鹽霧環(huán)境下一字型短肢RC 剪力墻抗震性能試驗

秦 卿，鄭山鎖，丁 莎

(1. 西安科技大學建筑與土木工程學院，陜西，西安 710054；2. 西安建筑科技大學土木工程學院，陜西，西安 710055)

我國海岸線較長，沿海城市的建筑結(jié)構(gòu)多處于近海大氣下的氯離子侵蝕環(huán)境中，而且較多沿海城市處于高抗震設防烈度區(qū)域，常年面臨地震災害的威脅。近海鹽霧環(huán)境下的氯離子侵蝕會引起混凝土結(jié)構(gòu)鋼筋發(fā)生銹蝕，鋼筋的銹蝕將造成其截面減小與力學性能劣化、鋼筋與混凝土之間粘結(jié)性能退化、混凝土保護層開裂與脫落，最終導致RC 結(jié)構(gòu)性能退化、抗震能力降低[1－3]。因此，很有必要模擬近海鹽霧環(huán)境對混凝土結(jié)構(gòu)銹蝕構(gòu)件進行抗震性能試驗研究。

目前，對于完好RC 剪力墻的抗震性能試驗研究較多[4－5]，而對于鹽霧環(huán)境下銹蝕RC 剪力墻的研究則相對較少。山川哲雄等[6]采用通電方法對2片低矮RC 剪力墻進行銹蝕，然后再對其進行擬靜力加載試驗；莊育泰[7]研究了表面不同覆蓋材料的低矮RC 剪力墻經(jīng)腐蝕劣化后的抗震能力，并與山川哲雄試驗進行對比，驗證了其理論模型的準確性；鄭山鎖等[8－9]則采用人工氣候模擬試驗方法分別對低矮RC 剪力墻進行加速腐蝕，重點研究了腐蝕構(gòu)件的恢復力特性。以上研究均定性的對銹蝕的低矮RC 剪力墻抗震性能進行了評價，但并沒有系統(tǒng)研究不同設計參數(shù)對銹蝕剪力墻抗震性能指標的影響。

本文采用人工氣候環(huán)境模擬技術模擬近海大氣下鹽霧環(huán)境分別對8 榀剪跨比為2.14 的一字型短肢剪力墻進行加速腐蝕，而后對其進行擬靜力加載試驗，基于試件的承載力、延性系數(shù)、彎-剪變形、強度衰減、剛度退化和累計耗能等指標，探討軸壓比、橫向分布筋間距設計參數(shù)對銹蝕剪力墻抗震性能的影響，為我國沿海地區(qū)剪力墻結(jié)構(gòu)抗震設計、安全性鑒定以及修復加固提供理論依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

本次試驗共設計了8 榀剪跨比為2.14 的一字型短肢剪力墻，試件截面尺寸均為700 mm×100 mm，墻體高度為1400 mm，墻體兩側(cè)采用邊緣暗柱結(jié)構(gòu)，上下兩端分別設置頂梁(200 mm×200 mm×800 mm)與底梁(400 mm×400 mm×1500 mm)，分別作為荷載的加載單元和基礎的崁固端?；炷寥坎捎肅30細石混凝土，墻板保護層厚度為10 mm，暗柱縱筋采用HRB335 級鋼筋，暗柱箍筋及墻體分布筋均采用HPB235 級鋼筋。試件具體設計參數(shù)見表1，試件幾何尺寸與詳細配筋見圖1。

由于人工氣候?qū)嶒炇页叽缈臻g的限制，因此，不宜將墻板與底梁和頂梁一起澆筑后置入氣候?qū)嶒炇?，故采用分離式澆筑方法對其進行施工，即首先澆筑墻板，預留伸入底梁以及頂梁的縱筋和分布筋，養(yǎng)護28 d 后置入氣候室進行鹽霧腐蝕，墻板達到預期腐蝕程度后再對其底梁和頂梁進行二次澆筑。在拌制墻板混凝土時，為了使墻板能達到加速腐蝕的效果，參考文獻[10]摻入5%的Nacl，加速鋼筋鈍化膜的破壞；墻板置入實驗室之前應將其預留鋼筋保護以防止銹蝕；二次澆筑頂梁和底梁時，將墻板底部預留8 cm 的混凝土以及墻板頂部20 mm范圍混凝土鑿毛，底梁部分箍筋穿孔(d=12 mm)通過墻板以減小墻板與底座之間的滑移，然后支模澆筑底梁和頂梁混凝土。

