高溫后不銹鋼-碳鋼復合鋼筋低周疲勞性能

華建民，王 斐，薛暄譯，黃樂鵬，陳增順，王 能

(1.重慶大學 土木工程學院，重慶 400045；2.山地城鎮建設與新技術教育部重點實驗室(重慶大學)，重慶 400045；3.重慶大學 管理科學與房地產學院，重慶 400045)

鋼筋銹蝕是導致鋼筋混凝土結構承載能力退化的主要原因[1-2]。因此，提高鋼筋的耐腐蝕性能有助于改善鋼筋混凝土結構的耐久性，降低結構的維護成本，提高結構的有效服役壽命。不銹鋼-碳鋼復合鋼筋(以下簡稱：復合鋼筋)是由不銹鋼覆層與碳鋼芯筋通過冶金結合形成的新型耐腐蝕鋼筋[3]。不銹鋼覆層具有良好的耐腐蝕性能，阻斷了外部環境侵蝕因子和碳鋼芯筋的接觸，進而保護碳鋼芯筋不發生腐蝕，提高鋼筋混凝土結構的耐久性。此外，復合鋼筋的覆層厚度較薄，承載力主要依靠碳鋼芯筋提供。在滿足承載能力和提高結構耐久性能的同時也大大降低了造價。對于在侵蝕環境中服役的鋼筋混凝土結構而言，相比于傳統碳鋼鋼筋和不銹鋼鋼筋，復合鋼筋具有明顯的耐久性和綜合造價優勢。因此復合鋼筋具有廣闊的工程應用前景。目前，已有學者[3-4]對復合鋼筋的基本力學性能進行了研究，包括強度、延性、破壞模式等。

火災是鋼筋混凝土結構的常見災害之一。火災后混凝土和鋼筋的剩余承載能力是判斷結構能否繼續服役以及制定加固方案的重要依據[5-8]。一些學者針對火災后碳鋼與不銹鋼的力學性能展開了廣泛研究。結果表明，在經歷高溫后低碳鋼的屈服強度略有下降，但仍能維持良好的延性[9]。不銹鋼在高溫后力學性能的變化則與其基體組織密切相關，奧氏體不銹鋼和雙相不銹鋼的屈服強度隨受火溫度的增加而下降。鐵素體不銹鋼的屈服強度則表現為先降低后逐漸恢復。對于奧氏體不銹鋼和雙相不銹鋼，溫度對其延性的影響較小，可以忽略不計。但鐵素體不銹鋼隨受火溫度增加延性顯著降低[10-11]。可以肯定的是，碳鋼和不銹鋼高溫后力學性能有顯著差異。此外，考慮到復合鋼筋的構造形式比傳統鋼筋更加復雜，復合鋼筋在經歷火災產生的高溫后，可能表現出不同于碳鋼鋼筋和不銹鋼鋼筋的性能演化規律。同時，鋼筋的低周疲勞性能對鋼筋混凝土結構承受地震荷載的能力有重要影響[12-15]。為了準確評估火災后復合鋼筋混凝土結構的服役性能，需要對高溫后復合鋼筋的低周疲勞性能開展全面研究。本文以復合鋼筋為研究對象，通過試驗研究了高溫后自然冷卻復合鋼筋的低周疲勞性能，明確了復合鋼筋的低周疲勞破壞機理，揭示了經歷不同高溫的復合鋼筋低周疲勞性能演化規律，研究結論為火災后復合鋼筋混凝土結構服役性能的準確評估提供了試驗基礎和理論依據。

