CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土短柱的抗震性能

徐玉野，王振，林碧蘭

(1.華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021；2.廈門理工學院 材料科學與工程學院，福建 廈門 361024)

沿海地區海砂混凝土構件中，普遍存在鋼筋銹蝕現象，使用年限較長的河砂混凝土構件中，鋼筋也存在一定程度銹蝕，鋼筋銹蝕會導致混凝土構件的承載力和耐久性降低[1]。當鋼筋銹蝕率達到一定程度后，鋼筋與混凝土間粘結性能也會降低[2]。為確保銹蝕鋼筋混凝土柱的抗震安全性，對其進行抗震性能評定和加固研究具有重要意義。目前，學者們在銹蝕鋼筋混凝土柱承載性能和加固方面的研究均取得一定的進展。

在銹蝕鋼筋混凝土柱承載性能研究方面，易偉建等[3]進行了4根低銹蝕率(<3.5%)鋼筋混凝土柱和3根未銹蝕鋼筋混凝土柱的偏壓試驗。Campione等[4]提出了一種確定銹蝕鋼筋混凝土柱N-M包絡圖的簡化方法。陳曉晨等[5]考慮銹蝕鋼筋與混凝土間粘結性能退化的影響，建立了銹蝕鋼筋混凝土柱受壓承載力計算模型。史慶軒等[6]進行了相同軸壓比下不同鋼筋銹蝕率混凝土長柱抗震性能的擬靜力試驗研究。牛荻濤等[7]對10根經過自然暴露、快速電腐蝕和氯離子干濕交替循環處理后的鋼筋混凝土長柱進行不同軸壓比下低周反復加載試驗，結果表明，銹蝕量和軸壓比是影響銹蝕鋼筋混凝土壓彎構件抗震性能的主要因素。李金波等[8]對3根未銹蝕和5根銹蝕鋼筋混凝土圓柱進行了不同軸壓比下抗震性能試驗研究。貢金鑫等[9]基于平截面假定，計算了混凝土柱的骨架曲線，并根據銹蝕鋼筋混凝土柱的低周反復加載試驗結果進行修正，提出了銹蝕鋼筋混凝土柱恢復力模型及其骨架曲線的確定方法。Yang等[10]考慮縱筋和箍筋銹蝕損傷，以及銹蝕鋼筋與混凝土間粘結性能退化的影響，提出一種分析彎剪復合作用下銹蝕鋼筋混凝土柱受剪強度的計算方法。

在銹蝕鋼筋混凝土柱加固研究方面，鄧宗才等[11]進行了CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱抗腐蝕性能和軸壓性能試驗研究，結果表明，CFRP加固能有效阻止混凝土中鋼筋的進一步銹蝕，且能恢復混凝土柱的軸壓承載力。Wootton等[12]進行了外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土圓柱耐腐蝕行為的試驗研究，結果表明，外包2層CFRP試件的耐腐蝕性能比外包1層的好。Tastani等[13]進行了外包CFRP和GFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱軸壓性能試驗，結果表明，外包CFRP加固可以降低試件中鋼筋的銹蝕速率，CFRP對混凝土的約束比GFRP更有效。Fang等[14]進行了不銹鋼絲網增強堿激發礦渣混凝土加固銹蝕鋼筋混凝土柱的受壓性能試驗研究。李金波等[15]進行了外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱在不同軸壓比下低周反復荷載試驗，結果表明，外包CFRP可避免試件剪切裂縫的產生，改善試件的延性。李金波等[16-17]還進行了外包CFRP和增大截面復合加固以及外包CFRP和角鋼復合加固銹蝕鋼筋混凝土柱抗震性能的試驗研究，結果表明，復合加固法比僅用增大截面法加固對試件抗震性能的改善更明顯。Lee等[18]進行了同一軸壓比下外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱抗震性能的擬靜力試驗，結果表明，外包CFRP可以減緩粘結滑移裂縫及剪切裂縫的發展，提高加固試件的抗震性能。

