趙 勇，張 琛，王曉鋒

（1.同濟大學土木工程學院，上海200092；2.中冶建筑研究總院有限公司，北京100088）

混凝土結(jié)構(gòu)中的普通鋼筋銹蝕已成為土木工程的重大安全隱患，它會降低鋼筋承載力以及與混凝土之間的黏結(jié)力，最終導致結(jié)構(gòu)失效［1］。而傳統(tǒng)的鋼筋銹蝕防治方法均是基于普通鋼筋外圍入手，不能從根本上阻滯鋼筋腐蝕進程［2］。不銹鋼鋼筋由于在軋制時加入了鎳、鉻等合金元素，可以有效抵御有害離子的影響，避免鋼筋在酸堿鹽等復雜環(huán)境下的銹蝕，因此可在海洋建筑、跨海大橋等對耐久性要求較高的工程中推廣應用［3］。目前，國內(nèi)外對不銹鋼鋼筋應用的研究主要集中在鋼筋自身的物理力學性能、耐腐蝕性能以及混凝土構(gòu)件的受彎、偏壓等靜力性能等方面［4-8］，對構(gòu)件的抗震性能也有一些研究。其中，文獻［9-10］分別進行了配置不銹鋼鋼筋的混凝土梁、柱的抗震性能試驗研究，其結(jié)果表明：不銹鋼鋼筋與混凝土共同工作的性能良好，且不銹鋼鋼筋試件的位移延性和耗能能力均好于普通鋼筋試件。但值得注意的是，文獻［9-10］試驗中所采用的鋼筋為法國產(chǎn)不銹鋼鋼筋，其彈性模量可達190GPa以上，且在最大力下的總伸長率約為17%。而目前國產(chǎn)的高強不銹鋼鋼筋則具有“高延性、低彈性模量”的特點，其彈性模量僅為140GPa左右，但在最大力下的總伸長率卻可達20%以上［3，7-8］。另一方面，文獻［11］指出，配置HRB500級縱筋柱的屈服位移和極限位移均比配置HRB335級縱筋柱的大，但位移延性系數(shù)卻偏小。由此可推測，對配置國產(chǎn)500MPa級不銹鋼鋼筋的構(gòu)件，其屈服位移將會更大，從而可能會降低其位移延性和耗能能力等抗震性能。然而，目前尚缺少相關抗震性能的試驗研究報道。因此，為在有抗震設防要求和對耐久性有較高要求的結(jié)構(gòu)中推廣應用不銹鋼鋼筋，有必要對相關結(jié)構(gòu)和構(gòu)件開展抗震性能試驗與理論研究。本文擬對配置不銹鋼鋼筋的混凝土柱進行擬靜力試驗，以研究其抗震性能和承載能力，為相關標準修訂和工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計了6個不銹鋼鋼筋混凝土柱試件（簡稱不銹鋼試件）和2個普通鋼筋混凝土柱試件（簡稱普通試件），考慮了軸壓比、縱筋配筋率等參數(shù)的影響。試件的主要參數(shù)見表1，其中n為試驗軸壓比，fcu為與試件同條件養(yǎng)護試塊的混凝土立方體抗壓強度，cs為縱筋的混凝土保護層厚度。確定試驗軸壓力時，取混凝土軸心抗壓強度fc為0.76fcu。試件的幾何尺寸和配筋如圖1所示。試件的截面尺寸均為400mm×400mm，高為1 600mm，加載點到基礎頂面的距離為1 400mm。試件SKC-1-6的縱筋和箍筋均為500MPa級不銹鋼鋼筋，而試件DBC-1-2的縱筋和箍筋則為HRB500E鋼筋?？v筋兩端采用錨固板錨固，并通過配置附加架立筋②以控制箍筋肢距，使其滿足規(guī)范GB 50 010—2 010［12］的要求。

表1 試件主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of specimens

圖1 試件的幾何尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens(unit:mm)

表2 鋼筋力學性能參數(shù)實測值Tab.2 Measured values of mechanical properties of reinforcements

圖2 鋼筋應力-延伸率實測曲線Fig.2 Measured stress--elongation curves of reinforcements

鋼筋的實測力學性能參數(shù)見表2，部分鋼筋應力—延伸率實測曲線見圖2，其中fy和fb分別為鋼筋的屈服強度和抗拉強度，Es為彈性模量，δ為在最大力下的總伸長率，e為伸長率。由表2和圖2可知，試驗所用的不銹鋼鋼筋具有無明顯屈服點、延性大、彈性模量小等特點，其中，彈性模量平均為139GPa，僅為普通鋼筋的0.67；而在最大力下的伸長率平均為20.5%，是普通鋼筋的1.65倍。