1 試驗設計

1.1 試件設計

本文研究的復合鋼筋由S30408不銹鋼覆層和HRB400碳鋼芯筋組成，二者應力應變曲線見圖1。HRB400碳鋼在受到拉力作用時會經歷彈性階段、屈服階段和強化階段。而S30408不銹鋼則幾乎沒有彈性階段，應力較小時就產生塑性應變，且表現出較為明顯的應變強化。因此，在應力水平較低時覆層就會率先產生塑性應變，這可能會導致在低周疲勞過程中，覆層先于碳鋼開展塑性累積，從而在一定程度上影響復合鋼筋的低周疲勞性能。覆層越厚這種影響將越顯著。此外，不銹鋼覆層和碳鋼基體之間存在冶金結合層，這也可能影響復合鋼筋的低周疲勞性能。復合鋼筋試件直徑為18 mm，橫截面積254.47 mm2。不銹鋼覆層的厚度分布具有一定的不均勻性，見圖2(a)。沿復合鋼筋周長等間隔選取30個測點，各測點覆層厚度在0.31～1.01 mm之間波動，平均厚度0.60 mm，標準差0.15 mm。不銹鋼覆層和碳鋼芯筋之間通過致密的冶金結合層連接。冶金結合層中沒有觀測到明顯的空隙和缺陷。考慮到鋼筋混凝土結構中常用的箍筋間距，本研究中試件的測試段長度設置為鋼筋直徑的6倍。試件總長250 mm，其中試件兩端加載段長度為71 mm，中間試驗段長度為108 mm(見圖2(b))。由于本文所研究的復合鋼筋的覆層較薄，且分布在試件的外表面，為了準確研究復合鋼筋高溫后的低周疲勞性能，本文所用試件直接從原狀鋼筋上截取，沒有進行表面機械加工。類似的試件加工方法也被許多學者[16-19]采用。

圖1 S30408不銹鋼和HRB400碳鋼的應力-應變曲線[4]

圖2 復合鋼筋試件特性

1.2 熱處理與冷卻程序

為了研究火災后復合鋼筋的低周疲勞性能，本文選擇25(室溫)、300、400、500、600、700、800、900 ℃作為試驗變量。選用MXQ1400-30控溫電爐對復合鋼筋試件進行準確的加熱處理，見圖3。加熱過程受到自動控溫系統的控制，溫度誤差在5 ℃以內。加熱處理時將室溫的試件以15 ℃/min的升溫速率加熱到預定的溫度。當溫度達到預設溫度后，進行20 min的恒溫加熱。加熱過程結束后，將試件從控溫電爐中取出，擱置在室溫環境下進行自然冷卻。考慮到試驗的不確定性，每個溫度都設置了3個平行試件。

圖3 加熱與冷卻處理

1.3 低周疲勞試驗設計

為了研究火災后復合鋼筋混凝土結構的剩余承載能力，對加熱和冷卻處理后復合鋼筋試件進行了低周疲勞試驗。低周疲勞試驗采用MTS322萬能試驗機，見圖4，其最大加載量程為500 kN。為保證試驗精度，同時更好地模擬真實地震作用。按照GB/T 26077—2021《金屬材料 疲勞試驗 軸向應變控制方法》[20]要求，采用0.012 s-1的恒定應變速率對試件進行軸向的循環加載，設置±0.6%的拉壓對稱應變幅，加載波形為三角波，加載頻率為0.5 Hz。

圖4 復合鋼筋低周疲勞試驗設備

2 試件表觀形態

復合鋼筋構造復雜且不銹鋼覆層的厚度較薄。不銹鋼覆層與碳鋼芯筋之間的冶金結合在高溫后的有效性直接影響火災后復合鋼筋的耐久性能。在完成加熱和冷卻處理的基礎上，觀測復合鋼筋試件的表觀形態，見圖5。經歷高溫并冷卻到室溫后，復合鋼筋的不銹鋼覆層沒有產生開裂現象。復合鋼筋端部的不銹鋼覆層和碳鋼芯筋也沒有發生脫離。因此，火災后不銹鋼覆層仍可以有效地隔離碳鋼芯筋和侵蝕因子(氯離子、水分和氧氣等)，使復合鋼筋仍保持較強的耐久性能。高溫后冷卻的復合鋼筋表面生成一層較薄的氧化銹層，這是高溫下材料加速氧化造成的，不影響不銹鋼覆層的保護作用。