通過查閱文獻可知：CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱具有較好的耐腐蝕性能，并對銹蝕鋼筋混凝土柱的軸壓承載力和剪跨比大于2的銹蝕鋼筋混凝土柱的抗震性能具有較好加固效果；現有的銹蝕鋼筋混凝土柱抗震性能評定和加固方面研究成果主要集中于剪跨比大于2的混凝土柱，而對剪跨比小于2的銹蝕鋼筋混凝土短柱的抗震性能評定和加固方面研究未見文獻涉及。地震下混凝土短柱易發生剪切破壞，鋼筋銹蝕可能進一步加劇其脆性破壞程度。為此，本文擬進一步開展外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土短柱抗震性能的試驗研究，考察CFRP加固量和細骨料類型對抗震加固效果的影響情況，并研究CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土短柱受剪承載力的實用計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

設計制作7個倒T形混凝土短柱，其中，試件Z1為鋼筋未銹蝕的混凝土短柱，試件Z2和Z6為銹蝕鋼筋混凝土短柱，試件Z3、Z4、Z5和Z7為CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土短柱。試驗主要考察外包CFRP的層數、細骨料類型等對銹蝕鋼筋短柱抗震加固效果的影響，各試件的基本參數見表1。表1中，外包CFRP的層數為1.5層，表示全包1層CFRP后，間隔69 mm再包裹寬度為69 mm的CFRP條帶；鋼筋銹蝕率為鋼筋銹蝕后質量降低值與原質量的比值；細骨料分為河砂和海砂兩種類型，其目的是考察目前沿海地區由于河砂短缺而使用淡化海砂，或者違規使用未經淡化海砂這一實際情況的影響。海砂中氯離子含量較高，實際工程中海砂混凝土結構的鋼筋銹蝕通常比普通河砂混凝土嚴重。

各試件的幾何尺寸和配筋均相同，試件的剪跨比為1.75，具體尺寸和配筋見圖1。混凝土強度設計等級為C30，箍筋保護層厚度為22 mm，縱筋和箍筋分別采用HRB400級和HPB300級鋼筋。

表1 試件基本參數Table 1 Parameters of specimens

注：n為軸壓比，n=N/fcA，N為擬靜力試驗時施加的軸力，A為柱截面面積，fc為棱柱體抗壓強度；nc為外包CFRP的層數。

圖1 試件的幾何尺寸和配筋Fig.1 Dimensions and reinforcement details of

為防止柱頭局部破壞，試件頂端設置擴大頭，擴大頭內的各種鋼筋均涂環氧樹脂進行防腐。為了便于進行柱內鋼筋的電化學銹蝕試驗，試件分兩次澆筑混凝土，均采用自拌混凝土。第1次澆筑圖1中虛線以上柱身部分，柱身養護1個月后，再依次進行箍筋和縱筋的銹蝕試驗。鋼筋完成加速銹蝕試驗后，再澆筑地梁。在柱身與地梁相交處預留2個PVC管，以便地梁上部水平筋穿過柱身。柱身箍筋的4個彎角處涂環氧樹脂并用紗布包裹，以防止縱筋與箍筋間發生漏電，實現縱筋與箍筋分別銹蝕。2次澆筑時，柱身平臥放置，柱根嵌入地梁內，混凝土表面鑿成凸凹不平，以提高新舊混凝土的粘結性能。

