配置高延性不锈钢钢筋混凝土柱抗震性能试验研究

摘要

进行了6个配置高强度、低弹性模量、高延性的不锈钢钢筋混凝土柱的拟静力试验，并与普通钢筋柱对比，研究其破坏形态、滞回曲线、骨架曲线、位移延性等抗震性能和承载力，并分析轴压比和纵筋配筋率的影响。结果表明：不锈钢试件均发生柱根部正截面压弯破坏；其滞回曲线与普通钢筋试件的相似，但耗能能力更好；不锈钢试件的位移延性系数比普通钢筋试件的略低，但其屈服位移和极限位移分别比普通钢筋试件的大21%~24%和2%~19%；不锈钢试件的受弯承载力计算值和试验值之比与普通钢筋试件的相近，平均为0.79，具有一定的安全储备；当箍筋间距大于100mm时，其约束作用对试件承载力的提高不明显。

关键词

不锈钢钢筋; 混凝土柱; 拟静力试验; 抗震性能

混凝土结构中的普通钢筋锈蚀已成为土木工程的重大安全隐患，它会降低钢筋承载力以及与混凝土之间的黏结力，最终导致结构失效^[1]。而传统的钢筋锈蚀防治方法均是基于普通钢筋外围入手，不能从根本上阻滞钢筋腐蚀进程^[2]。不锈钢钢筋由于在轧制时加入了镍、铬等合金元素，可以有效抵御有害离子的影响，避免钢筋在酸碱盐等复杂环境下的锈蚀，因此可在海洋建筑、跨海大桥等对耐久性要求较高的工程中推广应用^[3]。目前，国内外对不锈钢钢筋应用的研究主要集中在钢筋自身的物理力学性能、耐腐蚀性能以及混凝土构件的受弯、偏压等静力性能等方面^[4,5,6,7,8]，对构件的抗震性能也有一些研究。其中，文献[9,10]分别进行了配置不锈钢钢筋的混凝土梁、柱的抗震性能试验研究，其结果表明：不锈钢钢筋与混凝土共同工作的性能良好，且不锈钢钢筋试件的位移延性和耗能能力均好于普通钢筋试件。但值得注意的是，文献[9,10]试验中所采用的钢筋为法国产不锈钢钢筋，其弹性模量可达190GPa以上，且在最大力下的总伸长率约为17%。而目前国产的高强不锈钢钢筋则具有“高延性、低弹性模量”的特点，其弹性模量仅为140GPa左右，但在最大力下的总伸长率却可达20%以上^[3,7,8]。另一方面，文献[11]指出，配置HRB500级纵筋柱的屈服位移和极限位移均比配置HRB335级纵筋柱的大，但位移延性系数却偏小。由此可推测，对配置国产500MPa级不锈钢钢筋的构件，其屈服位移将会更大，从而可能会降低其位移延性和耗能能力等抗震性能。然而，目前尚缺少相关抗震性能的试验研究报道。因此，为在有抗震设防要求和对耐久性有较高要求的结构中推广应用不锈钢钢筋，有必要对相关结构和构件开展抗震性能试验与理论研究。本文拟对配置不锈钢钢筋的混凝土柱进行拟静力试验，以研究其抗震性能和承载能力，为相关标准修订和工程应用提供参考。

1 试验概况

1.1　试件设计

试验设计了6个不锈钢钢筋混凝土柱试件（简称不锈钢试件）和2个普通钢筋混凝土柱试件（简称普通试件），考虑了轴压比、纵筋配筋率等参数的影响。试件的主要参数见表1，其中n为试验轴压比，f_cu为与试件同条件养护试块的混凝土立方体抗压强度，c_s为纵筋的混凝土保护层厚度。确定试验轴压力时，取混凝土轴心抗压强度$f_{\mathrm{c}}$为$\mathrm{0.76}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}$。试件的几何尺寸和配筋如图1所示。试件的截面尺寸均为400mm×400mm，高为1 600mm，加载点到基础顶面的距离为1 400mm。试件SKC-1-6的纵筋和箍筋均为500MPa级不锈钢钢筋，而试件DBC-1-2的纵筋和箍筋则为HRB500E钢筋。纵筋两端采用锚固板锚固，并通过配置附加架立筋②以控制箍筋肢距，使其满足规范GB 50 010—2 010^[12]的要求。