圖5 高溫后復合鋼筋試件的表觀特征

3 低周疲勞性能試驗結果和討論

3.1 滯回曲線

通過低周疲勞試驗得到了高溫后復合鋼筋的滯回曲線，見圖6。可以看出，復合鋼筋滯回曲線形態與HRB400鋼筋[21]和304L不銹鋼[22-23]接近，呈現飽滿的梭形。經歷900 ℃高溫后，復合鋼筋仍能維持初始滯回曲線形態，說明高溫后復合鋼筋的塑性變形能力較強，仍具有良好的抗震性能和耗能能力。復合鋼筋試件的低周疲勞性能由疲勞圈數和總能量密度表示。疲勞圈數指復合鋼筋試件在低周疲勞荷載作用下直至發生斷裂破壞時所承受的疲勞荷載圈數。總能量密度指每圈滯回曲線包絡面積的總和。不同受火溫度的復合鋼筋的疲勞圈數和總能量密度見表1。

圖6 高溫后復合鋼筋的滯回曲線

表1 不同受火溫度復合鋼筋的低周疲勞試驗結果

以沒有經歷高溫的復合鋼筋的低周疲勞性能為基準值。對試驗結果進行無量綱化處理，見圖7、8。其中Ct為受火溫度為t℃的復合鋼筋的疲勞壽命，Et為受火溫度為t℃的復合鋼筋的總能量密度。當受火溫度不大于500 ℃時，受火溫度對復合鋼筋的疲勞壽命和總能量密度的影響較小。當受火溫度從500 ℃增加至700 ℃時，復合鋼筋的疲勞壽命和總能量密度逐漸減小。當受火溫度從700 ℃增加至900 ℃時，復合鋼筋的疲勞壽命和總能量密度逐漸增加。受火溫度為700 ℃時，復合鋼筋疲勞壽命和總能量密度最低。疲勞壽命和總能量密度隨受火溫度的變化規律具有一定的相似性。這是因為受火溫度對復合鋼筋滯回曲線形態的影響較小，總能量密度直接受到疲勞圈數的影響。基于以上變化規律，提出了高溫后復合鋼筋低周疲勞性能的預測公式(式(1)、(2))。值得說明的是，經歷400 ℃高溫的復合鋼筋試件相比未經歷高溫的試件其疲勞壽命和總能量密度略有下降，這可能是數據的波動性造成的。因此，以500 ℃為分界點，可以認為受火溫度低于500 ℃時，高溫對復合鋼筋低周疲勞性能的影響可以忽略不計。將試驗結果和公式預測結果對比(圖9)，說明式(1)、(2)可以較準確地預測高溫后復合鋼筋的低周疲勞性能變化規律。

圖7 高溫后復合鋼筋疲勞壽命

圖8 高溫后復合鋼筋總能量密度

圖9 試驗結果與預測值對比

(1)

(2)

3.2 應力應變性能

低周疲勞荷載作用下復合鋼筋的應力應變性能對其疲勞壽命有顯著影響。基于試驗結果，對復合鋼筋的塑性應變進行研究。見圖10，隨著加載圈數的增加，復合鋼筋的塑性應變幅值逐漸增加。在低周疲勞荷載加載初期(C/Ct<0.2)，隨著加載圈數的增加，復合鋼筋的塑性應變幅值表現出較為明顯的增加。其后，復合鋼筋的塑性應變幅值逐漸進入平穩階段(0.2≤C/Ct≤0.8)。在此階段內，塑性應變幅值沒有明顯的變化，復合鋼筋的疲勞損傷穩定累積。當加載圈數較大時(0.8

圖10 塑性應變幅值變化趨勢

隨著疲勞損傷的穩定累積，疲勞裂紋發展擴大，復合鋼筋進入不穩定的疲勞損傷累積階段，直至發生疲勞斷裂破壞。值得注意的是，受火溫度高于700 ℃時，復合鋼筋各階段塑性應變均大于未經歷高溫的復合鋼筋試件。選用系數Rε對復合鋼筋的應變性能進行研究。系數Rε由式(3)確定，其中Δεp為拉壓總塑性應變幅值，Δεe為拉壓總彈性應變幅值。如圖11所示，系數Rε的變化規律和塑性應變幅值的變化規律相似，都由穩定增加階段、穩定階段和非穩定增加階段組成。可以發現，當受火溫度高于700 ℃時，塑性應變占比有明顯的提高。上述塑性應變幅值和系數Rε的變化規律反映了高溫后復合鋼筋在低周疲勞荷載作用下的疲勞損傷累積規律。

