鄭 淏，鄭山鎖, ，賀金川，張藝欣，明 銘

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)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(xué)建筑設(shè)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(lǐng)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(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響[3-6].隨著酸雨腐蝕時間的延長，RC 建筑結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的數(shù)量越來越多．因此，對該類環(huán)境下RC 建筑結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震性能評估顯得十分重要且緊迫．

近年來，國內(nèi)外學(xué)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(jìn)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(jié)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(dǎo)致的溶蝕損傷和SO42-導(dǎo)致的膨脹損傷．

RC 柱是RC 建筑結(jié)構(gòu)中的主要豎向與水平受力構(gòu)件，地震發(fā)生時若出現(xiàn)損壞，則會對建筑結(jié)構(gòu)的可靠性產(chǎn)生重大不利影響[14]．處于酸雨環(huán)境下的RC柱構(gòu)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(nèi)部鋼筋銹蝕，并因此導(dǎo)致構(gòu)件整體力學(xué)性能和抗震性能不斷劣化，從而嚴(yán)重影響在役RC 建筑結(jié)構(gòu)的抗震性能[3]．目前國內(nèi)外學(xué)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(guān)注鋼筋力學(xué)性能的退化，且加速腐蝕試驗多采用電化學(xué)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(jìn)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(jìn)行加速腐蝕試驗，隨后對其進(jìn)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(jié)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(jié)構(gòu)的設(shè)計與抗震性能評估提供理論參考．

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

參考相關(guān)規(guī)范[19-20]，設(shè)計并制作4 榀RC 短柱試件，其剪跨比λ均為2.84．相應(yīng)的設(shè)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(hù)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(jié)果如表2 所示．此外，通過鋼筋力學(xué)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(jié)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?qū)嶒灱夹g(shù)不斷發(fā)展并被廣泛應(yīng)用于RC 結(jié)構(gòu)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(jìn)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(dá)到加速腐蝕的目的．本文依托西安建筑科技大學(xué)人工氣候?qū)嶒炇?，通過設(shè)定實驗室內(nèi)的環(huán)境參數(shù)(溫度、濕度以及噴淋溶液的時長)對所設(shè)計的試件進(jìn)行加速腐蝕試驗.

試件澆筑后自然養(yǎng)護(hù)28 d，之后將其放入人工氣候?qū)嶒炇疫M(jìn)行加速腐蝕試驗．本文采用文獻(xiàn)[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(guān)文獻(xiàn)[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(shè)計為0.06 mol/L，同時采用硝酸溶液將溶液的pH 值調(diào)節(jié)至3.0．

具體腐蝕方案為：①將實驗室溫度調(diào)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(jìn)行加速腐蝕試驗時，通過預(yù)設(shè)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(jìn)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(jìn)行擬靜力試驗，使用作動器端部設(shè)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(jìn)行正式加載前，預(yù)加兩次往復(fù)荷載[25]，之后按照位移控制的加載方式進(jìn)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(shè)定軸壓比，然后在柱上端施加水平往復(fù)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(shè)計腐蝕循環(huán)次數(shù)后，將其移出人工氣候?qū)嶒炇?，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(zhì)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(zhì)地變得愈發(fā)不緊密．

2.2 試件破壞形態(tài)

試件在往復(fù)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(nèi)受拉區(qū)最先產(chǎn)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(nèi)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(dāng)加載位移進(jìn)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(nèi)混凝土保護(hù)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(jìn)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(jìn)而導(dǎo)致其抗剪承載力退化速率加快，破壞時對應(yīng)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(jié)果與分析

3.1 鋼筋銹蝕率

為獲得試件內(nèi)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(nèi)的縱筋及箍筋各3 根，參照耐久性規(guī)范[26]進(jìn)行除銹，進(jìn)而按式(1)計算鋼筋銹蝕率．

式中：η為鋼筋銹蝕率；0m 為預(yù)留未腐蝕鋼筋的單位長度質(zhì)量；1m 為除銹后鋼筋的單位長度質(zhì)量．為減小量測結(jié)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(jié)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(guān)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(dá)箍筋表面并導(dǎo)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(guān)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(cè)剛度無顯著變化，滯回環(huán)面積較小；隨著加載位移的增加，試件內(nèi)鋼筋開始屈服，滯回曲線轉(zhuǎn)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(dá)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(jìn)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(dǎo)致滯回環(huán)變癟，包圍的面積逐步縮??；水平荷載達(dá)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(jìn)入彈塑性工作階段，損傷逐步累積；試件達(dá)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(fù)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(zhì)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(yīng)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(guān)(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(jìn)入彈塑性階段后，腐蝕試件的承載力與抗側(cè)剛度明顯退化，平臺段長度減??；試件進(jìn)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(yīng)的位移逐漸減?。a(chǎn)生上述腐蝕試件承載能力降低、抗側(cè)剛度減小現(xiàn)象的原因為：①腐蝕導(dǎo)致混凝土材料的力學(xué)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(chǎn)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(hù)層開裂、起鼓、剝落，降低了鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)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(dá)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(yīng)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(yīng)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(jié)果可以看出，酸雨腐蝕循環(huán)導(dǎo)致的混凝土和鋼筋力學(xué)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(zhǔn)，對腐蝕試件的峰值荷載進(jìn)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(jié) 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(biāo)的影響規(guī)律，得到以下主要結(jié)論．

(1) 進(jìn)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(chǎn)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(zhì)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(zhuǎn)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(jìn)程加快，破壞模式逐步轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)設(shè)計提供理論參考．