華建民，王 斐，薛暄譯，黃樂(lè)鵬，陳增順，王 能

(1.重慶大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400045；2.山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(重慶大學(xué))，重慶 400045；3.重慶大學(xué) 管理科學(xué)與房地產(chǎn)學(xué)院，重慶 400045)

鋼筋銹蝕是導(dǎo)致鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的耐久性，降低結(jié)構(gòu)的維護(hù)成本，提高結(jié)構(gòu)的有效服役壽命。不銹鋼-碳鋼復(fù)合鋼筋(以下簡(jiǎn)稱(chēng)：復(fù)合鋼筋)是由不銹鋼覆層與碳鋼芯筋通過(guò)冶金結(jié)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(huán)境侵蝕因子和碳鋼芯筋的接觸，進(jìn)而保護(hù)碳鋼芯筋不發(fā)生腐蝕，提高鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性。此外，復(fù)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(jié)構(gòu)耐久性能的同時(shí)也大大降低了造價(jià)。對(duì)于在侵蝕環(huán)境中服役的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)而言，相比于傳統(tǒng)碳鋼鋼筋和不銹鋼鋼筋，復(fù)合鋼筋具有明顯的耐久性和綜合造價(jià)優(yōu)勢(shì)。因此復(fù)合鋼筋具有廣闊的工程應(yīng)用前景。目前，已有學(xué)者[3-4]對(duì)復(fù)合鋼筋的基本力學(xué)性能進(jìn)行了研究，包括強(qiáng)度、延性、破壞模式等。

火災(zāi)是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的常見(jiàn)災(zāi)害之一?；馂?zāi)后混凝土和鋼筋的剩余承載能力是判斷結(jié)構(gòu)能否繼續(xù)服役以及制定加固方案的重要依據(jù)[5-8]。一些學(xué)者針對(duì)火災(zāi)后碳鋼與不銹鋼的力學(xué)性能展開(kāi)了廣泛研究。結(jié)果表明，在經(jīng)歷高溫后低碳鋼的屈服強(qiáng)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(xué)性能的變化則與其基體組織密切相關(guān)，奧氏體不銹鋼和雙相不銹鋼的屈服強(qiáng)度隨受火溫度的增加而下降。鐵素體不銹鋼的屈服強(qiáng)度則表現(xiàn)為先降低后逐漸恢復(fù)。對(duì)于奧氏體不銹鋼和雙相不銹鋼，溫度對(duì)其延性的影響較小，可以忽略不計(jì)。但鐵素體不銹鋼隨受火溫度增加延性顯著降低[10-11]?？梢钥隙ǖ氖?，碳鋼和不銹鋼高溫后力學(xué)性能有顯著差異。此外，考慮到復(fù)合鋼筋的構(gòu)造形式比傳統(tǒng)鋼筋更加復(fù)雜，復(fù)合鋼筋在經(jīng)歷火災(zāi)產(chǎn)生的高溫后，可能表現(xiàn)出不同于碳鋼鋼筋和不銹鋼鋼筋的性能演化規(guī)律。同時(shí)，鋼筋的低周疲勞性能對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)承受地震荷載的能力有重要影響[12-15]。為了準(zhǔn)確評(píng)估火災(zāi)后復(fù)合鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的服役性能，需要對(duì)高溫后復(fù)合鋼筋的低周疲勞性能開(kāi)展全面研究。本文以復(fù)合鋼筋為研究對(duì)象，通過(guò)試驗(yàn)研究了高溫后自然冷卻復(fù)合鋼筋的低周疲勞性能，明確了復(fù)合鋼筋的低周疲勞破壞機(jī)理，揭示了經(jīng)歷不同高溫的復(fù)合鋼筋低周疲勞性能演化規(guī)律，研究結(jié)論為火災(zāi)后復(fù)合鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)服役性能的準(zhǔn)確評(píng)估提供了試驗(yàn)基礎(chǔ)和理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本文研究的復(fù)合鋼筋由S30408不銹鋼覆層和HRB400碳鋼芯筋組成，二者應(yīng)力應(yīng)變曲線見(jiàn)圖1。HRB400碳鋼在受到拉力作用時(shí)會(huì)經(jīng)歷彈性階段、屈服階段和強(qiáng)化階段。而S30408不銹鋼則幾乎沒(méi)有彈性階段，應(yīng)力較小時(shí)就產(chǎn)生塑性應(yīng)變，且表現(xiàn)出較為明顯的應(yīng)變強(qiáng)化。因此，在應(yīng)力水平較低時(shí)覆層就會(huì)率先產(chǎn)生塑性應(yīng)變，這可能會(huì)導(dǎo)致在低周疲勞過(guò)程中，覆層先于碳鋼開(kāi)展塑性累積，從而在一定程度上影響復(fù)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(jié)合層，這也可能影響復(fù)合鋼筋的低周疲勞性能。復(fù)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(jiàn)圖2(a)。沿復(fù)合鋼筋周長(zhǎng)等間隔選取30個(gè)測(cè)點(diǎn)，各測(cè)點(diǎn)覆層厚度在0.31～1.01 mm之間波動(dòng)，平均厚度0.60 mm，標(biāo)準(zhǔn)差0.15 mm。不銹鋼覆層和碳鋼芯筋之間通過(guò)致密的冶金結(jié)合層連接。冶金結(jié)合層中沒(méi)有觀測(cè)到明顯的空隙和缺陷。考慮到鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中常用的箍筋間距，本研究中試件的測(cè)試段長(zhǎng)度設(shè)置為鋼筋直徑的6倍。試件總長(zhǎng)250 mm，其中試件兩端加載段長(zhǎng)度為71 mm，中間試驗(yàn)段長(zhǎng)度為108 mm(見(jiàn)圖2(b))。由于本文所研究的復(fù)合鋼筋的覆層較薄，且分布在試件的外表面，為了準(zhǔn)確研究復(fù)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(méi)有進(jìn)行表面機(jī)械加工。類(lèi)似的試件加工方法也被許多學(xué)者[16-19]采用。

