酸雨環(huán)境下腐蝕RC剪力墻抗震性能試驗研究

鄭 躍，鄭山鎖，董立國，賀金川，明 銘

(1.西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，陜西，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，陜西，西安 710055；3.西安建筑科技大學(xué)建筑設(shè)計研究院，陜西，西安 710055)

近年來，隨著現(xiàn)代工業(yè)化的發(fā)展，大量化石燃料燃燒產(chǎn)生的CO2、SO2、NO3和H2S等酸性氣體排放到空氣中，并溶于雨、雪形成pH＜5.6的酸性降水，即為酸雨[1]。酸雨與混凝土中的堿性化合物發(fā)生反應(yīng)，導(dǎo)致混凝土碳化，進(jìn)而引起其力學(xué)性能劣化[2]。同時，混凝土碳化及硫酸鹽、H+侵蝕將致使鋼筋表面鈍化膜遭到破壞，引起鋼筋銹蝕，而鋼筋銹蝕又將造成混凝土保護(hù)層開裂、鋼筋與混凝土之間粘結(jié)力退化，最終導(dǎo)致混凝土結(jié)構(gòu)失效。

目前，國內(nèi)外研究主要集中于酸雨侵蝕混凝土機(jī)理以及腐蝕后混凝土力學(xué)性能劣化等方面，如Kong和Orbison[3]較早研究了齡期和水灰比等因素對混凝土抗酸雨侵蝕性能的影響；Goyal等[4]研究了不同水灰比和礦物摻合料對混凝土材料抵抗酸雨侵蝕能力的影響；謝紹東等[5]、劉慧玲等[6]等進(jìn)行了酸雨侵蝕混凝土試驗，并從材料組分、外觀、孔結(jié)構(gòu)以及強(qiáng)度等方面闡述了酸雨的腐蝕機(jī)理。對于酸雨侵蝕鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)構(gòu)件抗震性能的研究則較少，目前僅見Guan和Zheng[7]對8榀遭受酸雨侵蝕的RC框架節(jié)點進(jìn)行了擬靜力試驗，研究了鋼筋銹蝕率和軸壓比等參數(shù)對框架節(jié)點抗震性能的影響規(guī)律；鄭山鎖等[8]通過7榀RC框架梁擬靜力試驗，研究了酸雨侵蝕程度與剪跨比變化對銹蝕RC框架梁抗震性能的影響；王大為[9]采用模擬降水裝置模擬了酸雨環(huán)境對RC梁的侵蝕作用，并采用靜力試驗研究了RC梁受彎性能。以上研究表明，遭受酸雨侵蝕的RC構(gòu)件各項抗震性能指標(biāo)均發(fā)生不同程度的降低，而目前針對酸雨腐蝕RC剪力墻的相關(guān)試驗研究未見報道。

鑒于此，為模擬實際酸雨環(huán)境，本文通過人工氣候?qū)嶒炇?，?榀剪跨比為2.14的RC剪力墻試件進(jìn)行加速腐蝕，并對腐蝕后試件進(jìn)行擬靜力試驗，研究軸壓比和腐蝕程度對RC剪力墻試件抗震性能的影響，以期為酸雨大氣環(huán)境中包含RC剪力墻構(gòu)件的建(構(gòu))筑物抗震性能評估提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

為研究酸雨環(huán)境下腐蝕 RC剪力墻的抗震性能，以軸壓比和腐蝕循環(huán)次數(shù)為主要變化參數(shù)，本文設(shè)計制作了 6榀 RC剪力墻試件，剪跨比均為2.14，墻體寬度 700 mm，墻厚 100 mm，墻高1400 mm，混凝土保護(hù)層厚度15 mm；橫向分布鋼筋為縱向分布鋼筋為暗柱縱筋為暗柱箍筋縱筋采用HRB335鋼筋，其余配筋為HPB300鋼筋。試件截面尺寸和配筋如圖1所示，軸壓比設(shè)計以及酸雨侵蝕噴淋循環(huán)次數(shù)如表1所示。

圖1 試件截面尺寸及配筋圖Fig.1 Size and reinforcement of specimens

表1 RC剪力墻試件參數(shù)Table 1 Parameters of RC shear wall specimens

采用P.O 42.5R水泥配制C40混凝土，用于制作RC剪力墻試件，與試件同時養(yǎng)護(hù)28 d后測得混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu=40.30 MPa，彈性模量Ec=3.25×104MPa，鋼筋材性試驗結(jié)果見表2。