圖1 試件幾何尺寸與配筋詳圖 Fig.1 Geometric size and reinforcement detail drawings

按照《金屬材料 拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1―2010)[11]，分別對同一批次不同型號的鋼筋進行拉伸試驗，其力學性能參數(shù)詳見表2。試驗混凝土設計強度等級為C30，采用同一批次混凝土對墻板進行澆筑，混凝土配合比如表3 所示。按照《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GB/T 50081―2002)[12]，測試三組(一組三個)標準立方體試塊(150 mm×150 mm×150 mm)的抗壓強度，取平均值，具體參數(shù)如表4 所示。

表1 RC 剪力墻設計參數(shù) Table 1 RC shear wall design parameters

表2 鋼材的力學性能 Table 2 Mechanical properties of steel

表3 混凝土配合比 /(kg/m3) Table 3 Concrete mix ratio

表4 混凝土材料性能 Table 4 Properties of concrete materials

1.2 鹽霧腐蝕試驗方案

試驗研究表明：Nacl 溶液濃度在5%時，對鋼筋混凝土構(gòu)件的腐蝕最為嚴重[14]，故將產(chǎn)生鹽霧的Nacl 溶液濃度定為5±1%；同時，為了提高氯離子侵蝕的速度，模擬近海大氣腐蝕的浸潤、潮濕和干燥的循環(huán)過程，使混凝土近表面形成一個毛細作用為主導的區(qū)域。首先，將試驗箱內(nèi)溫度升高至45 ℃，濕度RH 恒設為90%，采用間歇式噴霧以保持鹽霧箱內(nèi)的鹽霧濃度恒定，即噴霧20 min，間歇40 min，此階段共持續(xù)3 h；隨后，將試驗箱升溫至60 ℃進行烘干，此階段共持續(xù)2 h；最后，試驗箱在噴霧開始之前采用淡水噴淋3 min，使噴嘴的結(jié)晶鹽得到清洗，保證鹽霧試驗的正常進行，如圖2 所示。經(jīng)測定完成一次干濕循環(huán)模擬周期共需6 h(包括升溫和降溫的時間)，如圖3 所示。

圖2 人工氣候試驗箱裝置 Fig.2 Artificial climate test box

圖3 干濕循環(huán)過程示意圖 Fig.3 Diagram of dry-wet cycle process

模擬近海大氣環(huán)境加速腐蝕試驗方法較為復雜，對于試件腐蝕程度(鋼筋銹蝕率)的控制方法尚未完善。金偉良等[10]提出可以采用銹脹裂縫寬度表征RC 構(gòu)件的腐蝕程度，即當構(gòu)件表面縱向和橫向裂縫寬度達到設計銹脹裂縫寬度時，則認為構(gòu)件處于某種銹蝕程度。本文參考文獻[10]，對本文不同銹蝕程度試件的銹脹裂縫寬度進行設定，詳見表1。由于高RC 剪力墻的塑性變形主要集中在塑形鉸區(qū)，因此，本文采用ZBL-F130 裂縫寬度觀測儀(精度0.01 mm，量程0 mm～10 mm)定期進入試驗箱量測試件塑性鉸高度(700 mm)范圍內(nèi)的橫向和縱向裂縫寬度，每條裂縫量測值取5 個，分別對橫向和縱向裂縫寬度進行統(tǒng)計分析，當二者均值的較大者達到表1 設定的寬度時，即認為達到預期的腐蝕程度，分批次將試件從試驗箱中取出。

1.3 試件加載方案

RC 剪力墻試件在達到預期腐蝕程度后，后澆底梁和頂梁，養(yǎng)護28 d 后在西安建筑科技大學結(jié)構(gòu)抗震實驗室進行擬靜力加載試驗。

1) 加載裝置：試件豎向荷載通過固定于反力梁上的500 kN 液壓千斤頂施加，且通過安裝滾軸使千斤頂能隨試件變形而在水平向自由移動；水平低周往復荷載通過固定于反力墻上的50 t 電液伺服作動器施加，由頂梁處水平連接裝置傳遞荷載，如圖4 所示。

