張曉輝 鄭山鎖 趙旭冉 劉毅

摘? ?要：為了研究近海大氣環(huán)境下銹蝕鋼框架柱的抗震性能，通過人工氣候環(huán)境模擬試驗(yàn)技術(shù)對(duì)6榀鋼框架柱進(jìn)行了近海大氣環(huán)境下的加速腐蝕，并對(duì)腐蝕后試件進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn)，研究了不同銹蝕程度和軸壓比對(duì)鋼框架柱破壞機(jī)理、滯回曲線、骨架曲線、剛度退化、延性及耗能能力等指標(biāo)的影響.試驗(yàn)結(jié)果表明：隨著銹蝕程度增加，試件底端翼緣屈曲、腹板鼓曲及塑性鉸形成所對(duì)應(yīng)的位移呈減小趨勢;試件承載能力、變形能力及耗能能力均有所降低.此外，隨著軸壓比的增大，試件發(fā)生局部屈曲現(xiàn)象提前;承載力及延性顯著降低，強(qiáng)度和剛度退化速率加快，耗能變差.基于試驗(yàn)結(jié)果，初步確定銹蝕鋼框架柱不同抗震性能水平和性能指標(biāo)量化限值.研究成果為近海大氣環(huán)境下在役鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能評(píng)估提供了試驗(yàn)支撐.

關(guān)鍵詞：銹蝕鋼框架柱;低周往復(fù)加載試驗(yàn);抗震性能;銹蝕程度;軸壓比

中圖分類號(hào)：TU391，TU317.1? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1674—2974（2020）09—0094—10

Abstract：In order to study the seismic performance of corroded steel frame columns in offshore atmospheric environment， an indoor artificial-climate accelerated test on six steel frame columns was implemented firstly. And then， low-cyclic reversed loading tests were conducted on the six? corroded steel columns. The influence of corrosion levels and axial compression ratios on the failure modes， hysteretic curves， skeleton curves， stiffness degradation， ductility and energy dissipation capacity of the specimens was analyzed and discussed. The test results indicate that with the increase of corrosion level， the displacement corresponding to the flange local buckling， web local buckling and formation of plastic hinges gradually reduce， and the bearing capacity， deformation capacity and energy dissipation capacity of specimens decrease as well. In addition， with the increase of axial compression ratio， the occurrence of local buckling is advanced， the load bearing capacity and ductility decrease obviously， the strength and stiffness degenerate significantly， and the energy dissipation capacity degrades. Based on the test results， the seismic performance levels and quantitative limits of performance index for the corroded steel frame columns were preliminarily determined. This study can provide experimental support for the seismic performance evaluation of existing steel structures in offshore atmospheric environment.

Key words：corroded steel frame column;low-cyclic reversed loading test;seismic performance;corrosion level;axial compression ratio

近年來，鋼結(jié)構(gòu)因其輕質(zhì)高強(qiáng)、抗震性能好、便于施工等優(yōu)點(diǎn)而得到廣泛應(yīng)用;但鋼材具有耐腐蝕性較差的特點(diǎn). 近海大氣環(huán)境中，由于相對(duì)濕度大、氯離子濃度高及干濕循環(huán)效應(yīng)明顯等特點(diǎn)，加快了鋼材腐蝕速率，從而降低了建筑鋼結(jié)構(gòu)的安全使用壽命[1]. 同時(shí)我國地處兩大地震帶之間，地震災(zāi)害頻發(fā)，許多處于近海大氣環(huán)境中的鋼結(jié)構(gòu)建筑物亦處于高烈度地震區(qū). 因此，近海大氣環(huán)境下在役鋼結(jié)構(gòu)的抗震性能亟待研究.