表1 试件主要参数

Tab.1 Main parameters of specimens

试件 编号	n	$f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}$/ MPa	配筋			cs/ mm
			①	②	③
SKC-1	0.45	38.4	2S32	4S10	S10@100	35
SKC-2	0.45	40.6	2S25	4S10	S10@100	25
SKC-3	0.45	40.7	3S25	2S10	S10@100	25
SKC-4	0.20	38.4	2S32	4S10	S10@150	35
SKC-5	0.20	40.6	2S25	4S10	S10@150	25
SKC-6	0.20	40.7	3S25	2S10	S10@150	25
DBC-1	0.45	40.9	232	410	10@100	35
DBC-2	0.20	40.9	225	410	10@150	25

注：

_S指500MPa级带肋不锈钢钢筋。

图1 试件的几何尺寸及配筋（单位：mm）

Fig.1 Dimensions and reinforcement details of specimens (unit: mm)

钢筋的实测力学性能参数见表2，部分钢筋应力—延伸率实测曲线见图2，其中f_y和f_b分别为钢筋的屈服强度和抗拉强度，E_s为弹性模量，δ为在最大力下的总伸长率，e为伸长率。由表2和图2可知，试验所用的不锈钢钢筋具有无明显屈服点、延性大、弹性模量小等特点，其中，弹性模量平均为139GPa，仅为普通钢筋的0.67；而在最大力下的伸长率平均为20.5%，是普通钢筋的1.65倍。

表2 钢筋力学性能参数实测值

Tab.2 Measured values of mechanical properties of reinforcements

钢筋种类	fy/MPa	fb/MPa	Es/GPa	δ/%
10	560	794	204	13.8
25	553	750	206	12.7
32	578	786	213	10.7
S10	517	789	129	21.7
S25	605	781	137	20.9
S32	547	747	151	18.9

图2 钢筋应力-延伸率实测曲线

Fig.2 Measured stress-elongation curves of reinforcements

1.2　加载方案

试验采用悬臂式加载，如图3所示。首先采用3MN竖向作动器对试件柱顶施加竖向预定轴力并保持恒定，然后采用2MN水平作动器对试件施加水平低周反复荷载。加载过程中竖向作动器可以与水平作动器联动从而实现水平跟动。水平加载采用荷载—位移混合控制，即首先采用荷载控制加载， 首次加载直接加载到$\pm \mathrm{0.30}{P}_{\mathrm{u},\mathrm{c}}$（$P_{\mathrm{u},\mathrm{c}}$为极限承载力计算值），循环2次后，以$\pm \mathrm{0.15}{P}_{\mathrm{u},\mathrm{c}}$为加载步距，每级加载循环2次，直至水平力达到$\mathrm{0.75}{P}_{\mathrm{u},\mathrm{c}}$；之后，改用位移加载，每级位移增量为5mm，每级加载循环2次，直至试件的承载力下降至$\pm \mathrm{0.85}{P}_{\mathrm{u}}$（$P_{\mathrm{u}}$为极限承载力试验值，也称峰值荷载）以下后，停止加载。

图3 试验加载装置及测点布置（单位：mm）

Fig.3 Test setup and layout of tested points (unit: mm)

1.3　测量方案

位移计和钢筋应变测点布置见图3。其中，在加载点和基础顶部各布置1个位移计F1和F2，以测量柱顶相对基础顶面的水平位移$\mathrm{\Delta }$；在距离柱底130mm处左右两侧分别布置1个纵筋应变测点L1和L2；沿柱底向上的前四道箍筋，每道箍筋中部布置1个应变测点C1—C4。

2 试验结果及分析

2.1　试验现象与破坏形态

加载至$\mathrm{0.40}{P}_{\mathrm{u}}$左右时，n=0.20试件的东、西侧面在距柱根部200mm左右出现水平贯通裂缝；加载至$\mathrm{0.55}{P}_{\mathrm{u}}$左右时，n=0.45试件也出现水平贯通裂缝。加载至$\mathrm{0.75}{P}_{\mathrm{u}}$左右时，各试件南、北面出现斜裂缝，并自上而下向中和轴延伸。

加载至$P_{\mathrm{u}}$时，不锈钢试件的裂缝开展形态与普通试件相近，其中，南、北面在距柱根部700mm范围内斜裂缝数量增多并进一步发展，东、西侧面的裂缝宽度变大；n=0.45试件的各面在距柱根部150mm范围内角部混凝土压碎，而n=0.20试件仅在柱根部有少量混凝土压碎。

