銹蝕鋼筋混凝土墩柱抗震性能試驗和數(shù)值分析

陳 光， 陳俊成， 周 彤， 蘭大磊， 黃海新

(1.中電建冀交高速公路投資發(fā)展有限公司， 河北 石家莊 050000； 2.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院， 天津 300401)

0 引言

橋梁作為交通基礎(chǔ)設(shè)施的關(guān)鍵性樞紐工程，在社會經(jīng)濟生活中發(fā)揮著舉足輕重的作用。然而，由于自然環(huán)境和人為因素的影響，部分橋梁出現(xiàn)了鋼筋銹蝕病害，難以滿足結(jié)構(gòu)正常使用需求，尤其是橋梁墩柱鋼筋銹蝕會危及結(jié)構(gòu)抗震安全，這已引發(fā)眾多學(xué)者的關(guān)注。其中，在橋墩抗震銹蝕位置研究方面，劉婕[1]和李剛[2]分別采用有限元方式進行了數(shù)值模擬，并發(fā)現(xiàn)墩底鋼筋銹蝕導(dǎo)致橋墩塑性變形增大，承載能力降低，但其研究成果并未進行試驗驗證，同時亦未對橋墩的抗震風(fēng)險進行評估。NI CHOINE[3]和AKIYAMA[4]雖采用易損性方法進行了銹蝕鋼筋混凝土橋墩抗震安全性評定，但研究因素僅限于使用年限和鋼筋銹蝕程度，并未考慮銹蝕位置變化對結(jié)構(gòu)抗震安全可能帶來的不同影響。在軸壓比對鋼筋混凝土墩柱的抗震性能影響研究方面，趙建鋒[5]通過建立模型分析了無銹蝕狀態(tài)下軸壓比對RC橋墩易損性的影響。鄭山鎖[6]考慮了橋墩的銹蝕問題，重點分析了銹蝕條件下軸壓比對試件抗震性能指標(biāo)的影響，但尚未研究不同程度破壞狀態(tài)下結(jié)構(gòu)對應(yīng)的失效概率。

綜上可見，當(dāng)前關(guān)于銹蝕位置和軸壓比對銹蝕RC橋墩抗震性能影響的研究主要以數(shù)值模擬為主，試驗數(shù)據(jù)尚不充分，且未能深入分析結(jié)構(gòu)的易損性。鑒于此，本文設(shè)計制作3個不同軸壓比和不同銹蝕位置的銹蝕RC矩形橋墩構(gòu)件，基于擬靜力試驗分析了軸壓比和銹蝕位置對其抗震性能的影響，并進一步研討了易損性曲線的變化規(guī)律，以期為銹蝕RC橋墩的地震風(fēng)險評估提供參考。

1 鋼筋銹蝕墩柱擬靜力試驗設(shè)計

1.1 墩柱構(gòu)件尺寸和材料選取

依據(jù)表1擬定的銹蝕位置和軸壓比參數(shù)，試驗設(shè)計制作了編號分別為A1、A2和A3的鋼筋混凝土墩柱試件，其具體構(gòu)造和尺寸如圖1所示。試件采用強度等級為C30的混凝土，縱筋和箍筋分別選用HRB335 和HPB235 鋼筋，箍筋間距100 mm，鋼筋材料具體規(guī)格和實測強度值見表2。

表1 試件試驗參數(shù)設(shè)計Table 1 Test parameters design試件編號軸壓比銹蝕位置/mmA10.100～400A20.150～400A30.15500～900

圖1 試件尺寸圖(單位： mm)Figure 1 Dimensional drawing of the test piece(Unit： mm)

表2 鋼筋材料參數(shù)Table 2 Reinforcement material parameters類型鋼筋材料直徑/mm屈服強度/MPa極限強度/MPa縱筋HRB33520384528箍筋HPB2358325434

