合，表明不銹鋼管與CFRP 具有良好的變形協調性；隨后，由于不銹鋼管逐漸屈服，塑性變形增大，對混凝土的約束作用降低，具有高彈模量的CFRP 開始被激活以限制不銹鋼管和混凝土的橫向變形，導致CFRP 的應變發展速率略慢于鋼管。

當所有試件的鋼管達到屈服應變ε0.2時，鋼管縱、橫應變對應的位移均小于各自的峰值位移，表明鋼管在達到峰值荷載前已發生屈服。此時，對照試件鋼管縱向應變對應的位移為3.45 mm，外貼CFRP 試件縱向應變對應的位移依次為5.89 和5.94 mm，內貼CFRP 試件縱向應變對應的位移依次為5.09、4.82 和6.65 mm，說明CFRP 能夠延緩鋼管屈服，有效增強鋼管對混凝土的約束，以提升試件的變形能力，同時內貼CFRP 能夠更早地成為約束主導，充分發揮自身的材料性能。

2.4 極限承載力

為了分析CFRP 粘貼層數和方式對試件極限承載力的影響，將各組試件的平均極限承載力進行了對比，結果如圖8所示。

圖8 平均極限承載力的變化規律Fig.8 Variation law of average ultimate bearing capacity

（1）CFRP粘貼層數的影響

從圖8（a）可見：與無CFRP 試件（SF0SF0）相比，外貼試件（SF0SF1、SF0SF2）的平均極限承載力分別提升了36.8%、55.6%，每一層CFRP 的提升幅度分別為36.8%、13.8%；內貼試件（SF1SF0、SF1SF1、SF1SF2）的平均極限承載力分別提升了44.5%、66.0%、84.0%，每一層CFRP 的提升幅度分別為44.5%、14.9%、10.8%。

（2）CFRP粘貼方式的影響

從圖8（b）可見，粘貼1 層和2 層CFRP時，相較于外貼試件，內貼試件的極限承載力能分別再提升5.6%和6.7%。對比SF0SF1 和SF1SF0 試件可以發現：內貼CFRP 在彈塑性段因受到外鋼管的環向約束和混凝土的側向膨脹，在混凝土和鋼管的界面間形成了擠壓摩擦，從而充分發揮了CFRP 的約束作用，獲得了更高的極限承載力提升幅度；而外貼CFRP 試件因缺乏外鋼管的約束，在鋼管的塑性流動階段可能存在一定的應力損失，未能提供足夠多的環向約束，對此則需通過增加CFRP 的層數來提供更多的約束作用。

以上結果表明，CFRP 粘貼層數對極限承載力有顯著的提升效果，內貼和外貼兩種方式均會導致極限承載力的非線性提升，且內貼方式的提升效果明顯優于外貼。

2.5 能量耗散

穩定的承載能力和良好的變形能力是承載耗能元件的基本要求。為了評估CFRP 內貼和外貼對試件耗能能力的影響，定義峰值耗能Wu為單位體積試件被壓縮至峰值位移時所消耗的能量，并對圖6（g）平均代表N-Δ曲線下的面積進行積分，相應的計算方法見式（1），所得到的積分示意圖見圖9［25］，耗能對比見圖10。

圖9 能量積分示意圖Fig.9 Schematic diagram of energy integral

圖10 能量耗散的變化規律Fig.10 Variation law of energy dissipation

從圖9、10 可見：CFRP 能使試件具有更大的壓縮行程和承載能力，在試件破壞前起到了很好的緩沖耗能效果；隨著CFRP 層數的增加，耗能呈非線性提高，其中1和2層CFRP對試件耗能能力有顯著的提升，但3 層CFRP 的提升效果明顯減弱；在相同CFRP 層數下，內貼試件相較于外貼試件能再多消耗39.1%和42.2%的能量，其中SF1SF0 試件的耗能能力已優于SF0SF2試件。

能量耗散的變化進一步證明了內貼CFRP 在界面間形成的擠壓摩擦能更有效地增強鋼管對混凝土的約束，以獲得更優的承載能力和變形能力，同時，內貼1 層CFRP 的增強效果已相當于外貼2 層CFRP，因此，在保證力學性能的前提下可以有效地節約材料，降低工程成本。

3 軸壓承載力計算公式

文中研究的CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土柱與普通FRP鋼管混凝土柱的區別在于前者所用鋼材為不銹鋼，且鋼管內外壁粘貼CFRP，并使用海水海砂混凝土填充。圖11 示出了軸向均布荷載作用下CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土柱各材料的受力機理。本節基于極限平衡法［6］，推導試件軸壓承載力的計算公式。

圖11 CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土柱軸壓應力分析Fig.11 Analysis of axial compressive stresses in seawater sea sand concrete-filled CFRP-stainless steel sandwich tube column

3.1 不銹鋼管應力分析

在塑性變形下，具有應變硬化效應的不銹鋼材料的強度在超過名義屈服應力σ0.2后仍會有較大的提升，若采用σ0.2作為應力計算值則會導致計算結果過于保守，故采用由連續強度法（Continuous Strength Method，CSM）計算得到的極限應力fcsm來代替σ0.2［21］。

