2021, Vol. 42
2. 河海大学 海岸灾害及防护教育部重点实验室, 江苏 南京 210098;
3. 河海大学 海洋与近海工程研究院, 江苏 南通 226300;
4. 南京航空航天大学 土木与机场工程系, 江苏 南京 210016
2. Key Laboratory of Coastal Disaster and Defense of Ministry of Education, Hohai University, Nanjing 210098, China;
3. Institute of Marine and Offshore Engineering, Hohai University, Nantong 226300, China;
4. Department of Civil and Airport Engineering, Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, Nanjing 210016, China
在南海岛礁上，利用当地丰富的珊瑚、珊瑚砂和海水等材料制备钢筋全珊瑚海水混凝土(coral aggregate seawater concrete，CASC)柱，具有重要的国防意义和工程实用价值[1-2]。然而，CASC中含有大量的Cl-，使得构件中钢筋容易锈蚀，影响结构安全[3-7]。而有机新涂层钢筋具有较好的防腐蚀性能[8-9]。因此，研究涂层钢筋CASC柱的受压性能，为其在岛礁工程中的应用提供试验基础和理论依据。
Rick[10]实地考察了太平洋岛礁上CASC结构耐久性，发现CASC基本能够满足岛礁工程建设要求。余红发等[11-12]实地考察南海某岛礁CASC结构耐久性，发现热带岛礁环境对低强度CASC结构具有极强的腐蚀破坏作用。达波等[13]研究了CASC的轴心抗压、劈拉、抗折强度与立方体抗压强度及其相关性规律，实测了CASC的单轴受压应力-应变全曲线，并建立其本构方程。冯鹏等[14]研究了钢管CASC柱的力学性能，提出了钢管CASC柱轴压承载力计算方法。麻海燕等[15-16]研究了不同混凝土强度钢筋CASC梁的抗弯/剪性能，提出了钢筋CASC梁承载力计算模型。
综上表明目前尚缺对钢筋CASC柱受压性能的研究。本文以钢筋种类和初始偏心距为参数，对8根钢筋CASC柱进行正截面受压性能试验，研究了钢筋CASC柱的变形性能和承载能力，根据不同混凝土结构规范，提出了考虑钢筋锈蚀和粘结滑移影响的钢筋CASC柱轴心、小偏心、大偏心受压极限承载力(Nu)计算模型。
1 钢筋混凝土柱受压性能实验 1.1 制作方法胶凝材料为P ·II52.5型硅酸盐水泥、I级粉煤灰和S95级矿渣，骨料为南海某岛礁的珊瑚砂、珊瑚，其Cl-质量百分比含量为0.112/%和0.074%，外加剂为亚硝酸钙阻锈剂和聚羧酸减水剂。海水为3.5%NaCl溶液，钢筋为普通钢筋(A)和有机新涂层钢筋(涂层厚度为40 μm) (B)，配筋率为0.17%。钢筋CASC柱的尺寸为200 mm×240 mm× 1 500 mm的矩形截面试验柱(见图 1)。单位体积CASC中各材料用量(kg/m3)为水泥：矿渣∶粉煤灰∶珊瑚砂∶珊瑚∶海水∶减水剂∶阻锈剂= 780 ∶150 ∶70 ∶700 ∶300 ∶264 ∶6 ∶30，其中混凝土强度等级为C60，混凝土保护层厚度为30 mm，初始偏心距为0、70和160 mm。钢筋CASC柱基本参数见表 1，其中ω表示钢筋质量损失率，fcu、fc和fcm为混凝土立方体抗压强度、轴心抗压强度和弯曲抗拉强度，fy为钢筋屈服强度。
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| 图 1 钢筋CASC柱的配筋 Fig. 1 Steel details of reinforced CASC column | |
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表 1 钢筋CASC柱的基本参数 Table 1 Basic parameters of reinforced CASC column |
参照《混凝土结构试验方法标准》(GB/T 50152- 2012)进行，试验装置见图 2。采用DH3818-2型静态应变仪、200 t荷载传感器和SW-LW-201型裂缝观测仪对试验过程中应变、应力和裂缝宽度进行采集。对于轴心受压试验(图 2(a))：在试验机加载板布置1个和柱侧面布置2个YWC-50型位移传感器测量柱的轴/侧向变形，在每根纵筋跨中位置粘贴2片钢筋应变片测量钢筋应变，在柱的2个相邻侧面粘贴横向、纵向混凝土应变片各1片测量混凝土应变。对于偏心受压试验(图 2(b))：在千斤顶上布置1个和受拉侧布置5个YWC-50型位移传感器测量柱的轴/侧向变形，其余应变片粘贴方式与轴心受压试验一致。
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| 图 2 钢筋CASC柱的加载装置 Fig. 2 Loading devices of reinforced CASC column | |
图 3为钢筋CASC柱的裂缝展开图(最终状态)。由图可知：1) 轴心受压(见图 3(c))，当荷载较小时，钢筋CASC柱处于弹性状态，此时钢筋和混凝土的应变基本一致。随着荷载增大，初期钢筋和混凝土的应变均逐渐增加；后期在柱端部出现数条竖向裂缝，且逐渐向柱的中部延伸，裂缝宽度不断增加；最后出现一条宽度较大的纵向劈裂裂缝，其端部混凝土被压碎，钢筋屈服，钢筋CASC柱破坏。2) 偏心受压：当荷载较小时，钢筋CASC柱的小/大偏心受压的受力特点与轴心受压一致。随着荷载增大，在柱的受拉侧出现数条横向裂缝，且逐渐向柱的受压侧延伸，裂缝宽度不断增加。继续增大荷载，之后小/大偏心表现出不同的破坏特征：对于小偏心受压(见图 3(d))，钢筋CASC柱因受压侧混凝土被压碎而破坏，受压侧纵向钢筋发生屈服，而受拉侧纵向钢筋未发生屈服；对于大偏心受压(见图 3(a)、(b))，受拉侧纵向钢筋发生屈服，随后受压侧混凝土被压碎而破坏，在受拉侧有一条裂缝宽度较大的混凝土横向裂缝。