圖1 S30408不銹鋼和HRB400碳鋼的應(yīng)力-應(yīng)變曲線[4]

圖2 復(fù)合鋼筋試件特性

1.2 熱處理與冷卻程序

為了研究火災(zāi)后復(fù)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(yàn)變量。選用MXQ1400-30控溫電爐對(duì)復(fù)合鋼筋試件進(jìn)行準(zhǔn)確的加熱處理，見(jiàn)圖3。加熱過(guò)程受到自動(dòng)控溫系統(tǒng)的控制，溫度誤差在5 ℃以內(nèi)。加熱處理時(shí)將室溫的試件以15 ℃/min的升溫速率加熱到預(yù)定的溫度。當(dāng)溫度達(dá)到預(yù)設(shè)溫度后，進(jìn)行20 min的恒溫加熱。加熱過(guò)程結(jié)束后，將試件從控溫電爐中取出，擱置在室溫環(huán)境下進(jìn)行自然冷卻?？紤]到試驗(yàn)的不確定性，每個(gè)溫度都設(shè)置了3個(gè)平行試件。

圖3 加熱與冷卻處理

1.3 低周疲勞試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了研究火災(zāi)后復(fù)合鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的剩余承載能力，對(duì)加熱和冷卻處理后復(fù)合鋼筋試件進(jìn)行了低周疲勞試驗(yàn)。低周疲勞試驗(yàn)采用MTS322萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，見(jiàn)圖4，其最大加載量程為500 kN。為保證試驗(yàn)精度，同時(shí)更好地模擬真實(shí)地震作用。按照GB/T 26077—2021《金屬材料 疲勞試驗(yàn) 軸向應(yīng)變控制方法》[20]要求，采用0.012 s-1的恒定應(yīng)變速率對(duì)試件進(jìn)行軸向的循環(huán)加載，設(shè)置±0.6%的拉壓對(duì)稱(chēng)應(yīng)變幅，加載波形為三角波，加載頻率為0.5 Hz。