表2 鋼筋力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of reinforcements

1.2 酸雨加速腐蝕試驗方案

由于人工氣候模擬實驗室空間有限，且為防止試件加載基座遭受酸雨侵蝕，故將基座與剪力墻分別進(jìn)行澆筑。具體制作方法為：先澆筑墻體，隨后放入標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室內(nèi)養(yǎng)護(hù) 28 d取出，將墻底露出鋼筋用環(huán)氧樹脂包裹，進(jìn)而進(jìn)行環(huán)境侵蝕模擬試驗(W1除外)，待腐蝕試驗結(jié)束后，再進(jìn)行基座的澆筑和養(yǎng)護(hù)。

為模擬酸雨對RC剪力墻的侵蝕作用，本文參考文獻(xiàn)[10]中所采用的周期噴淋腐蝕試驗方案對RC剪力墻進(jìn)行加速腐蝕，并恒通CO2以模擬實際環(huán)境中混凝土碳化。其中，腐蝕溶液的配制方案為：為反映我國硫酸型酸雨的特點，首先在水中添加濃度ρ=1.84 g/cm3的硫酸(H2SO4)溶液至硫酸根離子濃度達(dá)到 0.06 mol/L；然后腐蝕溶液中添加濃度ρ=1.42 g/cm3的硝酸(HNO3)溶液，以調(diào)節(jié)腐蝕溶液的pH值為3.0。試件的具體腐蝕流程為：1)將實驗室溫度調(diào)整至(25±5)℃，噴淋腐蝕溶液240 min；2)將實驗室升溫至(65±5)℃，以加速腐蝕介質(zhì)的侵蝕速率；3)降溫至(25±5)℃，開始下一腐蝕循環(huán)。單個腐蝕循環(huán)周期時長為 6 h，加速腐蝕模擬試驗及循環(huán)過程如圖2所示。

圖2 加速腐蝕模擬試驗Fig.2 Accelerated corrosion simulation test

1.3 擬靜力加載及量測方案

試件擬靜力加載試驗裝置及位移計布置如圖3所示，具體加載方法為：正式加載前，取各試驗預(yù)估開裂荷載[11]的 30%對各試件進(jìn)行兩次預(yù)加反復(fù)荷載，以檢驗、校準(zhǔn)加載裝置及量測儀表，并消除試件內(nèi)部的不均勻性。此后，采用荷載-位移混合加載制度對各試件進(jìn)行正式低周反復(fù)加載。施加水平荷載前，首先在試件頂部施加軸壓力至設(shè)定軸壓比，并使其頂部軸壓力N在試驗過程中保持不變，然后在試件頂部施加水平往復(fù)荷載P，首先采用荷載控制并以20 kN為增量進(jìn)行加載，每級荷載循環(huán)一次，直至試件屈服；進(jìn)而以屈服位移為極差進(jìn)行位移控制加載，每級位移循環(huán)3次，當(dāng)水平荷載下降至峰值荷載85%或者試件破壞明顯，喪失承載力時停止試驗，加載制度見圖4。

待擬靜力試驗完成后，對試件內(nèi)各鋼筋銹蝕率進(jìn)行測定，按照文獻(xiàn)[12]所述方法，測得其實際平均銹蝕率見表3。

可以看出，暗柱箍筋及分布鋼筋銹蝕率大于暗柱縱筋銹蝕率，相同腐蝕循環(huán)次數(shù)下暗柱縱筋銹蝕率約為暗柱箍筋及分布鋼筋的50%左右，這是由于暗柱箍筋和分布鋼筋的保護(hù)層厚度較暗柱縱筋的薄；并且，分布鋼筋暴露于腐蝕介質(zhì)中的相對面積較暗柱箍筋的大，因此分布鋼筋銹蝕率略大于暗柱箍筋銹蝕率。

圖3 加載裝置Fig.3 Loading device

圖4 加載制度示意Fig.4 Schematic diagram of loading process

表3 鋼筋銹蝕質(zhì)量損失率Table 3 Weight-loss rate of corroded reinforcement

2 試驗現(xiàn)象及破壞狀態(tài)

