考虑不均匀腐蚀影响的钢筋混凝土桥墩抗震性能研究

谷 音，戴向东，李 攀，卓卫东

(福州大学土木工程学院，福建，福州 350108)

近海桥梁在面临地震灾害时，由于墩身长期处在高氯盐及干湿循环等恶劣环境下，结构安全性能严重下降[1]。其中，钢筋锈蚀是钢筋混凝土结构劣化的主要原因[2]。同时，有学者对剪跨比不同的钢筋混凝土桥墩进行试验和理论分析，发现剪跨比较小的墩柱更容易发生脆性破坏[3 − 7]。近海环境尤其是处于浪溅区的桥墩，钢筋锈蚀时有发生，在面临地震作用时，其破坏形式是否由延性破坏转变为脆性破坏是我们值得关注的问题。在现有研究中，对桥墩的腐蚀大多是墩身全部腐蚀，模拟墩身不均匀腐蚀的情况较少。对其抗震性能研究往往基于拟静力试验方法，采用振动台试验方法的较少。Ma等[8]通过拟静力试验研究得出轴压比和腐蚀程度较高的试件，其强度和刚度退化更严重。Yang等[9]通过拟静力方法得出腐蚀RC柱的弯曲强度、刚度、延性和耗能能力随着钢筋最大腐蚀量的增加而降低。Rajput和Sharma[10]通过拟静力试验得到腐蚀对变形的不利影响大于对强度的影响，提出钢筋腐蚀率和混凝土裂缝是两个关键参数，但并未进一步考虑纵筋和箍筋腐蚀分别对桥墩抗震性能的影响。振动台试验能模拟结构在真实地震作用下的反应，也是研究结构抗震性能最直接的方法[11]。Yuan等[12]通过振动台试验研究立面不均匀腐蚀对桥墩抗震性能影响，结果表明浪溅区最优腐蚀环境会导致桥墩塑性铰区转移。Ge等[13]采用振动台试验方法研究腐蚀损伤对钢筋混凝土桥墩非线性动力特性的影响，发现腐蚀对柱的残余强度和漂移能力有显著影响。针对近海环境下墩身不均匀腐蚀情况，开展振动台试验对腐蚀桥墩在真实地震作用下结构抗震性能的研究见表1，可以看出，考虑腐蚀对桥墩在地震作用下破坏模式影响的研究较少，最小的剪跨比为3.84，并没有发生破坏形态的改变。

本试验采用电化学加速腐蚀方法制备了4个不同腐蚀程度的桥墩，通过振动台试验方法模拟其在真实地震作用下结构的动力响应，为不均匀腐蚀桥墩的抗震研究扩充试验数据，也为近海桥梁设计提供参考。

1 模型桥墩及振动台试验

1.1 模型相似关系

综合考虑福州大学地震模拟三台阵承载能力以及构件制作难度，对原型构件进行缩尺设计，取几何相似比为1∶5，根据量纲相似原则，得出模型与原型主要物理量如表2所示。

表2 模型与原型的相似关系Table 2 Similarity between model and prototype

1.2 模型材料、尺寸及配筋

试件墩柱截面直径为0.2 m，采用C30混凝土，测试的28 d平均抗压强度和弹性模量分别为35.2 MPa和19.5 GPa。墩柱保护层厚度0.01 m，纵筋采用8根8 mm直径的HRB400，纵筋配箍率为1.42%，箍筋采用直径6 mm间距布置100 mm的HPB300，体积配箍率为0.471%。模型试验设计参数见表3。模型几何尺寸及墩柱配筋见图1。需要说明的是：此模型采用几何相似比1/5对原桥进行缩尺设计时，综合考虑了尺寸效应的影响。本文应用文献[14 − 15]结论，以箍筋间距小于2倍的截面直径时，认为箍筋对混凝土存在约束作用，且约束作用能有效降低尺寸效应的影响。同时，减小箍筋直径和间距可有效减弱尺寸效应对试件弯剪性能的影响[16]。本文考虑合理的箍筋布置方式以减弱尺寸效应对结构在地震作用下弯剪性能的影响。

