銹蝕鋼筋混凝土墩柱的雙向擬靜力試驗

鄭曉培，卓衛(wèi)東，吳子強，張 涵，張 煒，范家亮

(福州大學土木工程學院，福建 福州 350116)

銹蝕鋼筋混凝土墩柱的雙向擬靜力試驗

鄭曉培，卓衛(wèi)東，吳子強，張 涵，張 煒，范家亮

(福州大學土木工程學院，福建 福州 350116)

為探討鋼筋銹蝕對混凝土橋墩抗震性能的影響, 對2組共10個具有不同銹蝕率的鋼筋混凝土墩柱模型進行雙向擬靜力試驗，得到在兩個不同軸壓比下、鋼筋不同腐蝕程度時的滯回曲線.分析了鋼筋銹蝕率和軸壓比對墩柱模型承載力、剛度、位移延性和滯回耗能等的影響，給出墩柱模型的骨架曲線和剛度退化曲線.結(jié)果表明，鋼筋銹蝕在一定程度上可改變鋼筋混凝土墩柱的破壞形態(tài)，尤其是在較大的軸壓比下；鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土墩柱的水平承載力和位移延性均有較大影響.

鋼筋；銹蝕；混凝土；橋墩；雙向擬靜力試驗

0 引言

工程調(diào)查表明，由于設計、施工和養(yǎng)護管理方面對耐久性考慮不足等原因，國內(nèi)大量早期建造、處于侵蝕環(huán)境中的混凝土橋梁在運營期間出現(xiàn)混凝土保護層開裂剝落、鋼筋嚴重銹蝕等現(xiàn)象.已有研究表明[1]，如果鋼筋混凝土橋墩出現(xiàn)鋼筋銹蝕現(xiàn)象，勢必嚴重影響到橋梁結(jié)構(gòu)的抗震安全性.

目前，國內(nèi)外學者對銹蝕鋼筋混凝土構(gòu)件的力學性能開展了大量的試驗研究工作[2-10]，然而，這些工作主要以單調(diào)靜力荷載試驗為主.牛獲濤教授的科研團隊先后進行了兩批次、共17個銹蝕鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件的抗震性能試驗研究[11-14]，結(jié)果表明，鋼筋銹蝕率和軸壓比是影響銹蝕鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件抗震性能的主要因素.銹蝕率越大，試件的延性和耗能能力越差，剛度衰減幅度也越大；軸壓比越大，銹蝕鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件越容易發(fā)生脆性破壞.貢金鑫和趙國藩等[15]也對銹蝕鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件的抗震性能開展了擬靜力試驗研究，探討在同一軸壓比下，鋼筋銹蝕率對試件抗震性能的影響，其試驗結(jié)果表明，

隨著鋼筋銹蝕率的增大，試件的屈服荷載和極限荷載降低，滯回曲線的豐滿程度和滯回環(huán)的面積逐漸減小，剛度、延性和耗能能力逐步降低；試驗還發(fā)現(xiàn)，當鋼筋遭受嚴重銹蝕時，試件可能由延性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈云茐?李金波和貢金鑫[16]通過擬靜力試驗，研究了不同軸壓比下，鋼筋銹蝕率對鋼筋混凝土圓柱式橋墩抗震性能的影響，并得到了與文獻[15]基本相同的研究結(jié)論.

已有的試驗研究主要以單向擬靜力試驗為主.考慮到實際地震動是多向共同作用的，本文采用雙向擬靜力試驗方法，對10個具有不同銹蝕率的鋼筋混凝土墩柱模型開展抗震性能試驗研究，主要探討縱筋銹蝕程度和軸壓比對其承載力、位移延性、剛度、滯回曲線和耗能能力等的影響規(guī)律，以期為在役銹蝕鋼筋混凝土橋梁結(jié)構(gòu)的抗震性能評估提供依據(jù).