國內(nèi)外學(xué)者在鋼材銹蝕分布模式[2-3]、銹蝕鋼材力學(xué)性能退化規(guī)律[4]、銹蝕對(duì)鋼結(jié)構(gòu)構(gòu)件及結(jié)構(gòu)承載能力的影響[5-6]等方面進(jìn)行了大量研究，取得了不少成果.葉繼紅等[7]針對(duì)具有點(diǎn)蝕孔腐蝕特征的鋼構(gòu)件，提出了一種通過等效彈性模量定量評(píng)價(jià)其力學(xué)性能劣化程度的簡化分析方法. Bhandari等[8]綜述了近海環(huán)境下鋼結(jié)構(gòu)點(diǎn)蝕的機(jī)理、關(guān)鍵影響因素及分析方法.Beaulieu[9]進(jìn)行了銹蝕角鋼構(gòu)件抗壓承載力試驗(yàn)研究，并提出了銹蝕角鋼構(gòu)件殘余強(qiáng)度的評(píng)估方法.但總體而言，近海大氣環(huán)境下銹蝕鋼構(gòu)件及結(jié)構(gòu)抗震性能的試驗(yàn)研究與理論分析仍相對(duì)匱乏，尚需進(jìn)行大量的工作以使得研究成果具有更好的工程實(shí)用價(jià)值.

鑒于此，本文采用人工氣候環(huán)境模擬試驗(yàn)技術(shù)對(duì)6榀鋼框架柱進(jìn)行近海大氣環(huán)境下的加速腐蝕，并對(duì)腐蝕后試件進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)，研究了不同銹蝕程度、軸壓比對(duì)鋼框架柱破壞機(jī)理、承載能力、變形能力及耗能能力等的影響.

1? ?試驗(yàn)概況

1.1? ?試件設(shè)計(jì)

根據(jù)框架柱在水平地震作用下的受力特點(diǎn)，選取柱底至反彎點(diǎn)段作為本試驗(yàn)研究對(duì)象，如圖1所示.按相似比例1 ∶ 2設(shè)計(jì)了6榀鋼框架柱試件，試件全部采用熱軋H型鋼制作，材料為Q235B，截面規(guī)格為HW250×250×9×14;并在柱底設(shè)置相對(duì)剛度較大的支座梁.試件詳細(xì)尺寸見圖2. 試驗(yàn)參數(shù)包括銹蝕程度和軸壓比，具體見表1. 其中，按設(shè)計(jì)軸壓比分為0.2、0.3、0.4三個(gè)等級(jí);銹蝕程度采用失重率 進(jìn)行量化，分為0%、3.06%、5.33%和8.02%四個(gè)等級(jí). 失重率η定義為

式中：m0和m1分別為鋼材銹蝕前后的質(zhì)量.本文鋼框架柱試件的失重率取值為不同板厚鋼材材性試件失重率的平均值，且試件表面均無涂層.

1.2? ?近海大氣環(huán)境模擬試驗(yàn)

近海大氣環(huán)境中起主導(dǎo)侵蝕作用的是氯離子，且中性鹽霧試驗(yàn)常用來模擬近海大氣環(huán)境[10-11]. 此外，人工氣候環(huán)境室主要用于構(gòu)件在單一或者多種環(huán)境因素（溫度、濕度、鹽霧、紫外線、酸雨和CO2氣體等）作用下的耐久性試驗(yàn).因此，本文采用ZHT/W2300氣候環(huán)境模擬系統(tǒng)對(duì)試驗(yàn)鋼框架柱進(jìn)行近海大氣環(huán)境下的加速腐蝕，見圖3.依據(jù)GB/T10125-2012《人造氣氛銹蝕試驗(yàn)-鹽霧試驗(yàn)》[12]規(guī)定的中性鹽霧試驗(yàn)條件，系統(tǒng)環(huán)境參數(shù)設(shè)定見表2. 同時(shí)，系統(tǒng)配備了先進(jìn)的智能數(shù)字控制平臺(tái)，從而對(duì)室內(nèi)溫度、濕度、噴霧濃度等方面進(jìn)行全程監(jiān)控，盡量確保試件受到均勻腐蝕.從圖3可以看出，試件整體基本呈均勻腐蝕分布模式，且隨著腐蝕時(shí)間的增加，銹層厚度逐漸增加.

1.3? ?加載裝置及加載制度

試驗(yàn)加載裝置如圖4所示. 柱端水平往復(fù)荷載由50噸的MTS電液伺服作動(dòng)器提供;柱頂豎向荷載由100噸的同步液壓千斤頂施加.在反力梁與液壓千斤頂之間安裝滾軸裝置以保證試驗(yàn)加載過程中豎向力的恒定.試件通過壓梁及地腳螺栓固定于試驗(yàn)室剛性地面上. 此外，在試件兩側(cè)加設(shè)側(cè)向支撐以防止試件發(fā)生平面外失穩(wěn).