表3 试件设计参数Table 3 Design parameters of specimens

图1 桥墩试件配筋详图/mmFig.1 Design derails of bridge pier specimens

1.3 配重方案

上部结构荷载采用人工配重模拟，设计制作一配重箱2.2 m×2.2 m×0.35 m和一配重盖2.2 m×2.2 m×0.1 m，具体尺寸如图2所示。在振动台模型安装时，将500块10 kg配重铁块放入配重箱中，为了使配重盖、配重箱和盖梁三者固接，其对应位置分别预留了12个直径为40 mm的孔洞，再通过M20高强螺杆穿过其中并用M20螺母及弹簧垫片将其固定。配重装置设计如图2所示。

图2 配重箱尺寸图/mmFig.2 Design drawing of additional weight box

1.4 电化学加速腐蚀

为模拟沿海桥墩浪溅区的不均匀腐蚀，在墩柱距离底部0 mm～400 mm范围修筑NaCl溶液池，使距离底座1/2高度范围内的墩身处在溶液内部。应用电化学腐蚀原理，采用恒流电源提供直流电流，将墩柱内纵筋用导线连接电源正极，将碳棒用导线连接电源负极，浓度为5%的NaCl溶液作为介质，组成加速腐蚀电路，电化学腐蚀示意图如图3(a)所示。并按图3(b)所示对纵筋、箍筋进行编号。试验样本编号为D0、D15、D30、D45(D0代表未腐蚀，D15、D30、D45分别代表腐蚀天数15 d、30 d和45 d)，此外，在施加外部电流之前，将腐蚀区域浸入5% Nacl溶液15 d，使得足够的Cl离子从混凝土表面渗透到钢筋表面，腐蚀后墩身现象如图3(c)～图3(e)所示，可以看出，腐蚀构件表面有大量红褐色锈蚀产物生成，且腐蚀率越高的试件颜色越深。为进一步测定墩柱实际腐蚀率，待试验结束后，将墩柱破坏并取出腐蚀区域的纵筋和箍筋，如图3(f)～图3(h)所示。纵筋主要产生锈坑，且截面损失多集中在与箍筋交接处，而箍筋截面损失比较明显，尤其是对于D45构件，箍筋的外径较内径截面缺失更为严重，这是因为箍筋相对纵筋更靠近外侧，且混凝土保护层较小，更容易遭受外部氯离子的侵蚀。在经过稀盐酸、石灰水、清水清洗并烘干后称重，测得的纵筋、箍筋实际腐蚀率如图3(i)和图3(j)所示。

图3 电化学加速腐蚀Fig.3 Electrochemical accelerated corrosion

1.5 传感器布置及试验加载工况

振动台试验是在福州大学地震模拟振动台三台阵系统上进行。试验照片如图4所示，从图中可以看出，配重块主震方向左侧布置三个加速度计A1～A3，右侧布置3个拉线式位移计D1～D3，盖梁主震方向左侧布置三个加速度计A4～A6，右侧布置3个拉线式位移计D4～D6，墩柱主震方向各布置两个加速度计A7和A8，底座中心布置一个加速度计A9用以测量实际输入地震动。混凝土应变计布置在底部塑性铰区位置，H1-R、H2-R测量墩底塑性铰区左侧0 mm～240 mm应变，H1-L、H2-L测量墩底塑性铰区右侧0 mm～240 mm应变，传感器具体布置位置如图5所示。

图4 试验照片Fig.4 Photograph of the experiment

图5 传感器布置Fig.5 Sensor layout

根据原桥结构所处场地，按照设计反应谱选波，最终确定1940年El-Centro波南北向作为地震动输入，该波场地属Ⅰ类～Ⅱ类。按照相似原则，对地震波时间间隔乘以0.447的系数进行压缩。为进一步研究腐蚀桥墩的破坏形态，通过计算确定最终地震动加载工况为PGA=0.071g、0.2g、0.4g、0.6g、0.7g，且试验开始之前和每个工况加载完成之后均输入一条白噪声用来检测模型结构的动力特性。地震工况如图6所示。