1.2 材料特性

混凝土設計強度等級為C30，水泥∶水∶砂∶石的質量配合比為1∶0.46∶1.31∶2.67。水泥采用42.5R普通硅酸鹽水泥。河砂的含水率3%，中砂，細度模數為2.52。海砂的含水率7.2%，細砂，細度模數為1.7。滴定法實測河砂、海砂的氯離子含量分別為0.011%、0.4%。粗骨料為碎石，粒徑為10～25 mm。銹蝕鋼筋混凝土短柱加固時，需將銹脹開裂的混凝土保護層鑿除，并重新澆筑細石混凝土保護層。細石混凝土的質量配合比，水泥∶水∶砂∶石=1∶0.54∶1.31∶2.67。水泥采用42.5R普通硅酸鹽水泥。粗骨料為碎石，粒徑10～15 mm。河砂混凝土、海砂混凝土、細石混凝土各制作2組、每組3個邊長150 mm的立方體標準試塊，用于測試28 d時和擬靜力試驗時混凝土的立方體抗壓強度fcu。混凝土立方體抗壓強度fcu的實測值見表2，表2中也對應給出了按《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)計算確定的試驗當天的棱柱體抗壓強度fc。柱身鋼筋的力學特性見表3。

表2 混凝土的抗壓強度Table 2 Concrete compression strength

表3 鋼筋的力學特性Table 3 Mechanical properties of rebar

注：d為鋼筋直徑；fy、εy、fu和E分別為鋼材的屈服強度、屈服應變、抗拉強度和彈性模量。

銹蝕鋼筋混凝土短柱加固采用配套的樹脂浸漬膠粘貼CFRP。CFRP采用200 g的CFRP布，產品型號TBG-10200E。CFRP片材的單位面積重量、厚度、抗拉強度、彈性模量和伸長率分別為293 g/mm2、0.167 mm、3 113 MPa、2.14×105N/mm2和1.61%。浸漬膠的抗拉強度、受拉彈性模量和伸長率分別為42 MPa、2 672 MPa和1.6%。

1.3 鋼筋電化學銹蝕試驗

銹蝕試驗裝置見圖2，由直流電源、不銹鋼板電極、塑料水箱、電解液、導線等組成。安裝時試件倒立裝在水箱內，接著，水箱內放入質量比為5%的NaCl溶液，浸泡3 d后通電。電源的陰極和陽極分別連接不銹鋼和鋼筋。每根箍筋澆筑前焊有銅導電線從混凝土內引出。先進行箍筋銹蝕，后進行縱筋銹蝕。銅導線或縱筋連至穩壓電源的陽極，每根箍筋和縱筋銹蝕的電路均采用并聯電路。

圖2 電化學銹蝕試驗裝置Fig.2 Electrochemical corrosion experiment

根據電化學銹蝕的法拉第定律，可以導出通電時間t與目標銹蝕率η的關系式[19]。

(1)

式中：F為法拉第常數；ρ為鋼筋密度；r為鋼筋半徑；M為鐵的摩爾質量；i為鋼筋表面電流密度，取0.6 mA/cm2。根據式(1)可計算得到鋼筋達到目標銹蝕率所需要的理論通電時間t，見表4。

表4 達到目標銹蝕率所需要的通電時間Table 4 The desired time to achieve the target corrosion rate

由于電化學銹蝕本身的復雜性等因素，實際銹蝕率與按式(1)計算得到的理論銹蝕率會有偏差。因此，擬靜力試驗結束后，對試件破形，逐根截取銹蝕縱筋和箍筋，截取過程中避開鋼筋發生明顯頸縮變形的區域。每根縱筋和箍筋分別截取340、190 mm的鋼筋段，并對其銹蝕率進行實測，最終計算各根縱筋和箍筋銹蝕率的平均值，結果見表1。

1.4 銹蝕鋼筋混凝土短柱的CFRP加固

銹蝕鋼筋混凝土短柱Z3～Z5和Z7采用外包CFRP加固，外包CFRP的方案如圖3所示。加固施工的主要步驟有：1) 鑿除裂開的混凝土保護層，并清除銹蝕鋼筋的表面附作物。2) 利用細石混凝土等截面修復試件，并養護一個月。3) 柱身表面打磨平整，柱四角打磨成圓角，半徑為20 mm。4) 柱身表面用滾筒刷涂底膠，按設計寬度裁剪CFRP布，并按設計要求粘貼CFRP布，每層CFRP設一搭接接頭，搭接長度100 mm。粘貼完成后，在表面均勻涂刷浸漬樹脂，浸透CFRP布。