1 試驗概況

1.1模型設計

試驗采用的墩柱模型的截面形式為方形，截面尺寸為30 cm×30 cm，墩柱凈高為120 cm；模型采用原型材料制作，混凝土材料強度等級選為C30，實測立方體抗壓強度平均值為32.7 MPa；縱向鋼筋采用8根直徑14 mm的HRB335級鋼筋，對稱配筋，配筋率為1.36%，實測屈服強度和極限強度分別為382.5和545.0 MPa；箍筋采用直徑8 mm的HPB300級鋼筋，閉合箍筋，豎向間距為100 mm，配箍率為0.33%，實測屈服強度和極限強度分別為340.0和507.5 MPa.

根據(jù)已有的研究成果，鋼筋銹蝕率和軸壓比是影響銹蝕鋼筋混凝土墩柱抗震性能的兩個主要因素[1].因此，本試驗僅考慮鋼筋銹蝕率和軸壓比的影響.大量工程調(diào)查表明，處于侵蝕環(huán)境的鋼筋混凝土橋梁有相當部分運營時間不長就發(fā)生鋼筋銹蝕現(xiàn)象.然而，目前國內(nèi)外對在役鋼筋混凝土橋梁中鋼筋銹蝕量與運營時間之間的關系尚未明確，張成中[17]基于試驗數(shù)據(jù)和大量工程檢測結(jié)果，提出如下的鋼筋銹蝕深度與銹蝕時間的經(jīng)驗公式：

式中：δe1為銹脹開裂前的鋼筋銹蝕深度(mm)；λe1為銹脹開裂前的鋼筋銹蝕速度；kcr為鋼筋位置修正系數(shù)；kce為小環(huán)境條件修正系數(shù)；fcu為混凝土立方體抗壓強度；C為混凝土保護層厚度(mm)；RH為環(huán)境濕度；t為結(jié)構(gòu)使用年限；t1為鋼筋開始銹蝕時間.

利用式(1)，可以估算某個地區(qū)不同齡期的在役鋼筋混凝土橋梁橋墩的鋼筋銹蝕率.鋼筋銹蝕率一般定義為鋼筋截面損失率，由于鋼筋截面實際銹蝕程度不均勻，本文采用重量損失率來計算鋼筋截面損失率的平均值，并作為鋼筋的銹蝕率.以福州地區(qū)的典型公路橋梁為對象，經(jīng)計算，得到5～10年齡期的鋼筋混凝土橋梁橋墩的鋼筋銹蝕率約為1%～3%；20年齡期的銹蝕率約為5%～7%；50年齡期的銹蝕率約為13%～16%.取試驗模型的鋼筋銹蝕率為0%、1%、5%、10%、15%，對應的在役橋梁運營齡期約為0～50年之間，軸壓比分別取0.15和0.3.試驗共設計10個墩柱模型，并根據(jù)2個不同的軸壓比將模型分為兩組，各組模型編號及相應的銹蝕率和軸壓比如表1所示.

表1 各墩柱模型的鋼筋銹蝕率和軸壓比Tab.1 Corrosion rate of rebar and axial ratio of each specimen

1.2 模型制作

鋼筋混凝土橋梁在使用環(huán)境中發(fā)生鋼筋銹蝕現(xiàn)象，其機理都是在環(huán)境腐蝕介質(zhì)的作用下，發(fā)生電化學反應引起的.由于在使用環(huán)境中腐蝕電流非常微弱，鋼筋銹蝕的過程很緩慢，所以，直接用類似環(huán)境腐蝕的方法開展銹蝕鋼筋混凝土構(gòu)件的實驗研究是不現(xiàn)實的.本文采用電化學快速銹蝕方法，使縱向鋼筋在較短的時間內(nèi)達到設計的銹蝕率，即將鋼筋浸泡在裝有3%～5%NaCl溶液的大塑料箱中，將連接鋼筋的導線與恒定直流電源的陽極連接，而直流電源的陰極通過導線與溶液中的銅片相連，利用NaCl溶液形成回路，通過電化學反應使鋼筋銹蝕.采用電化學方法對鋼筋進行人工加速銹蝕，可以較為準確地控制鋼筋的銹蝕率.所設計的鋼筋銹蝕率分別為1%、5%、10%和15%，實際平均銹蝕率分別為1.11%、4.71%、9.91%和15.13%.