荷载下降至$\mathrm{0.85}{P}_{\mathrm{u}}$时，试件破坏^[13]。各试件南面的破坏形态如图4所示。不锈钢试件和普通试件

图4 试件南面的破坏形态

Fig.4 Failure patterns of specimens on the south side

破坏形态相近，各试件根部混凝土均有一定范围的剥落，但不同轴压比下，破坏形态有所区别。其中，n=0.45试件破坏较突然，在距柱根部四周300mm范围内混凝土保护层剥落；而n=0.20试件仅在东、西侧面距柱根部200mm范围内混凝土保护层剥落；配筋率较高试件的柱根部混凝土压碎范围比配筋率较低试件的更大，且斜裂缝数量更多、分布区域更大。

2.2　滞回曲线与耗能

各试件的荷载—位移滞回曲线如图5所示。采用每级循环位移下第一次循环的等效黏滞阻尼系数$h_{\mathrm{e}}$作为耗能指标^[13]。试件在屈服、峰值和破坏三个特征点下的h_e见表3。由图5和表3可知：

图5 各试件的荷载-位移滞回曲线

Fig.5 Load-displacement hysteretic loops of specimens

表3 各特征点的等效黏滞阻尼系数

Tab. 3 The equivalent viscous damping coefficients of characteristic points

试件编号	屈服	峰值	破坏
SKC-1	0.182	0.186	0.305
SKC-2	0.177	0.197	0.335
SKC-3	0.179	0.201	0.338
SKC-4	0.167	0.233	0.343
SKC-5	0.143	0.209	0.341
SKC-6	0.152	0.215	0.345
DBC-1	0.133	0.144	0.298
DBC-2	0.112	0.157	0.332

（1）达到屈服荷载前，各试件的滞回曲线形状细长狭窄，残余变形较小，曲线包围的面积小，耗能较少；当试件屈服后，滞回曲线开始偏向位移轴，曲线包围的面积增加，耗能增加。

（2）由于不锈钢钢筋弹性模量小、延性大，所以不锈钢试件的弹塑性变形大，耗能能力良好，且试验过程中不锈钢试件均未出现钢筋—混凝土黏结失效、滑移等现象，所以不锈钢试件的滞回曲线均呈较饱满的梭形，未见明显捏拢。

（3）对比试件DBC-1和SKC-1、试件DBC-2和SKC-5可知，两种试件的滞回曲线相似，但普通试件的滞回曲线略有捏拢，且不锈钢试件在屈服、峰值和破坏时的h_e分别比普通试件的大32%、31%和3%，说明不锈钢试件的耗能能力较好。

（4）不锈钢试件的滞回曲线和耗能能力反映的规律与普通试件相似，即轴压比越小、纵筋配筋率越高，试件的滞回曲线就越饱满，耗能能力越好。

2.3　骨架曲线

各试件的荷载—位移骨架曲线如图6所示。采用Park法确定试件的屈服荷载$P_{\mathrm{y}}$和位移${\mathrm{\Delta }}_{\mathrm{y}}$，取骨架曲线上荷载下降至$\mathrm{0.85}{P}_{\mathrm{u}}$时的荷载为破坏荷载，相应的位移即为极限位移${\mathrm{\Delta }}_{\mathrm{m}}$^[13]。各试件在屈服、峰值和破坏时荷载和位移的试验结果见表4。由图6和表4可知：

图6 各试件的荷载-位移骨架曲线

Fig.6 Load-displacement skeleton curves of specimens

表4 试件各特征点的试验结果

Tab. 4 Experimental results of specimens at characteristic points

试件 编号	屈服点				峰值点				破坏点		${\theta }_{\mathrm{m}}$			$\mu$
	正向		反向		正向		反向		正向	反向	正向	反向	均值	均值
	+Py/ kN	+Δy/ mm	-Py/ kN	-Δy/ mm	+Pu/kN	+Δu/mm	-Pu/ kN	-Δu/ mm	+Δm/ mm	-Δm/ mm
SKC-1	386	14.2	-390	-15.7	449	26.0	-443	-27.0	38.8	-36.5	1/36	-1/38	1/37	2.53
SKC-2	292	7.5	-347	-10.7	362	22.8	-399	-21.9	28.8	-30.5	1/49	-1/46	1/47	3.35
SKC-3	410	9.2	-356	-10.9	485	23.8	-433	-26.6	33.4	-34.5	1/42	-1/41	1/41	3.40
SKC-4	290	14.6	-310	-14.1	346	23.8	-372	-27.0	49.2	-47.8	1/28	-1/29	1/29	3.38
SKC-5	261	12.9	-272	-15.2	296	23.1	-313	-22.3	44.1	-47.8	1/32	-1/29	1/30	3.28
SKC-6	281	16.8	-357	-13.1	336	24.3	-415	-25.9	57.7	-55.9	1/24	-1/25	1/25	3.85
DBC-1	397	12.0	-359	-12.2	465	21.0	-456	-26.6	38.2	-35.7	1/37	-1/39	1/38	3.05
DBC-2	244	10.2	-256	-13.2	285	19.8	-301	-20.7	37.8	-39.2	1/37	-1/36	1/36	3.34

