当前我国正稳步向前推进海洋强国战略，在海洋结构工程领域，建设材料短缺是工程建设不可避免的难题^[1]。而丰富的海洋资源则为解决这些难题提供了一种思路——就地取材。在远离大陆的岛礁上存在着许多珊瑚碎屑，这些珊瑚碎屑因取材便利和轻质等特点可以被用作混凝土材料中的骨料^[2]；海水和海砂也因其易获得而被应用于海洋工程结构建设中。这些来自海洋的材料配合水泥拌制成的珊瑚海水海砂混凝土(CSSC)构件，可被用于近海及海洋结构中，这将会极大程度降低工程造价和施工工期。近年来国内外学者对这些由海洋材料制成的混凝土梁的受弯性能展开了一系列研究。达波等^[3]通过对全珊瑚海水钢筋混凝土梁和普通钢筋混凝土梁进行受弯性能试验，发现提高配筋率能够提高CARCB的极限弯矩，延后开裂时间并抑制裂缝发展；Ma^[4]等发现提高混凝土强度可以提高全珊瑚海水钢筋混凝土梁的开裂弯矩和极限弯矩；Chen等^[5]研究了钢筋海砂混凝土梁在潮汐环境中的受弯性能，发现海水与普通水混合后提高试件的峰值荷载和开裂荷载，海砂的增加则会使峰值荷载降低；Yuan等^[6]研究了用FRP加固的珊瑚海水海砂混凝土梁的受弯性能；Chen等^[7]对暴露在海洋环境下的GFRP筋海水海砂混凝土梁的受弯性能进行了试验研究。由于珊瑚骨料存在许多天然形成的多孔结构且长期处于海洋环境，其内部存在大量的氯离子^[8-10]，此外海砂长期浸泡于海水中，两者氯离子含量丰富，混凝土结构中钢筋极易被锈蚀，不利于结构在海洋环境中服役。因此解决混凝土结构中钢筋的耐腐蚀问题变得极其重要。

钢筋采用不锈钢材质是防止腐蚀的有效方式^[11-12]，不锈钢筋比传统钢筋具有更强的耐腐蚀性^[13-14]。对于不锈钢筋混凝土梁的受弯性能，国内外也有学者进行了研究。张龙等^[15]对S304不锈钢筋混凝土梁的抗弯性能进行了试验研究，发现S304不锈钢筋混凝土梁具有更强的抗变形能力；孙晓燕^[16]展开了锈损不锈钢筋混凝土梁受弯性能试验，探讨了锈损不锈钢筋对受弯梁破坏模式、裂缝开展和承载力的影响规律；Rabi等^[17]通过连续强度法预测不锈钢筋混凝土梁的弯矩承载力并提出了有限元模型；Ahmed等^[18]研究了两种混凝土强度和三种配筋率对不锈钢筋混凝土梁受弯性能的影响。将不锈钢筋应用于海洋混凝土中不仅可以发挥其力学性能，而且能发挥其耐腐蚀性。Zhang^[19]通过研究发现不锈钢筋在珊瑚骨料混凝土中的腐蚀速率约为普通混凝土中碳钢的0.7%；Yu^[20]建议在海洋混凝土结构中使用不锈钢筋，以延长结构的服役寿命。孙鹤溦^[21]对GFRP-不锈钢混合配筋的海水海砂混凝土梁进行了受弯性能试验研究，分析了其正截面受弯性能与延性。

目前，对不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁的受弯性能研究鲜见报道，因此本文以截面配筋率和钢筋种类为变量，设计并制作了7根不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁试件与1根普通钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁试件，对其进行单调静力加载试验，研究不锈钢筋的截面配筋率对不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁受力性能指标的影响，基于试验结果讨论其设计方法，以期为此类构件在近海及海洋混凝土结构的设计建造中提供参考。

