电化学修复后混凝土柱抗震性能的数值分析与验证

杨州州，毛江鸿*，李碧雄，王向林，薛倩倩，龚园军

(1.四川大学 建筑与环境学院，四川 成都 610065；2.重庆交通大学 土木工程学院，重庆 400074)

腐蚀环境下钢筋锈蚀会引起混凝土结构锈胀开裂，从而导致结构服役性能劣化。电化学修复技术能够将混凝土结构保护层内有害物质驱逐从而提升混凝土结构的耐久性寿命[1-2]。电化学修复参数控制不合理会对材料性能产生负面影响，如钢筋氢致塑性降低[3]、钢筋-混凝土黏结力下降[4]、混凝土强度变化[5]、混凝土孔隙结构改变[6-7]等。材料性能的变化会影响钢筋混凝土构件整体力学层面的性能，如静力性能[8]、抗震性能[9-11]等。中国大量混凝土基础设施不仅服役于腐蚀环境，而且所处区域抗震设防烈度较高，电化学修复后，其抗震性能退化评估在工程中的应用值得关注。

电化学修复过程的临界析氢电流密度较小，钢筋-混凝土界面处不可避免会发生析氢反应[12]，从而导致部分氢原子渗透至钢筋内部引起塑性性能降低，进一步对混凝土结构的力学性能产生负面影响。电化学修复对钢筋及构件静力性能研究已有较多报道，一般关注材料和构件两方面。其中：李腾等[13]采用动电位极化测定方法测定钢筋混凝土试件，获取钢筋阴极极化曲线并对该极化曲线进行1阶微分，从而识别了钢筋临界析氢电流密度。毛江鸿等[14]研究电化学修复后经过不同静置时间的钢筋低周疲劳性能，发现修复后钢筋疲劳性能的退化会随着静置时间的延长得以恢复。金伟良等[15]开展了不同电化学参数下的钢筋混凝土电化学修复试验，结果发现，在电化学修复过程中，钢筋阴极析氢导致其塑性降低与电流密度和应力水平均相关。张军等[16]开展了混凝土梁电化学修复试验，在修复后对其进行静载试验以获取不同通电参数下梁的承载力、延性等指标的变化，结果发现，当通电量较大时，混凝土梁的承载力、延性都有所退化，但合理的通电参数对梁的静力力学性能影响较小。Zhang等[17]采用双向电迁移对混凝土构件开展试验，通过系统的试验分析提出基于电化学修复效果和氢脆风险控制的电化学参数查询方法。

电化学修复后的混凝土结构抗震性能评估更为复杂，除了受钢筋的静力性能影响，还涉及到钢筋的疲劳性能。龚园军等[18]研究了电化学充氢后钢筋低周疲劳性能，结果发现当钢筋氢含量达到4.3×10-6时钢筋疲劳性能的耗能能力降低85%，由此表明当电化学修复参数控制不合理导致钢筋氢含量过高，会对其疲劳性能存在较大负面影响。郭育霞等[19]对电化学除氯后混凝土桥墩开展了低周往复试验，研究结果发现，墩柱的抗震性能退化程度与除氯过程中采用的电流密度和大小相关。

基于此，本文开展钢筋及混凝土柱的低周往复试验，依据钢筋试验结果修正OpenSees中Reinforcing Steel材料本构的疲劳参数，并开展电化学修复混凝土柱的低周往复模拟，然后和混凝土柱试验结果进行对比，验证模型的准确性，从而为电化学修复技术在高烈度地区应用提供科学依据。

1 试 验

1.1 试验方案

分别对钢筋及混凝土柱进行电化学充氢，并分别测试钢筋低周疲劳性能及柱子抗震性能。试件设计参数见表1。

表1 试件设计参数Tab.1 Design parameters of specimens

工程结构由于构件尺寸大、钢筋配置多、混凝土电阻大且受限于设备安全电压，电流密度往往不超过3.0 A·m-2[2]。基于此，本文的电流密度设计为3.0 A·m-2。由于钢筋性能试验中的电化学充氢试验在溶液中开展，其电化学反应更加剧烈，因此，其通电时长设置为5 d。

1.2 试验材料

混凝土材料采用P.O 42.5普通硅酸盐水泥、中砂及5～16 mm连续级配的粗骨料，混凝土龄期满28 d，抗压强度30.2 MPa。其质量配合比见表2。

表2 混凝土配合比Tab.2 Mixture proportion of concrete

采用静力拉伸试验方法[20]获取钢筋，其基本力学性能指标见表3。

由表3可知，ECE-S-0试件HRB400级与ECE-S-3试件HRB400级的各指标参数基本一致，由此说明，电化学充氢后对钢筋的静力力学性能影响较小。

1.3 试件设计

为了保证钢筋低周疲劳试验过程中破坏发生在中间区域，试件制作参照《金属材料轴向等幅低循环疲劳试验方法》（GB/T15248—2008）[21]，将试件加工成标准的哑铃型试件，钢筋试件尺寸如图1所示。