（1）对比试件SKC-1和DBC-1、试件SKC-5和DBC-2可知，加载至约$\mathrm{0.55}{P}_{\mathrm{u}}$之前，不锈钢试件和普通试件骨架曲线基本重合；之后，由于不锈钢钢筋弹性模量小、变形大，导致不锈钢试件刚度退化较快，在各特征点的刚度均比普通试件小。

（2）在不同轴压比和纵筋配筋率条件下，不锈钢试件的骨架曲线和刚度退化规律与普通试件一致，即轴压比越小、纵筋配筋率越高，试件的刚度退化越慢，变形能力越好。

2.4　试件刚度机理分析

根据平截面假定，各试件在屈服和破坏时的截面应变、应力情况^[14]如图7，其中${\varphi }_{\mathrm{y}}$、${\varphi }_{\mathrm{m}}$分别为试件屈服和破坏时的截面曲率。

$${\varphi }_{\mathrm{y}}=\frac{{\epsilon }_{\mathrm{c}}+{\epsilon }_{\mathrm{y}}}{h_{\mathrm{0}}}$$

（1）

$${\varphi }_{\mathrm{m}}=\frac{{\epsilon }_{\mathrm{c}\mathrm{m}}+{\epsilon }_{\mathrm{s}}}{h_{\mathrm{0}}}$$

（2）

$$B=\frac{M}{\varphi }$$

（3）

式中：${\epsilon }_{\mathrm{c}}$、${\epsilon }_{\mathrm{c}\mathrm{m}}$分别为试件屈服和破坏时的混凝土压应变；${\epsilon }_{\mathrm{y}}$、${\epsilon }_{\mathrm{s}}$分别为试件屈服和破坏时的纵筋拉应变；$B$为试件刚度；$\varphi$为试件截面曲率。

图7 柱截面应变-应力图

Fig.7 Strain-stress diagram of column section

由于不锈钢钢筋的弹性模量较小，不锈钢试件在屈服和破坏时的纵筋应变均大于普通试件，所以在屈服和破坏时的截面曲率均大于普通试件，即不锈钢试件的刚度小于普通试件。

2.5　位移延性和变形性能

各试件的位移延性系数和极限位移角的计算结果如表4，其中${\mathrm{\Delta }}_{\mathrm{u}}$为峰值荷载对应的位移；${\theta }_{\mathrm{m}}$为极限位移角，取为${\theta }_{\mathrm{m}}={\mathrm{\Delta }}_{\mathrm{m}}/l$（l为加载中心线到基础顶面的距离）；$\mu$为位移延性系数，取为$\mu ={\mathrm{\Delta }}_{\mathrm{m}}/{\mathrm{\Delta }}_{\mathrm{y}}$。由表4可知：

（1）试件SKC-1、SKC-5的屈服位移分别比试件DBC-1、DBC-2的大24%和21%，但试件SKC-1、SKC-5的极限位移仅比试件DBC-1、DBC-2的分别大2%和19%，导致不锈钢试件的位移延性系数较小。由于不锈钢试件的刚度较小，导致在同等水平力作用下的变形较大，所以不锈钢试件的屈服位移和极限位移均比普通试件的大，但是当以极限位移角来衡量试件变形时，不锈钢试件的变形能力并不比普通试件的差^[11]。综合来看，不锈钢试件的位移延性和变形性能仍比普通试件的好。