水平荷載采用位移控制加載方式.參考美國AISC 341-10[13]，按照層間位移角θ分別為0.375%、0.5%、0.75%、1%、1.5%、2%、3%、4%…控制加載，每級(jí)位移循環(huán)2次，直至試件破壞或承載力降至峰值荷載的85%時(shí)停止加載，見圖5. 其中，層間位移角θ定義為

式中：Δ為柱端水平荷載對(duì)應(yīng)的水平位移;L為柱計(jì)算長度（1 200 mm）.

為了便于后期分析，規(guī)定作動(dòng)器推向?yàn)檎颍驗(yàn)樨?fù)向.

1.4? ?測試內(nèi)容

試驗(yàn)測試內(nèi)容包括：1）位移測量，位移計(jì)LVDT-1用來測量柱端水平位移;位移計(jì)LVDT-2測量底梁剛體水平滑移，后續(xù)分析時(shí)應(yīng)予以扣除;位移計(jì)LVDT-3和LVDT-4用來測量柱底塑性鉸區(qū)發(fā)生的轉(zhuǎn)角. 2）應(yīng)變測量，在柱底翼緣、腹板布置應(yīng)變片以考察塑性鉸區(qū)應(yīng)變發(fā)展規(guī)律.其中，柱底塑性鉸區(qū)位置及有效長度參考FEMA-350[14]進(jìn)行估算. 位移計(jì)、應(yīng)變片具體測點(diǎn)布置如圖6所示.

1.5? ?材性試驗(yàn)

依據(jù)GB/T2975-1998《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)取樣位置及試樣制備》和GB/T228—2002《金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法》，從與試驗(yàn)用鋼框架柱同批次板材上切取9 mm、14 mm兩種厚度鋼材標(biāo)準(zhǔn)試件，進(jìn)行加速腐蝕及拉伸試驗(yàn)，鋼材力學(xué)性能指標(biāo)見表3.

2? ?試驗(yàn)結(jié)果及其分析

2.1? ?試驗(yàn)現(xiàn)象

加載初期，試件SC-1處于彈性階段，其荷載-位移曲線基本呈線性發(fā)展.當(dāng)加載至層間位移角1.5%第1循環(huán)時(shí)，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)，試件進(jìn)入彈塑性階段.當(dāng)加載至位移角3%負(fù)向第2循環(huán)時(shí)，柱底右翼緣距加勁肋130 mm處出現(xiàn)輕微局部屈曲，但卸載后屈曲變形可恢復(fù);當(dāng)加載至位移角4%正向第1循環(huán)時(shí)，柱底左側(cè)翼緣距加勁肋110 mm處亦出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象，卸載后存在殘余變形;且試件承載力達(dá)到正向最大值. 當(dāng)加載至位移角4%第2循環(huán)時(shí)，翼緣局部屈曲明顯，殘余變形加大;同時(shí)，腹板開始鼓曲，柱底塑性鉸形成. 持續(xù)加載，由于柱軸壓力的作用，水平承載力下降迅速.當(dāng)加載至位移角5%第2循環(huán)時(shí)，柱底塑性鉸充分發(fā)展，翼緣翹曲高達(dá)100 mm，腹板鼓曲達(dá)35 mm，塑性鉸長度約為330 mm;水平承載力下降至峰值荷載的22%，試件宣布破壞，試驗(yàn)結(jié)束.

試件SC-2～SC-6的破壞過程與試件SC-1相似：均為柱底翼緣首先局部屈曲，然后腹板凸曲，充分形成塑性鉸，承載力下降至破壞;且破壞過程緩慢，屬于延性破壞. 不同之處在于：隨著銹蝕程度的增加，試件底端翼緣屈曲、腹板鼓曲及塑性鉸形成所對(duì)應(yīng)的位移級(jí)呈減小趨勢. 此外，軸壓比越大，試件發(fā)生局部屈曲現(xiàn)象越早，后期水平承載力下降越迅速. 各試件最終破壞形態(tài)見圖7.表4列出了各試件的破壞過程.