1.2 墩柱鋼筋局部銹蝕模擬

本試驗采用基于氯離子的電化學(xué)加速方法模擬鋼筋的銹蝕。如圖2所示，試件養(yǎng)護完成后將待銹蝕區(qū)域置于5%濃度的NaCl溶液中，電源陽極與待銹蝕鋼筋連接，陰極則連接安放在溶液中的銅絲網(wǎng)，這樣在電流的催化作用下，具有極強氧化性的氯離子會破壞鋼筋表面的鈍化膜[7]，增大混凝土孔隙中溶液的導(dǎo)電性，加速電子流動，促進鋼筋銹蝕。

圖2 構(gòu)件鋼筋銹蝕模擬圖Figure 2 Steel corrosion simulation diagram of test specimen

1.3 擬靜力試驗裝置與加載方式

如圖3所示，銹蝕RC墩柱試件底座通過栓接固定于地面，豎向軸力由支撐于門架上的豎向千斤頂施加，水平往復(fù)荷載由水平作動器施加，豎向和水平加載裝置與試件間均設(shè)置壓力傳感器。試驗采用位移分級循環(huán)控制加載的方式，加載前期以5 mm為初始位移并以5 mm逐級遞增，循環(huán)加載兩次，當(dāng)累計位移到20 mm時，調(diào)整后期增量為10 mm，循環(huán)加載3次。試驗中，當(dāng)水平承載力降低至0.85倍的峰值承載力時，判定構(gòu)件失效破壞，停止加載。

圖3 墩柱試件擬靜力加載Figure 3 Pseudo-static loading of test specimen

1.4 試驗量測項目及測點布置

混凝土澆筑前，對每個試件8根縱筋在距墩柱底面50 mm和250 mm位置處均打磨、粘貼應(yīng)變片，同時在墩柱底面上方100 mm和300 mm處的箍筋上布置4個應(yīng)變片，單個試件鋼筋共計設(shè)24個測點。墩頂力和墩頂水平位移通過壓力傳感器和電子位移計連接到電腦，實時連續(xù)采集試驗構(gòu)件反應(yīng)數(shù)據(jù)。此外，將試件柱身的4個面用白乳漆均勻覆蓋并繪出50 mm×50 mm 的方格，試驗過程中時刻觀察、記錄裂縫寬度，同時用不同顏色的彩筆標(biāo)記出裂縫的擴展軌跡，掌握試件在擬靜力加載過程中裂縫的時變演化特點。

2 擬靜力試驗結(jié)果與分析

2.1 試件破壞表征

觀察試件開裂破壞過程發(fā)現(xiàn)，A1、A2試件首條裂縫均在水平位移達到5 mm幅值時出現(xiàn)，但顯現(xiàn)位置及寬度并不相同，二者分別發(fā)生在距墩底截面10 mm和20 mm處，對應(yīng)縫寬依次為0.05 mm和0.1 mm，A3試件在水平位移幅值達到10 mm距墩底截面20 mm處初現(xiàn)裂縫，縫寬為0.05 mm；隨水平位移幅值增加，新的裂縫不斷產(chǎn)生，已出現(xiàn)裂縫逐漸向兩側(cè)水平延伸，寬度逐漸增加；水平位移幅值達到30 mm時，A1試件開始出現(xiàn)斜裂縫，同時已有裂縫開始向不同方向延伸，而A2、A3試件在水平位移幅值達到40 mm時出現(xiàn)斜裂縫；水平位移幅值分別達到50、50、60 mm時，A1、A2、A3試件底部混凝土逐漸被壓碎；水平位移幅值達到80 mm時，3個試件側(cè)向力降低至最大數(shù)值的85%，達到極限狀態(tài)，墩柱試件破壞失效。