圖4 復(fù)合鋼筋低周疲勞試驗(yàn)設(shè)備

2 試件表觀形態(tài)

復(fù)合鋼筋構(gòu)造復(fù)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(jié)合在高溫后的有效性直接影響火災(zāi)后復(fù)合鋼筋的耐久性能。在完成加熱和冷卻處理的基礎(chǔ)上，觀測(cè)復(fù)合鋼筋試件的表觀形態(tài)，見(jiàn)圖5。經(jīng)歷高溫并冷卻到室溫后，復(fù)合鋼筋的不銹鋼覆層沒(méi)有產(chǎn)生開(kāi)裂現(xiàn)象。復(fù)合鋼筋端部的不銹鋼覆層和碳鋼芯筋也沒(méi)有發(fā)生脫離。因此，火災(zāi)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(fù)合鋼筋仍保持較強(qiáng)的耐久性能。高溫后冷卻的復(fù)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(hù)作用。

圖5 高溫后復(fù)合鋼筋試件的表觀特征

3 低周疲勞性能試驗(yàn)結(jié)果和討論

3.1 滯回曲線

通過(guò)低周疲勞試驗(yàn)得到了高溫后復(fù)合鋼筋的滯回曲線，見(jiàn)圖6?？梢钥闯?，復(fù)合鋼筋滯回曲線形態(tài)與HRB400鋼筋[21]和304L不銹鋼[22-23]接近，呈現(xiàn)飽滿的梭形。經(jīng)歷900 ℃高溫后，復(fù)合鋼筋仍能維持初始滯回曲線形態(tài)，說(shuō)明高溫后復(fù)合鋼筋的塑性變形能力較強(qiáng)，仍具有良好的抗震性能和耗能能力。復(fù)合鋼筋試件的低周疲勞性能由疲勞圈數(shù)和總能量密度表示。疲勞圈數(shù)指復(fù)合鋼筋試件在低周疲勞荷載作用下直至發(fā)生斷裂破壞時(shí)所承受的疲勞荷載圈數(shù)。總能量密度指每圈滯回曲線包絡(luò)面積的總和。不同受火溫度的復(fù)合鋼筋的疲勞圈數(shù)和總能量密度見(jiàn)表1。

圖6 高溫后復(fù)合鋼筋的滯回曲線

表1 不同受火溫度復(fù)合鋼筋的低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果

以沒(méi)有經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋的低周疲勞性能為基準(zhǔn)值。對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行無(wú)量綱化處理，見(jiàn)圖7、8。其中Ct為受火溫度為t℃的復(fù)合鋼筋的疲勞壽命，Et為受火溫度為t℃的復(fù)合鋼筋的總能量密度。當(dāng)受火溫度不大于500 ℃時(shí)，受火溫度對(duì)復(fù)合鋼筋的疲勞壽命和總能量密度的影響較小。當(dāng)受火溫度從500 ℃增加至700 ℃時(shí)，復(fù)合鋼筋的疲勞壽命和總能量密度逐漸減小。當(dāng)受火溫度從700 ℃增加至900 ℃時(shí)，復(fù)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(shí)，復(fù)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(guī)律具有一定的相似性。這是因?yàn)槭芑饻囟葘?duì)復(fù)合鋼筋滯回曲線形態(tài)的影響較小，總能量密度直接受到疲勞圈數(shù)的影響?；谝陨献兓?guī)律，提出了高溫后復(fù)合鋼筋低周疲勞性能的預(yù)測(cè)公式(式(1)、(2))。值得說(shuō)明的是，經(jīng)歷400 ℃高溫的復(fù)合鋼筋試件相比未經(jīng)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(shù)據(jù)的波動(dòng)性造成的。因此，以500 ℃為分界點(diǎn)，可以認(rèn)為受火溫度低于500 ℃時(shí)，高溫對(duì)復(fù)合鋼筋低周疲勞性能的影響可以忽略不計(jì)。將試驗(yàn)結(jié)果和公式預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比(圖9)，說(shuō)明式(1)、(2)可以較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)高溫后復(fù)合鋼筋的低周疲勞性能變化規(guī)律。