图6 输入地震动Fig.6 Input ground motion

2 试件地震反应分析

2.1 破坏现象

将上述工况按照设定顺序对各桥墩样本进行地震激励，加载结束后，四个试件的最终破坏形态如图7所示。其中，为了更好描述试件的破坏现象，将试件正面xz轴方向视为N方向，振动台加载方向为E-W方向，并按照逆时针划分为N、E、S、W四个区域进行拍照取样。试件加载过程中及加载结束后的主要观测现象总结如下：

图7 试件破坏现象Fig.7 Failure modes of specimen

1) D0构件在PGA达到0.2g时，墩柱底部件开始出现细微弯曲水平裂缝。随着地震动强度的增大，裂缝开始大量出现于塑性铰区，并由水平裂缝往斜向裂缝发展，同时，在开裂范围从墩柱底部主震方向向侧面延伸。当PGA达到0.6g时，墩柱底部混凝土开始出现大面积裂缝并相互交错。当PGA达到0.7g时，墩柱底部W侧出现保护层混凝土剥落现象，试件最终表现出弯曲破坏。

2)对于腐蚀构件而言，D15、D30、D45构件在振动台试验开始之前，均产生了由于钢筋锈蚀产物膨胀导致的数条沿纵筋方向的竖向裂缝。其中，D15由于纵筋与箍筋的腐蚀率仅为5%左右，随着地震动强度增大，构件损伤表现为裂缝数量多、分布均匀、裂缝宽度小等特点。主震方向西侧底部出现较多的沿原有腐蚀裂缝发展的竖向裂缝并成为主裂缝，而E侧出现较多水平裂缝，当PGA到达0.6g时，整个构件开始发生倾斜，试验停止加载。

3)从图3(d)可知，D30构件腐蚀区域截面红褐色颜色较深，且箍筋及箍筋与纵筋交界处截面损失严重的位置处于墩柱的塑性铰区，使得D30破坏现象与D15明显不同。随着地震强度的不断增大，D30试件裂缝由底部的水平弯曲裂缝发展为斜向裂缝，并向侧面延伸发展，裂缝发展形式为在原有裂缝基础上延伸、贯穿为主，并且最终在底部出现一条巨大的斜向裂缝，整个构件发生明显倾斜。

4) D45构件腐蚀区域截面退化十分显著，由取出钢筋的实际腐蚀情况可以看出箍筋截面损失十分严重，导致箍筋对混凝土约束作用大大降低，且墩身锈蚀产物的生成使得红褐色颜色更深，导致钢筋与混凝土的粘结性能大大降低。测试前已观察并测量其最大裂缝宽度已达0.78 mm，使得地震强度达到0.6g时，整个构件出现明显的脆性性质，表现为桥墩底部E侧方向混凝土发生破坏，保护层混凝土呈块状脱落，相比D0构件破坏时间提前，且加载后期，预期试验现象出现，表现为：纵筋应变值加大，出现屈曲现象，部分箍筋由于锈蚀严重，无法为试件提供足够的抗剪承载能力，而导致试件最终呈现出弯剪破坏形态。这一现象表明，试件损伤最严重的位置已出现预设的浪溅区位置，且验证了腐蚀影响构件的最终破坏形态。

5)总体而言，在水平裂缝与斜裂缝的数量及位置上，D0为弯曲破坏，在裂缝开展形式上表现为水平裂缝居多，斜裂缝几乎很少。而D45是弯剪破坏，表现为水平裂缝与斜裂缝交叉贯穿，图7(d)中N方向可清晰看出斜裂缝几乎全部从水平裂缝发展而来，且混凝土呈松散块状掉落。

2.2 试件的自振周期和阻尼比

桥墩试件可视为单自由度体系，其自振周期可通过一段白噪声激励，并将其进行快速傅里叶变换得到。从图8可以看出构件的自振周期随着地震动强度的增大而增大，且腐蚀构件的自振周期明显高于未腐蚀构件。图中T0表示未输入地震动时结构的自振周期，T1～T5表示输入峰值加速度分别为0.071g、0.2g、0.4g、0.6g、0.7g等不同工况后结构的自振周期。