1.   试验概况

1.1   试件设计

试验以不同的配筋率设计了7根不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁，此外还设计了1根普通钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁作为对比试件。试件尺寸统一为：梁长L=2300 mm，截面宽度b=160 mm，截面高度h=240 mm；保护层厚度为20 mm；箍筋均为直径6 mm的不锈钢筋，间距100 mm；剪跨比为3.27。架立筋均为两根不锈钢筋；浇筑前，在梁跨中下部纵向受拉不锈钢筋上贴应变片，涂上环氧树脂之后用纱布包裹以确保应变片在浇筑过程中不被损坏。不锈钢筋两端弯起以确保锚固充分，弯起长度为150 mm。试件的设计如图1所示。各试件的具体设计参数见表1，试件编号中“SS”表示不锈钢筋，“S”表示普通钢筋，第一个数字为纵筋根数，第二个数字为纵筋直径。

图  1  不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁试件设计图(单位：mm)

Figure  1.  Diagram of stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beam specimen design (Unit: mm)

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1.2   试验材料

试验所用材料包括海水、海砂、珊瑚粗骨料、海螺牌P.O 42.5级普通硅酸盐水泥、不锈钢筋。海水与海砂均取自南海某海域(21°27'28''N，109°22'36''E)，海水主要成分及含量如表2所示。珊瑚粗骨料取自某岛屿上珊瑚碎屑，如图2(a)，筛分后的粒径为5~40 mm，1 h吸水率约为11%，筒压强度强度为2.5 MPa。混凝土配合比如表3所示。浇筑时制作了150 mm×150 mm×150 mm的立方体标准试块并与试件同条件养护，按《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081-2019^[22])对珊瑚海水海砂混凝土的力学性能进行测试，结果如表3所示。不锈钢筋采用国产奥氏体S304不锈钢，包含直径6 mm的光圆筋和直径为8 mm、10 mm、12 mm的月牙肋螺纹筋，如图2(b)所示，普通钢筋采用HRB400级螺纹钢，按《金属材料拉伸试验 第1部分：室温试验方法》(GB/T 228.1-2021^[23])进行材性拉伸试验，结果如图3和表4所示。

表  1  试件设计参数与力学性能指标

Table  1.  Design parameters and mechanical performance indexes of specimens

Specimens number	Tension longitudinal reinforcement		ρ/%	Np/kN	Mu/(kN·m)	K/(kN·mm−1)
	Quantity	Diameter/mm
SS-2-8	2	8	0.287	60.59	21.81	2.33
SS-2-10	2	10	0.446	91.63	32.99	2.14
SS-2-12	2	12	0.642	114.59	41.25	2.52
SS-3-12	3	12	0.963	151.95	54.70	3.54
SS-4-12	4	12	1.284	156.96	56.51	3.83
SS-5-12	5	12	1.605	190.92	68.73	4.34
SS-6-12	6	12	1.929	185.09	66.63	5.09
S-3-12	3	12	0.963	89.87	32.35	4.29
Notes: SS—Stainless steel reinforcement; S—Ordinary steel reinforcement; Np—peak load; Mu—ultimate moment; K—initial stiffness; ρ—reinforcement ratio.

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表  2  海水成分

Table  2.  Composition of seawater

Component	NaCl	MgCl2	Na2SO4	CaCl2	KCl	NaHCO3	KBr	Cl−
Content/%	1.070	0.220	0.220	0.050	0.053	0.0073	0.0069	0.87

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图  2  珊瑚骨料与不锈钢筋

Figure  2.  Coral aggregates and stainless steel rebars

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表  3  混凝土配合比与性能指标

Table  3.  Mix proportion and performance indexes of concrete

Quantity of concrete per cubic meter/kg·m−3				fcu/ MPa	fc/ MPa	f'c/ MPa
Coral aggregate	Sea sand	Cement	Sea water
672	753	530	194	32.10	23.05	28.16
Notes: fcu—cube strength; fc—axial compressive strength; fc’—cylindrical compressive strength.