圖7 高溫后復(fù)合鋼筋疲勞壽命

圖8 高溫后復(fù)合鋼筋總能量密度

圖9 試驗(yàn)結(jié)果與預(yù)測(cè)值對(duì)比

(1)

(2)

3.2 應(yīng)力應(yīng)變性能

低周疲勞荷載作用下復(fù)合鋼筋的應(yīng)力應(yīng)變性能對(duì)其疲勞壽命有顯著影響?；谠囼?yàn)結(jié)果，對(duì)復(fù)合鋼筋的塑性應(yīng)變進(jìn)行研究。見(jiàn)圖10，隨著加載圈數(shù)的增加，復(fù)合鋼筋的塑性應(yīng)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(shù)的增加，復(fù)合鋼筋的塑性應(yīng)變幅值表現(xiàn)出較為明顯的增加。其后，復(fù)合鋼筋的塑性應(yīng)變幅值逐漸進(jìn)入平穩(wěn)階段(0.2≤C/Ct≤0.8)。在此階段內(nèi)，塑性應(yīng)變幅值沒(méi)有明顯的變化，復(fù)合鋼筋的疲勞損傷穩(wěn)定累積。當(dāng)加載圈數(shù)較大時(shí)(0.8

圖10 塑性應(yīng)變幅值變化趨勢(shì)

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

圖11 Rε和相對(duì)疲勞圈數(shù)之間的關(guān)系

每個(gè)循環(huán)最大拉壓應(yīng)力反應(yīng)了疲勞對(duì)試件強(qiáng)度的影響。隨著疲勞圈數(shù)的增加，所有復(fù)合鋼筋試件的最大拉壓應(yīng)力都表現(xiàn)出相似的變化規(guī)律，見(jiàn)圖12。在疲勞荷載加載初期，復(fù)合鋼筋的最大拉壓應(yīng)力略微下降(約為50 MPa)。隨后，復(fù)合鋼筋的最大拉壓應(yīng)力進(jìn)入穩(wěn)定階段。在這一階段，復(fù)合鋼筋的最大拉壓應(yīng)力沒(méi)有表現(xiàn)出明顯的變化。當(dāng)加載圈數(shù)接近復(fù)合鋼筋的疲勞圈數(shù)時(shí)，復(fù)合鋼筋的最大拉壓應(yīng)力急劇下降，最大拉應(yīng)力的降低程度要明顯高于最大壓應(yīng)力。不同受火溫度的復(fù)合鋼筋的最大拉壓應(yīng)力表現(xiàn)出一定差異。受火溫度低于700 ℃時(shí)，各受火溫度復(fù)合鋼筋試件在穩(wěn)定階段的最大拉壓應(yīng)力相差不大。需要說(shuō)明的是，當(dāng)受火溫度為600 ℃時(shí)，即使受火溫度對(duì)復(fù)合鋼筋在穩(wěn)定階段的最大拉壓應(yīng)力影響較小，加熱和冷卻處理顯著降低了復(fù)合鋼筋的疲勞圈數(shù)(圖12)。受火溫度高于700 ℃時(shí)，復(fù)合鋼筋在穩(wěn)定階段的最大拉壓應(yīng)力明顯小于未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋。受火溫度為800 ℃時(shí)，復(fù)合鋼筋在穩(wěn)定階段的最大拉壓應(yīng)力達(dá)到最小值。受火溫度為900 ℃的復(fù)合鋼筋在穩(wěn)定階段的最大拉壓應(yīng)力與受火溫度700 ℃的試件基本相同。但是，受火溫度為900 ℃的復(fù)合鋼筋具有更高的疲勞圈數(shù)。為探究復(fù)合鋼筋在疲勞過(guò)程中的軟化規(guī)律，選用軟化系數(shù)Rσ進(jìn)行量化[24]。軟化系數(shù)Rσ由式(4)確定，其中Δσ為復(fù)合鋼筋的應(yīng)力幅值，Δσ0.5Ct為加載圈數(shù)達(dá)到50%疲勞壽命時(shí)的應(yīng)力幅值。受火溫度對(duì)軟化系數(shù)Rσ變化趨勢(shì)影響較小，見(jiàn)圖13。軟化系數(shù)Rσ的變化曲線同樣由三部分組成，當(dāng)加載圈數(shù)較小時(shí)(C/Ct<0.2)，隨著加載圈數(shù)的增加，軟化系數(shù)Rσ小幅度下降。隨后，軟化系數(shù)Rσ進(jìn)入穩(wěn)定階段(0.2≤C/Ct≤0.8)。當(dāng)加載圈數(shù)臨近疲勞壽命時(shí)(0.8