圖3 試件的加固方案Fig.3 Strengthening scheme of

1.5 擬靜力試驗

試件擬靜力試驗的加載裝置見圖4，柱底的邊界條件為固定支座，試驗過程中柱頂千斤頂施加恒定的軸向力。水平荷載通過MTS作動頭在距地梁底面1 055 mm高處施加。

圖4 擬靜力試驗加載裝置Fig.4 Loading device for quasi-static

水平力按位移角控制加載，位移角在1/500～1/150時，每級循環1次，位移角在1/100～5/100時，每級循環3次。第1次循環中，水平荷載降到峰值荷載的85%以下，或當同一位移角下，后續循環中，峰值荷載降到第1次循環峰值荷載的85%以下，停止加載。

1.6 測點布置

在加固試件Z3～Z5和Z7與水平力加載方向平行的一側CFRP表面上粘貼5個5 mm×50 mm的紙基絲式應變片，應變片的粘貼位置見圖5，位移計的布置見圖6，1號和2號位移計分別用于測量柱頂水平力作用點處的側移和柱底可能發生的滑移。2號位移計實測結果基本上為0，表明地梁未發生滑移。

圖5 CFRP應變片的布置Fig.5 Locations of strain gauges of CFRP

圖6 位移計的布置Fig.6 Positions of displacement

2 試驗結果及其分析

2.1 試件銹蝕情況

圖7以試件Z2和Z4為例，給出了銹蝕完成后試件的外觀形態。銹蝕試驗后，各試件表面均有不同程度的開裂，銹脹裂縫大多沿鋼筋方向，縫寬最大達0.60 mm。其中，箍筋銹脹裂縫呈細短特征，縱筋的銹脹開裂比箍筋明顯，相對較寬較長，其原因是，相同銹蝕率下，直徑較大的縱筋銹蝕產物較多、銹脹力更大。角部縱筋的銹漲開裂比中部的嚴重，其原因是，角部縱筋在2個方向受到電子遷移的影響和角部混凝土保護層約束較弱。另外，試件表面可以看到斑狀銹蝕，這是由于混凝土的不均勻性導致的，密實度相對疏松的混凝土部位更容易出現銹斑。

圖7 銹蝕鋼筋試件的外觀形態Fig.7 Appearance of corroded

2.2 試件的破壞過程和形態

擬靜力試驗中，各試件均呈剪切型破壞，破壞形態如圖8所示。鋼筋未銹蝕試件Z1在1/500～1/300位移角時，外觀無明顯變化；在1/200位移角時，距柱根50 mm處出現第1條細微斜裂縫；在3/100位移角時，形成交叉X形主斜裂縫，最大縫寬0.90 mm；在4/100位移角時，第1循環推進過程中，裂縫急劇加寬，達到7 mm，水平荷載急劇降低，回拉過程中，柱身被斜裂縫分割成的混凝土壓碎剝落，結束試驗。

圖8 試件的破壞形態

銹蝕鋼筋試件Z2、Z6在1/500～1/400位移角時，外觀無明顯變化；在1/300位移角循環時，分別在距柱根170、110 mm處出現第1條細微短斜裂縫；在2/100位移角時，循環中形成X形主斜裂縫，最大縫寬分別達到0.90、1.22 mm，X形主斜裂縫交叉區域混凝土表皮發生剝落；試件Z2在3/100位移角第1次推進過程中，主斜裂縫急劇加寬，混凝土剝落，承載力突然下降，發生剪切破壞。在回拉過程中，柱身混凝土壓潰，柱根鋼筋呈燈籠狀向外彎曲，混凝土保護層大范圍剝落，銹蝕鋼筋露出；試件Z6在3/100位移角第1次推進中，斜裂縫急劇加寬，表面混凝土剝落，承載力直線下降，發生剪切破壞，結束試驗。