2.1 酸雨腐蝕過程

酸雨導(dǎo)致的混凝土破壞有兩類：溶蝕性破壞和膨脹性破壞[5]。溶蝕性破壞主要是由于水泥水化產(chǎn)物中的堿性物質(zhì)與酸雨中的H+發(fā)生了中和反應(yīng)，反應(yīng)式如下：

膨脹性破壞主要是由于酸雨中的硫酸鹽與混凝土水化產(chǎn)物發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，所生成的膨脹性產(chǎn)物對混凝土產(chǎn)生膨脹破壞作用，反應(yīng)式如下：

經(jīng)歷上述侵蝕作用后，混凝土?xí)芙庖约吧审w積膨脹性產(chǎn)物，產(chǎn)生表面應(yīng)力和內(nèi)部應(yīng)力，致使其內(nèi)部形成微小孔洞，進(jìn)一步加快的侵蝕作用。酸雨侵蝕最終會導(dǎo)致混凝土內(nèi)部結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，產(chǎn)生侵蝕孔洞，改變材料孔隙率，同時隨著酸雨侵蝕程度增加，鋼筋發(fā)生銹蝕，從而劣化鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能(彈性模量、強(qiáng)度等)[13]及抗震性能。

2.2 酸雨腐蝕現(xiàn)象

不同酸雨侵蝕程度的各試件表面腐蝕現(xiàn)象如圖5所示?？梢钥闯?，輕度腐蝕試件(W2)表面發(fā)黃、起砂，混凝土變酥并伴有白色晶體(包括析出的和膨脹性物質(zhì))出現(xiàn)，清除試件表面的腐蝕產(chǎn)物，可觀察到少許侵蝕孔洞；中度腐蝕試件(W3)表面粗糙不平，開始出現(xiàn)蜂窩麻面、挖坑等現(xiàn)象，白色結(jié)晶物增厚且表面顏色加深，試件表面侵蝕孔洞增多增大，混凝土腐蝕程度明顯加重；重度腐蝕試件(W6)表面出現(xiàn)的起皮、坑洼現(xiàn)象更加嚴(yán)重，混凝土骨料外露，試件表面腐蝕覆蓋物繼續(xù)增厚，表面形成蜂窩狀孔洞。

圖5 腐蝕試件表觀現(xiàn)象Fig.5 Apparent phenomena of corroded specimens

2.3 加載破壞現(xiàn)象

在整個加載過程中，不同設(shè)計參數(shù)各試件的破壞過程相似。加載初期，試件處于彈性工作狀態(tài)，當(dāng)試件頂部水平荷載達(dá)到 80 kN~100 kN時，墻底受拉區(qū)混凝土出現(xiàn)第一條彎曲裂縫，表明試件開始進(jìn)入開裂階段。隨著往復(fù)荷載增大，墻底水平裂縫不斷發(fā)展并斜向上延伸，裂縫寬度不斷加寬，當(dāng)往復(fù)荷載增至110 kN~130 kN時，墻體底部暗柱縱筋屈服，試件進(jìn)入屈服階段，此時加載方式由荷載控制轉(zhuǎn)變?yōu)槲灰瓶刂?；隨著水平位移幅值增加，墻底水平裂縫數(shù)量不再增加，而裂縫寬度增加較快；當(dāng)水平位移幅值進(jìn)一步增大至 14 mm~18 mm時，墻底受壓混凝土在剪壓應(yīng)力共同作用下達(dá)到其極限強(qiáng)度，形成塊狀結(jié)構(gòu)；試件頂部水平荷載繼續(xù)增加，直至墻底受壓區(qū)混凝土壓碎、剝落以及暗柱縱筋屈曲，試件頂部水平荷載迅速下降，墻體隨即破壞，呈現(xiàn)彎剪型破壞特征。各試件最終破壞形態(tài)如圖6所示。

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of specimens

此外，對比軸壓比不同的試件W3、W4和W5可知：軸壓比較小試件W3的裂縫較為分散，分布區(qū)域較大，整個加載過程中，水平裂縫與剪切斜裂縫發(fā)展速率相對較快，最終破壞時試件底部三角形混凝土破損區(qū)域面積較大，表現(xiàn)出較好的延性；軸壓比較大試件 W5開裂時的墻頂水平荷載相對較大，試件剪切裂縫發(fā)展角度較大，水平裂縫與剪切斜裂縫發(fā)展相對遲緩。