圖12 每圈最大拉壓應(yīng)力變化趨勢(shì)

圖13 Rσ和相對(duì)疲勞圈數(shù)之間的關(guān)系

以最大拉應(yīng)力下降至未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋的最大拉應(yīng)力的80%為極限狀態(tài)(圖12)。當(dāng)受火溫度是800 ℃時(shí)，復(fù)合鋼筋極易達(dá)到上述的極限狀態(tài)，其所能承受的加載圈數(shù)(CF,l)約為未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋所能承受的加載圈數(shù)的1/8(表1和圖14)。以未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋試件的疲勞圈數(shù)為有效服役壽命。不同受火溫度的復(fù)合鋼筋都可以達(dá)到65%的有效服役壽命。當(dāng)加載圈數(shù)達(dá)到50%的有效服役壽命時(shí)，不同受火溫度的復(fù)合鋼筋試件都表現(xiàn)出穩(wěn)定的低周疲勞性能。受火溫度為700 ℃的復(fù)合鋼筋試件在加載圈數(shù)超過(guò)65%的有效服役壽命后，其最大拉壓應(yīng)力隨著加載圈數(shù)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(tài)，受火溫度為600、700、800 ℃的復(fù)合鋼筋都無(wú)法滿足有效服役的要求。當(dāng)以未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋的80%有效服役壽命和80%最大拉應(yīng)力的為極限狀態(tài)時(shí)，只有受火溫度不大于500 ℃的復(fù)合鋼筋可以實(shí)現(xiàn)有效的服役。

圖14 最大拉應(yīng)力下降至80%時(shí)的加載圈數(shù)

(3)

(4)

3.3 剩余能量密度

為了準(zhǔn)確研究疲勞荷載作用下復(fù)合鋼筋能量密度的變化規(guī)律，統(tǒng)計(jì)了每個(gè)循環(huán)后試件的剩余能量密度，見(jiàn)圖15。隨著加載圈數(shù)的增加，復(fù)合鋼筋的剩余能量密度基本呈線性降低。這說(shuō)明高溫后復(fù)合鋼筋仍能保持穩(wěn)定的抵抗低周疲勞荷載的能力。對(duì)比不同受火溫度復(fù)合鋼筋的剩余能量密度的變化規(guī)律，見(jiàn)圖16。以剩余能量密度達(dá)到未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋的總能量密度的80%時(shí)為服役極限狀態(tài)，受火溫度為600、700、800 ℃的復(fù)合鋼筋基本無(wú)法完成有效的服役。當(dāng)加載圈數(shù)為未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋的疲勞圈數(shù)的50%和65%時(shí)，不同受火溫度的復(fù)合鋼筋都保持有一定的剩余能量密度。當(dāng)加載圈數(shù)為未加熱復(fù)合鋼筋的疲勞圈數(shù)的80%時(shí)，受火溫度為600、700、800 ℃的復(fù)合鋼筋已經(jīng)失效或臨近破壞狀態(tài)。