2.2? ?滯回曲線

圖8給出了各試件柱端荷載-位移（P-Δ）滯回曲線. 可知：屈服前，滯回曲線斜率變化小;屈服后，滯回環(huán)面積逐漸增大，產(chǎn)生殘余變形. 但此時(shí)，試件塑性變形較小，損傷較輕，同一位移級(jí)別下兩次循環(huán)的加、卸載曲線基本重合，強(qiáng)度衰減與剛度退化不明顯.達(dá)到峰值荷載后，試件塑性變形充分發(fā)展，累積損傷不斷增大，同級(jí)位移幅值下兩次循環(huán)的加、卸載曲線逐步分離，強(qiáng)度衰減與剛度退化不斷加劇;且隨著銹蝕程度的增加，退化效應(yīng)愈加顯著.

此外，隨著軸壓比的增大，試件抗側(cè)剛度降低，滯回環(huán)面積逐漸減小，且峰值荷載后強(qiáng)度、剛度退化速率加快.

2.3? ?骨架曲線

根據(jù)荷載-位移滯回曲線繪制出各試件骨架曲線，如圖9所示. 由圖9可知，各試件的骨架曲線走向基本一致，均可簡化為彈性段、強(qiáng)化段、軟化段3個(gè)階段. 加載初期，各試件處于彈性階段，骨架曲線呈線性發(fā)展;隨著位移幅值的增加，試件首次屈服，抗側(cè)剛度降低，骨架曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折步入強(qiáng)化段;峰值荷載后，試件塑性變形充分發(fā)展，抗側(cè)剛度出現(xiàn)負(fù)值，骨架曲線呈現(xiàn)出軟化段.但隨著銹蝕程度的增加，試件峰值荷載逐漸降低，軟化段斜率減小;軸壓比亦然. 表明試件的承載能力及變形能力隨著銹蝕程度或軸壓比的增加而逐漸減小.

2.4? ?承載力及延性系數(shù)

實(shí)測各試件骨架曲線特征點(diǎn)數(shù)據(jù)見表5.其中，屈服點(diǎn)采用能量等效法確定;極限點(diǎn)按峰值荷載的85%所對(duì)應(yīng)的點(diǎn)確定.

由表5可知：隨著銹蝕程度的增加，試件承載能力與變形能力均有所降低.當(dāng)失重率從0%增加到8.02%時(shí)，試件平均屈服荷載、峰值荷載、位移延性系數(shù)和極限轉(zhuǎn)角分別降低10.21%、15.41%、10.37%和23.38%，表明銹蝕對(duì)鋼框架柱的抗震性能有顯著影響. 當(dāng)軸壓比從0.2增加到0.4時(shí)，試件平均屈服荷載、峰值荷載、位移延性系數(shù)和極限轉(zhuǎn)角分別降低5.77%、10.68%、11.51%和23.45%，表明在鋼框架抗震設(shè)計(jì)中需嚴(yán)格控制軸壓比.

各試件正負(fù)向極限轉(zhuǎn)角θu介于0.0356 ～ 0.05之間，均大于我國現(xiàn)行規(guī)范鋼框架結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值1/50（0.02）[15]，表明銹蝕試件仍能滿足罕遇地震作用下的變形能力要求.

鋼材存在應(yīng)變硬化現(xiàn)象，而在低周往復(fù)荷載作用下，循環(huán)加載會(huì)加速應(yīng)變硬化的形成和發(fā)展，抗彎承載力將遠(yuǎn)大于全塑性彎矩MP. 為了定量描述鋼材循環(huán)應(yīng)變硬化性能對(duì)抗彎承載力的影響，試件峰值彎矩與全塑性彎矩的比值Mmax /MP見表5. 其中，柱底峰值彎矩Mmax定義為：

依據(jù)鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[16]，MP取值為：

式中：Pm為柱端水平峰值荷載;L為柱計(jì)算長度;N為柱頂軸壓力;Δm為柱端峰值荷載對(duì)應(yīng)的峰值位移;An為柱截面面積;WP為柱塑性截面模量;fy為鋼材實(shí)測屈服強(qiáng)度.

對(duì)比未銹蝕試件SC-2，銹蝕試件SC-3～SC-5的Mmax /MP比值分別降低2.70%、1.35%和4.05%，表明銹蝕會(huì)引起循環(huán)應(yīng)變硬化性能降低，但并無明顯規(guī)律影響.對(duì)比小軸壓比試件SC-1，較高軸壓比試件SC-4和SC-6的Mmax /MP比值分別降低3.95%和6.58%，表明隨著軸壓比的增加，循環(huán)應(yīng)變硬化性能逐漸降低. 這是因?yàn)樵诟咻S壓比下，試件出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象較早，導(dǎo)致其抗彎承載力提前降低.