图1 钢筋试件尺寸Fig.1 Steel bars specimen size

混凝土柱直径400 mm，柱高1 900 mm，保护层为30 mm，纵筋为直径14 mm的HRB400级钢筋，箍筋为直径8 mm的HPB300级钢筋。试件的设计轴压比为0.2，轴向力为505.0 kN，剪跨比为4.5，纵筋配筋率为1.50%，配箍率为1.0%。试件尺寸和配筋如图2所示。

图2 混凝土柱试件尺寸及配筋Fig.2 Drawing of concrete column specimen size and reinforcement

1.4 电化学充氢过程

在电化学修复过程不在混凝土内中掺入氯离子，作者定义为电化学充氢。电化学充氢装置包括电源、导线、电解质溶液和外部阳极，其基本原理如图3所示。将钢筋作为阴极被保护连接电源负极，不锈钢片（网）作为阳极连接电源正极；采用饱和氢氧化钙（Ca(OH)2）作为电解质溶液。文献[22]表明，电化学充氢过程中钢筋处会发生析氢反应，产生氢原子，氢原子渗透到钢筋内部导致氢脆。

图3 电化学修复过程机理Fig.3 Mechanism of electrochemical repair

钢筋及混凝土柱电化学充氢试验布置及原理如图4所示。

图4 电化学修复试验布置图及原理图Fig.4 Electrochemical repair test layout and schematic diagram

图4（a）、（b）中，钢筋先充氢再车削加工成哑铃型后会因为温度升高造成氢原子的逸散，造成钢筋内部氢含量浓度的不确定性增加，因此，直接采用将加工后的哑铃型钢筋试件串联作为阴极放置在试验箱里带有孔洞的木块上稳固，再将不锈钢片在钢筋周围围成圈作为阳极放置在试验箱，试验箱注入电解溶液进行通电。

图4（c）、（d）中，柱子的电化学充氢主要针对受氯盐侵蚀的水位变动区部位，一般为承台和墩身交接部位。因此，本文模拟实际情况，对承台以上1/2高度的墩身进行电化学修复充氢。在墩身外侧布置不锈钢片，并于混凝土内钢筋连通构成电化学充氢的通路，然后将直径为400 mm的PVC管套固定在底座上，用环氧树脂密封注入电解液进行通电。

1.5 低周疲劳加载测试

钢筋的低周疲劳试验采用25 t电液伺服疲劳试验机在常温下进行，加载频率为0.1 Hz，不同疲劳加载幅值分别为±0.8%、±1.0%、±1.2%、±1.4%、±1.6%、±1.8%、±2.0%；采用标距为5 mm的CRIMS引伸计测量试件应变，并用IMC（CRFX-400）态数据采集仪实时采集荷载及位移数据，试验布置如图5所示，引伸计放置如图5局部放大部分。

图5 钢筋低周疲劳试验Fig.5 Layout of low cycle fatigue test for steel bars

采用YJ-1-3000型建研式压剪装置进行混凝土柱的低周往复试验。首先，通过地锚螺栓及压梁将试件固定在试验台处，由200 t的液压千斤顶施加轴压荷载；试验过程中保持轴向荷载恒定，在构件和液压千斤顶之间设置刚性垫梁，来保证钢筋混凝土柱承受均匀的压应力。试验加载示意图如图6所示。

图6 混凝土柱低周疲劳试验加载示意图Fig.6 Test loading diagram for low circumference fatigue test of concrete column

按照《建筑抗震试验方法规程》（JGJ 101—2015）[23]中规定，试验采用位移加载控制，具体加载制度为：先施加50%～60%轴向力，重复加载、卸载3次；随后，加载到试验所设计轴力后保持恒定；往复预加载水平荷载两次后，采用变位移加载，侧向位移角加载历程为0.25%、0.50%、1.00%、1.50%、2.00%、2.50%、3.00%、3.50%及4.00%，对应的侧向位移分别为4.23、8.47、16.95、25.42、33.90、42.37、50.85、59.32及67.80 mm。每一水平位移反复循环加载两次，当试件承载力下降到极限荷载的85%及以下时，判断构件承载力破坏并停止加载。