此外，對比腐蝕程度不同的試件 W1、W2、W4和W6可知：腐蝕程度較大試件的裂縫出現(xiàn)時間較早，剪切破壞特征更加明顯，試件整體變形能力顯著變差，這是由于酸雨侵蝕作用導(dǎo)致混凝土材料性能劣化、試件內(nèi)部鋼筋銹蝕以及鋼筋與混凝土間粘結(jié)性能退化，從而削弱了試件整體抗震性能；同時，試件斜裂縫發(fā)展速度隨腐蝕程度增大而變快，且裂縫之間間距增加，分析其原因為：鋼筋銹蝕使得其與混凝土間的粘結(jié)強(qiáng)度降低，鋼筋應(yīng)力傳至混凝土?xí)r的傳力路徑增長，導(dǎo)致鋼筋有效錨固長度增大，而裂縫間距與有效錨固長度成正比，故隨腐蝕程度增大，裂縫間距增加。

3 試驗結(jié)果及其分析

3.1 滯回曲線

圖7為不同軸壓比和腐蝕程度試件的滯回曲線。對比可以看出，各試件滯回曲線具有以下共同特征：試件屈服前滯回曲線基本呈線性往復(fù)變化，剛度變化較小，加卸載曲線基本重合；屈服后，試件加卸載剛度開始降低，卸載后殘余變形增加，滯回環(huán)形狀近似呈梭形，有輕微的捏縮現(xiàn)象；加載至峰值點后，隨著荷載增加，試件加卸載剛度持續(xù)減小，且剛度退化程度逐漸加重，滯回環(huán)形狀由梭形轉(zhuǎn)變?yōu)楣?，試件耗能能力減??；隨加載位移進(jìn)一步增加，滯回環(huán)捏縮程度逐漸加劇，承載力不斷降低，直至試件發(fā)生破壞。

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of specimens

此外，對比不同軸壓比和腐蝕程度試件滯回曲線可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)腐蝕程度相同時(試件 W3、W4、W5)，隨軸壓比增加，試件初始剛度增大，滯回環(huán)飽滿程度減小，耗能能力降低，軸壓比較大試件達(dá)到峰值荷載后，墻頂水平荷載下降較陡峭，試件最終破壞時極限位移相對較小，表明隨軸壓比增大，試件的變形能力和耗能能力均減小。當(dāng)軸壓比相同時(試件 W1、W2、W4、W6)，隨試件腐蝕程度增加，同級位移下滯回環(huán)面積逐漸減小，滯回曲線捏縮現(xiàn)象出現(xiàn)提前，捏縮程度逐漸加劇，破壞時墻頂水平位移逐漸減小，表明RC剪力墻試件變形能力和耗能能力均隨腐蝕程度的增大而逐漸降低。

3.2 骨架曲線

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

不同軸壓比和腐蝕程度各試件的骨架曲線如圖8所示。取試件受拉區(qū)初始裂縫出現(xiàn)時的荷載和變形作為開裂荷載和開裂位移；根據(jù)能量等值法[14]確定試件屈服荷載與屈服位移；以骨架曲線上最大荷載所對應(yīng)的點作為試件峰值荷載與峰值位移；取荷載下降至峰值荷載85%時對應(yīng)點的荷載和位移，標(biāo)定試件的極限荷載與極限位移，得到各試件的骨架曲線特征點參數(shù)見表4。同時，以位移延性系數(shù)μ表征試件的延性，其計算公式為：

式中，Δu、Δy分別為試件的極限位移和屈服位移，由此計算得到的骨架曲線特征點參數(shù)及位移延性系數(shù)，如表4所示。

由圖8(a)和表4可以看出：隨著軸壓比的增加，試件初始剛度略有增大，但較高軸壓比試件骨架曲線的平直段較短，下降段較陡峭，試件位移延性系數(shù)較小，表明試件變形能力逐漸變差，這是由于較高軸壓比下，墻體受壓側(cè)混凝土易達(dá)到極限壓應(yīng)變，而受拉側(cè)鋼筋變形得不到充分發(fā)揮，抑制了塑性區(qū)長度的發(fā)展；此外，隨軸壓比增大，試件的開裂、屈服與峰值荷載及開裂位移呈增大趨勢，這是因為：軸壓比在一定范圍內(nèi)增大，能有效抑制混凝土開裂及裂縫的擴(kuò)展，在大偏心受壓破壞情況下，RC剪力墻的承載能力將隨軸壓比的增大而增大。