2) 加載試驗量測內(nèi)容主要包括：① 水平荷載-位移滯回曲線；② 塑性鉸區(qū)的彎曲變形、剪切變形及總的水平位移；③ 塑性鉸區(qū)暗柱縱筋、箍筋及橫向分布筋的應變；④ 墻體裂縫的位置、高度、長度、寬度、傾斜角度以及開展情況。

3) 加載制度：采用荷載-位移混合加載制度。即試件在達到屈服以前，采用荷載控制分級加載，荷載增量宜取為±20 kN，每級荷載往復循環(huán)一次；試件加載至屈服，以屈服位移的倍數(shù)為級差進行位移控制加載，每級控制位移循環(huán)三次；當試件承載力下降到峰值承載力的85%或試件破壞明顯時停止加載。試件加載制度示意如圖5 所示。

圖4 試驗加載裝置 Fig.4 Test loading device

2 腐蝕現(xiàn)象描述

2.1 銹脹裂縫寬度

圖5 加載制度示意圖 Fig.5 Schematic diagram of loading system

在銹脹力作用下，剪力墻試件混凝土保護層會產(chǎn)生順筋裂縫，如圖6 所示。由圖可知，沿暗柱縱筋銹脹裂縫寬度較寬且通長發(fā)展，而分布筋及箍筋 銹脹裂縫寬度較小且沿鋼筋方向產(chǎn)生放射型微裂引起混凝土銹脹開裂所需的初始銹蝕率與混凝土保護層厚度成正比，與鋼筋直徑成反比[15]。由于縱筋的c/d值(1.33)小于箍筋及分布筋的c/d值(1.67)，所以沿縱筋銹脹裂縫出現(xiàn)較早，導致此處裂縫寬度較大，如圖6(a)所示；由于分布筋及箍筋產(chǎn)生的銹蝕產(chǎn)物較少，而且鋼筋間距較大，試件沿分布筋及箍筋銹脹裂縫數(shù)量較少且寬度較小，裂縫寬度大致在0.2 mm～0.4 mm 范圍內(nèi)，但放射型微裂縫隨腐蝕時間的增加卻不斷增多，如圖6(b)、圖6(c)所示。

圖6 順筋銹脹裂縫 Fig.6 Rust expansion crack of concrete cover

2.2 鋼筋銹蝕率

為了進一步了解腐蝕試件內(nèi)部鋼筋銹蝕情況，加載試驗完成后，對剪力墻試件進行破碎，在墻底700 mm 區(qū)域內(nèi)不同位置(試件制作時進行標記)分別截取6 根長度相同的暗柱縱筋(200 mm)、箍筋(300 mm)以及分布筋(400 mm)進行觀察[16]。發(fā)現(xiàn)隨銹脹裂縫寬度的增加，鋼筋銹蝕程度越來越嚴重，且沿鋼筋圓周方向銹蝕不均勻，靠近保護層一側(cè)鋼筋銹蝕較為嚴重，表面坑蝕現(xiàn)象明顯，與一般電化學腐蝕中鋼筋沿圓周方向均勻銹蝕不同，而與實際環(huán)境中鋼筋銹蝕現(xiàn)象較為一致。

刮去截取鋼筋上粘附的混凝土，用12%的鹽酸溶液進行酸洗，經(jīng)清水漂凈后，用石灰水中和，最后再用清水洗凈，擦干后在干燥器中存放4 h～6 h，用分析天平稱重，計算質(zhì)量損失率以反映鋼筋實際銹蝕情況，其表達式為[17]：

式中：ρ為以質(zhì)量損失率表示的鋼筋實際銹蝕率；m0為預留未銹蝕鋼筋樣本與標記區(qū)段相同長度鋼筋的質(zhì)量；m1為截取標記區(qū)段內(nèi)銹蝕鋼筋除銹蝕后鋼筋的質(zhì)量。由于試件內(nèi)不同鋼筋的銹蝕離散性較大，因此，以所截取鋼筋的實際銹蝕率均值作為該試件鋼筋的實際銹蝕率，其結(jié)果見表5。