外包CFRP加固的試件Z3、Z4、Z5和Z7在加載初期外觀無明顯變化，分別在位移角1/100、1/75、1/100和1/200時發出樹脂開裂的“噼啪”聲響；分別在位移角2/100、2/100、2/100和3/100時外包CFRP片材有水平開裂的痕跡；分別在位移角3/100、4/100、4/100和5/100時，CFRP片材撕裂成條狀或絲狀、并撕下內側混凝土保護層，承載力急劇下降，試件破壞，停止加載。

綜上可以看出：1)與鋼筋未銹蝕試件相比，銹蝕鋼筋試件出現首條斜裂縫、形成X形交叉主斜裂縫和達到極限狀態時的位移角均減小。2)鋼筋銹蝕會降低短柱的極限位移角，從鋼筋未銹蝕試件的4/100降到鋼筋銹蝕試件的3/100；外包CFRP加固可提高銹蝕鋼筋試件的極限位移角，加固后試件的最大位移角可達到5/100。

2.3 滯回曲線

圖9給出了各試件的水平荷載P-側移Δ的滯回曲線。從圖9中可以看出：1)加載初期，曲線斜率基本不變，無明顯滯回環，尚處于彈性階段。隨著位移的加大及循環次數的增多，殘余變形加大，滯回環逐漸明顯。鋼筋未銹蝕和鋼筋銹蝕的試件在水平荷載達到峰值后大多迅速減小，甚至呈直線下降，剪切破壞的脆性特征非常明顯。外包CFRP加固后，試件在水平荷載達到峰值后大多有一定的下降段，表現出一定的延性，但在CFRP斷裂后，水平荷載會迅速降低，脆性破壞特征也非常明顯。2)鋼筋未銹蝕試件和鋼筋銹蝕試件的滯回環不飽滿、耗能能力相對較差，外包CFRP加固后，試件滯回環的面積明顯加大，耗能能力相對較強。

圖9 試件的滯回曲線Fig.9 Hysteretic curves of

將滯回曲線的荷載P和位移Δ分別除以該循環的卸載荷載Pa及其對應的位移Δa，可得到無量綱的滯回環。峰值荷載所在的滯回環形狀受混凝土脫落、鋼筋頸縮、CFRP斷裂等影響，缺乏代表性。本文取達到峰值荷載的前一位移角的第1次循環滯回曲線的無量綱化結果作為近極限環。不同影響因素下，試件無量綱近極限環的對比見圖10。

圖10 試件的無量綱近極限滯回環Fig.10 Dimensionless hysteretic loop of specimens

從圖10中可以看出：1)混凝土短柱在鋼筋銹蝕前后和CFRP加固前后，無量綱近極限滯回環的滯回規則大體相同。2)CFRP加固后試件的無量綱近極限滯回環比銹蝕鋼筋短柱和未銹蝕鋼筋短柱的均要略微飽滿。3)隨外包CFRP層數的增加，試件無量綱近極限環越加飽滿。4)細骨料類型，即河砂和海砂，對銹蝕鋼筋試件及CFRP加固后試件的無量綱近極限滯回環的滯回規則影響也較小。

2.4 骨架曲線

圖11給出各試件水平荷載P-側移Δ骨架曲線的對比情況。其中，試件Z1、Z2和Z6在最大位移角的第1次循環時破壞，其骨架曲線與其他試件不同，均出現顯著下降。從圖11中可以看出：銹蝕鋼筋短柱的峰值荷載及其對應的變形、極限變形均較鋼筋未銹蝕短柱的低，外包CFRP加固銹蝕鋼筋試件的峰值荷載和極限變形均高于未加固試件。