2.5? ?剛度退化

為了了解試件在往復(fù)荷載作用下的剛度變化特性，采用剛度退化系數(shù)β[16]對(duì)試件剛度進(jìn)行評(píng)價(jià). 圖10給出了各試件剛度退化曲線.

式中：Ki是第i位移級(jí)的割線剛度;K0是初始彈性剛度;±Pi分別為第i位移級(jí)正、負(fù)向加載時(shí)的峰值荷載;±Δi分別是與±Pi對(duì)應(yīng)的位移值.

從圖10可以看出，各試件剛度呈指數(shù)函數(shù)退化：加載初期各試件剛度退化顯著;但隨著加載位移增加，退化速率減緩. 此外，隨著銹蝕程度的增加，試件剛度退化速率逐漸增大.軸壓比較大的試件由于更為突出的P-Δ效應(yīng)，其剛度退化加劇.

2.6? ?耗能能力

圖11給出了各試件累積耗能-位移（Etotal-Δ）關(guān)系曲線. 由圖11可知，各試件累積耗能發(fā)展規(guī)律基本一致，隨加載位移呈指數(shù)函數(shù)遞增. 但隨著銹蝕程度的增加，試件累積耗能逐漸降低. 對(duì)比未銹蝕試件SC-2，銹蝕試件SC-3～SC-5破壞時(shí)的累積耗能分別降低了2.74%、13.77%和18.64%. 此外，軸壓比對(duì)試件累積耗能亦有顯著影響. 對(duì)比小軸壓比試件SC-1，

較高軸壓比試件SC-4和SC-6破壞時(shí)的累積耗能分別降低了5.60%和18.60%.

等效黏滯阻尼系數(shù)he作為評(píng)定試件耗能能力的另一重要指標(biāo)，定義為：

圖12給出了各試件的等效黏滯阻尼系數(shù). 可知，各試件的等效黏滯阻尼系數(shù)隨加載位移單調(diào)遞增. 加載初期各試件等效黏滯阻尼系數(shù)基本相等，但隨著加載位移的增大，各試件的的等效黏滯阻尼系數(shù)隨著銹蝕程度或者軸壓比的增大逐漸減小. 表明鋼框架柱的耗能能力隨著銹蝕程度或者軸壓比的增加逐漸劣化.

2.7? ?應(yīng)變分析

圖13給出了試件SC-1翼緣和腹板最大應(yīng)變測點(diǎn)的位移-應(yīng)變關(guān)系曲線. 由圖可知，加載初期，測點(diǎn)應(yīng)變隨位移線性發(fā)展，表明試件處于彈性階段. 當(dāng)加載到18 ～ 24 mm級(jí)別時(shí)，翼緣和腹板應(yīng)變先后超過鋼材屈服應(yīng)變（εy = fy /E），表明試件進(jìn)入塑性階段. 之后，應(yīng)變出現(xiàn)較大漂移.

正向加載時(shí)各試件柱底塑性鉸截面應(yīng)變分布見圖14. 其中h′為應(yīng)變片測點(diǎn)與受壓翼緣的距離，h為截面高度. 可知：

1）在水平往復(fù)荷載和常軸力的共同作用下，各試件柱底受壓翼緣首先屈服進(jìn)入塑性狀態(tài);隨后，由于翼緣應(yīng)變?cè)鲩L速率大于腹板，受拉翼緣屈服;最后腹板屈服，整個(gè)截面進(jìn)入塑性狀態(tài)出現(xiàn)塑性鉸. 這與具體試驗(yàn)過程現(xiàn)象一致.

2）屈服（18 mm級(jí)別）前，各試件柱底截面應(yīng)變隨截面高度呈線性變化，變形基本滿足平截面假定;且同一位移級(jí)別下各測點(diǎn)應(yīng)變值隨著銹蝕程度或軸壓比的增加呈增大趨勢. 達(dá)到24 mm級(jí)別時(shí)，截面達(dá)到全塑性狀態(tài)，截面應(yīng)變隨截面高度呈現(xiàn)出非線性變化趨勢. 峰值荷載（36 mm ～ 48 mm級(jí)別）之后，各測點(diǎn)應(yīng)變均出現(xiàn)明顯跳躍，平截面假定不再成立. 同時(shí)，由于翼緣及腹板局部屈曲，柱兩側(cè)翼緣受力不對(duì)稱.此時(shí)，各測點(diǎn)應(yīng)變遠(yuǎn)大于鋼材屈服應(yīng)變，整個(gè)截面進(jìn)入塑性流動(dòng)階段，應(yīng)變值不再具有參考價(jià)值.