由圖8(b)和表4可以看出：不同腐蝕程度下各試件的開裂荷載、屈服荷載、峰值荷載和極限荷載均比未腐蝕試件的低，且各試件特征荷載值隨腐蝕程度增加逐漸減小，如試件W2、W4、W6的峰值荷載分別為W1峰值荷載的94%、88%、78%；屈服前，各試件骨架曲線大體呈線性，其剛度相差較小，其原因為酸雨腐蝕對混凝土彈性模量影響不顯著[15]；屈服后，隨腐蝕程度增加，各試件骨架曲線平臺段逐漸縮短，水平承載力及剛度逐漸退化；超過峰值后，骨架曲線下降段逐漸陡峭，試件破壞時極限位移逐漸減小，嚴(yán)重腐蝕試件W6的極限位移僅為完好試件W1的68%，表明試件變形能力逐漸變差。并且，隨腐蝕程度增加，試件位移延性系數(shù)呈降低趨勢，這是由于酸雨侵蝕劣化了混凝土力學(xué)性能，鋼筋銹蝕，截面面積減小。

將腐蝕試件W2~W6的各特征點荷載與位移值分別除以完好試件W1相應(yīng)特征點荷載與位移得到相應(yīng)修正系數(shù)，以暗柱縱筋銹蝕率ηs和軸壓比n為變量擬合得到骨架曲線各特征點修正系數(shù)計算公式，由于試件初始裂縫不易觀測，開裂點數(shù)據(jù)離散性較大，故未擬合開裂點計算公式，屈服點、峰值點和極限點修正系數(shù)計算公式以及決定系數(shù)如下所示：

1)屈服點荷載與位移：

2)峰值點荷載與位移：

3)極限點荷載與位移：

式中，n為RC剪力墻的軸壓比；ηs為暗柱縱筋銹蝕率；Pi、Δi分別為未銹蝕RC剪力墻骨架曲線特征點i的荷載和位移；Pid、Δid分別為銹蝕RC剪力墻骨架曲線特征點i的荷載和位移。

表4 骨架曲線特征點參數(shù)Tab.4 Characteristic parameters of skeleton curves

3.3 剪切變形分析

RC剪力墻作為豎向承重和水平抗側(cè)力構(gòu)件，在地震作用下通常處于壓、彎、剪復(fù)合受力狀態(tài)，其破壞時剪切變形在試件總體變形中占有相當(dāng)大的比重，因此有必要對RC剪力墻試件的剪切變形進(jìn)行分析。本文參考文獻(xiàn)[16]在剪力墻表面設(shè)置交叉位移傳感器，采用式(12)、式(13)計算各銹蝕RC剪力墻試件的剪切變形，并采用式(14)計算不同銹蝕程度試件剪切變形占總變形的比例。

式中：d1和d2分別為墻體兩對角線初始長度；D1和D2分別為墻體兩對角線變形測量值；Δs為墻體剪切變形；h為墻體塑性變形區(qū)域高度；Δ為試件頂部總水平位移，剪切變形計算示意如圖9所示。

根據(jù)墻體兩對角線變形測量值，采用上述公式計算得到各RC剪力墻試件不同受力狀態(tài)下的剪應(yīng)變及其剪切變形在試件總變形中的占比，結(jié)果見表5。由于開裂點剪切變形過小，極限點各試件裂縫開展過寬、混凝土破碎面積較大，部分位移計脫落，極限點所測得的剪切變形數(shù)據(jù)失真，故開裂點與極限點剪切變形未列出。根據(jù)表5數(shù)據(jù)繪制各試件不同特征點剪切變形隨軸壓比和腐蝕程度變化的折線圖，如圖10所示。

表5 不同特征點剪切變形及其占總變形比例Table 5 Shear deformation and ratios of shear deformation to total deformation at different characteristic points