圖11 試件的骨架曲線Fig.11 Skeleton curves of

2.5 承載力、延性、剛度和累積滯回耗能

表5給出了各試件屈服荷載Vy、峰值荷載Vu、屈服位移Δy、Vu對應位移Δm、極限位移Δu、延性系數μ等骨架曲線特征參數和各試件試驗結束時累積滯回耗能Eh。表5中Vy和Δy按能量等值法確定[20]；極限位移取骨架曲線達到峰值荷載后再下降至其85%時所對應位移。對于其他無下降段或者下降段較短的試件，在推進過程中，水平荷載未能降至峰值荷載的85%的情況，則極限位移取實測的最大位移。位移延性系數μ取Δu和Δy的比值。

表5 試件骨架曲線的特征值Table 5 Characteristic values of skeleton curves of specimens

從表5中可以看出：1) 鋼筋銹蝕對混凝土短柱的屈服荷載和受剪承載力降低較小，但會顯著降低試件的屈服變形、峰值荷載所對應的變形、極限變形等變形性能。當縱筋銹蝕率為12.7%、箍筋銹蝕率為24.5%時，銹蝕鋼筋試件的屈服荷載、受剪承載力分別比鋼筋未銹蝕試件降低了6.7%、7.8%，屈服位移、峰值荷載所對應的位移、極限位移分別比鋼筋未銹蝕試件的降低了39.6%、45.5%、35.5%。銹蝕鋼筋試件的位移延性系數計算值比鋼筋未銹蝕試件高，是由于鋼筋銹蝕后，試件屈服位移降低速率比極限變形的降低速率大，此時，位移延性系數并不能正確反映試件的延性。2) 外包CFRP加固試件的受剪承載力比未加固的銹蝕鋼筋試件高3.7%～19.3%，外包CFRP加固銹蝕鋼筋河砂試件的受剪承載力比相應的未銹蝕試件高7.1%～9.1%。3) 外包CFRP的層數由1層增至1.5、2層時，加固試件的受剪承載力提高較小。4) 外包CFRP加固試件的峰值荷載對應的位移、極限位移和延性系數均比未加固的銹蝕鋼筋試件高，顯著改善了試件的延性。5) 鋼筋銹蝕會顯著減少短柱累積滯回耗能。銹蝕鋼筋試件Z2的累積滯回耗能較鋼筋未銹蝕試件Z1的降低了42.2%。6) 外包CFRP加固銹蝕鋼筋試件可顯著提高試件的累積滯回耗能能力，且隨著外包CFRP層數的增加，累積滯回耗能大幅提高。與銹蝕鋼筋的河砂試件Z1相比，外包1、1.5、2層CFRP加固的銹蝕鋼筋河砂試件Z3、Z4和Z5的累積滯回耗能分別提高了32.0%、141.8%、239.3%。與銹蝕鋼筋海砂試件相比，外包1.5層CFRP加固的銹蝕鋼筋海砂試件Z7的累積滯回耗能提高了292.7%。

圖12給出各短柱割線剛度K隨位移Δ增大的降低退化曲線，從圖中可以看出：1) 外包CFRP加固不會顯著提高試件割線剛度，當位移角較大時，加固試件割線剛度的退化相對較緩。2) CFRP的層數對加固試件割線剛度的退化影響較小。