表5 試件銹蝕程度 Table 5 Rust Degree of Specimens

3 抗震性能試驗結(jié)果與分析

3.1 加載破壞形態(tài)

各試件裂縫分布及破壞形態(tài)如圖7 所示。由圖7可見，不同腐蝕程度及不同設計參數(shù)試件的裂縫發(fā)展過程及破壞形態(tài)各不相同。

對于完好試件 SW-2，當水平荷載加載至100 kN 時，頂點位移為2.03 mm(位移角δ=1/739)時，試件暗柱底部出現(xiàn)第一條水平裂縫。隨荷載繼續(xù)增加，暗柱邊緣水平裂縫不斷向上發(fā)展，并且斜向腹板底部延伸，與水平方向呈30°夾角，當頂點位移為3.5 mm(δ=1/429)，墻體暗柱受拉縱筋屈服時試件屈服，試件屈服，采用位移控制加載。隨位移幅值的增加，邊緣暗柱水平裂縫不斷斜向腹板底部延伸，與水平方向呈45°～60°夾角，原有斜裂縫則繼續(xù)延伸且不斷加寬，當頂點位移為 11.09 mm (δ=1/135)時，墻體受壓區(qū)最外側(cè)縱筋處出現(xiàn)豎向黏結(jié)滑移裂縫，如圖8(a)所示，墻體腹板同時出現(xiàn)交叉剪切斜裂縫；當頂點位移為14.97 mm(δ=1/100)時，墻體暗柱底部最外側(cè)保護層混凝土剝落，角部形成明顯的塑性鉸區(qū)(lp=225 mm)；當頂點位移為18.93 mm(δ=1/79)時，與剪切斜裂縫相交的橫向分布鋼筋屈服，試件達到峰值荷載；峰值荷載后，由于受壓區(qū)混凝土不斷被壓碎，暗柱縱筋受壓屈曲，如圖8(b)所示，墻截面削弱較多，導致抗剪能力變差，墻體最終沿腹板剪切斜裂縫發(fā)生剪切破壞，導致水平荷載迅速下降至峰值荷載的85%以下，此時頂點位移為27.52 mm(δ=1/54)，如圖7(b)所示。

對于銹脹裂縫寬度不同的試件SW-3、試件SW-4、試件SW-5，各階段的破壞規(guī)律與完好試件SW-2 類似，但破壞特征略有不同。隨銹脹裂縫寬度的增加，暗柱縱筋銹蝕不斷加重，導致暗柱縱筋銹蝕對試件抗彎能力的影響逐漸大于分布筋銹蝕對試件抗剪能力的影響，試件剪切破壞減輕，而彎曲破壞嚴重，逐漸由剪切變形為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變?yōu)橐詮澢茐臑橹鞯膹澕羝茐?，如圖7(c)～圖7(e)所示。

對于銹脹裂縫寬度相同而橫向分布筋間距不同的試件SW-4、試件SW-6 和試件SW-7，隨橫向分布筋間距不斷減小，試件的抗剪能力不斷提高，試件的剪切斜裂縫數(shù)量不斷減少，試件逐漸由剪切破壞為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閺澢茐?，如圖7(d)、圖7(f)、圖7(g)所示。

對于銹脹裂縫寬度相同而試驗軸壓比不同的試件SW-1、試件SW-4 和試件SW-8，隨試驗軸壓比的增加，銹蝕試件由以彎曲破壞為主的彎剪破壞逐漸向以剪切破壞為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變。試件SW-1軸壓比較小，主要發(fā)生以彎曲破壞為主的彎剪破壞，如圖7(a)所示；試件SW-4 的設計彎剪比與試件SW-8 較為接近，破壞形態(tài)較為相似，試件SW-4截面削弱較多，導致最終試件SW-4 剪切破壞較為嚴重，如圖7(d)、圖7(h)所示。

圖7 試件最終破壞形態(tài)與裂縫分布 Fig.7 Ultimate failure mode and crack distribution of specimens