1.2 加載方案

試驗采用懸臂式加載，如圖3所示。首先采用3MN豎向作動器對試件柱頂施加豎向預定軸力并保持恒定，然后采用2MN水平作動器對試件施加水平低周反復荷載。加載過程中豎向作動器可以與水平作動器聯(lián)動從而實現(xiàn)水平跟動。水平加載采用荷載—位移混合控制，即首先采用荷載控制加載，首次加載直接加載到±0.30Pu，c（Pu，c為極限承載力計算值），循環(huán)2次后，以±0.15Pu，c為加載步距，每級加載循環(huán)2次，直至水平力達到0.75Pu，c；之后，改用位移加載，每級位移增量為5mm，每級加載循環(huán)2次，直至試件的承載力下降至±0.85Pu（Pu為極限承載力試驗值，也稱峰值荷載）以下后，停止加載。

圖3 試驗加載裝置及測點布置（單位：mm）Fig.3 Test setup and layout of tested points(unit:mm)

1.3 測量方案

位移計和鋼筋應變測點布置見圖3。其中，在加載點和基礎頂部各布置1個位移計F1和F2，以測量柱頂相對基礎頂面的水平位移Δ；在距離柱底130mm處左右兩側(cè)分別布置1個縱筋應變測點L1和L2；沿柱底向上的前四道箍筋，每道箍筋中部布置1個應變測點C1—C4。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象與破壞形態(tài)

加載至0.40Pu左右時，n=0.20試件的東、西側(cè)面在距柱根部200mm左右出現(xiàn)水平貫通裂縫；加載至0.55Pu左右時，n=0.45試件也出現(xiàn)水平貫通裂縫。加載至0.75Pu左右時，各試件南、北面出現(xiàn)斜裂縫，并自上而下向中和軸延伸。

加載至Pu時，不銹鋼試件的裂縫開展形態(tài)與普通試件相近，其中，南、北面在距柱根部700mm范圍內(nèi)斜裂縫數(shù)量增多并進一步發(fā)展，東、西側(cè)面的裂縫寬度變大；n=0.45試件的各面在距柱根部150mm范圍內(nèi)角部混凝土壓碎，而n=0.20試件僅在柱根部有少量混凝土壓碎。

荷載下降至0.85Pu時，試件破壞［13］。各試件南面的破壞形態(tài)如圖4所示。不銹鋼試件和普通試件破壞形態(tài)相近，各試件根部混凝土均有一定范圍的剝落，但不同軸壓比下，破壞形態(tài)有所區(qū)別。其中，n=0.45試件破壞較突然，在距柱根部四周300mm范圍內(nèi)混凝土保護層剝落；而n=0.20試件僅在東、西側(cè)面距柱根部200mm范圍內(nèi)混凝土保護層剝落；配筋率較高試件的柱根部混凝土壓碎范圍比配筋率較低試件的更大，且斜裂縫數(shù)量更多、分布區(qū)域更大。

2.2 滯回曲線與耗能

各試件的荷載—位移滯回曲線如圖5所示。采用每級循環(huán)位移下第一次循環(huán)的等效黏滯阻尼系數(shù)he作為耗能指標［13］。試件在屈服、峰值和破壞三個特征點下的he見表3。由圖5和表3可知：

（1）達到屈服荷載前，各試件的滯回曲線形狀細長狹窄，殘余變形較小，曲線包圍的面積小，耗能較少；當試件屈服后，滯回曲線開始偏向位移軸，曲線包圍的面積增加，耗能增加。

（2）由于不銹鋼鋼筋彈性模量小、延性大，所以不銹鋼試件的彈塑性變形大，耗能能力良好，且試驗過程中不銹鋼試件均未出現(xiàn)鋼筋—混凝土黏結(jié)失效、滑移等現(xiàn)象，所以不銹鋼試件的滯回曲線均呈較飽滿的梭形，未見明顯捏攏。

（3）對比試件DBC-1和SKC-1、試件DBC-2和SKC-5可知，兩種試件的滯回曲線相似，但普通試件的滯回曲線略有捏攏，且不銹鋼試件在屈服、峰值和破壞時的he分別比普通試件的大32%、31%和3%，說明不銹鋼試件的耗能能力較好。