（2）在不同轴压比和纵筋配筋率条件下，不锈钢试件的位移延性和变形性能反映的规律与普通试件一致，即轴压比越小、纵筋配筋率越高，试件的位移延性和变形性能越好。

2.6　纵筋应变滞回曲线

部分试件的纵筋应变滞回曲线如图8所示，其中ε_s为纵筋应变。由图8可知：

图8 纵筋应变滞回曲线

Fig.8 Hysteretic loops of strains of longitudinal reinforcements

（1）各试件在峰值荷载前，纵筋均能屈服，其中，n=0.45试件的纵筋为受压屈服，而n=0.20试件的纵筋为受拉屈服。

（2）对比试件DBC-1和SKC-1、试件DBC-2和SKC-5可知，由于不锈钢钢筋弹性模量小、延性大，所以不锈钢试件在各特征点的纵筋应变均比普通试件的大。

2.7　箍筋应变滞回曲线

部分的箍筋应变滞回曲线如图9所示，其中ε_v为箍筋应变。由图9可知：

图9 箍筋应变滞回曲线

Fig.9 Hysteretic loops of strains of stirrups

（1）由于高强箍筋的屈服强度较高，各试件的箍筋均未屈服，对核心混凝土的约束较好，核心混凝土在三向受压状态下并未发生破坏，具有较高的安全储备^[15]。

（2）对比试件DBC-1和SKC-1、试件DBC-2和SKC-5可知，由于不锈钢钢筋弹性模量较小，所以不锈钢试件在各特征点的箍筋应变均比普通试件的大。

3 极限承载力分析

由前分析可知，在达到极限荷载时，n=0.45试件的混凝土压碎突然，纵筋受压屈服，表现出小偏心受压破坏特征；n=0.20试件的纵筋受拉屈服，混凝土压碎，表现出大偏心受压破坏特征。各试件的柱根部正截面受弯承载力试验值$M_{\mathrm{u}}$见表5。

表5 柱根部正截面受弯承载力试验值和计算值

Tab. 5 Test and calculated values of flexural bearing capacity at the end of the columns

试件 编号	$M_{\mathrm{u}}$/ $\mathrm{k}\mathrm{N}\cdot \mathrm{m}$	$f_{\mathrm{c}\mathrm{c}}^{\text{'}}$/ MPa	${\epsilon }_{\mathrm{v}}$/ ${10}^{-3}$	$M_{\mathrm{u},\mathrm{c}1}$/ $\mathrm{k}\mathrm{N}\cdot \mathrm{m}$	$\frac{M_{\mathrm{u},\mathrm{c}1}}{M_{\mathrm{u}}}$	$M_{\mathrm{u},\mathrm{c}2}$/ $\mathrm{k}\mathrm{N}\cdot \mathrm{m}$	$\frac{M_{\mathrm{u},\mathrm{c}2}}{M_{\mathrm{u}}}$
SKC-1	624	38.4	2 083	450	0.72	485	0.78
SKC-2	532	38.9	1 857	398	0.75	430	0.81
SKC-3	643	38.4	1 648	485	0.75	517	0.80
SKC-4	503	34.0	1 538	424	0.84	425	0.85
SKC-5	426	33.8	631	357	0.84	359	0.84
SKC-6	525	35.8	1 548	453	0.86	456	0.87
DBC-1	644	41.0	1 427	503	0.78	541	0.84
DBC-2	410	34.6	588	339	0.83	340	0.83

3.1　按规范算得的计算值

按规范GB 50010—2010^[12]偏心受压构件计算柱根部正截面受弯承载力，并考虑柱顶侧移二阶效应对柱根部产生的弯矩附加值，相加所得的柱根部正截面受弯承载力$M_{\mathrm{u},\mathrm{c}\mathrm{1}}$见表5。计算时，钢筋屈服强度$f_{\mathrm{y}}$按表2取，混凝土轴心抗压强度$f_{\mathrm{c}}$取为$\mathrm{0.76}{f}_{\mathrm{c}\mathrm{u}}$，$f_{\mathrm{c}\mathrm{u}}$按表1取。由表5可知：不锈钢试件柱根部正截面受弯承载力的计算值和试验值之比与普通试件的相近。其中，不锈钢试件柱根部正截面受弯承载力的计算值和试验值之比为0.72~0.86，平均值为0.79，普通试件柱根部正截面受弯承载力的计算值和试验值之比为0.78~0.83，平均值为0.80，均具有较高的安全储备。

3.2　考虑箍筋约束对计算值的修正

在Sheikh的拱作用理论基础上，Mander和Park等提出了考虑箍筋约束影响的箍筋内侧核心混凝土抗压强度修正值$f_{\mathrm{c}\mathrm{c}}^{\text{'}}$^[16]：

$$f_{\mathrm{c}\mathrm{c}}^{\text{'}}=\mathrm{1.05}{f}_{\mathrm{c}}(-\mathrm{1.254}+\mathrm{2.254}\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{\mathrm{7.543}{f}_{\mathrm{l}}^{\text{'}}}{f_{\mathrm{c}}}}-\frac{\mathrm{1.9}{f}_{\mathrm{l}}^{\text{'}}}{f_{\mathrm{c}}})$$