圖8 試件局部破壞 Fig.8 Local failure of specimens

3.2 滯回曲線

各試件頂點水平荷載-位移滯回曲線如圖9 所示。由圖可知，各試件在開裂前均處于彈性階段，加卸載曲線基本重合，滯回環(huán)面積很??；開裂后，縱向受拉鋼筋屈服，塑性變形逐漸積累增加，加載曲線斜率隨荷載增加不斷減小，且在同級位移幅值下剛度略有退化；達到峰值荷載后，加卸載剛度隨位移增加均不斷減小，且在同級位移幅值下剛度退化加重，殘余變形不斷增大，角部混凝土壓碎，滯回環(huán)出現(xiàn)略微捏攏的現(xiàn)象；隨位移繼續(xù)增加，縱向受壓鋼筋屈曲，滯回環(huán)捏攏現(xiàn)象更明顯，試件破壞。不同腐蝕程度及設計參數(shù)對銹蝕試件滯回曲線影響規(guī)律總結(jié)如下：

1) 比較設計參數(shù)相同而腐蝕程度不同的試件SW-2、試件SW-3、試件SW-4 和試件SW-5 可知，隨銹脹裂縫寬度的增加，縱向鋼筋銹蝕不斷加重，滯回環(huán)捏攏現(xiàn)象出現(xiàn)越來越早，剛度下降不斷加快，極限位移減??；

2) 比較銹脹裂縫寬度相同而橫向分布筋間距不同的試件SW-4、試件SW-6 和試件SW-7 可知，隨間距的減小，滯回曲線的捏攏現(xiàn)象逐漸減弱，剛度退化及強度衰減規(guī)律均比較相似，對承載力影響不大，極限位移呈增加趨勢；

3) 比較銹脹裂縫寬度相同而軸壓比不同的試件SW-1、試件SW-4 和試件SW-8 可知，隨軸壓比的增加，試件剛度明顯增大，承載力增加，但是軸壓比較大的試件SW-8 屈服后損傷發(fā)展加劇，極限位移減小，而軸壓比較小的試件SW-1 的滯回曲線剪切滑移現(xiàn)象更為顯著。

3.3 骨架曲線

根據(jù)《建筑抗震試驗規(guī)程》(JGJ/T 101―2015)[18]中規(guī)定的方法繪制出各個試件的骨架曲線，如圖10所示。由圖可知，試件在開裂前，各個試件的骨架曲線基本保持線性，且斜率近似相同，表明不同腐蝕程度及不同設計參數(shù)對銹蝕試件初始剛度影響并不大；隨荷載進一步增加，骨架曲線逐漸偏離直線，呈現(xiàn)出彈塑性變形特征，此時，腐蝕程度以及設計參數(shù)的不同對銹蝕試件骨架曲線影響較大，主要表現(xiàn)為：

1) 隨銹脹裂縫寬度的增加，試件縱筋以及分布筋銹蝕愈發(fā)嚴重，試件的承載力不斷減小，變形能力變差，但仍具有較高的承載力和變形能力，主要是由于銹脹裂縫主要引起試件暗柱沿縱筋方向保護層開裂，鋼筋銹蝕和保護層開裂對承載力和變形能力的影響有限，如圖10(a)所示。

2) 隨橫向分布筋間距減小，銹蝕試件承載力提高并不顯著，主要改善了試件的變形能力，主要是由于減小分布筋間距可以提高銹蝕試件的抗剪能力，使試件逐漸由以剪切破壞為主的彎剪破壞向彎曲破壞轉(zhuǎn)變，如圖10(b)所示；

圖9 荷載-位移滯回曲線 Fig.9 Load-displacement hysteresis curve

圖10 試件骨架曲線對比 Fig.10 Comparison of the skeleton curves

3) 隨試驗軸壓比的增加，銹蝕試件的承載力增加較多，但其變形能力越來越差，主要是由于軸壓比的增加導致試件的二階效應顯著，試件承載力下降較快，試件破壞較為突然，如圖10(c)所示。