（4）不銹鋼試件的滯回曲線和耗能能力反映的規(guī)律與普通試件相似，即軸壓比越小、縱筋配筋率越高，試件的滯回曲線就越飽滿，耗能能力越好。

圖4 試件南面的破壞形態(tài)Fig.4 Failure patterns of specimens on the south side

圖5 各試件的荷載-位移滯回曲線Fig.5 Load-displacement hysteretic loops of specimens

表3 各特征點的等效黏滯阻尼系數(shù)Tab.3 The equivalent viscous damping coefficients of characteristic points

2.3 骨架曲線

各試件的荷載—位移骨架曲線如圖6所示。采用Park法確定試件的屈服荷載Py和位移Δy，取骨架曲線上荷載下降至0.85Pu時的荷載為破壞荷載，相應的位移即為極限位移Δm［13］。各試件在屈服、峰值和破壞時荷載和位移的試驗結(jié)果見表4。由圖6和表4可知：

（1）對比試件SKC-1和DBC-1、試件SKC-5和DBC-2可知，加載至約0.55Pu之前，不銹鋼試件和普通試件骨架曲線基本重合；之后，由于不銹鋼鋼筋彈性模量小、變形大，導致不銹鋼試件剛度退化較快，在各特征點的剛度均比普通試件小。

（2）在不同軸壓比和縱筋配筋率條件下，不銹鋼試件的骨架曲線和剛度退化規(guī)律與普通試件一致，即軸壓比越小、縱筋配筋率越高，試件的剛度退化越慢，變形能力越好。

圖6 各試件的荷載-位移骨架曲線Fig.6 Load-displacement skeleton curves of specimens

表4 試件各特征點的試驗結(jié)果Tab.4 Experimental results of specimens at characteristic points

2.4 試件剛度機理分析

根據(jù)平截面假定，各試件在屈服和破壞時的截面應變、應力情況［14］如圖7，其中φy、φm分別為試件屈服和破壞時的截面曲率。

式中：εc、εcm分別為試件屈服和破壞時的混凝土壓應變；εy、εs分別為試件屈服和破壞時的縱筋拉應變；B為試件剛度；φ為試件截面曲率。

由于不銹鋼鋼筋的彈性模量較小，不銹鋼試件在屈服和破壞時的縱筋應變均大于普通試件，所以在屈服和破壞時的截面曲率均大于普通試件，即不銹鋼試件的剛度小于普通試件。

圖7 柱截面應變-應力圖Fig.7 Strain-stress diagram of column section

2.5 位移延性和變形性能

各試件的位移延性系數(shù)和極限位移角的計算結(jié)果如表4，其中Δu為峰值荷載對應的位移；θm為極限位移角，取為θm=Δm/l（l為加載中心線到基礎頂面的距離）；μ為位移延性系數(shù)，取為μ=Δm/Δy。由表4可知：

（1）試件SKC-1、SKC-5的屈服位移分別比試件DBC-1、DBC-2的大24%和21%，但試件SKC-1、SKC-5的極限位移僅比試件DBC-1、DBC-2的分別大2%和19%，導致不銹鋼試件的位移延性系數(shù)較小。由于不銹鋼試件的剛度較小，導致在同等水平力作用下的變形較大，所以不銹鋼試件的屈服位移和極限位移均比普通試件的大，但是當以極限位移角來衡量試件變形時，不銹鋼試件的變形能力并不比普通試件的差［11］。綜合來看，不銹鋼試件的位移延性和變形性能仍比普通試件的好。

（2）在不同軸壓比和縱筋配筋率條件下，不銹鋼試件的位移延性和變形性能反映的規(guī)律與普通試件一致，即軸壓比越小、縱筋配筋率越高，試件的位移延性和變形性能越好。

2.6 縱筋應變滯回曲線

部分試件的縱筋應變滯回曲線如圖8所示，其中εs為縱筋應變。由圖8可知：

（1）各試件在峰值荷載前，縱筋均能屈服，其中，n=0.45試件的縱筋為受壓屈服，而n=0.20試件的縱筋為受拉屈服。

圖8 縱筋應變滯回曲線Fig.8 Hysteretic loops of strains of longitudinal reinforcements

（2）對比試件DBC-1和SKC-1、試件DBC-2和SKC-5可知，由于不銹鋼鋼筋彈性模量小、延性大，所以不銹鋼試件在各特征點的縱筋應變均比普通試件的大。

2.7 箍筋應變滯回曲線

部分的箍筋應變滯回曲線如圖9所示，其中εv為箍筋應變。由圖9可知：

（1）由于高強箍筋的屈服強度較高，各試件的箍筋均未屈服，對核心混凝土的約束較好，核心混凝土在三向受壓狀態(tài)下并未發(fā)生破壞，具有較高的安全儲備［15］。