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| 图 3 钢筋CASC柱的裂缝展开图 Fig. 3 Crack developments of reinforced CASC column | |
图 4为不同钢筋CASC柱的Nu。由图可知：1) CL5-1、CL5-2、CL6-1和CL6-2的Nu分别为720、700、650和570 kN，即相同ei(170 mm)下，普钢钢筋CASC柱(CL5)的Nu比有机新涂层钢筋CASC柱(CL6)高7.7%~26.3%。主要是由于：在受力作用时，CASC与涂层钢筋之间发生滑移，其粘结力降低，Nu减小。2) CL6-1、CL6-2、CA7-1、CA7-2、CS8-1和CS8-2的Nu分别为650、570、810、1 900、1 540和1 550 kN。表明对于C60钢筋CASC柱，当ei由0 mm增大到70 mm时，Nu下降幅度约为18.7%，当ei由70 mm增大到170 mm时，Nu下降幅度约为60.5%。即相同混凝土强度下，随着ei增大，其Nu大致呈非线性减小的规律。
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| 图 4 不同钢筋CASC柱的Nu Fig. 4 Nu of different reinforced CASC column | |
1) 轴心受压。
不同规范中轴心受压钢筋混凝土柱的Nu计算公式为：
| $ \text { GB } 50010-2010: N_{\mathrm{u}}=0.9 \varphi\left(f_{\mathrm{c}} A+f_{y}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) $ | (1) |
| $ \text { JGJ } 12-2006: N_{\mathrm{u}}=\varphi\left(f_{\mathrm{c}} A+f_{y}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) $ | (2) |
| $ \mathrm{EN}-1992: N_{\mathrm{u}}=\beta_{2} \beta_{3} f_{\mathrm{c}} A+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime} $ | (3) |
| $ \text { ACI } 318-1999: N_{\mathrm{u}}=0.8 \varphi\left(\gamma f_{\mathrm{c}}\left(A-A_{\mathrm{s}}^{\prime}\right)+f_{y}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) $ | (4) |
式中：φ为稳定系数，对于GB 50010-2010、JGJ 12-2006和ACI 318-1999，φ分别取1、0.97和0.7；fc为混凝土轴心抗压强度，MPa；fy′为钢筋抗压强度，MPa；A为柱截面面积，mm2；As′为受压区钢筋截面面积，mm2；β2、β3分别为应力、高度系数；γ为强度差异系数，取0.85。
根据GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI 318-1999计算5根轴心受压钢筋CASC柱的Nu，结果见表 2。由表可知：Nuc/Nut的平均值为1.40、1.45、1.19和0.75，标准差为0.49、0.55、0.23和0.25，变异系数为0.35、0.38、0.19和0.34。表明上述规范计算的Nuc与Nut符合不好。其中ACI 318-1999计算Nuc小于Nut，偏于保守，而GB 50010-2010、JGJ 12-2006和EN-1992的Nuc均大于Nut，偏于不安全。
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表 2 轴心受压钢筋CASC柱的Nu Table 2 Nu of reinforced CASC column under axial compression |
2) 小轴心受压。
不同规范中小偏心受压钢筋混凝土柱的Nu计算公式为：
① GB 50010-2010:
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant \alpha_{\mathrm{1}} f_{\mathrm{c}} b x+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-\sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}} \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant \alpha_{1} f_{\mathrm{c}} b x\left(h_{0}-x / 2\right)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h_{0}-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) \end{array}\right. $ | (5) |
② JGJ 12-2006:
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant f_{\mathrm{cm}} b x+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-\sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}} \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant f_{\mathrm{cm}} b x\left(h_{0}-x / 2\right)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(\mathrm{h}_{0}-\mathrm{a}_{{s}}^{\prime}\right) \end{array}\right. $ | (6) |
③ EN-1992:
| $ \left\{\begin{aligned} &N_{\mathrm{u}} \leqslant \beta_{3} f_{\mathrm{c}} b\left(\beta_{2} x\right)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-\sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}} \\ &N_{\mathrm{u}} e \leqslant \beta_{3} f_{\mathrm{c}} b\left(\beta_{2} x\right)\left(h / 2-\beta_{2} x / 2\right)+\\ &\ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h / 2-d_{2}\right)+\sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}}\left(d_{1}-h / 2\right) \end{aligned}\right. $ | (7) |
④ ACI 318-1999:
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant \gamma f_{\mathrm{c}} b x+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-\sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}} \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant \gamma f_{\mathrm{c}} b x(h / 2-x / 2)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h / 2-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right)+ \\ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}}\left(h_{0}-h / 2\right) \end{array}\right. $ | (8) |
式中：α1为应力图系数，取0.975；x为受压区高度，mm；σs为钢筋应力，MPa；fy′为钢筋抗压强度，MPa；As、As′为受拉、压区钢筋截面面积，mm2；e为偏心距，mm；h0为截面有效高度，mm；β为拟合系数；fcm为混凝土弯曲抗压强度，MPa；d为截面有效高度，mm。
根据GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI 318-1999计算8根小偏心受压钢筋CASC柱的Nu，结果见表 3。由表可知，Nuc/Nut的平均值为0.78、1.10、0.27和0.38，标准差为0.32、0.12、0.07和0.15，变异系数为0.41、0.11、0.27和0.41。表明上述规范计算的Nuc与Nut符合不好。其中GB 50010-2010、EN-1992和ACI 318-1999计算钢筋CASC柱的Nuc均小于Nut，偏于保守，而JGJ 12-2006的Nuc大于Nut，偏于不安全。
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表 3 小偏心受压钢筋CASC柱的Nu Table 3 Nu of reinforced CASC column under small eccentric compression |
3) 大轴心受压。
不同规范中大偏心受压钢筋混凝土柱的Nu计算公式为：
① GB 50010-2010：
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant \alpha_{1} f_{\mathrm{c}} b x+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-f_{\mathrm{y}} A_{\mathrm{s}} \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant \alpha_{1} f_{\mathrm{c}} b x\left(h_{0}-x / 2\right)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h_{0}-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) \end{array}\right. $ | (9) |
② JGJ 12-2006：
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant f_{\mathrm{cm}} b x+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-f_{\mathrm{y}} A_{\mathrm{s}} \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant f_{\mathrm{cm}} b x\left(h_{0}-x / 2\right)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h_{0}-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) \end{array}\right. $ | (10) |