圖12 試件的割線剛度退化曲線Fig.12 Degradation curves of secant stiffness of

2.6 CFRP應變分析

水平力以推為正，以拉為負；CFRP的應變以拉為正，以壓為負。圖13給出了各試件的水平力P與CFRP應變ε之間的關系曲線，圖中CFRP應變片的編號和位置見圖5。結合圖9和圖13可知：1)當位移角較小時，各測點CFRP的應變均較小，表明此時CFRP的約束作用較弱。當位移角大于某一臨界位移角后，隨著位移角增大，CFRP的應變增長加快，逐漸發揮出約束核心區混凝土和參與抗剪的作用。外包1、1.5、2層加固銹蝕鋼筋的河砂混凝土短柱的臨界位移角分別為1/100、2/100、1/75。外包1.5層加固銹蝕鋼筋的海砂混凝土短柱的臨界位移角為1/75。2) 當擬靜力試驗的位移角大于臨界位移角之后，水平荷載卸載后，CFRP的應變顯著增大，且隨位移角的增大和循環次數的增加而增大。3)當外包CFRP的層數由1層增至2層，加固試件達到受剪承載力時，CFRP的最大應變及對應的水平荷載卸載后，CFRP應變減少。當試件達到受剪承載力時，外包層數為1、1.5、2層的銹蝕鋼筋河砂試件Z3、Z4、Z5和外包層數為1.5層的銹蝕鋼筋海砂試件Z7的CFRP最大應變分別為3 629、2 023、2 021、2 914 με，對應的水平荷載卸載后，CFRP的應變分別為1 775、1 154、905、1 478 με。這表明，在相同位移角下，外包CFRP層數增加，其約束作用的發揮程度降低，應變減少。

圖13 水平力-CFRP應變關系曲線Fig.13 Relationship between horizontal force and CFRP

3 CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱受剪承載力實用計算

參照《混凝土結構加固設計規范》(GB 50367—2013)[21]中外包CFRP加固未銹蝕鋼筋混凝土柱受剪承載力的計算表達式，結合外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱的實際情況，建議按式(2)計算外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱的受剪承載力Vu。

0.07N+2ψvcffnfbftfh/sf

(2)

式中：ftc、ftn、fyv和ff分別為舊混凝土、修復層混凝土、箍筋和CFRP的抗拉強度設計值，ff按文獻[21]的規定，需乘以調整系數0.5；bc、bcn分別為鑿除銹漲混凝土保護層后剩余截面的寬度、兩側修復層的總寬度；h0和h分別為截面有效高度和截面高度；Asv、s分別為配箍面積和間距；N為軸力設計值；ψvc為與CFRP受力條件有關的抗剪強度折減系數，按文獻[21]的規定取值；ky為銹蝕箍筋名義屈服強度的折減系數；nf、bf、tf、sf分別為外包CFRP條帶的層數、寬度、單層厚度、中心間距，全包加固時，取bf=sf=h。對于實際工程中的銹蝕鋼筋，采用張偉平等[22]的建議，ky與箍筋銹蝕率η的關系按式(3)計算。

ky=1-1.049η

(3)

表6 受剪承載力計算值與實測值的對比Table 6 Comparison of calculated values of shear strength with measured values

4 結論

通過7根鋼筋混凝土短柱的低周反復荷載試驗，分析了外包CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土短柱的抗震性能和加固效果，建議了CFRP加固銹蝕鋼筋混凝土柱受剪承載力的實用計算公式。通過研究，得到下述主要結論：

1)銹蝕鋼筋試件表層混凝土沿縱筋的銹脹裂縫比沿箍筋的明顯，二者裂縫分別呈較寬、較長和細短特征。鋼筋銹蝕會降低混凝土短柱的極限位移角，但采用外包CFRP加固可提高銹蝕鋼筋混凝土短柱的極限位移角，加固后試件的最大位移角可達到5/100。

2)鋼筋銹蝕對混凝土短柱受剪承載力影響較小，但顯著降低了短柱的變形能力和耗能能力。外包CFRP加固可以提高銹蝕鋼筋短柱的受剪承載力至略優于未銹蝕鋼筋柱的受剪承載力，并顯著改善銹蝕鋼筋短柱的延性和耗能能力。

3)混凝土短柱在鋼筋銹蝕前后和CFRP加固前后，無量綱近極限滯回環的滯回規則大體相同。

4)建議的受剪承載力計算公式具有一定的安全保證率(1.23～1.57)，可用于外包CFRP加固銹蝕鋼筋試件受剪承載力的實用計算。外包CFRP的層數對低周反復荷載作用下混凝土柱受剪承載力的影響規律還有待進一步深入研究。