在縱向鋼筋基本達到設計銹蝕率后，取出鋼筋，對粘貼鋼筋應變片的地方進行打磨處理，然后粘貼鋼筋應變片，并對鋼筋應變片采取防護措施.貼片完成后按模型設計配筋進行鋼筋綁扎，然后加工制作模板，并澆筑混凝土.墩柱模型澆筑完成后，需要進行28 d養(yǎng)護.圖1所示為拆模后的部分墩柱模型.

1.3 試驗加載裝置與加載制度

試驗在福州大學“工程結(jié)構(gòu)”福建省高校重點實驗室配備的MTS大型液壓伺服加載實驗機系統(tǒng)上進行，雙向擬靜力試驗的加載裝置如圖2所示，所有的墩柱模型都承受恒定豎向力和反復水平力作用.其中，豎向荷載通過試驗臺上固定于門架的1 000 kN液壓千斤頂施加，水平荷載采用2臺500 kN的MTS電液伺服作動器施加.

圖1 鋼筋混凝土墩柱模型Fig.1 RC bridge column models

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Experimental Setup

考慮到實際地震作用的多向性，試驗采用水平雙向擬靜力加載制度.已有研究表明[18-19]，雙向擬靜力試驗結(jié)果受加載制度的影響很大，然而目前還沒有多向擬靜力試驗的標準.本試驗采用位移控制加載模式，并選擇橢圓加載制度.這種加載制度的特點是雙向加載耦合程度最大，從而可較好地模擬實際地震動的作用特點.定義模型某一側(cè)為X方向，與之垂直的另一側(cè)為Y方向(見圖2)，試驗取X方向和Y方向的位移幅值比為1 ∶0.8，第1級加載X方向位移幅值為1 mm，Y方向位移幅值為0.8 mm；每級加載循環(huán)3次，并以1 mm幅值(X方向)遞增，直到構(gòu)件破壞.

正式加載前先進行預加載，以檢查各部位螺栓連接是否牢固、量測儀器設備是否可靠等.正式試驗開始，首先施加豎向荷載，對設計軸壓比為0.15的第一組模型，施加295 kN的豎向荷載，對設計軸壓比為0.30的第二組模型，施加590 kN的豎向荷載，實驗過程中保持軸向力不變.在豎向荷載穩(wěn)定后，再施加水平雙向反復荷載.

1.4 試驗量測項目及測點布置

試驗的量測項目包括：(1)鋼筋混凝土墩柱模型墩頂?shù)牧臀灰疲?2)墩身中間截面和墩底截面的位移；(3)墩底塑性鉸區(qū)附近截面混凝土的應變及鋼筋的應變.其中，模型墩頂?shù)牧臀灰朴蒑TS系統(tǒng)自動采集；墩身中間截面和墩底截面的位移采用位移計采集；鋼筋和混凝土應變由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)DCH3816采集.

為量測墩柱模型在雙向擬靜力試驗過程中縱向鋼筋和箍筋的應變，在距墩底500 mm內(nèi)，沿墩高每隔100 mm取一個鋼筋應變量測截面，共取6個量測截面.在每個鋼筋應變量測截面上，布置8片縱向鋼筋應變片，同時，在閉合箍筋上均布4片鋼筋應變片.在距墩底450 mm內(nèi)，沿墩高每隔150 mm取一個混凝土應變測點量測截面，共取3個量測截面.在每個應變量測截面上，沿墩柱柱角兩側(cè)各布置一片縱向混凝土應變片，共布置24片，以測量構(gòu)件試驗過程中混凝土的縱向應變.雙向擬靜力試驗采用清華大學開發(fā)的TUMT實驗控制軟件，外接位移和應變采集系統(tǒng)與TUMT控制軟件連接，同步采集位移和應變數(shù)據(jù).