當εcsm/ε0.2＜1時，fcsm由式（2）確定：

當εcsm/ε0.2＞1時，fcsm由式（3）確定：

其中，

以上各式中：εcsm/ε0.2為應變比，其中εcsm為極限應力應變；εu為極限拉應變；Esh為應變硬化彈性模量；λc為截面長細比，且

σcr為彈性臨界屈服應力，α為與混凝土強度等級有關的系數［29］（考慮到不銹鋼管填充混凝土受壓構件的σcr大于空不銹鋼管，故α取1.4），νs為鋼材泊松比。

假設不銹鋼材料產生應變硬化效應后，仍為理想塑性材料，且不考慮鋼管的徑向應力，則根據Von Mises屈服條件可得

故不銹鋼管的約束效應系數ξs為

式中，As、Ac分別為鋼管和混凝土的橫截面積。

3.2 CFRP應力分析

由于CFRP 為單向受力材料，故其受力分析僅考慮由不銹鋼管混凝土膨脹而產生的拉應力，忽略軸向壓應力，且CFRP 在斷裂前為線彈性發展，故CFRP材料滿足胡克定律：

式中，σcf（包括σcif、σcof）為CFRP 環向拉應力，εcfc為CFRP環向拉應變，Ecf為CFRP彈性模量。

故內外貼CFRP的約束效應系數ξif、ξof分別為

3.3 混凝土應力分析

由于核心混凝土在承受軸向荷載的同時還受到CFRP 和不銹鋼管的側向約束作用，處于軸向壓縮和側向均勻圍壓的三向應力狀態，因此約束作用下的混凝土軸向抗壓強度σc遠大于軸心抗壓強度fc，此時σc與側向壓力p之間存在線性關系：

其中側向壓力p由3部分構成——內貼CFRP側向壓力σif、鋼管側向壓力σs和外貼CFRP 側向壓力σof，故式（15）又可寫為

式中，k1、k3分別為內貼和外貼CFRP提供的側壓效應系數，k2為不銹鋼提供的側壓效應系數。

3.4 極限承載力公式

在對不銹鋼管和CFRP 的應力分析中，由于不銹鋼管壁厚ts與CFRP 壁厚tcf都較薄，可忽略材料壁厚對受力的影響，因此假設σs、σif和σof沿著壁厚均勻分布，則有

式中，dc為不銹鋼管內徑。

混凝土、鋼管和內外貼CFRP 的橫截面積分別近似為Ac=πdc2/4、As=πdcts和Acif=Acof=πdctcf，故得

根據式（13）、（14）和（21）、（22），可得

不銹鋼管屈服時，由式（10）可得

CFRP 不銹鋼混凝土柱的極限承載力Nu由混凝土和不銹鋼管共同提供：

將式（16）、（20）、（23）-（25）代入式（26），得

當達到極限承載力Nu時，即dN/dσs=0，有

將式（28）代入（27），得

k1、k2與k3的取值一般是依據大量試驗總結來確定，故不銹鋼管的側壓效應系數k2根據文獻［30］取3.05；外貼CFRP 的側壓效應系數k3根據文獻［31］所提供的公式k3=2.61-0.01fc計算，取2.303；由于內貼CFRP 在混凝土和不銹鋼管的界面間形成擠壓摩擦，應力損失較小，其提供的側壓約束強于外貼CFRP，故k1根據文獻［32］取3.3。因此，軸壓極限承載力Nu，pre的最終計算式為

3.5 軸壓極限承載力公式驗證

為了驗證文中提出的軸壓極限承載力公式的準確性及適用性，收集了包括本次試驗在內的共計73個CFRP不銹鋼管混凝土結構的試驗樣本（如表5所示），并對其進行了試驗結果的預測，相應的驗證結果如圖12所示。

表5 CFRP鋼管混凝土樣本數據1）Table 5 Sample data of concrete-filled CFRP-steel tube columns

圖12 極限軸壓承載力公式驗證結果Fig.12 Verification results of ultimate axial compressive bearing capacity formula

從圖12（a）可見，由式（30）得到的文中17個樣本計算結果和試驗結果比值Nu，pre/Nu的平均值為0.992，標準差為0.056，變異系數為0.056；從圖12（b）可見，由式（30）得到的73個樣本計算結果和試驗結果比值Nu，pre/Nu的平均值為1.075，標準差為0.095，變異系數為0.088。驗證結果表明，文中提出的極限軸壓承載力計算公式能較好地預估試驗結果，具有很好的準確性和適用性。

4 結論

文中以CFRP 粘貼層數和粘貼方式為變化參數，對18個CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土短柱試件進行了軸壓試驗，得出以下結論：

1）試件的破壞模式受到CFRP 影響，無CFRP與內貼CFRP 試件的破壞模式均為剪切破壞，但隨著外貼CFRP 層數的增加，破壞模式會向腰鼓破壞轉變，同時內貼CFRP 有效隔絕了混凝土與鋼管內壁的接觸，對混凝土起到了更好的保護作用；

2）CFRP 不銹鋼混凝土柱荷載-位移曲線的4個發展階段與不銹鋼混凝土柱相同，曲線的初始剛度和二次上升剛度與CFRP層數關聯較大，而CFRP粘貼方式僅對二次上升剛度有明顯影響，且在試件破壞前，不銹鋼縱向受壓、環向受拉均屈服，CFRP環向拉斷，兩者具有較好的協同工作性能；

3）試件的承載能力、變形能力和耗能能力提升效果與CFRP層數正相關，但提升幅度會逐漸下降，當CFRP 層數相同時，內貼CFRP 的力學性能提升效果更為顯著，相應試件的極限承載力相較于外貼試件能再提升5.6%和6.7%，且內貼1 層CFRP 的耗能能力與外貼2層CFRP相當，因此在CFRP的粘貼方式上可優先選擇內貼。

文中還基于極限平衡法，考慮不銹鋼的應變硬化效應，推導出了CFRP-不銹鋼夾層管海水海砂混凝土柱試件的極限軸壓承載力計算公式，并收集73個試驗樣本對公式進行了驗證，計算結果與試驗結果較為吻合，說明所提出的公式具有很好的準確性和適用性。