圖11 Rε和相對疲勞圈數之間的關系

每個循環最大拉壓應力反應了疲勞對試件強度的影響。隨著疲勞圈數的增加，所有復合鋼筋試件的最大拉壓應力都表現出相似的變化規律，見圖12。在疲勞荷載加載初期，復合鋼筋的最大拉壓應力略微下降(約為50 MPa)。隨后，復合鋼筋的最大拉壓應力進入穩定階段。在這一階段，復合鋼筋的最大拉壓應力沒有表現出明顯的變化。當加載圈數接近復合鋼筋的疲勞圈數時，復合鋼筋的最大拉壓應力急劇下降，最大拉應力的降低程度要明顯高于最大壓應力。不同受火溫度的復合鋼筋的最大拉壓應力表現出一定差異。受火溫度低于700 ℃時，各受火溫度復合鋼筋試件在穩定階段的最大拉壓應力相差不大。需要說明的是，當受火溫度為600 ℃時，即使受火溫度對復合鋼筋在穩定階段的最大拉壓應力影響較小，加熱和冷卻處理顯著降低了復合鋼筋的疲勞圈數(圖12)。受火溫度高于700 ℃時，復合鋼筋在穩定階段的最大拉壓應力明顯小于未經歷高溫的復合鋼筋。受火溫度為800 ℃時，復合鋼筋在穩定階段的最大拉壓應力達到最小值。受火溫度為900 ℃的復合鋼筋在穩定階段的最大拉壓應力與受火溫度700 ℃的試件基本相同。但是，受火溫度為900 ℃的復合鋼筋具有更高的疲勞圈數。為探究復合鋼筋在疲勞過程中的軟化規律，選用軟化系數Rσ進行量化[24]。軟化系數Rσ由式(4)確定，其中Δσ為復合鋼筋的應力幅值，Δσ0.5Ct為加載圈數達到50%疲勞壽命時的應力幅值。受火溫度對軟化系數Rσ變化趨勢影響較小，見圖13。軟化系數Rσ的變化曲線同樣由三部分組成，當加載圈數較小時(C/Ct<0.2)，隨著加載圈數的增加，軟化系數Rσ小幅度下降。隨后，軟化系數Rσ進入穩定階段(0.2≤C/Ct≤0.8)。當加載圈數臨近疲勞壽命時(0.8

圖12 每圈最大拉壓應力變化趨勢

圖13 Rσ和相對疲勞圈數之間的關系

以最大拉應力下降至未經歷高溫的復合鋼筋的最大拉應力的80%為極限狀態(圖12)。當受火溫度是800 ℃時，復合鋼筋極易達到上述的極限狀態，其所能承受的加載圈數(CF,l)約為未經歷高溫的復合鋼筋所能承受的加載圈數的1/8(表1和圖14)。以未經歷高溫的復合鋼筋試件的疲勞圈數為有效服役壽命。不同受火溫度的復合鋼筋都可以達到65%的有效服役壽命。當加載圈數達到50%的有效服役壽命時，不同受火溫度的復合鋼筋試件都表現出穩定的低周疲勞性能。受火溫度為700 ℃的復合鋼筋試件在加載圈數超過65%的有效服役壽命后，其最大拉壓應力隨著加載圈數的增加而明顯的下降。如果以80%的有效服役壽命為極限狀態，受火溫度為600、700、800 ℃的復合鋼筋都無法滿足有效服役的要求。當以未經歷高溫的復合鋼筋的80%有效服役壽命和80%最大拉應力的為極限狀態時，只有受火溫度不大于500 ℃的復合鋼筋可以實現有效的服役。

圖14 最大拉應力下降至80%時的加載圈數

(3)