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象與破壞形態(tài)

當軸壓比為0.15時，未銹蝕墩柱模型BC1-1的X方向位移幅值達4 mm時，在模型靠近墩底截面附近開始出現(xiàn)肉眼可見的混凝土彎曲裂縫；X方向位移幅值達9 mm時，水平力達到最大值；X方向位移幅值達10 mm時，模型自墩底開始出現(xiàn)混凝土剝落；X方向位移幅值達21 mm時，墩柱模型的水平力已下降到最大值的85%以下，達到破壞極限狀態(tài).從破壞形態(tài)看，模型BC1-1破壞屬于典型的彎曲破壞模式.

當軸壓比為0.15時，銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型(BC1-2～ BC1-5)在水平雙向反復荷載作用下，當X方向位移幅值達到4 mm時，在模型靠近墩底截面附近開始出現(xiàn)肉眼可見的混凝土彎曲裂縫(試驗模型未考慮混凝土銹脹，故銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型與鋼筋未銹蝕的墩柱模型的開裂荷載相同).試驗觀察發(fā)現(xiàn)，隨著位移幅值的不斷增大，銹蝕率較大的模型在墩底破碎區(qū)形成的橫向裂縫和縱向裂縫交匯更多，裂縫寬度也更大，混凝土剝落更嚴重.同時，銹蝕率較大的模型達到破壞極限狀態(tài)時的位移幅值也較小.從破壞形態(tài)看，銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型(BC1-2～ BC1-5)的破壞也基本屬于彎曲破壞模式.

當軸壓比為0.30時，模型BC2-1和模型BC2-2～ BC2-5的試驗破壞現(xiàn)象與軸壓比為0.15的類似.從試驗現(xiàn)象看，軸壓比較大、且銹蝕率較大的墩柱模型達到破壞極限狀態(tài)時的位移幅值相對較小，破壞也更突然，表明其破壞形態(tài)朝向脆性破壞模式發(fā)展.相對而言，軸壓比對模型最終破壞形態(tài)的影響更大.

2.2 滯回曲線與骨架曲線

限于篇幅，這里僅繪出第一組3個墩柱模型X和Y兩個方向的滯回曲線，如圖3所示.

圖3 鋼筋混凝土墩柱模型的典型滯回曲線Fig.3 Typical hysteretic curves of the RC bridge column models

從圖3中可見，當位移幅值較小、模型開裂前，其滯回曲線基本上呈直線型；模型開裂至達到最大水平力前，滯回曲線呈梭形，呈現(xiàn)出較明顯的非彈性性質(zhì)，且剛度隨循環(huán)次數(shù)的增加而降低；在達到最大水平力之后，卸載剛度進一步降低，且隨著循環(huán)次數(shù)的增加剛度退化更為明顯，然而滯回曲線的形狀仍基本呈梭形.從圖3中還可見，相同軸壓比下，銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型的剛度、承載力和延性都有不同程度的降低；鋼筋銹蝕率越大，剛度衰減幅度越大，總滯回圈數(shù)也越少，表明其耗能能力也越差.

圖4、圖5為兩組墩柱模型X和Y兩個方向的骨架曲線.由圖4、圖5知，相同軸壓比下，銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型的水平承載力隨鋼筋銹蝕率的增大而減小.在銹蝕率相等時，軸壓比越大，水平承載力越大.在較小銹蝕率(銹蝕率不超過5%)的情況下，當軸壓比為0.3時，在正方向骨架曲線有明顯的較陡的下降段，而軸壓比為0.15時，骨架曲線下降段較為平緩，表明軸壓比對銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型的延性有明顯影響.此外，從圖4、圖5還可見，銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型的初始剛度僅略有降低，表明鋼筋銹蝕對墩柱的初始剛度影響不大.