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图  3  不锈钢及普通钢筋应力-应变曲线

Figure  3.  Stress-strain curves of stainless steel and ordinary steel bars

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1.3   试验设备及加载制度

所有试件经过28天养护后进行四点受弯试验，加载的设备包括大型反力架、液压千斤顶、荷载传感器、50 mm精度位移计、分配梁，试验中，荷载大小由荷载传感器记录获得，挠度由位移计测量获得。加载装置的示意图如图4所示。

试验时利用分配梁进行两点对称集中加载，采用混合控制的加载制度，即先进行荷载控制后进行位移控制。开始加载至峰值荷载的阶段采用荷载控制进行分级加载，设定每级荷载大小为5 kN，施加至指定荷载后持荷2 min；达到峰值荷载之后转为位移控制，每级的位移差为0.5 mm。当试件位移突然变大，上部混凝土被压坏时判定试件已破坏，停止加载。

表  4  筋材力学性能

Table  4.  Mechanical properties of reinforcement materials

Reinforcement type	Diameter d/mm	Yield strength fy/MPa	Yield strain εy/10−6	Ultimate strength fu/MPa	Ultimate strain εu/10−6	Elastic modulus Es/GPa
Stainless steel bars	6	965	6595	1150	0.1352	210
	8	962	6581	1053	0.1531	210
	10	889	6233	1137	0.1451	210
	12	849	6043	1060	0.1616	210
Ordinary steel bars	6	442	2150	609	0.2025	206
	12	508	2470	667	0.2140	206
Notes: The yield strength of stainless steel bars is determined by the nominal yield stress corresponding to residual strain of 0.2%.

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图  4  加载装置示意图

Figure  4.  Schematic diagram of loading device

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2.   试验结果及分析

2.1   试件破坏形态及过程

试验过程中观察了试件的破坏过程，最终破坏形态分为两类：混凝土压碎破坏和混凝土斜向破坏。属于混凝土压碎破坏的试件为SS-2-8、SS-2-10、SS-2-12、SS-3-12、SS-4-12、S-3-12。属于混凝土斜向破坏的试件为SS-5-12、SS-6-12。两类典型破坏图如图5所示。配筋率的增加提升了纯弯段正截面的承载能力，但对弯剪段斜截面承载力的提升并不明显，且由于珊瑚骨料自身比一般骨料强度低，骨料容易被剪断，在较大荷载作用下，弯剪段承载力不足以延缓斜裂缝迅速发展，试件因斜截面承载力不足而导致混凝土斜向破坏早于压碎破坏发生。

图  5  不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁两类试件破坏图

Figure  5.  Two types of failure diagrams for stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beams

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对于混凝土压碎破坏的试件，以SS-2-12为例，其弯矩(M)-跨中挠度(f) 曲线与破坏过程见图6(a)，具体的试验现象如下：在施加荷载阶段的早期(a点之前)，试件处于弹性阶段，裂缝未出现且跨中挠度变化较小；当荷载施加至开裂荷载时，首条竖向裂缝出现在试件跨中附近的底部，与前一阶段相比挠度增大且速度较快；在试件带裂缝工作阶段，更多新裂缝由纯弯段向两侧的弯剪段出现，受拉区混凝土退出工作，纯弯段原有的裂缝宽度不断增大且不断向上延伸，试件挠度持续增大，在荷载达到b点时，跨中顶部混凝土突然出现裂缝并崩开小部分碎片，出现压溃预兆。随着荷载继续施加，试件挠度还在不断增大，底部裂缝宽度仍不断增加，直至c点之后纯弯段受压区混凝土达到极限压应变被压碎，试件发生破坏。对于混凝土斜向破坏的试件(以SS-6-12为例，见图6(b))，具体的试验现象如下：加载初期现象与弯曲破坏试件基本一致。当荷载达到a点时跨中开始出现裂缝，数量较少。随着荷载增加，观察到弯剪段裂缝相继出现，且裂缝向荷载作用点斜向延伸，速度大于跨中竖向裂缝的发展速度，在荷载达到b点时裂缝贯通到加载点处，挠度明显增大。最后在c点处，斜裂缝急剧开裂，受压区混凝土未被压碎，试件破坏，呈现明显的脆性破坏特征。