乌有强抑着悲辛将玉玦递给子虚，子虚将玉玦交到左手，右手却与乌有递玉的右手在棋盘之上，紧握在一起，两人运行花间游内力，乱洒青荷、碧水滔天、兰摧玉折、商阳指，一时虎踞龙蟠，白发支离，面目赤红，氤氲白汽蒸腾在百会穴上。内力游龙一般在二老脉息里运转，最后汇聚到子虚右掌，与指间的玉玦相激荡，令玉玦璀璨生光，如同一颗由天庭里摘下来的星星，嵌在子虚食指与拇指交错的指节上。

图8 结构自振周期Fig.8 Structure natural vibration period

由于白噪声扫频引起自由振动的振幅偏小，因此在计算试件在各工况完成后的阻尼比时，选用每个地震波工况输入完成后试件自由振动的加速度时程。从表4中可以看出，构件的阻尼比随地震动强度和腐蚀程度的增大而增大，且腐蚀程度越严重的构件越明显。

表4 结构阻尼比Table 4 Structural damping ratio

2.3 加速度和位移响应

试件的动力放大系数是指桥墩顶部的绝对加速度反应最大值与输入地震动加速度最大值的比值。而本次实验结构的重心位于配重块中部，即输出的绝对加速度到输入加速度的距离为1.625 m，且结构的质量分布主要集中在顶部的配重块，其动力放大系数均小于1。从图9可以看出，试件动力放大系数整体表现为随地震强度的增大而减小。到加载后期时，动力放大系数的变化逐渐减小，四个构件损伤累积到一定值时，墩顶的绝对加速度值未发生太大变化。图中E1～E5表示峰值加速度分别为0.071g、0.2g、0.4g、0.6g、0.7g时不同工况的输入地震动。

图9 不同地震工况下试件的动力放大系数Fig.9 Dynamic amplification factors of specimens under different seismic conditions

由文献[17]可知桥墩的累积残余位移为前几次地震加载结束后结构在本次加载中产生的残余位移值。即：

式中，Dres1、Dres2、Dresi分别为第1次、第2次、第i次地震加载结束后结构在本次加载中产生的残余位移值。

从图10可以看出各级工况加载结束后，桥墩试件的累积损伤情况。以PGA为0.6g为例，D30、D45的最大残余位移分别达到6.0 mm和15.9 mm。且在PGA从0.2g加载至0.4g时，残余位移变化最大，构件在加载过程中无法恢复至原有状态。相比之下，未腐蚀构件在加载过程中的残余位移在0.2g～0.4g始终保持在一定范围内，呈现出较好的可恢复性，而腐蚀率较低的D15构件则表现为桥墩的可恢复性略有提高。

图10 试件的累积残余位移Fig.10 Cumulative residual displacement of specimen

2.4 位移延性系数

采用文献[18]中提到的方法，可近似得出位移延性系数，这是反映结构抗震性能的重要指标。

图11 试件的位移延性系数Fig.11 Displacement ductility coefficient of specimen

2.5 试件耗能分析

试验试件为单自由度体系，其运动微分方程为：

式中：u(t) 为 体系相对位移反应；u˙(t)为相对速度反应；u¨(t) 为相对加速度反应；u¨g(t)为输入地面加速度。

对式(2)同时在时域内积分，并进一步采用能量符号表示：

式中：EK(t)为单自由度体系动能；ED(t)为阻尼耗能；EH(t)为滞回耗能；ES(t)为弹性变形能；El(t)为地震总输入能。在输入地震动结束时，EK(t)=0，ES(t)=0。即结构总输入El(t)能可以用表示为滞回耗能EH(t)和阻尼耗能ED(t)之和。可以通过试件墩顶加速度和墩柱及顶部质量的乘积，和墩顶相对位移绘制力-位移曲线如图12所示。

