鄭 淏，鄭山鎖, ，賀金川，張藝欣，明 銘

(1. 西安建筑科技大學土木工程學院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室，西安 710055；3. 西安建筑科技大學建筑設計研究院，西安 710055)

我國為世界三大酸雨區(qū)之一，酸雨覆蓋了我國約三分之一的領土[1-2]．酸雨不僅威脅著自然生態(tài)，同時也會對鋼筋混凝土(RC)建筑結構產生不利影響[3-6].隨著酸雨腐蝕時間的延長，RC 建筑結構的耐久性逐漸退化[7]．同時，近年來我國酸雨污染范圍有所擴大，程度有所加劇[1-2,8]，且隨著城市化步伐的逐步加快，酸雨環(huán)境下RC 建筑結構的數(shù)量越來越多．因此，對該類環(huán)境下RC 建筑結構進行抗震性能評估顯得十分重要且緊迫．

近年來，國內外學者針對酸雨對混凝土材料的影響開展了大量研究[3-4,9-13]，如Xie 等[10]采用硫酸、硝酸、硫酸銨混合溶液對混凝土試塊進行了加速腐蝕試驗，模擬了試塊在酸雨作用下的不同劣化階段．研究結果表明：模擬酸雨溶液對混凝土的腐蝕分為3 個階段；混凝土的中性化深度為腐蝕時間的函數(shù)；混凝土材料性能的劣化主要為H+導致的溶蝕損傷和SO42-導致的膨脹損傷．

RC 柱是RC 建筑結構中的主要豎向與水平受力構件，地震發(fā)生時若出現(xiàn)損壞，則會對建筑結構的可靠性產生重大不利影響[14]．處于酸雨環(huán)境下的RC柱構件由于受酸雨侵蝕作用的影響，會引起其混凝土中性化以及內部鋼筋銹蝕，并因此導致構件整體力學性能和抗震性能不斷劣化，從而嚴重影響在役RC 建筑結構的抗震性能[3]．目前國內外學者對腐蝕RC 柱的抗震性能開展了大量研究[15-18]，并取得了諸多成果．然而現(xiàn)有研究成果大多關注鋼筋力學性能的退化，且加速腐蝕試驗多采用電化學腐蝕方法，難以呈現(xiàn)酸雨環(huán)境下RC 柱的實際腐蝕過程．因此，有必要針對酸雨環(huán)境下腐蝕RC 柱的抗震性能進行深入系統(tǒng)的研究．

鑒于此，本文采用人工氣候環(huán)境法模擬酸雨環(huán)境對試件進行加速腐蝕試驗，隨后對其進行擬靜力試驗，探究了酸雨環(huán)境下腐蝕程度變化對RC 短柱抗震性能的影響，并基于試驗結果建立了考慮酸雨影響的RC 短柱峰值荷載修正系數(shù)計算公式．研究成果可為酸雨環(huán)境下RC 建筑結構的設計與抗震性能評估提供理論參考．

1 試驗概況

1.1 試件設計

參考相關規(guī)范[19-20]，設計并制作4 榀RC 短柱試件，其剪跨比λ均為2.84．相應的設計參數(shù)為：軸壓比為0.3，截面尺寸(b×h)為200 mm×200 mm，混凝土保護層為10 mm；各試件配筋形式相同，在柱頂加載點附近箍筋加密．試件幾何尺寸及配筋如圖1 所示，具體參數(shù)見表1．

圖1 試件幾何尺寸及配筋Fig.1 Dimensions and section details of specimens

表1 試件參數(shù)Tab.1 Parameters of specimens

混凝土抗壓強度測試結果如表2 所示．此外，通過鋼筋力學性能試驗，得到短柱試件所采用的鋼筋(HPB300)的屈服強度、抗拉強度和彈性模量分別為 305 MPa、440 MPa 和 2.1×105MPa；16 鋼筋(HRB335)的屈服強度、抗拉強度和彈性模量分別為373 MPa、537 MPa 和2.0×105MPa．

表2 混凝土抗壓強度測試結果Tab.2 Test results of compressive strength of concrete

1.2 加速腐蝕試驗

近年來，人工氣候實驗技術不斷發(fā)展并被廣泛應用于RC 結構耐久性試驗研究中．袁迎曙等[21]通過對人工氣候環(huán)境法的適用性進行研究，指出該方法能夠模擬自然環(huán)境的氣候作用過程，且能夠達到加速腐蝕的目的．本文依托西安建筑科技大學人工氣候實驗室，通過設定實驗室內的環(huán)境參數(shù)(溫度、濕度以及噴淋溶液的時長)對所設計的試件進行加速腐蝕試驗.