图  6  不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁两类试件破坏过程

Figure  6.  Two types of failure process for stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beams

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2.2   弯矩(M)-跨中挠度(f)曲线

各试件的弯矩(M)-跨中挠度(f)曲线如图7所示。可以看出，在弯矩达到7.2 kN·m之前所有曲线呈线性上升，试件处于弹性阶段，此阶段曲线基本重合。7.2 kN·m之后所有试件均产生裂缝，受拉区混凝土逐渐退出工作，拉应力逐渐转移至不锈钢筋，曲线开始向挠度一侧偏移，斜率发生改变，出现拐点。曲线在达到峰值后裂缝仍在不断扩展延伸，挠度持续增加直至受压区混凝土压碎。

图  7  不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁试件弯矩-挠度曲线

Figure  7.  Flexural moment-deflection curves of stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beams

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2.3   裂缝宽度

试验过程中，每次加载到指定荷载后采用裂缝测宽仪进行裂缝宽度的测量。图8为试件最大裂缝宽度曲线，参照《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010^[24])，处于二类环境以上的的混凝土结构最大裂缝宽度限值为0.2 mm(图8(a)虚线所示)，从图8(a)可以看出，随着不锈钢筋配筋率的增加，试件达到裂缝宽度限值时的弯矩值逐渐增加，表明配筋率的增加能够减缓裂缝宽度拓展的速度，有利于提高试件受力性能。图8(b)为具有相同配筋率的不锈钢试件和普通钢筋试件的最大裂缝宽度曲线，两种试件开裂弯矩基本相同，开裂前期二者开裂速度相同，但在18 kN·m之后不锈钢试件稍快于普通钢筋试件。

图  8  不同钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁最大裂缝宽度曲线

Figure  8.  Maximum crack width curves of coral seawater sand concrete beams with different reinforcements

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2.4   截面应变分布

图9为不锈钢筋试件和普通钢筋试件在跨中截面的混凝土应变分布情况。可见，在不同弯矩值下不锈钢筋试件和普通钢筋试件的混凝土应变沿截面的高度基本呈现线性变化，表明在受弯过程中这两种梁截面仍符合平截面假定。不锈钢筋没有屈服平台，在加载后期，达到屈服强度后直接进入强化段，实际强度随着变形增加而持续增加，出现应变滞后的现象^[25]。

图  9  不同钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁跨中截面应变分布

Figure  9.  Strain distribution of mid span section of coral seawater sand concrete beams with different reinforcements

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2.5   截面应变分布

为了评估不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁的受弯性能，本文选取试件的极限弯矩(M_u)、初始刚度(K)进行分析。

2.5.1   极限弯矩

受拉区不锈钢纵筋的配筋率和钢筋种类对试件极限弯矩的影响如图10(a)、10(b)所示。随着纵筋配筋率的增加，不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁的极限弯矩不断提高，在配筋率达到1.605%时达到最高，而在1.929%时略微降低，配筋率的影响较为显著。由于不锈钢筋比普通钢筋具有更高的强度，在相同的截面配筋率下，不锈钢筋试件比普通钢筋试件的极限弯矩高出69.08%。

图  10  不同参数对不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁极限弯矩和初始刚度的影响

Figure  10.  Effects of different parameters on the ultimate moment and initial stiffness of stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beams

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2.5.2   初始刚度

刚度是衡量结构构件是否具有良好抵抗变形能力的重要指标。参考文献[26]取弯矩-跨中挠度曲线上升段0.4N_p处的割线斜率作为初始刚度，计算结果如表1所示。图10(c)、10(d)展示了受拉区不锈钢纵筋的配筋率和钢筋种类对试件初始刚度的影响。随着纵筋配筋率的增加，不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁的初始刚度呈现先略微降低再不断提高的趋势，降幅为8.33%，最大增幅为40.23%，总体上呈现上升的趋势，试件初始刚度受配筋率的影响较为显著。相同配筋的不锈钢筋试件比普通钢筋试件初始刚度值下降了17.53%。此外，0.963%配筋率的普通钢筋混凝土梁的初始刚度与配筋率为1.605%的不锈钢筋梁基本一致，即配筋率低于1.605%的不锈钢筋梁的初始刚度均低于0.963%配筋率的普通钢筋梁，原因可能是不锈钢筋试件开裂后裂缝发展快于普通钢筋试件，挠度增加较大。