图12 0.4 g各试件力与位移曲线Fig.12 0.4 g each specimen force and displacement curve

本文只列出了0.4g地震强度下墩柱的力与位移关系曲线，可以看出滞回环明显呈现不对称现象，这是由于随着地震强度的增大，构件的损伤在不断累积，使得残余位移不断增大。对于腐蚀构件而言，这种现象更加明显，这是由于腐蚀构件不仅承受地震荷载导致的刚度退化，腐蚀也会造成保护层混凝土开裂导致在地震过程中钢筋混凝土不能共同工作，造成进一步的刚度退化。

提取滞回环面积进一步获得结构的总耗能如图13所示。

从图13可以看出，在PGA为0.071g时，四个构件的耗能能力很接近，随着地震强度增加至0.2g，四个构件总耗能开始出现差异，其中，D15由于腐蚀程度较低，和未腐蚀构件总耗能较为接近，而D30试件耗能为D0试件的84.5%，D45试件耗能为D0试件的63.9%，当PGA达到0.4g时，D15、D30、D45耗能达到峰值，而未腐蚀试件耗能继续增长，当PGA达到0.6g时，未腐蚀试件的总耗能与D15、D30、D45试件相比，分别高出8.4%、40%、196%，当PGA达到0.7g时，D0比D30耗能高出5.8%。这表明未腐蚀试件的抵抗地震作用的能力要优于腐蚀试件，且腐蚀程度最严重的D45构件耗能能力退化越明显。

图13 试件的总耗能Fig.13 Total energy consumption of specimen

3 结论

本文采用电化学加速腐蚀方法，同时考虑箍筋和纵筋的腐蚀，并通过振动台试验研究不均匀腐蚀对剪跨比较小(λ=2)的桥墩抗震性能的影响，从破坏现象与试验数据两方面分析，得到以下结论：

(1)采用电化学腐蚀方法得到的箍筋表现出腐蚀分布不均匀性，而纵筋表现为均匀腐蚀。且箍筋的平均腐蚀率越大，其不均匀特性越明显，表现为平均腐蚀率为20.48%的箍筋，其局部截面损失率超过50%以上。这主要与氯离子的传播距离有关，可见保护层厚度设计十分关键。在本次试验中保护层厚度较小，需要在今后试验及实际近海桥梁设计中引起重视。

(2)验证了文献[3 − 7]中提到的剪跨比较小(λ=2)的桥墩在地震作用下有弯曲破坏转变为弯剪破坏的趋势。而本文研究发现当箍筋腐蚀达到20%以上时，在一定程度上会改变桥墩在地震作用下的破坏模式，表现出明显的弯剪破坏特征。

(3)纵筋腐蚀率超过10%、箍筋腐蚀率超过20%的钢筋混凝土桥墩在面对地震作用时表现出明显的脆性。而纵筋、箍筋平均腐蚀率在5%左右的D15桥墩表现出和未腐蚀桥墩接近的性质，甚至对抗震性能略有提高，但达到破坏的地震强度时，却表现出明显的刚度下降特性。

(4)同时考虑箍筋和纵筋腐蚀对桥墩抗震性能的影响。箍筋腐蚀对桥墩耗能能力的影响大于纵筋腐蚀对桥墩耗能能力的影响。表现为纵筋腐蚀率接近(5%、6%、11%)的情况下，箍筋腐蚀越严重(5%、10%、20%)的构件在加载后期耗能能力下降更明显。当PGA达到0.6g时，未腐蚀试件的总耗能与D15、D30、D45试件相比，分别高出8.4%、40%、196%。

(5)试验中为了满足缩尺比例，其保护层厚度取值较小，保护层对腐蚀会有一定影响，但该试验是采用电化学腐蚀，并非从保护层外部开始腐蚀，保护层厚度主要对腐蚀开始时间的影响较大，对于相同腐蚀程度，由于钢筋直径的减小，腐蚀锈胀引起的保护层的开裂的影响也减小，因此，本试验忽略了保护层根据相似比缩减后产生的影响，建议这方面可以设计相应试验进行专门的研究。