試件澆筑后自然養(yǎng)護28 d，之后將其放入人工氣候實驗室進行加速腐蝕試驗．本文采用文獻[3]中的周期噴淋腐蝕方案，其中模擬酸雨溶液的配制方案參考我國氣象資料[22]以及相關文獻[12,23-24]確定．模擬酸雨溶液采用硫酸鈉配置，溶液中硫酸根離子濃度設計為0.06 mol/L，同時采用硝酸溶液將溶液的pH 值調節(jié)至3.0．

具體腐蝕方案為：①將實驗室溫度調整至(25±5)℃，繼而噴淋腐蝕溶液240 min；②勻速升溫至(60±5)℃，以使試件充分烘干；③勻速降溫至(25±5)℃，隨即開始下一個腐蝕循環(huán)，每個腐蝕循環(huán)耗時6 h，腐蝕循環(huán)過程如圖2 所示．

圖2 加速腐蝕方案示意Fig.2 Schematic of accelerated corrosion

對試件進行加速腐蝕試驗時，通過預設腐蝕循環(huán)次數(shù)(如表1 所示)控制試件的腐蝕程度．試件SC-1作為對比試件，未進行腐蝕試驗．

1.3 試驗裝置與加載制度

1.3.1 試驗裝置

采用懸臂式加載方式對試件進行擬靜力試驗，使用作動器端部設置的位移傳感器實時控制水平推拉位移．試件加載裝置如圖3 所示．

圖3 加載裝置示意Fig.3 Schematic of test setup

1.3.2 加載制度

對試件進行正式加載前，預加兩次往復荷載[25]，之后按照位移控制的加載方式進行正式加載．具體加載制度為首先施加柱頂恒定軸壓力至設定軸壓比，然后在柱上端施加水平往復荷載，試件承載力下降至極限承載力的85%時停止加載．試驗加載制度見表3．

表3 加載制度Tab.3 Loading scheme

2 試驗現(xiàn)象

2.1 外觀損傷分析

待試件完成設計腐蝕循環(huán)次數(shù)后，將其移出人工氣候實驗室，觀測腐蝕后試件的表觀形態(tài)，如圖4 所示．可以看出，不同腐蝕程度下試件的表觀形態(tài)存在明顯差異，具體表現(xiàn)為：試件經(jīng)腐蝕循環(huán)240 次后(SC-2)，表面局部變黃，并伴有白色晶體析出；試件經(jīng)腐蝕循環(huán)360 次后(SC-3)，表面混凝土出現(xiàn)起砂、蜂窩麻面、坑窩等現(xiàn)象，混凝土質地變酥松；試件經(jīng)腐蝕循環(huán)480 次后(SC-4)，表面混凝土出現(xiàn)起皮現(xiàn)象，部分粗骨料顯露出來，混凝土表面更加粗糙，質地變得愈發(fā)不緊密．

2.2 試件破壞形態(tài)

試件在往復荷載作用下主要發(fā)生彎剪型破壞，其最終裂縫與破壞特征如圖5 所示，試件典型破壞過程與特征描述如下．加載過程中，柱底部250 mm 范圍內受拉區(qū)最先產生水平彎曲裂縫，并沿水平方向向柱中部延伸，隨后柱底角部出現(xiàn)豎向受壓裂縫；隨著加載位移的增大，豎向受壓裂縫繼續(xù)向上延伸，縱向鋼筋受拉屈服，之后柱中部剪切作用增強，已出現(xiàn)的水平裂縫斜向發(fā)展，在柱底部100～250 mm 范圍內逐漸形成多條互不平行的交叉彎剪斜裂縫并與豎向裂縫相交；當加載位移進一步增大后，與彎剪斜裂縫相交的箍筋逐漸受拉屈服，此后試件斜裂縫數(shù)量基本不再增加，但寬度仍繼續(xù)增大，距柱底部0～300 mm 范圍內混凝土保護層逐步壓碎并陸續(xù)剝落．試件破壞時柱下部形成延伸長、擴展寬的主剪斜裂縫，其表面呈龜裂狀，柱下部混凝土大面積脫落，部分鋼筋外露．

圖4 不同腐蝕程度下試件的外觀損傷Fig.4 Appearance of damage on specimens under different corrosion levels