3.   承载力计算

3.1   开裂弯矩计算

《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010^[24])在分析开裂时考虑了受拉区混凝土塑性发展的影响，引入截面抵抗矩塑性影响系数来反映混凝土进入塑性阶段后的影响。其提出的开裂弯矩计算公式如下：

式中，γ_m取1.55；W₀为换算截面的抵抗矩；f_t为混凝土抗拉强度。

美国ACI 318-19规范^[27]中开裂弯矩的计算公式如下：

式中，f_r为混凝土断裂模量，取${f_{\text{r}}} = 0.62\sqrt {f_{\text{c}}^{\text{'}}}$；I_g为不考虑钢筋面积的截面惯性矩；y_t为截面形心到受拉边缘距离，忽略钢筋面积；

澳大利亚混凝土结构设计规范(AS 3600-2018^[28])中开裂弯矩的计算公式如下：

式中，I₀为考虑钢筋面积换算的截面惯性矩；x₀为考虑钢筋面积换算后的截面中和轴高度；${f_{\text{r}}} = 0.6\sqrt {f_{\text{c}}^{'}}$。

根据三种不同计算公式，计算值与试验值对比结果如表5所示。

表  5  不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁开裂弯矩计算值与试验值对比结果

Table  5.  Comparison between calculated and experimental values of cracking moment of stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beams

Specimens number	Experimental value$M_{{\text{cr}}}^{\text{e}}$/(kN·m)	GB 50010-2010[24]		ACI318-19[27]		AS 3600-2018[28]
		Calculated value$M_{{\text{cr}}}^{{\text{c1}}}$/(kN·m)	$M_{{\text{cr}}}^{{\text{c1}}}/M_{{\text{cr}}}^{\text{e}}$	Calculated value$M_{{\text{cr}}}^{{\text{c2}}}$/(kN·m)	$M_{{\text{cr}}}^{{\text{c2}}}/M_{{\text{cr}}}^{\text{e}}$	Calculated value$M_{{\text{cr}}}^{{\text{c3}}}$/(kN·m)	$M_{{\text{cr}}}^{{\text{c3}}}/M_{{\text{cr}}}^{\text{e}}$
SS-2-8	6.52	6.72	1.03	5.05	0.78	5.19	0.80
SS-2-10	7.09	6.93	0.98	5.05	0.72	5.35	0.75
SS-2-12	7.25	7.19	0.99	5.05	0.70	5.55	0.77
SS-3-12	7.41	7.61	1.03	5.05	0.68	5.88	0.79
SS-4-12	7.51	8.04	1.07	5.05	0.67	6.20	0.83
SS-5-12	9.35	8.45	0.90	5.05	0.54	6.52	0.70
SS-6-12	9.18	8.87	0.97	5.05	0.55	6.85	0.75
S-3-12	7.28	7.59	1.04	5.05	0.69	5.85	0.80
Average value			1.00		0.67		0.77
Standard deviation			0.05		0.08		0.04
Coefficient of variation			0.05		0.11		0.05
Notes: $M_{{\text{cr}}}^{\text{e}}$—Cracking moment experimental value; $M_{{\text{cr}}}^{{\text{c1}}}$—Cracking moment calculation value according to GB 50010-2010[24]; $M_{{\text{cr}}}^{{\text{c2}}}$—Cracking moment calculation value according to ACI318-19[27]; $M_{{\text{cr}}}^{{\text{c3}}}$—Cracking moment calculation value according to AS 3600-2018[28].