3.4 特征點荷載與位移

以肉眼觀測到墻體暗柱產(chǎn)生新的裂縫作為銹蝕試件的開裂狀態(tài)；采用“能量等值法”[19]確定屈服狀態(tài)；以骨架曲線荷載達到最大值作為峰值狀態(tài)；以荷載下降到85%的峰值荷載作為極限破壞狀態(tài)。由此可以確定試件的開裂荷載Pcr、屈服荷載Py、峰值荷載Pm、破壞荷載Pu，以及對應的開裂位移Δcr、屈服位移Δy、峰值位移Δm、極限位移Δu和位移延性系數(shù)μΔ，其中位移延性系數(shù)μΔ=Δu/Δy。各特征點荷載和位移試驗值分別如表6 和表7 所示。

表6 試件特征點荷載值 Table 6 Load value of the characteristic point

表7 試件特征點位移值 Table 7 Displacement value of the characteristic point

由表6 和表7 可知，銹蝕對剪跨比為2.14 的RC 剪力墻試件承載力(開裂荷載、屈服荷載和峰值荷載)和變形(開裂位移、屈服位移和極限位移)有嚴重影響，銹蝕試件的峰值荷載隨銹脹裂縫寬度增加而不斷減小，銹蝕試件SW-3、試件SW-4 和試件SW-5 較完好試件 SW-2 峰值荷載分別降低了1.86%、5.72%和9.20%，同時，銹蝕試件的極限位移極限位移不斷減小，對應的延性系數(shù)也不斷降低，銹蝕最嚴重試件SW-5 較完好試件SW-2 延性系數(shù)降低了12.3%。另外，減小橫向分布筋間距對銹蝕試件的承載力影響很小，但是可以有效提高銹蝕試件的延性，橫向分布鋼筋間距由200 mm 減小至150 mm，其延性系數(shù)提高了3.26%。軸壓比的增加可以有效提高銹蝕試件的承載力，但是軸壓比過高而產(chǎn)生的二階效應對銹蝕試件的變形有嚴重影響，軸壓比為0.2 的銹蝕試件SW-4 極限位移較軸壓比為0.1 的銹蝕試件SW-1 極限位移略有增加，延性系數(shù)相差不多；而軸壓比為0.3 的銹蝕試件SW-8 較軸壓比為0.1 的銹蝕試件SW-1 極限位移下降了13.5%，延性系數(shù)下降了19.2%，過大的軸壓比導致受壓鋼筋過早屈曲，致使銹蝕試件延性較差。因此，在考慮鹽霧環(huán)境下鋼筋銹蝕的剪力墻結(jié)構(gòu)設計中可以適當減小橫向分布鋼筋間距，并且嚴格控制剪力墻構(gòu)件的軸壓比。

3.5 剪切變形

剪力墻試件的彈塑性變形主要包括剪切變形和彎曲變形，如圖11 所示。由試驗可知，銹蝕試件大部分發(fā)生以剪切破壞為主的彎剪破壞，因此，很有必要量化銹蝕試件剪切變形和彎曲變形所引起的水平位移。

1) 彎曲變形

假定彎曲曲率是按線性分布的，如圖12 所示，不同量測區(qū)截面平均曲率φ和h=700 mm 高度處由彎曲變形引起的的水平位移2,fΔ 分別按下式計算：

式中：δ1、δ2、δ3、δ4、δ5、δ6分別為6 個豎向位移計的量測值，規(guī)定受拉伸長為正，受壓縮短為負；h為試件截面高度；hi為位移計量測高度。

2) 剪切變形

對于純剪切變形產(chǎn)生的水平位移可根據(jù)剪切變形的幾何關系求出，具體算法如下：

式中，7sδ和8sδ分別為發(fā)生純剪切變形后對角線縮短和伸長量，規(guī)定受拉伸長為正，受壓縮短為負，如圖11(b)所示。

圖11 變形分量示意圖 Fig.11 Deformation component diagram

由于高剪力墻塑性鉸區(qū)域發(fā)生如圖11(a)所示變形，純剪計算公式并不在適用。文獻[20―21]對式(6)進行修正，h=700 mm 高度處由剪切變形引起的的水平位移2,sΔ 按下式計算：

式中：7δ和8δ分別為發(fā)生彎剪變形后對角線縮短和伸長量，規(guī)定受拉伸長為正，受壓縮短為負；VL為變形區(qū)受拉一側(cè)總伸長量，VL=δ1+δ3+δ5；VR為變形 區(qū)受拉一側(cè)總壓縮量，VR=δ2+δ4+δ6。