圖5 試件破壞特征Fig.5 Failure characteristics of specimens

因為各試件的腐蝕程度存在差異，其破壞形態(tài)與特征體現(xiàn)出一定的區(qū)別．未腐蝕試件SC-1 的破壞模式是較為典型的彎剪型破壞，而隨著腐蝕程度的增加，加載過程中腐蝕試件斜裂縫的出現(xiàn)時間變早、寬度增大、擴展速率加大，塑性鉸區(qū)混凝土壓潰、剝落的進程加快，因此腐蝕試件的抗剪截面不斷減小、骨料咬合力逐漸降低，進而導致其抗剪承載力退化速率加快，破壞時對應的位移逐漸變小，破壞模式逐漸演變?yōu)榧羟衅茐奶卣鞲用黠@的彎剪型破壞．

3 試驗結果與分析

3.1 鋼筋銹蝕率

為獲得試件內部鋼筋的實際銹蝕率，擬靜力試驗完成后，將混凝土敲碎，取出試件塑性鉸區(qū)域內的縱筋及箍筋各3 根，參照耐久性規(guī)范[26]進行除銹，進而按式(1)計算鋼筋銹蝕率．

式中：η為鋼筋銹蝕率；0m 為預留未腐蝕鋼筋的單位長度質量；1m 為除銹后鋼筋的單位長度質量．為減小量測結果的誤差，分別取各試件縱筋和箍筋的平均銹蝕率作為其實際銹蝕率，計算結果見表4．

表4 鋼筋銹蝕率Tab.4 Corrosion ratio of steel bars

由表4 可以看出，各試件縱筋及箍筋的銹蝕率與腐蝕程度近似呈線性關系．腐蝕程度相同時，箍筋的銹蝕率明顯大于縱筋的銹蝕率，主要原因如下：①試件中配置的箍筋直徑均小于縱筋直徑，而鋼筋銹蝕深度相同時其直徑越小，計算所得的銹蝕率越大；②箍筋距離混凝土外表面的距離較近，故混凝土中性化深度先到達箍筋表面并導致其銹蝕．

3.2 滯回曲線

試件的滯回曲線為通過擬靜力試驗測得的柱頂水平荷載與位移的關系，可反映試件在整個加載過程中的受力與變形過程．試件的荷載-位移滯回曲線如圖6 所示．

從圖6 可以看出，試件的滯回曲線有以下相似特征：試件屈服前，其滯回曲線形態(tài)近乎直線，抗側剛度無顯著變化，滯回環(huán)面積較?。浑S著加載位移的增加，試件內鋼筋開始屈服，滯回曲線轉變至“梭形”，加、卸載剛度逐步退化，承載力穩(wěn)步提高，卸載后出現(xiàn)明顯的殘余變形，滯回環(huán)包圍的面積增大，此階段試件耗能能力較強；試件達到峰值位移之后，其下部形成主剪斜裂縫，滯回曲線呈現(xiàn)出“捏縮”現(xiàn)象，滯回環(huán)形狀向反“S”形發(fā)展并逐漸變癟，加、卸載剛度進一步降低．

圖6 試件滯回曲線Fig.6 Hysteresis curves of specimens

腐蝕程度變化對試件滯回特性的影響規(guī)律如下：隨著腐蝕程度的增大，滯回曲線峰值荷載附近的平臺段逐漸變短，滯回環(huán)的“捏縮”現(xiàn)象更加明顯，導致滯回環(huán)變癟，包圍的面積逐步縮??；水平荷載達到峰值荷載后，腐蝕程度較大試件的荷載-位移曲線斜率的降速變快，試件承載能力與耗能能力亦隨腐蝕程度的增加而迅速下降．

3.3 骨架曲線

試件的骨架曲線如圖7 所示，從中可見試件的骨架曲線具有以下類似特性：試件屈服前，骨架曲線斜率很大且接近于線性；試件屈服后，曲線發(fā)生曲折，承載力增長減緩，試件進入彈塑性工作階段，損傷逐步累積；試件達到峰值位移后，骨架曲線開始下落，試件承載力大幅降低．骨架曲線在正負方向并非完全對稱，主要原因包括人工氣候環(huán)境下鋼筋銹蝕的非勻稱性與離散性、施工時不可避免的偏差及混凝土材料自身的非勻質性以及每級加載過程中出現(xiàn)的殘余變形．