③ EN-1992：
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant \beta_{3} f_{\mathrm{c}} b\left(\xi_{\mathrm{b}} d\right) \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant \beta_{3} f_{\mathrm{c}} b\left(\xi_{\mathrm{b}} d\right)\left(h / 2-\xi_{\mathrm{b}} d / 2\right)+ \\ f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(d-d_{2}\right) \end{array}\right. $ | (11) |
④ ACI 318-1999：
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant \gamma f_{\mathrm{c}} b x+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-f_{\mathrm{y}} A_{\mathrm{s}} \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant \gamma f_{\mathrm{c}} b x(h / 2-x / 2)+f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h / 2-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right)+f_{\mathrm{y}} A_{\mathrm{s}}\left(h_{0}-h / 2\right) \end{array}\right. $ | (12) |
根据GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI 318-1999计算9根大偏心受压钢筋CASC柱的Nu，结果见表 4。由表可知，Nuc/Nut的平均值为1.08、1.11、0.75和0.67，标准差为0.11、0.09、0.10和0.09，变异系数为0.10、0.08、0.14和0.14。表明上述规范计算的Nuc与Nut符合不好。其中EN-1992和ACI 318-1999计算钢筋CASC柱的Nuc均小于Nut，偏于保守，而GB 50010-2010和JGJ 12-2006的Nuc均大于Nut，偏于不安全。
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表 4 大偏心受压钢筋CASC柱的Nu Table 4 Nu of reinforced CASC column under large eccentric compression |
基于上述研究发现，GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI318-1999中钢筋混凝土柱的Nu计算模型不适用于钢筋CASC柱。这主要是由于：CASC中含有大量的Cl-，以及珊瑚骨料多孔的结构“缺陷”，使得构件中钢筋极易锈蚀，减小钢筋的有效截面和降低钢筋强度，影响CASC结构的承载能力[5, 17]；对于暴露240 d的CASC，其内部普通钢筋已发生严重锈蚀，而有机新涂层钢筋未发生大面积锈蚀，表现出较好的耐蚀性(见图 5)；在受力作用时，涂层钢筋与混凝土之间易发生粘结滑移，粘结力降低，构件Nu减小。然而，上述规范均未考虑钢筋锈蚀和钢筋粘结滑移影响。
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| 图 5 钢筋CASC柱中的不同种类钢筋的锈蚀状态(240 d) Fig. 5 Corrosion state of different steel types in reinforced CASC column (240 d) | |
袁迎曙等[17]考虑钢筋锈蚀对钢筋混凝土构件承载力的影响，提出了钢筋锈蚀折减系数α：
| $ \begin{gathered} \alpha=\alpha_{2} \alpha_{3}= \\ \left\{\begin{array}{l} \left(1-\omega_{\mathrm{s}}\right)\left(1-1.608 \omega_{\mathrm{s}}\right), \quad 0<\omega_{\mathrm{s}} \leqslant 5 \% \\ \left(1-\omega_{\mathrm{s}}\right)\left(0.962-0.848 \omega_{\mathrm{s}}\right), \quad \omega_{s}>5 \% \end{array}\right. \end{gathered} $ | (13) |
式中：ωs为钢筋平均截面损失率，%；α2、α3分别为考虑钢筋有效截面减小和屈服强度降低的折减系数。
然而，在海洋环境下，钢筋锈蚀主要表现为“坑蚀”现象[3-4]。当遭受外力作用时，钢筋最小截面处极易发生断裂，故基于钢筋最大截面损失率(ωsm)来表针α更加准确。研究表明[16]：氯盐侵蚀环境下ωsm与ω符合较好的线性关系(见式(15))，同时ω和ωs大致相等[17]，即α表示为：