3）負(fù)向加載時(shí)，應(yīng)變發(fā)展規(guī)律相似.

3? ?性能指標(biāo)

目前，我國抗震規(guī)范[15]給出了結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件對(duì)應(yīng)于不同抗震性能要求（基本完好、輕微損壞、中等破壞、接近嚴(yán)重破壞）的承載力和變形量化參考指標(biāo)，但并未考慮環(huán)境因素以及齡期對(duì)其性能指標(biāo)的影響. 因此，依據(jù)本文試驗(yàn)結(jié)果初步確定銹蝕鋼框架柱不同性能水平和性能指標(biāo)量化限值.采用最大層間位移角作為抗震性能指標(biāo)，各性能水平對(duì)應(yīng)的層間位移角限值可按下列原則確定：1）以試驗(yàn)骨架曲線的等效屈服點(diǎn)確定“基本完好”的層間位移角限值，此時(shí)構(gòu)件基本處于彈性階段;2）以構(gòu)件翼緣出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象確定“輕微損壞”的層間位移角限值，此時(shí)構(gòu)件有輕微塑性變形;3）以構(gòu)件有明顯塑性變形，且承載力達(dá)到峰值后能維持穩(wěn)定，降低少于5%，確定“中等破壞”的層間位移角限值;4）以構(gòu)件塑性變形充分發(fā)展，且承載力降低少于10%確定“接近嚴(yán)重破壞”的層間位移角限值. 表6給出了各試件性能指標(biāo)量化限值.

由表6可知，各性能水平對(duì)應(yīng)的層間位移角限值隨著齡期的增加而減小，這是由于銹蝕導(dǎo)致鋼框架柱試件抗震性能發(fā)生不同程度的退化. 此外，隨著軸壓比的增加，各性能水平對(duì)應(yīng)的層間位移角限值亦逐漸減小，這主要是因?yàn)楦咻S壓比降低了鋼框架柱試件的延性，導(dǎo)致其變形能力變差.

各試件“基本完好”層間位移角限值分布為1/73～1/61，“輕微損壞”層間位移角限值分布為1/51～1/32，“中等破壞”層間位移角限值分布為1/35～1/25，“接近嚴(yán)重破壞”分布為1/30～1/22，均滿足我國抗震規(guī)范附錄M豎向構(gòu)件對(duì)應(yīng)于不同性能水平最大層間位移角參考控制目標(biāo)的要求[15，17].

4? ?結(jié)? ?論

1）在低周往復(fù)荷載作用下，各框架柱試件破壞過程相似;但隨著銹蝕程度或軸壓比的增加，鋼框架柱底端翼緣屈曲、腹板鼓曲及塑性鉸形成所對(duì)應(yīng)的位移呈減小趨勢，且后期水平承載力下降相對(duì)迅速.

2）隨著銹蝕程度的增加，鋼框架柱的承載能力、變形能力及耗能能力均有所降低.當(dāng)失重率從0%增加到8.02%時(shí)，試件峰值荷載、延性系數(shù)、極限轉(zhuǎn)角及累計(jì)耗能分別降低15.41%、10.37%、23.38%和18.64%.

3）軸壓比對(duì)鋼框架柱的抗震性能有顯著影響.當(dāng)軸壓比從0.2增加到0.4時(shí)，試件峰值荷載、延性系數(shù)、極限轉(zhuǎn)角及累計(jì)耗能分別降低10.68%、11.51%、23.45%和18.60%.因此，在鋼框架結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)中需嚴(yán)格控制軸壓比.

4）初步確定近海大氣環(huán)境下銹蝕程度鋼框架柱不同抗震性能水平和性能指標(biāo)量化限值.可知，隨著銹蝕程度或軸壓比的增加，鋼框架柱試件不同性能水平層間位移角限值逐漸減小，但均滿足我國抗震規(guī)范鋼結(jié)構(gòu)豎向構(gòu)件的變形要求.

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