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由表5可以看出，由美国规范与澳大利亚规范计算得到的开裂弯矩值偏于保守，具有安全储备。GB 50010-2010^[24]提供的普通钢筋混凝土开裂弯矩计算方法计算出的结果与试验值吻合程度最高。

3.2   极限承载力计算

不锈钢与普通碳钢不同，其应力-应变曲线并无明显屈服点，李清富^[29]等引入不锈钢双线性硬化模型并基于连续强度法提出了不锈钢筋混凝土受弯构件正截面承载力的简化计算方法，不锈钢双线性硬化模型如图11所示。

图  11  不锈钢应力-应变曲线模型

Figure  11.  Model of stress-strain curve for stainless steel

σ—Stress of stainless steel; σ_u—Ultimate stress of stainless steel; σ_y—Yield stress of stainless steel; E_sh—Slope of hardened section; ε—Strain of stainless steel; ε_y—Yield strain of stainless steel; ε_u—Ultimate strain of stainless steel; C—Coefficient

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双线性硬化模型表达式如下所示：

式中：ε_s为不锈钢应变；σ_s为不锈钢应变对应的应力；E_sh为硬化段斜率，其计算方法如下：

式中C为系数，取值为0.15^[17]。

试件承载力极限状态下的截面应变及混凝土等效矩形应力图如图12所示，h为截面高度；b为截面宽度；h₀为截面有效高度；x₀为受压区高度；x为等效受压区高度；f_c为混凝土轴心抗压强度；A_s为受拉纵筋截面面积；ε_cu为受压边缘混凝土应变，取值为0.0033；ε_s为受拉纵筋应变。

图  12  承载力极限状态下的截面应变及混凝土等效矩形应力图

Figure  12.  Cross section strain and equivalent rectangular stress diagram of concrete under ultimate bearing capacity limit state

h—Sction height; b—Sction width; A_s—Reinforcement area; A_s—Reinforcement area; ε_cu—Ultimate compressive strain at the edge of concrete under compression; ε_s—Strain of tensile longitudinal rebars; x₀—Height of compression zone; h₀—Effective height of section; σ_s—Tensile longitudinal rebars stress; x—Equivalent height of compression zone; f_c—Axial compressive strength of concrete; α₁—Stress graphic coefficient; β—Stress graphic coefficient

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将受压区混凝土应力图形等效成矩形，如图12(c)、12(d)，等效前后混凝土压应力合力大小相等，合力作用点位置相同，α₁和β为应力图形系数，按《轻骨料混凝土应用技术标准》(JGJ/T 12-2019^[30])中的规定，分别取值为1和0.75。

达波^[3]在全珊瑚海水钢筋混凝土梁中考虑了钢筋锈蚀引起的截面损失和强度降低的影响，引入了折减系数，因此混凝土压应力的合力C为

不锈钢筋拉应力的合力T为

由于混凝土中珊瑚和海砂的组合会使得氯盐含量较高，而氯盐与水泥水化的产物发生反应后会生成膨胀性物质钙矾石，试件内部因此产生微裂缝，造成混凝土强度降低^[31]，而不锈钢筋比普通碳钢具有更高的强度，因此先假设试件失效时混凝土破坏而不锈钢筋未屈服(ε_s < ε_y)，根据图12(b)，截面失效时，不锈钢筋的应变与应力分别为

截面在破坏前的一瞬间处于静力平衡状态，根据静力平衡条件C=T得

即

求解式(11)得到混凝土受压区高度x后将x带入式(8)得到不锈钢筋应变ε_s。

(1)若ε_s ≤ ε_y，则表明不锈钢筋未屈服，符合假设，不锈钢筋应力合力对混凝土受压合力作用点取矩可得极限承载力计算公式为

(2)若ε_s > ε_y，则表明不锈钢筋已屈服，应力处于硬化段，此时按式(13)中不锈钢筋应力为

代入式(10)得

求解式(14)得到混凝土受压区高度x后将x带入式(8)得到不锈钢筋应变ε_s，若ε_y<ε_s≤ε_u，则将x代回式(13)得到σ_s，不锈钢筋应力合力对混凝土受压合力作用点取矩可得极限承载力计算公式为