（2）對比試件DBC-1和SKC-1、試件DBC-2和SKC-5可知，由于不銹鋼鋼筋彈性模量較小，所以不銹鋼試件在各特征點的箍筋應變均比普通試件的大。

圖9 箍筋應變滯回曲線Fig.9 Hysteretic loops of strains of stirrups

3 極限承載力分析

由前分析可知，在達到極限荷載時，n=0.45試件的混凝土壓碎突然，縱筋受壓屈服，表現(xiàn)出小偏心受壓破壞特征；n=0.20試件的縱筋受拉屈服，混凝土壓碎，表現(xiàn)出大偏心受壓破壞特征。各試件的柱根部正截面受彎承載力試驗值Mu見表5。

3.1 按規(guī)范算得的計算值

按規(guī)范GB 50010—2010［12］偏心受壓構(gòu)件計算柱根部正截面受彎承載力，并考慮柱頂側(cè)移二階效應對柱根部產(chǎn)生的彎矩附加值，相加所得的柱根部正截面受彎承載力Mu，c1見表5。計算時，鋼筋屈服強度fy按表2取，混凝土軸心抗壓強度fc取為0.76fcu，fcu按表1取。由表5可知：不銹鋼試件柱根部正截面受彎承載力的計算值和試驗值之比與普通試件的相近。其中，不銹鋼試件柱根部正截面受彎承載力的計算值和試驗值之比為0.72～0.86，平均值為0.79，普通試件柱根部正截面受彎承載力的計算值和試驗值之比為0.78～0.83，平均值為0.80，均具有較高的安全儲備。

表5 柱根部正截面受彎承載力試驗值和計算值Tab.5 Test and calculated values of flexural bearing capacity at the end of the columns

3.2 考慮箍筋約束對計算值的修正

在Sheikh的拱作用理論基礎上，Mander和Park等提出了考慮箍筋約束影響的箍筋內(nèi)側(cè)核心混凝土抗壓強度修正值：

考慮箍筋約束后重新計算柱根部正截面受彎承載力Mu，c2，結(jié)果如表5所示。由表5可知：考慮箍筋約束對普通試件和不銹鋼試件承載力的提高程度相近。其中，對n=0.20試件的承載力僅提高0.5%，對n=0.45試件的承載力僅提高7.4%。

3.3 箍筋約束核心混凝土機理分析

如圖10所示，當試件受到軸力和彎矩作用時，核心混凝土產(chǎn)生橫向變形，擠壓外圍箍筋，此時箍筋會有變形的趨勢。此外，箍筋的約束應力沿周長分布不均，在各肢交點處達到最大，這是由于該處的側(cè)向約束主要由兩個方向箍筋的軸向剛度決定，直至箍筋受拉屈服之前其剛度很高；而隨著遠離箍筋各肢交點處，箍筋的抗彎剛度開始起主導作用，側(cè)向約束作用很快減?。?7］。同理，在縱向，箍筋的側(cè)向約束力只能在圖11所示的有效約束核心混凝土區(qū)域發(fā)揮作用。

本文采用的箍筋間距為100mm和150mm，有效約束區(qū)域較小，且應變較小、均未屈服，所以橫向約束應力也較小，對核心混凝土的約束作用有限，因此箍筋約束對試件承載力的提高并不明顯。

圖10 箍筋側(cè)向約束應力分布Fig.10 Lateral confining stress distribution of stirrup

圖11 有效約束混凝土區(qū)域（陰影部分）Fig.11 Effective confined concrete area(dash area)

4 結(jié)論

（1）不銹鋼試件的滯回性能與普通試件相近，但在屈服、峰值和破壞時的he分別比普通試件的大32%、31%和3%，耗能能力更好。

（2）減小軸壓比、增加縱筋配筋率對不銹鋼試件的抗震性能有所提高。

（3）由于不銹鋼試件的剛度較小，其屈服位移和極限位移分別比普通試件的大21%～24%和2%～19%，以致位移延性系數(shù)比普通試件的略低，但以極限位移角來衡量試件變形時，不銹鋼試件的位移延性和變形能力仍比普通試件的好。

（4）不銹鋼試件的受彎承載力計算值和試驗值之比與普通試件的相近，平均為0.79，具有一定的安全儲備。

（5）當箍筋間距大于100mm時，對核心混凝土的約束作用有限，所以箍筋約束對試件承載力的提高也不明顯。