圖15 每個(gè)循環(huán)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(duì)比

3.4 金相組織

高溫后金相組織的轉(zhuǎn)化造成了復(fù)合鋼筋低周疲勞性能的變化。本文對(duì)高溫后復(fù)合鋼筋碳鋼芯筋的金相組織進(jìn)行了研究，見(jiàn)圖17。沒(méi)有經(jīng)歷高溫的復(fù)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(méi)有經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋，經(jīng)歷700 ℃高溫的復(fù)合鋼筋碳鋼芯筋沒(méi)有發(fā)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(dāng)受火溫度為800 ℃時(shí)，碳鋼芯筋發(fā)生相變，完成部分奧氏體的轉(zhuǎn)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(xì)而密。這種800 ℃時(shí)的奧氏體轉(zhuǎn)變可能是復(fù)合鋼筋在800 ℃高溫后最大拉壓應(yīng)力大幅降低(圖12)的原因。當(dāng)受火溫度為900 ℃時(shí)，碳鋼芯筋?yuàn)W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(xì)密化特征變得更加明顯。金相組織細(xì)密化可以在一定程度上減少?gòu)?fù)合鋼筋的內(nèi)部缺陷，800 ℃和900 ℃高溫后復(fù)合鋼筋疲勞壽命的小幅增加(圖9)可能與此有關(guān)。同時(shí)，需要注意的是，當(dāng)受火溫度高于奧氏體轉(zhuǎn)化溫度，碳鋼芯筋有粒狀珠光體生成。粒狀珠光體的產(chǎn)生改善了鐵素體中滲碳體的均勻性，使位錯(cuò)可以在更大范圍內(nèi)移動(dòng)，這可能也是復(fù)合鋼筋高溫后塑性應(yīng)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(yàn)的基礎(chǔ)上，得到復(fù)合鋼筋試件的破壞模式，見(jiàn)圖18、19。低周疲勞荷載作用下，不同受火溫度的復(fù)合鋼筋的破壞都是由疲勞斷裂引起。疲勞斷口與復(fù)合鋼筋軸線呈現(xiàn)出斜交狀態(tài)，其角度基本處在30°～60°范圍內(nèi)。疲勞斷裂均沿鋼筋表面肋牙之間的區(qū)域發(fā)展，未發(fā)現(xiàn)橫貫肋牙的疲勞斷裂?？紤]到復(fù)合鋼筋由不銹鋼覆層和碳鋼芯筋組合而成，二者之間的協(xié)同工作性能是復(fù)合鋼筋有效服役的保障?；趫D18的觀測(cè)，除了疲勞斷裂的斷口處，復(fù)合鋼筋的不銹鋼覆層未見(jiàn)開(kāi)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(jié)合(圖19)。經(jīng)歷高溫，在低周疲勞作用下的復(fù)合鋼筋的不銹鋼覆層和碳鋼芯筋仍能維持協(xié)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(fā)現(xiàn)，HRB400鋼筋經(jīng)疲勞荷載至破壞后，其斷口截面呈內(nèi)凹陷狀，沒(méi)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(xiàn)為典型的疲勞斷口[23]。經(jīng)歷不同受火溫度和冷卻的復(fù)合鋼筋在低周疲勞荷載的作用下表現(xiàn)出與304L不銹鋼相似的疲勞斷口特征，見(jiàn)圖19。復(fù)合鋼筋的疲勞斷口由疲勞源區(qū)、穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)和瞬時(shí)斷裂區(qū)組成。值得注意的是，不同受火溫度的復(fù)合鋼筋的疲勞斷口都只有一個(gè)清晰的疲勞源區(qū)，且疲勞源區(qū)均分布在臨近不銹鋼覆層的表面或次表面區(qū)域。疲勞裂縫最早在疲勞源區(qū)緩慢開(kāi)展。疲勞荷載的施加導(dǎo)致斷口表面的摩擦，致使疲勞源區(qū)較為平整光滑。隨著低周疲勞荷載的施加，疲勞裂縫穩(wěn)定開(kāi)展形成穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)。穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)有明顯的疲勞弧線，且較為光滑。當(dāng)疲勞裂縫發(fā)展到臨界尺寸時(shí)，復(fù)合鋼筋發(fā)生瞬時(shí)斷裂，斷口處形成瞬時(shí)斷裂區(qū)。相比于疲勞源區(qū)和穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)，瞬時(shí)斷裂區(qū)的表觀形貌較為粗糙(圖19)。值得注意的是，當(dāng)受火溫度為700 ℃時(shí)，復(fù)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(chǎn)生，向復(fù)合鋼筋內(nèi)部開(kāi)展。徑向裂紋的產(chǎn)生可能是不銹鋼覆層和碳鋼芯筋的結(jié)合層微觀組織變化，在結(jié)合層部位產(chǎn)生初始缺陷，進(jìn)而引起應(yīng)力集中導(dǎo)致。