若ε_s > ε_u，表明不锈钢筋已经超过极限应变，试件会因为不锈钢筋破坏而失效，此时取极限强度作为不锈钢筋应力，极限承载力计算公式为

使用上述极限承载力计算方法计算属于混凝土压碎破坏的不锈钢筋试件，并将此方法应用到文献[18]、文献[32-35]中，得到计算值与试验值对比结果如表6所示。

表  6  不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁承载力计算值与试验值比较

Table  6.  Comparison between calculated and experimental values of bearing capacity of stainless steel reinforced coral seawater sea sand concrete beams

Data sources	Specimens number	ρ/%	$M_{\text{u}}^{\text{e}}$/(kN·m)	$M_{\text{u}}^{\text{c}}$/(kN·m)	$M_{\text{u}}^{\text{c}}/M_{\text{u}}^{\text{e}}$
Experiment	SS-2-8	0.287	21.81	21.56	0.99
	SS-2-10	0.446	32.99	30.95	0.94
	SS-2-12	0.642	41.25	38.43	0.93
	SS-3-12	0.963	54.70	54.89	1.00
	SS-4-12	1.284	56.51	59.09	1.05
Reference [18]	SSL-1	0.590	14.48	24.18	1.67
	SSL-2	0.590	18.39	25.55	1.39
	SSM-1	1.200	24.83	40.63	1.63
	SSM-2	1.200	29.34	43.02	1.47
	SSM’-2	1.300	30.95	44.74	1.44
	SSH-1	1.600	31.80	44.74	1.44
	SSH-2	1.600	31.16	42.66	1.34
	SSH’-2	2.320	34.55	45.33	1.47
Reference [32]	SL-2	1.595	17.16	21.92	1.27
	SL-3	1.083	25.16	26.27	1.04
	SL-4	1.658	26.66	34.60	1.30
Reference [33]	BKW-1	1.141	36.71	43.56	1.19
	BKW-2	1.141	37.03	42.98	1.16
Reference [34]	SS	1.640	36.00	37.75	1.05
Reference [35]	Beam1	0.831	7.90	11.61	1.47
	Beam2	3.435	16.50	15.36	0.93
	Beam3	0.831	11.40	11.16	0.98
	Beam4	0.859	17.30	14.98	0.86
Notes: $M_{\text{u}}^{\text{e}}$—Ultimate bearing capacity experimental value; $M_{\text{u}}^{\text{c}}$—Ultimate bearing capacity calculation value.

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通过计算，本文试验不锈钢筋试件极限受弯承载力计算值与试验值的比值平均值为0.98，标准差为0.04，变异系数0.04。计算值与试验值的比值均在误差的范围内，计算结果与试验值较为吻合。由于其他文献使用了不同种类的不锈钢筋，元素组分不同使得钢筋力学性能不同，此外混凝土种类也与本文不同，因此计算值与试验值误差较大。

4.   结 论

通过7个不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁试件以及1个普通钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁试件受弯试验，得出以下结论：

(1)不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁破坏形态分为混凝土压碎破坏与混凝土斜向破坏。提高不锈钢筋配筋率能够延缓裂缝发展的速度，不锈钢筋试件与普通钢筋试件开裂荷载基本相同；

(2)不锈钢筋珊瑚海水海砂混凝土梁的峰值承载力、初始刚度随配筋率增加而提高，受配筋率的影响较为显著，不锈钢试件的极限弯矩比普通钢筋试件高出69.08%，初始刚度比普通钢筋试件低17.53%；

(3)美国ACI规范与澳大利亚规范提供的开裂弯矩计算方法较保守，国内GB 50010-2010^[24]提供的普通钢筋混凝土开裂弯矩计算方法计算出的结果与试验值吻合程度最高；

(4)在已有研究的基础上，基于不锈钢双线性硬化模型和简化的连续强度法提出的极限承载力计算方法计算结果与试验值吻合效果良好。