圖7 試件骨架曲線Fig.7 Skeleton curves of specimens

表5 列出了骨架曲線特征點參數(shù)，其中試件的屈服荷載及對應位移采用能量等值法[27]確定．由圖7與表5 可以看出，不同腐蝕程度下試件的骨架曲線和特征點參數(shù)存在差異．腐蝕試件的骨架曲線整體低于未腐蝕試件，且屈服荷載、峰值荷載以及破壞荷載的降低幅度與腐蝕程度正相關(試件SC-2、SC-3、SC-4的峰值荷載較SC-1 分別下降了4.9%、9.4%、22.9%).此外，在彈性階段，試件的骨架曲線大致重疊；進入彈塑性階段后，腐蝕試件的承載力與抗側剛度明顯退化，平臺段長度減小；試件進入塑性工作階段后，隨著腐蝕程度加重，骨架曲線變得越發(fā)陡峭，破壞時對應的位移逐漸減?。a生上述腐蝕試件承載能力降低、抗側剛度減小現(xiàn)象的原因為：①腐蝕導致混凝土材料的力學性能逐步劣化；②銹蝕后鋼筋的屈服點降低，屈服平臺變短且強屈比減小[28]；③鋼筋的銹蝕產物體積膨脹，其對混凝土的擠壓力逐漸增大，引起混凝土保護層開裂、起鼓、剝落，降低了鋼筋與混凝土之間的黏結強度及協(xié)同工作能力．

3.4 變形能力

表5 給出了試件在不同受力狀態(tài)下的柱頂水平位移以及位移延性系數(shù)，其中，位移延性系數(shù)μ的表達式[25]為

式中Δu與Δy分別為試件的極限位移與屈服位移．

由表5 可見，隨著腐蝕程度加重，試件各特征點對應的位移以及位移延性系數(shù)逐漸減?。c試件SC-1 相比，SC-2 各特征點對應的位移及位移延性系數(shù)降幅較小，而SC-4 的位移及位移延性系數(shù)降幅較大，其峰值位移與位移延性系數(shù)分別下降14.4%與25.9%．

表5 骨架曲線特征點參數(shù)Tab.5 Characteristic point parameters of skeleton curves

3.5 腐蝕RC短柱峰值承載力修正公式

由上述RC 短柱抗震性能試驗結果可以看出，酸雨腐蝕循環(huán)導致的混凝土和鋼筋力學性能退化是影響其峰值承載能力的主要因素．因此，本文綜合考慮混凝土立方體抗壓強度和縱筋銹蝕率對腐蝕RC 短柱峰值荷載的影響，以未腐蝕試件為基準，對腐蝕試件的峰值荷載進行歸一化處理．通過多參數(shù)擬合，并考慮邊界條件，得到考慮酸雨影響的RC 短柱峰值荷載修正系數(shù)的計算式，即

式中：f(fcu，lη)為峰值荷載修正系數(shù)；fcu為混凝土立方體抗壓強度；ηl為縱筋銹蝕率．

4 結 論

本文基于4 榀模擬酸雨腐蝕的RC 短柱試件擬靜力試驗，探討了腐蝕程度變化對其外觀損傷、破壞形態(tài)以及各抗震性能指標的影響規(guī)律，得到以下主要結論．

(1) 進行酸雨環(huán)境作用模擬試驗后，RC 短柱試件的外觀已經(jīng)產生不同程度的損傷，其中經(jīng)歷480 次腐蝕循環(huán)的試件SC-4 的表觀形態(tài)為部分骨料外露，混凝土質地酥松、表面粗糙有坑窩．

(2) 腐蝕RC 短柱試件的破壞形態(tài)會發(fā)生轉變，主要表現(xiàn)為隨著腐蝕程度加重，試件斜裂縫的出現(xiàn)時間變早、寬度增大，塑性鉸區(qū)混凝土壓潰、剝落的進程加快，破壞模式逐步轉變?yōu)檠有暂^差、剪切破壞特征更加明顯的彎剪型破壞．

(3) 隨著腐蝕程度加重，試件的承載能力、變形能力和耗能能力均不斷劣化．與未腐蝕試件SC-1 相比，經(jīng)歷480 次腐蝕循環(huán)的試件SC-4 的峰值荷載與位移延性系數(shù)分別降低22.9%與25.9%．

(4) 綜合考慮混凝土立方體抗壓強度和縱筋銹蝕率對腐蝕RC 短柱峰值荷載的影響，通過多參數(shù)擬合，建立了考慮酸雨影響的RC 短柱峰值荷載修正系數(shù)計算公式，可為酸雨環(huán)境下RC 建筑結構設計提供理論參考．