(4)

3.3 剩余能量密度

為了準確研究疲勞荷載作用下復合鋼筋能量密度的變化規律，統計了每個循環后試件的剩余能量密度，見圖15。隨著加載圈數的增加，復合鋼筋的剩余能量密度基本呈線性降低。這說明高溫后復合鋼筋仍能保持穩定的抵抗低周疲勞荷載的能力。對比不同受火溫度復合鋼筋的剩余能量密度的變化規律，見圖16。以剩余能量密度達到未經歷高溫的復合鋼筋的總能量密度的80%時為服役極限狀態，受火溫度為600、700、800 ℃的復合鋼筋基本無法完成有效的服役。當加載圈數為未經歷高溫的復合鋼筋的疲勞圈數的50%和65%時，不同受火溫度的復合鋼筋都保持有一定的剩余能量密度。當加載圈數為未加熱復合鋼筋的疲勞圈數的80%時，受火溫度為600、700、800 ℃的復合鋼筋已經失效或臨近破壞狀態。

圖15 每個循環后的剩余能量密度

圖16 不同受火溫度試件剩余能量密度對比

3.4 金相組織

高溫后金相組織的轉化造成了復合鋼筋低周疲勞性能的變化。本文對高溫后復合鋼筋碳鋼芯筋的金相組織進行了研究，見圖17。沒有經歷高溫的復合鋼筋碳鋼芯筋的金相組織由片狀珠光體和鐵素體組成。相比沒有經歷高溫的復合鋼筋，經歷700 ℃高溫的復合鋼筋碳鋼芯筋沒有發生奧氏體相變，但晶粒尺寸略有增加，且鐵素體與片狀珠光體邊界變得模糊。當受火溫度為800 ℃時，碳鋼芯筋發生相變，完成部分奧氏體的轉化，冷卻后的金相組織主要由片狀珠光體和鐵素體組成，零星分布有粒狀珠光體。片狀珠光體和鐵素體的晶粒尺寸減小，變得細而密。這種800 ℃時的奧氏體轉變可能是復合鋼筋在800 ℃高溫后最大拉壓應力大幅降低(圖12)的原因。當受火溫度為900 ℃時，碳鋼芯筋奧氏體化程度更高。冷卻后金相組織主要由鐵素體、片狀珠光體組成，伴有少量粒狀珠光體。金相組織的細密化特征變得更加明顯。金相組織細密化可以在一定程度上減少復合鋼筋的內部缺陷，800 ℃和900 ℃高溫后復合鋼筋疲勞壽命的小幅增加(圖9)可能與此有關。同時，需要注意的是，當受火溫度高于奧氏體轉化溫度，碳鋼芯筋有粒狀珠光體生成。粒狀珠光體的產生改善了鐵素體中滲碳體的均勻性，使位錯可以在更大范圍內移動，這可能也是復合鋼筋高溫后塑性應變幅值(圖10)提高的原因。

圖17 高溫后碳鋼芯筋的金相組織變化

4 破壞模式

在完成低周疲勞試驗的基礎上，得到復合鋼筋試件的破壞模式，見圖18、19。低周疲勞荷載作用下，不同受火溫度的復合鋼筋的破壞都是由疲勞斷裂引起。疲勞斷口與復合鋼筋軸線呈現出斜交狀態，其角度基本處在30°～60°范圍內。疲勞斷裂均沿鋼筋表面肋牙之間的區域發展，未發現橫貫肋牙的疲勞斷裂。考慮到復合鋼筋由不銹鋼覆層和碳鋼芯筋組合而成，二者之間的協同工作性能是復合鋼筋有效服役的保障。基于圖18的觀測，除了疲勞斷裂的斷口處，復合鋼筋的不銹鋼覆層未見開裂或鼓屈。在疲勞斷裂的斷口處，不銹鋼覆層仍能和碳鋼芯筋保持有效的結合(圖19)。經歷高溫，在低周疲勞作用下的復合鋼筋的不銹鋼覆層和碳鋼芯筋仍能維持協同工作性能。