(a) A1構(gòu)件

可以看出，在銹蝕位置相同的情況下，軸壓比越小，試件開裂越早，裂縫越多，但裂縫寬度較??；軸壓比相同時，墩底銹蝕試件比墩頂銹蝕試件更易開裂，且裂縫開展寬度更大。

2.2 試件滯回特性和延性分析

橋墩試件滯回曲線見圖5。從中可見，剛開始加載時，水平位移幅值較小，構(gòu)件處于彈性階段，其滯回曲線上升速度較快，斜率較大；隨著水平位移幅值增大，混凝土逐漸開裂，滯回曲線呈現(xiàn)梭型；達到最大墩頂側(cè)向力后，滯回曲線上升幅度變緩，強度逐步下降，且隨循環(huán)次數(shù)越多，下降速率越快。對比3個試件的滯回曲線圖，可以發(fā)現(xiàn):銹蝕位置一定時，軸壓比越大，最大墩底側(cè)向力越大，但墩頂側(cè)向力退化較快，滯回環(huán)面積明顯減小；軸壓比一定時，銹蝕發(fā)生在墩柱中部較銹蝕發(fā)生在墩底處時，墩頂最大側(cè)向力增大，滯回環(huán)面積也明顯增大，且剛度退化減慢。

(a) A1構(gòu)件

橋墩試件的骨架曲線對比情況見圖6，骨架曲線的特征點數(shù)據(jù)見表4。表4中，F(xiàn)y、Fmax、Fu分別為屈服強度、墩頂最大側(cè)向力和極限強度(最大側(cè)向力的85%)；Δy、Δmax和Δu分別為其對應(yīng)的位移；μ表示位移延性系數(shù)，其值等于Δu/Δy[8]。

圖6 橋墩試件骨架曲線

表4 橋墩試件特征點數(shù)值Table 4 Values of characteristic points of bridge piers構(gòu)件Δy/mmΔmax /mmΔu/mmFy/kNFmax/kNFu/kNμA122.9849.1480.43139.54169.31143.913.66A222.0240.9076.47118.87142.07120.763.47A321.8840.0480.12115.60130.33110.783.51

從圖6中可見，銹蝕位置一定時，軸壓比越大，銹蝕RC橋墩屈服強度和最大墩頂側(cè)向力越大，分別提升2.8%和9.1%，說明軸壓比對銹蝕鋼筋混凝土橋墩的最大墩頂側(cè)向力影響比屈服強度大；相反，軸壓比越小，屈服位移越小，極限位移越大，表明其變形能力越大，延性越好；軸壓比一定時，銹蝕位置處在墩底時RC矩形橋墩抗震性能下降最大，隨著銹蝕位置由墩底向上移動，性能下降的速度逐步減緩，屈服強度和最大側(cè)向力增大。此外，A3構(gòu)件同A2構(gòu)件對比，屈服強度提升17.4%，最大側(cè)向力提升19.2%，說明屈服強度比最大側(cè)向力更易受鋼筋銹蝕影響。

從表4可知，銹蝕位置一定時，A1構(gòu)件比A2構(gòu)件的位移延性系數(shù)提升了5.48%，表明軸壓比越大，延性越差，塑性變形能力越差；軸壓比一定時，隨著銹蝕位置由墩底上移，位移延性系數(shù)有所上升，增大約1.2%，表明隨著銹蝕位置由墩底向上移動，鋼筋銹蝕對橋墩延性的影響能力下降。

2.3 試件剛度退化性能分析

圖7為由試驗數(shù)據(jù)得到橋墩的剛度退化曲線,圖中參數(shù)K0表示墩柱試件的初始剛度，Ki表示第i級循環(huán)下墩柱試件的剛度，二者的比值大小即為第i級循環(huán)下墩柱試件的剛度退化情況[9]。

圖7 剛度退化曲線

如圖7所示，A1構(gòu)件與A2構(gòu)件相比，前期剛度退化較慢，說明軸壓比越大，構(gòu)件前期剛度退化越快。但位移幅值達到30 mm以后，二者退化速率趨于一致，說明此時軸壓比對剛度退化的影響較??；銹蝕RC矩形橋墩試件的剛度均隨位移幅值增大而減小，且隨銹蝕位置由墩底上移，試件剛度退化速率減慢，說明隨銹蝕位置由墩底上移，鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土橋墩剛度退化的影響減弱。

2.4 試件耗能能力分析

等效粘滯阻尼比是工程結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域衡量結(jié)構(gòu)耗能能力的重要指標(biāo)，按其數(shù)值大小比較結(jié)構(gòu)耗能能力的強弱[10]，結(jié)合圖8定義如下：