圖4 第一組墩柱模型的骨架曲線Fig.4 Skeletoncurves of the first group models

圖5 第二組墩柱模型的骨架曲線Fig.5 Skeletoncurves of the second group models

根據(jù)試驗實測結(jié)果，確定了各模型的骨架曲線的特征點，如表2所示.表2中，Py和Pm分別表示屈服荷載和最大荷載，Δy和Δu分別表示屈服位移和極限位移，μ為位移延性系數(shù).由表2知，在相同的軸壓比下，鋼筋混凝土墩柱模型的屈服荷載和最大荷載均隨著銹蝕率的增大而減小.當軸壓比為0.15時，銹蝕率為15%的墩柱模型與鋼筋未銹蝕的模型相比較，X方向的屈服荷載和最大荷載分別減小了16%和17%，Y方向的屈服荷載和最大荷載分別減小了11%和19%.當軸壓比為0.30時，銹蝕率為15%的墩柱模型與鋼筋未銹蝕的模型相比較，X方向的屈服荷載和最大荷載分別減小了15%和12%，Y方向的屈服荷載和最大荷載分別減小了18%和13%.這表明縱向鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土墩柱的承載力有明顯的影響.此外，在相同的銹蝕率下，軸壓比越大，鋼筋混凝土墩柱的屈服荷載和最大荷載也越大.

2.3 位移延性系數(shù)

鋼筋混凝土墩柱的位移延性系數(shù)定義為構(gòu)件屈服后的位移與屈服位移之比，設計通常關心的是最大位移延性系數(shù)(常簡稱為位移延性系數(shù))，即極限位移Δu與屈服位移Δy之比.位移延性系數(shù)反映墩柱的變形能力，是評價其抗震性能的一個重要指標.各墩柱模型的位移延性系數(shù)見表2.

表2 各墩柱模型骨架曲線的特征點和位移延性系數(shù)Tab.2 Characteristic values of hysteretic curves and factors of displacement ductility

從表2中可以發(fā)現(xiàn)，相同軸壓比下，銹蝕鋼筋混凝土墩柱模型的位移延性系數(shù)隨著鋼筋銹蝕率的增大而減小.與鋼筋未銹蝕的墩柱模型相比，銹蝕率在15%時的模型的位移延性系數(shù)減小了36%，即使在小銹蝕率情況下(1%銹蝕率)，模型的位移延性系數(shù)也有明顯的減小(試驗中，軸壓比為0.15、1%銹蝕率的模型減小了22%，軸壓比為0.30、1%銹蝕率的模型減小了19%).可見，鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土墩柱的位移延性有顯著的影響.此外，軸壓比對銹蝕鋼筋混凝土墩柱的位移延性也有明顯的影響，軸壓比越大，相同銹蝕率模型的位移延性系數(shù)越小.

2.4 剛度退化規(guī)律

定義墩柱模型在第i級位移循環(huán)下的平均剛度為該級循環(huán)正、負方向荷載的絕對值之和與相應的正、負方向位移絕對值之和之比，以Ki表示，墩柱模型的初始剛度以K0表示.圖6、圖7分別為由試驗數(shù)據(jù)得到的兩組墩柱模型的剛度退化曲線.

圖6 第一組墩柱模型的剛度退化曲線Fig.6 Stiffness degradation curves of the first group models

圖7 第二組墩柱模型的剛度退化曲線Fig.7 Stiffness degradation curves of the second group models

由圖6、圖7知，兩組墩柱模型X和Y方向的剛度均隨位移循環(huán)幅值的增大而減小，在臨近極限狀態(tài)時，剛度下降為初始剛度的20%左右.軸壓比越大，在加載前期的剛度退化速率越快，然而在加載后期的剛度退化速率則相對較緩.相同軸壓比下，銹蝕率越大，同一位移循環(huán)幅值的剛度越小，在加載后期，不同銹蝕率的墩柱模型的剛度退化速率基本相同，說明此時銹蝕率對剛度退化速率的影響不大.

2.5 滯回耗能

鋼筋混凝土墩柱在反復荷載作用下的滯回耗能是評價其抗震性能的另一個重要指標.本文采用等效粘滯阻尼系數(shù)he來評價各墩柱模型的滯回耗能能力，其定義如下[20]：

式中：面積SABC、SCDE、SOBF和SODG的定義見圖8.