（4）

$$f_{\mathrm{l}}^{\text{'}}=k_{\mathrm{e}}{f}_{\mathrm{l}}$$

（5）

$$f_{\mathrm{l}}=A_{\mathrm{s}}{E}_{\mathrm{s}}{\epsilon }_{\mathrm{v}}/(s{d}_{\mathrm{c}})$$

（6）

$$k_{\mathrm{e}}=(d_{\mathrm{c}}^{\mathrm{2}}-\sum _{\mathrm{i}=\mathrm{1}}^{\mathrm{n}}{w}_{\mathrm{i}}^{\mathrm{2}}/\mathrm{6})\cdot [\mathrm{1}-s/(\mathrm{2}{d}_{\mathrm{c}}{)]}^{\mathrm{2}}/[d_{\mathrm{c}}^{\mathrm{2}}(\mathrm{1}-{\rho }_{\mathrm{c}\mathrm{c}})]$$

（7）

式中：$f_{\mathrm{l}}^{\text{'}}$为由箍筋提供的有效侧向约束应力；$f_{\mathrm{l}}$为由箍筋提供的侧向约束应力；$A_{\mathrm{s}}$为一个方向的箍筋面积之和；$d_{\mathrm{c}}$为箍筋肢距；$s$为箍筋间距；箍筋应变${\epsilon }_{\mathrm{v}}$按表5取；$k_{\mathrm{e}}$为有效约束系数；$w_{\mathrm{i}}$为第i个相邻纵向钢筋之间的横向净间距；${\rho }_{\mathrm{c}\mathrm{c}}$为箍筋内侧的全部纵筋截面面积占核心混凝土面积的百分比。按式（4）~式（7）算得的$f_{\mathrm{c}\mathrm{c}}^{\text{'}}$取值见表5。

考虑箍筋约束后重新计算柱根部正截面受弯承载力$M_{\mathrm{u},\mathrm{c}\mathrm{2}}$，结果如表5所示。由表5可知：考虑箍筋约束对普通试件和不锈钢试件承载力的提高程度相近。其中，对n=0.20试件的承载力仅提高0.5%，对n=0.45试件的承载力仅提高7.4%。

3.3　箍筋约束核心混凝土机理分析

如图10所示，当试件受到轴力和弯矩作用时，核心混凝土产生横向变形，挤压外围箍筋，此时箍筋会有变形的趋势。此外，箍筋的约束应力沿周长分布不均，在各肢交点处达到最大，这是由于该处的侧向约束主要由两个方向箍筋的轴向刚度决定，直至箍筋受拉屈服之前其刚度很高；而随着远离箍筋各肢交点处，箍筋的抗弯刚度开始起主导作用，侧向约束作用很快减小^[17]。同理，在纵向，箍筋的侧向约束力只能在图11所示的有效约束核心混凝土区域发挥作用。

图10 箍筋侧向约束应力分布

Fig.10 Lateral confining stress distribution of stirrup

图11 有效约束混凝土区域（阴影部分）

Fig.11 Effective confined concrete area (dash area)

本文采用的箍筋间距为100mm和150mm，有效约束区域较小，且应变较小、均未屈服，所以横向约束应力也较小，对核心混凝土的约束作用有限，因此箍筋约束对试件承载力的提高并不明显。

4 结论

（1）不锈钢试件的滞回性能与普通试件相近，但在屈服、峰值和破坏时的h_e分别比普通试件的大32%、31%和3%，耗能能力更好。

（2）减小轴压比、增加纵筋配筋率对不锈钢试件的抗震性能有所提高。

（3）由于不锈钢试件的刚度较小，其屈服位移和极限位移分别比普通试件的大21%~24%和2%~19%，以致位移延性系数比普通试件的略低，但以极限位移角来衡量试件变形时，不锈钢试件的位移延性和变形能力仍比普通试件的好。

（4）不锈钢试件的受弯承载力计算值和试验值之比与普通试件的相近，平均为0.79，具有一定的安全储备。

（5）当箍筋间距大于100mm时，对核心混凝土的约束作用有限，所以箍筋约束对试件承载力的提高也不明显。