(1)

圖8 粘滯阻尼系數(shù)定義圖示Figure 8 Definition of viscous damping coefficient

等效粘滯阻尼系數(shù)隨軸壓比的變化見圖9。由圖9可知，軸壓比越小的A1構(gòu)件等效粘滯阻尼系數(shù)越顯著大于軸壓比較大的A2構(gòu)件。當(dāng)反復(fù)位移荷載處于0～15 mm區(qū)間時，等效粘滯阻尼系數(shù)出現(xiàn)下降的現(xiàn)象，且銹蝕位置越遠離墩底，下降幅度和速度越快，之后隨位移增大，等效粘滯阻尼系數(shù)迅速提升。軸壓比一定時，等效粘滯阻尼系數(shù)隨銹蝕位置由墩底上移并增大。說明隨著銹蝕位置由墩底上移，鋼筋銹蝕對于橋墩耗能能力的影響減弱。

圖9 粘滯阻尼系數(shù)曲線

3 鋼筋銹蝕墩柱易損性有限元分析

3.1 有限元模型建立

采用OpenSees建立有限元數(shù)值模型，模型所用參數(shù)基于試驗結(jié)果確定，混凝土本構(gòu)采用Concrete 01模型，鋼材本構(gòu)關(guān)系采用ReinforcingSteel本構(gòu)模型，并采用Lee[11]提出的銹蝕鋼筋退化效應(yīng)修正鋼筋銹蝕對模型的影響。圖10為數(shù)值模型和試驗的滯回曲線對比，可以看出，二者整體較為吻合，各特征點數(shù)值相近，總體軌跡吻合度較高，可以認(rèn)為擬合效果較好，能夠進行下一步分析。

(a)A1構(gòu)件

3.2 易損性量化指標(biāo)的選取

易損性曲線是地震動參數(shù)與結(jié)構(gòu)失效概率的關(guān)系曲線，用來表示結(jié)構(gòu)在不同強度的地震動作用下達到某一破壞狀態(tài)的概率[12]，一般用條件概率表示如下 :

(2)

式中:Pf表示結(jié)構(gòu)失效概率；Dd表示結(jié)構(gòu)需求；Dc表示結(jié)構(gòu)抗力；IM表示地震動強度參數(shù)。

在實施中，一般采用下式計算結(jié)構(gòu)失效概率：

(3)

由于鋼筋混凝土橋墩結(jié)構(gòu)的相關(guān)特性及產(chǎn)生的震害大部分由墩頂水平位移表現(xiàn)，且在試驗過程及IDA分析過程中，墩頂水平位移易于測量和讀取，故這里采用墩頂漂移率作為損傷狀態(tài)的量化指標(biāo)，由實驗測得具體數(shù)值見表5。

表5 損傷指標(biāo)量化值Table 5 Quantitative damage index試件編號DrDyDmDuA10.311.372.505.01A20.311.382.564.78A30.621.443.075.03 注:根據(jù)HAZUS99中的定義[14],破壞狀態(tài)可分為無破壞、輕微破壞、中等破壞、嚴(yán)重破壞與倒塌破壞共5類,其兩兩之間臨界值可分別對應(yīng)混凝土首次開裂、縱筋屈服、達到最大側(cè)向力、達到極限位移時的墩頂漂移率。

(4)

式中:D表示墩頂漂移率；Deq表示地震動作用下墩頂?shù)淖畲笪灰?；H表示墩高。

3.3 易損性參數(shù)分析

文獻[15]研究指出，僅選擇單一的地震動強度指標(biāo)時所得出的地震動強度參數(shù)與結(jié)構(gòu)反應(yīng)關(guān)系數(shù)據(jù)離散性較大，但是采用PGA作為強度指標(biāo)進行調(diào)幅時，得到的地震動強度參數(shù)與結(jié)構(gòu)反應(yīng)關(guān)系數(shù)據(jù)相關(guān)性要高于其它指標(biāo)。為此，本文以峰值加速度(PGA)為地震動參數(shù)，選擇II類場地的10條地震動記錄，對銹蝕RC橋墩進行IDA分析。每條地震動加速度調(diào)幅分為8個等級，繪制IDA 曲線如圖11所示。