限于篇幅，本文僅給出兩組墩柱模型在達到極限狀態(tài)時等效粘滯阻尼系數(shù)he隨鋼筋銹蝕率的變化曲線，如圖9所示.由圖9知，相同軸壓比下，鋼筋混凝土墩柱模型的等效粘滯阻尼系數(shù)he隨鋼筋銹蝕率的增大而減小，與鋼筋未銹蝕的模型相比，鋼筋銹蝕率為15%的模型的等效粘滯阻尼系數(shù)he減小了25%，這表明鋼筋銹蝕可顯著影響鋼筋混凝土墩柱的滯回耗能能力.在鋼筋銹蝕程度相同時，軸壓比越小，墩柱模型的等效粘滯阻尼系數(shù)越大.

圖8 等效粘滯阻尼系數(shù)he的定義Fig.8 Definition of the equivalent viscous damping coefficient

圖9 等效粘滯阻尼系數(shù)隨鋼筋銹蝕率的變化曲線Fig.9 Curve of the equivalent viscous damping coefficient with the corrosion rate of rebar

3 結(jié)論

1) 鋼筋銹蝕在一定程度上可改變鋼筋混凝土墩柱的破壞形態(tài)，使其朝向脆性破壞模式發(fā)展，尤其是在較大的軸壓比下.

2) 鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土墩柱的水平承載力有較大影響，鋼筋銹蝕率越大，墩柱模型的水平承載力越小.與鋼筋未銹蝕的模型相比較，鋼筋銹蝕率為15%的墩柱模型的承載力下降了19%.

3) 鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土墩柱的位移延性有顯著影響，鋼筋銹蝕率越大，墩柱模型的位移延性系數(shù)越小.與鋼筋未銹蝕的墩柱模型相比，鋼筋銹蝕率為15%的墩柱模型的位移延性系數(shù)減小了36%.

4) 鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土墩柱在反復荷載作用下的剛度退化和滯回耗能有一定影響.銹蝕率越大，在同一位移循環(huán)幅值時的剛度越小，滯回耗能也越小.

5) 試驗所用的鋼筋混凝土墩柱模型僅考慮縱筋銹蝕，且為電化學銹蝕，與實際情況有一定區(qū)別，對實際環(huán)境中銹蝕鋼筋混凝土墩柱的抗震性能還需進一步研究.

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(責任編輯：鄭美鶯)

Quasi-static test of corroded RC bridge column under biaxial loading

ZHENG Xiaopei，ZHUO Weidong，WU Ziqiang，ZHANG Han，ZHANG Wei，F(xiàn)ANG Jialiang

(College of Civil Engineering，F(xiàn)uzhou University，F(xiàn)uzhou，F(xiàn)ujian 350116，China)

Corrosion of RC piers will seriously affect the seismic performance of the bridge structure.However, few research works focus on this topic currently.A biaxial quasi-static test was carried out on 10 RC bridge column models with different corrosion rate of rebar, which were divided into two groups and each group had the same axial ratio.The hysteretic curves of each model were obtained from the test.Based on the test results, the influence of the corrosion rate of rebar on the seismic behaviors of corroded RC bridge columns under two different degrees of axial loads，such as horizontal bearing capacity, stiffness, displacement ductility and dissipated energy capacity was studied, and both the skeleton curves and stiffness degradation curves of the models were drawn.Test results show that the corrosion of reinforcement may change the failure mode of the RC bridge column, especially under a larger axial load, and has large effect on the horizontal bearing capacity and the displacement ductility of the RC bridge column.

steel bar；corrosion；concrete；bridge column；biaxial quasi-static test

2014-12-11

卓衛(wèi)東(1966-)，教授，博士，主要從事橋梁與結(jié)構(gòu)工程研究，zhuowd@fzu.edu.cn

教育部高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20113514110003)；國家大學生創(chuàng)新創(chuàng)業(yè)訓練計劃項目(201310386011)

10.7631/issn.1000-2243.2016.04.0516

1000-2243(2016)04-0516-08

U443.22；TU375.3

A