圖12 彎曲變形計算示意 Fig.12 Illustration of Bending Deformation Calculation

3) 變形分析

采用式(7)計算銹蝕RC 剪力墻的剪切變形，銹蝕試件的剪切滯回曲線如圖13 所示。

圖13 銹蝕RC 剪力墻剪切滯回曲線 Fig.13 Shear hysteresis curve of corroded RC shear walls

試件SW-2～試件SW-5 屈服點和峰值點處的剪 切變形如表8 所示，Δs/Δt為試件剪切位移與總側(cè)向水平位移的比值，其中，Δs為剪切位移，Δt為總水平位移。

由圖13 和表8 可知，隨鋼筋銹蝕程度的增加，銹蝕試件的剪應變和剪切位移占總變形的比例均不斷減小，銹蝕最為嚴重的試件SW-5 較完好試件SW-2 剪應變降低了45.2%。主要是由于銹蝕試件沿暗柱縱向鋼筋裂縫開裂較早，而且箍筋銹蝕導致約束區(qū)混凝土強度不斷降低，試件抗彎承載力不斷減小，彎曲變形增加，與銹蝕試件觀察到的破壞形態(tài)一致。

表8 特征點剪切變形 Table 8 Shear deformation of characteristic points

3.6 強度衰減

試件屈服后，采用位移控制加載，同級加載位移幅值下銹蝕試件強度發(fā)生不同程度的衰減，如圖14 所示。其中，j為加載屈服位移的倍數(shù)(j=1,2,3…)；Pij表示第j倍屈服位移幅值下的第i次循環(huán)的峰值荷載(i=1,2,3…)；Pjmax為第j倍屈服位移幅值下的最大峰值荷載。由圖14 可知：

1) 峰值荷載后，強度逐漸開始衰減，隨銹脹裂縫寬度的增加，衰減愈早，而且幅度愈大，如圖14(a)所示。一方面，鋼筋銹蝕不僅會減小鋼筋截面面積，而且鋼筋表面形成的坑蝕現(xiàn)象會導致應力集中而使試件縱筋較早發(fā)生屈曲或斷裂，強度衰減愈發(fā)嚴重；另一方面，銹蝕產(chǎn)物產(chǎn)生的銹脹力導致試件沿鋼筋發(fā)生不同程度的開裂，加載過程中保護層剝落較早，截面削弱，強度衰減加??；

2) 橫向分布筋間距減小會提高銹蝕試件的抗剪能力，增加一部分混凝土約束作用，銹蝕試件的承載力和延性均略有提高，從而銹蝕試件峰值后的強度衰減幅度降低，如圖14(b)所示；

3) 軸壓比較大的銹蝕試件衰減較早，而且幅度較大，如圖14(c)所示，主要是由于二階效應的影響；而軸壓比為0.1 的銹蝕試件SW-1 較軸壓比為0.2 的銹蝕試件SW-4 衰減也相對較早出現(xiàn)，主要是由于軸壓比較小的試件承載力相對較低。

圖14 試件強度衰減規(guī)律 Fig.14 Law of strength attenuation of specimens

3.7 剛度退化

采用割線剛度iK表示銹蝕試件在低周反復荷載作用下的剛度退化特性，其表達式為：

式中：+Pi和-Pi分別為第i級循環(huán)加載時正、反向荷載最大值；+Δi和-Δi為與其荷載對應的位移值。各銹蝕試件割線剛度退化曲線如圖15 所示，由圖可知：

1) 隨銹脹裂縫寬度的增加，銹蝕試件的初始開裂剛度略有減小，開裂后剛度均較為接近，屈服后剛度開始退化，退化現(xiàn)象相對較輕，隨保護層混凝土剝落，銹蝕試件達到峰值，剛度退化逐漸顯著，如圖15(a)所示；

2) 隨橫向分布筋間距的減小，墻體腹板沿分布筋裂縫增多，導致銹蝕試件的初始開裂剛度減小，而銹蝕試件屈服后剛度均較為接近，如圖15(b)所示；

3) 隨軸壓比的增加，銹蝕試件的初始開裂剛度略有提高，開裂后，軸壓比較小的銹蝕試件剛度退化曲線越來越陡峭，達到峰值后各試件剛度退化趨勢趨于平緩，退化程度逐漸減弱，如圖15(c)所示。