圖9 剪切變形計算簡圖Fig.9 Simplified method to determine shear deformation

由表5和圖10可以看出，各試件屈服點剪切變形占總變形比例均小于峰值點的，表明隨加載位移增大，各試件剪切變形占總變形比例增大，分析其原因為：試件達(dá)到屈服狀態(tài)時，縱筋發(fā)生屈服，彎曲變形發(fā)展較快，故剪切變形占比較?。浑S著荷載繼續(xù)增加，試件剪切斜裂縫不斷發(fā)展，部分墻體水平分布筋屈服，導(dǎo)致試件抗剪承載力不斷降低，剪切變形不斷增大且發(fā)展迅速，故峰值點剪切變形占比較大。隨著軸壓比增加，各試件峰值點剪切變形及其占總變形比例呈減小趨勢，這是由于軸壓比增加延緩了試件剪切斜裂縫的發(fā)展，因此隨軸壓比增大，試件峰值點剪切變形減小。隨鋼筋銹蝕程度增大，各試件峰值點剪切變形及其占總變形比例不斷減小，主要是由于各榀RC剪力墻試件剪跨比較大，大都發(fā)生的是剪切成分較大的彎剪破壞，暗柱縱筋銹蝕對抗彎承載力的影響大于橫向分布鋼筋銹蝕對抗剪承載力的影響，故隨鋼筋銹蝕程度增加，各試件峰值點彎曲變形不斷增大，剪切變形不斷減小。

圖10 不同特征點各試件剪切變形Fig.10 Shear deformations at different characteristic points

3.4 耗能能力

3.4.1 能量耗散系數(shù)

能量耗散系數(shù)ξ是衡量RC剪力墻構(gòu)件抗震性能優(yōu)劣的重要參數(shù)，其計算公式為：

式中：SABCD為不同特征點處滯回環(huán)的面積；SΔOBE和SΔODF為理想彈性構(gòu)件達(dá)到相同特征位移所吸收的能量，計算簡圖見圖11。據(jù)此計算各試件不同特征點處能量耗散系數(shù)，結(jié)果見表4。

由表4數(shù)據(jù)可知，不同破壞狀態(tài)的能量耗散系數(shù)ξy、ξp和ξu隨軸壓比增大及腐蝕程度增加而不斷減小，表明隨軸壓比增大及腐蝕程度增加，試件耗能能力逐漸降低。

圖11 能量耗散系數(shù)計算簡圖Fig.11 Calculation diagram of energy dissipation coefficient

3.4.2 累積耗能

可以看出，不同軸壓比與腐蝕程度下試件的累積耗能呈現(xiàn)一定規(guī)律性。各試件累積耗能隨加載循環(huán)次數(shù)N的增大而逐漸增大；當(dāng)腐蝕程度相同時，隨軸壓比增加，各試件累積耗能逐漸減??；當(dāng)軸壓比相同時，腐蝕試件的累計耗能均小于未腐蝕試件的，且隨加載循環(huán)次數(shù)N增加，累積耗能差距越明顯，對比未腐蝕試件 W1與腐蝕程度較嚴(yán)重試件W6可知，當(dāng)N=20時，試件W6的累積耗能僅為試件W1的66%，這表明酸雨侵蝕后期，鋼筋銹蝕嚴(yán)重，對RC剪力墻的抗震性能影響較大。

圖12 試件累積滯回耗能對比Fig.12 Comparison of accumulated hysteretic energy

4 結(jié)論

(1)隨腐蝕循環(huán)次數(shù)增加，RC剪力墻試件表面析出結(jié)晶物質(zhì)不斷增多，侵蝕孔洞逐漸密集，坑洼現(xiàn)象嚴(yán)重，混凝土粗骨料外露。

(2)隨軸壓比增加，試件變形能力和耗能能力不斷降低，剪切斜裂縫發(fā)展速度相對減緩，剪切變形減??；隨腐蝕程度增加，各試件的承載能力、變形能力及耗能能力均發(fā)生不同程度退化，延性不斷降低。

(3)隨腐蝕程度增加，鋼筋銹蝕對抗彎能力影響更為顯著，試件剪切變形占比不斷減??；隨加載位移增大，各試件剪切變形占總變形比例增大。