| $ \alpha= \begin{cases}(1-1.301 \omega)(1-1.608 \omega), \ \ \ \ 0<\omega \leqslant 5 \% \\ (1-1.301 \omega)(0.962-0.848 \omega), \ \ \ \ \omega>5 \%\end{cases} $ | (14) |
| $ \text { 补充条件: }\left\{\begin{array}{l} \omega_{\mathrm{sm}}=1.301 \omega \\ \omega=\omega_{\mathrm{s}} \end{array}\right. $ | (15) |
1) 轴心受压。
考虑钢筋锈蚀和粘结滑移影响，轴心受压钢筋CASC柱的Nu计算模型为：
| $ N_{\mathrm{u}}=k\left(\beta_{2} \beta_{3} f_{\mathrm{c}} A+\alpha f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\right) $ | (16) |
式中：k为考虑钢筋粘结滑移的折减系数，涂层钢筋和带肋钢筋的k分别取0.67、1.0。
根据式(16)计算轴心受压钢筋CASC柱的Nu，结果见表 2。由表可知，Nuc/Nut的平均值为1.07，标准差为0.11，变异系数为0.10。与GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI 318-1999相比，其平均值更加接近于1，且标准差降低了77.6%、94.0%、89.8%和87.5%，变异系数降低了55.6%、87.5%、84.1%和86.9%。因此，确定式(16)为轴心受压钢筋CASC柱的Nu计算模型。
2) 小偏心受压。
考虑钢筋锈蚀和粘结滑移影响，小偏心受压钢筋CASC柱的Nu计算模型为：
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant k\left(f_{\mathrm{cm}} b x+\alpha\left(f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-\sigma_{\mathrm{s}} A_{\mathrm{s}}\right)\right) \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant k\left(f_{\mathrm{cm}} b x\left(h_{0}-x / 2\right)+\alpha f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h_{0}-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right)\right) \end{array}\right. $ | (17) |
式中：涂层钢筋和带肋钢筋的k分别取0.78、1.0。
根据式(17)计算小偏心受压钢筋CASC柱的Nu，结果见表 3。由表可知，Nuc/Nut的平均值为1.03，标准差和变异系数均为0.04。与GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI 318-1999相比，其平均值更加接近于1，且标准差降低了88.2%、69.4%、48.3%和75.5%，变异系数降低了91.0%、67.3%、86.4%和91.0%。因此，确定式(17)为小偏心受压钢筋CASC柱的Nu计算模型。
3) 大偏心受压。
考虑钢筋锈蚀和粘结滑移影响，大偏心受压钢筋CASC柱的Nu计算模型为：
| $ \left\{\begin{array}{l} N_{\mathrm{u}} \leqslant k\left(\alpha_{\mathrm{1}} f_{\mathrm{c}} b x+\alpha\left(f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}-f_{\mathrm{y}} A_{\mathrm{s}}\right)\right) \\ N_{\mathrm{u}} e \leqslant k\left(\alpha_{1} f_{\mathrm{c}} b x\left(h_{0}-x / 2\right)+\alpha f_{\mathrm{y}}^{\prime} A_{\mathrm{s}}^{\prime}\left(h_{0}-a_{\mathrm{s}}^{\prime}\right)\right) \end{array}\right. $ | (18) |
式中：涂层钢筋和带肋钢筋的k分别取0.9、1.0。
根据式(18)计算大偏心受压钢筋CASC柱的Nu，结果见表 4，由表可知，Nuc/Nut的平均值为1.04，标准差和变异系数均为0.06。与GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI 318-1999相比，其平均值更加接近于1，且标准差降低了44.7%、34.6%、39.9%和32.7%，变异系数降低了42.9%、30.6%、57.0%和56.8%。因此，确定式(18)为大偏心受压钢筋CASC柱的Nu计算模型。
3 结论1) 对于轴心受压和偏心受压钢筋CASC柱，其破坏特征与普通混凝土柱基本相似。验证了有机新涂层钢筋在CASC中具有较好的耐蚀性能。
2) 钢筋CASC柱的Nu随着ei的增大而呈非线性的降低规律。此外，在受力作用时，CASC与涂层钢筋之间易发生滑移，其粘结力降低，使得相同ei(170 mm)下，普钢钢筋CASC柱比有机新涂层钢筋CASC柱的Nu高7.7%~26.3%。
3) GB 50010-2010、JGJ 12-2006、EN-1992和ACI318-1999中钢筋混凝土柱的Nu计算模型不适用于钢筋CASC柱。考虑钢筋锈蚀和粘结滑移影响，提出了钢筋CASC柱轴心、小偏心、大偏心受压Nu计算模型。
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