圖15 試件剛度退化規(guī)律 Fig.15 Law of stiffness degradation specimens

3.8 耗能能力分析

非彈性變形形成的“耗能”通常以荷載-變形滯回曲線所包圍的面積表示，如圖16 所示，采用能量耗散系數(shù)E評價結(jié)構(gòu)構(gòu)件的耗能能力，其表達式為： 位移較大，故其總累積滯回耗能值相對較大，間距為100 mm 的試件SW-7 較間距為200 mm 的試件SW-4 總累積滯回耗能增加了11.5%；

式中：為滯回環(huán)所包圍的面積；SΔOBE和SΔODF分別為滯回環(huán)正、反向峰值荷載與其對應位移構(gòu)成三角形的面積，如圖16 所示。

銹蝕試件各特征點階段能量耗散系數(shù)如圖17所示，由圖可知：

1) 鋼筋銹蝕對銹蝕RC剪力墻耗能能力影響較大，隨銹脹裂縫寬度的增加，銹蝕試件各特征點能量耗散系數(shù)呈減小趨勢，如圖17(a)所示，加載破壞時，銹蝕試件總累積滯回耗能不斷減小，銹蝕較為嚴重的試件SW-5 較完好試件SW-2 總滯回耗能降低了13.5%；

2) 隨橫向分布鋼筋間距減小，銹蝕試件抗剪能力提高，各特征點能量耗散系數(shù)均呈增長趨勢，如圖17(b)所示，由于橫向分布筋間距較小的試件極限

圖16 能量耗散系數(shù)計算示意 Fig.16 Calculation diagram of energy dissipation coefficient

3) 軸壓比對銹蝕RC 剪力墻耗能影響較大，隨軸壓比的增加，各特征點處能量耗散系數(shù)均呈減小趨勢，如圖17(c)所示，軸壓比較大的銹蝕試件SW-8總累積滯回耗能降低較多，較軸壓比為0.2 的試件SW-4 下降了37.9%。

圖17 試件能量耗散系數(shù) Fig.17 Energy dissipation coefficient of specimens

4 結(jié)論

通過人工氣候試驗室模擬近海大氣鹽霧環(huán)境，對RC 剪力墻試件進行鹽霧腐蝕試驗，主要研究了鋼筋銹蝕對不同設計參數(shù)的RC 剪力墻承載能力、變形、延性、耗能能力等抗震性能的影響，得到主要結(jié)論如下：

(1) 試件均發(fā)生彎剪破壞，隨銹蝕程度的增加，試件逐漸以剪切破壞為主的彎剪破壞向以彎曲破壞為主的彎剪破壞轉(zhuǎn)變；通過加密橫向分布筋可以有效改善銹蝕試件的破壞形態(tài)；采用較小的軸壓比可以有效改善銹蝕試件的破壞形態(tài)；

(2) 隨銹蝕程度增加，試件的承載力不斷減小，變形能力變差，銹蝕最嚴重試件SW-5 較完好試件SW-2 峰值承載力降低了9.2%，延性系數(shù)降低了12.3%；橫向分布鋼筋間距的減小有效改善了銹蝕試件的變形，間距減小50 mm，其延性系數(shù)提高了3.26%；軸壓比的增加對銹蝕試件的變形影響較大，軸壓比由0.1 提高至0.3 時，極限位移下降13.5%，延性系數(shù)下降19.2%；

(3) 隨銹蝕程度增加，試件的強度衰減和剛度退化不斷加劇，銹蝕最嚴重試件SW-5 較完好試件SW-2 總滯回耗能降低了13.5%；橫向分布筋間距的減小可以有效減緩銹蝕試件的強度衰減和剛度退化，間距減小100 mm，總滯回耗能增加11.5%；隨著軸壓比的增加，峰值荷載以后，軸壓比越大的銹蝕試件其強度和剛度退化曲線俞陡峭，軸壓比由0.2提高至0.3 時，總滯回耗能下降37.9%。