圖19 不同受火溫度試件的斷口形貌

5 結(jié) 論

對(duì)復(fù)合鋼筋的高溫后低周疲勞性能進(jìn)行試驗(yàn)研究，為火災(zāi)后復(fù)合鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的服役性能評(píng)估提供試驗(yàn)依據(jù)，主要結(jié)論如下：

1)經(jīng)歷高溫與低周疲勞荷載后，復(fù)合鋼筋的不銹鋼覆層沒(méi)有發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象，其中不銹鋼覆層和碳鋼芯筋之間沒(méi)有發(fā)現(xiàn)明顯的脫離，二者之間的冶金結(jié)合可以保持較好的穩(wěn)定性?；馂?zāi)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(fù)合鋼筋依舊保持較強(qiáng)的耐久性能。

2)高溫不影響復(fù)合鋼筋滯回曲線形態(tài)，無(wú)論是否經(jīng)歷高溫，復(fù)合鋼筋滯回曲線都表現(xiàn)出較為飽滿的梭形。受火溫度為700 ℃的復(fù)合鋼筋疲勞圈數(shù)和總能量密度最低。式(1)、(2)可以有效預(yù)測(cè)高溫后復(fù)合鋼筋的低周疲勞性能變化規(guī)律。

3)高溫導(dǎo)致復(fù)合鋼筋疲勞強(qiáng)度降低，塑性應(yīng)變?cè)黾?。?00 ℃為臨界點(diǎn)，當(dāng)受火溫度高于700 ℃時(shí)，高溫后的復(fù)合鋼筋在穩(wěn)定階段的最大拉壓應(yīng)力明顯小于未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋，而塑性應(yīng)變則大于未經(jīng)歷高溫的復(fù)合鋼筋。

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

5)當(dāng)受火溫度不高于700 ℃時(shí)，碳鋼芯筋不發(fā)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(dāng)受火溫度為800 ℃和900 ℃時(shí)，碳鋼芯筋發(fā)生奧氏體化相變，冷卻后有粒狀珠光體生成。復(fù)合鋼筋疲勞斷口與鋼筋軸線斜交，斜交角度在30°～60°范圍內(nèi)。不同受火溫度后的疲勞斷裂均在鋼筋表面肋牙之間的區(qū)域發(fā)展，且疲勞斷口都只存在一個(gè)疲勞源區(qū)，該疲勞源區(qū)均分布在臨近不銹鋼覆層的表面或次表面區(qū)域。