圖18 不同受火溫度試件的破壞模式

以往的研究發現，HRB400鋼筋經疲勞荷載至破壞后，其斷口截面呈內凹陷狀，沒有明顯的頸縮[21]。304L不銹鋼的低周疲勞斷口則有清晰的疲勞弧線，表現為典型的疲勞斷口[23]。經歷不同受火溫度和冷卻的復合鋼筋在低周疲勞荷載的作用下表現出與304L不銹鋼相似的疲勞斷口特征，見圖19。復合鋼筋的疲勞斷口由疲勞源區、穩定擴展區和瞬時斷裂區組成。值得注意的是，不同受火溫度的復合鋼筋的疲勞斷口都只有一個清晰的疲勞源區，且疲勞源區均分布在臨近不銹鋼覆層的表面或次表面區域。疲勞裂縫最早在疲勞源區緩慢開展。疲勞荷載的施加導致斷口表面的摩擦，致使疲勞源區較為平整光滑。隨著低周疲勞荷載的施加，疲勞裂縫穩定開展形成穩定擴展區。穩定擴展區有明顯的疲勞弧線，且較為光滑。當疲勞裂縫發展到臨界尺寸時，復合鋼筋發生瞬時斷裂，斷口處形成瞬時斷裂區。相比于疲勞源區和穩定擴展區，瞬時斷裂區的表觀形貌較為粗糙(圖19)。值得注意的是，當受火溫度為700 ℃時，復合鋼筋斷口處有明顯的徑向裂紋。徑向裂紋由不銹鋼覆層表面或次表面處產生，向復合鋼筋內部開展。徑向裂紋的產生可能是不銹鋼覆層和碳鋼芯筋的結合層微觀組織變化，在結合層部位產生初始缺陷，進而引起應力集中導致。

圖19 不同受火溫度試件的斷口形貌

5 結 論

對復合鋼筋的高溫后低周疲勞性能進行試驗研究，為火災后復合鋼筋混凝土結構的服役性能評估提供試驗依據，主要結論如下：

1)經歷高溫與低周疲勞荷載后，復合鋼筋的不銹鋼覆層沒有發生開裂現象，其中不銹鋼覆層和碳鋼芯筋之間沒有發現明顯的脫離，二者之間的冶金結合可以保持較好的穩定性。火災后，不銹鋼覆層仍可以有效地隔離碳鋼芯筋和外界侵蝕因子，使復合鋼筋依舊保持較強的耐久性能。

2)高溫不影響復合鋼筋滯回曲線形態，無論是否經歷高溫，復合鋼筋滯回曲線都表現出較為飽滿的梭形。受火溫度為700 ℃的復合鋼筋疲勞圈數和總能量密度最低。式(1)、(2)可以有效預測高溫后復合鋼筋的低周疲勞性能變化規律。

3)高溫導致復合鋼筋疲勞強度降低，塑性應變增加。以700 ℃為臨界點，當受火溫度高于700 ℃時，高溫后的復合鋼筋在穩定階段的最大拉壓應力明顯小于未經歷高溫的復合鋼筋，而塑性應變則大于未經歷高溫的復合鋼筋。

4)高溫后復合鋼筋仍能保持穩定的抵抗低周疲勞荷載的能力。隨著加載圈數的增加，復合鋼筋的剩余能量密度基本呈線性下降。700 ℃受火溫度是復合鋼筋低周疲勞性能產生變化的臨界溫度。

5)當受火溫度不高于700 ℃時，碳鋼芯筋不發生奧氏體化相變，金相組織仍由鐵素體和片狀珠光體組成。當受火溫度為800 ℃和900 ℃時，碳鋼芯筋發生奧氏體化相變，冷卻后有粒狀珠光體生成。復合鋼筋疲勞斷口與鋼筋軸線斜交，斜交角度在30°～60°范圍內。不同受火溫度后的疲勞斷裂均在鋼筋表面肋牙之間的區域發展，且疲勞斷口都只存在一個疲勞源區，該疲勞源區均分布在臨近不銹鋼覆層的表面或次表面區域。