(a)A1構(gòu)件

從圖11中可見，銹蝕RC橋墩的漂移率隨著軸壓比的增加而緩慢加大，而隨著銹蝕位置的上移則有所降低。

結(jié)構(gòu)需求(Dd)與地震動參數(shù)(IM)之間的關(guān)系如下:

Dd=aIMb

(5)

對式(5)兩邊取對數(shù)，得:

In(Dd)=In(a)+bIn(IM)=

A+BIn(IM)

(6)

式中:a、b、A和B為常數(shù)系數(shù)。

依據(jù)式(6)對計算數(shù)值進行回歸分析，結(jié)果如圖12所示。從中可見，結(jié)構(gòu)需求與PGA間大致服從線性關(guān)系，回歸曲線截距和斜率隨軸壓比越小而減小，且隨著銹蝕位置由墩底向上移動亦呈減小的趨勢。

3.4 易損性失效概率評價

把圖12擬合得到的回歸方程帶入式(3)，可據(jù)此求得易損性失效概率，其對應(yīng)的曲線如圖13和圖14所示。

(a)A1構(gòu)件

(a) 輕微破壞

(a) 輕微破壞

由圖13可見，不同軸壓比下RC橋墩各個不同破壞狀態(tài)對應(yīng)的失效概率隨地面峰值加速度PGA的增大而增大。發(fā)生輕微破壞時，相同PGA條件下，A2比A1的失效概率低，但發(fā)生中等破壞、嚴(yán)重破壞和倒塌破壞時，A2的失效概率均高于A1，這說明軸壓比較低的銹蝕鋼筋混凝土橋墩更易發(fā)生輕微破壞，但發(fā)生中等破壞、嚴(yán)重破壞和倒塌破壞的概率較低。

由圖14可知，隨地面峰值加速度PGA的增大，銹蝕鋼筋混凝土橋墩發(fā)生輕微破壞、中等破壞、嚴(yán)重破壞和倒塌破壞的失效概率均顯著增大。在PGA一定時，鋼筋銹蝕位置上移后，發(fā)生不同破壞狀態(tài)的失效概率均減小。相對而言，銹蝕位置的變化對于發(fā)生輕微破壞和嚴(yán)重破壞的影響更大。

4 結(jié)論

本文針對銹蝕鋼筋混凝土橋墩以軸壓比和銹蝕位置為參數(shù)開展了擬靜力試驗，探究了鋼筋銹蝕對RC橋墩抗震性能的影響，繼而采用OpenSees有限元軟件建立纖維模型，對鋼筋混凝土橋墩的地震易損性進行了評估。主要結(jié)論如下：

a.在相同銹蝕位置條件下，鋼筋混凝土橋墩軸壓比越大，最大墩底側(cè)向力越大，但墩頂側(cè)向力退化較快，耗能能力越弱；反之，軸壓比越小，橋墩變形能力越大，延性越好，剛度退化較慢。

b.當(dāng)鋼筋混凝土橋墩軸壓比一定時，銹蝕位置趨近墩底，鋼筋混凝土橋墩的屈服強度、墩頂最大側(cè)向力、延性系數(shù)和等效粘滯阻尼系數(shù)均下降明顯，但降低幅度隨銹蝕位置上移而變緩。在非墩底處的銹蝕位置可能出現(xiàn)第二個塑性鉸，對此應(yīng)加以關(guān)注。

c.在PGA不變時，銹蝕位置的變化對于橋墩發(fā)生輕微破壞和嚴(yán)重破壞的影響較大，而發(fā)生不同破壞狀態(tài)的失效概率隨鋼筋銹蝕位置的上移而減小。軸壓比較低時銹蝕RC橋墩易于發(fā)生輕微破壞現(xiàn)象，軸壓比增大后，發(fā)生中等破壞、嚴(yán)重破壞和倒塌破壞的概率提升。