2 混凝土柱低周往复的数值模拟

2.1 模拟方案

OpenSees计算平台主要用于计算结构地震反应，其纤维计算模型在钢筋混凝土非线性分析中广泛应用。混凝土柱抗震性能数值模拟，需考虑钢筋材料疲劳特性对整体结构的影响。采用Reinforcing Steel本构作为钢筋材料，OpenSees中推荐值的疲劳破坏参数Cf为0.26，强度退化参数Cd为0.389，疲劳破坏指数α为0.506，但该疲劳参数是否适用于电化学充氢后混凝土柱模拟有待研究。为此，开展Reinforcing Steel本构参数的修正并基于OpenSees计算平台进行混凝土柱低周疲劳性能数值模拟，技术路线如图7所示。

图7 电化学修复后数值模拟技术路线图Fig.7 Technical roadmap of numerical simulation scheme for electrochemical repair after repair

2.2 物理模型

本文设计的混凝土柱为弯曲破坏，采用非线性梁柱单元dispBeamColumn和零长度转动弹簧单元分别模拟墩柱弯曲变形和黏结滑移，不考虑剪切影响。数值分析模型如图8所示。图8中，建立的钢筋混凝土柱模型几何尺寸、加载方式分别与第1.3节及1.5节一致。

图8 数值分析模型Fig.8 Numerical analysis model

2.3 材料参数

混凝土本构采用基于Kent-Scott-Park本构模型的Concrete01材料，该本构模型不考虑混凝土的抗拉强度，可以考虑箍筋约束对混凝土强度和延性的提高。混凝土极限强度取-32.19 MPa，极限应变为-0.002 2，破坏强度为-7.84 MPa，破坏应变为-0.01。钢筋材料采用Coffin-Manson疲劳模型[24-25]的Reinforcing Steel本构，该本构能够考虑钢筋材料疲劳特性及强度退化效应，使得非线性计算更加贴近实际，但Reinforcing Steel本构疲劳3参数Cf、Cd及α只能通过拟合钢筋等幅低周疲劳试验数据获取。

Coffin-Manson疲劳模型3参数疲劳计算式如下：

式（1）～（4）中，εp为塑性应变，εt为应变幅值，σt为应变幅值内的应力值，Es为钢筋的弹性模量， ϕSR为强度损失系数，Nf为疲劳周期。

3 结果与讨论

3.1 钢筋低周疲劳本构的建立

经不同应变加载幅值低周疲劳试验后，ECE-S-0试件和ECE-S-3试件的荷载-位移滞回曲线如图9所示。图9中，N为两组试件疲劳寿命的平均值。

图9 不同应变幅值下钢筋试件试验荷载-位移曲线Fig.9 Load-displacement curves of steel bar specimens under different strain amplitudes

由图9可见，随着加载幅值的增加，ECE-S-0试件和ECE-S-3试件的疲劳寿命产生不同程度降低，在疲劳加载幅值为±1.0%、±1.6%、±2.0%时，ECE-S-3试件比ECE-S-0试件疲劳寿命分别降低约5%、30%、54%。由此可知，随着加载幅值的增加，ECE-S-3试件比ECE-S-0试件疲劳寿命降低更为严重，说明电化学修复过程中产生的氢对钢筋的低周疲劳寿命影响随幅值的增大而增大。由两组ECE-S-3试件±0.8%～±1.8%加载幅值的低周疲劳数据及第2.3节Coffin-Manson模型疲劳参数公式计算得到Reinforcing Steel本构相关参数，结果见表4。

表4 电化学充氢钢筋的本构参数Tab.4 Constitutive parameters of electrochemically charged hydrogen reinforcement steel

利用表4试验数据，对式（2）、（3）进行拟合，分别得到εp-2Nf、εp- ϕSR拟合曲线如图10所示，其表达式为：

图10 εp-2Nf、εp- ϕSR拟合曲线Fig.10 εp-2Nf、εp- ϕSR fitting curve

由此可知，疲劳3参数Cf、Cd和α分别为0.136、0.361及0.410。

3.2 混凝土柱低周往复试验结果

ECE-C-0、ECE-C-3两试件的低周往复试验结果，如图11所示。

图11 混凝土柱滞回曲线Fig.11 Hysteretic curves of concrete column

由图11可见，ECE-C-0与ECE-C-3的滞回曲线发展稳定饱满，且滞回面积大，说明两组试件都具有良好的耗能能力，且滞回曲线的形状基本一致，峰值荷载与耗能能力也基本相同，由此说明常用电流3.0 A·m-2下的电化学修复对混凝土柱的抗震性能影响较小。

3.3 参数敏感性分析

试件ECE-C-0模拟试件SECE-C-0，与模拟未考虑疲劳性能退化ECE-C-3模拟试件（SECE-C-3）的Reinforcing Steel本构参数选取OpenSees操作手册推荐疲劳三参数；考虑钢筋疲劳性能退化ECE-C-3的模拟试件（SDECE-C-3）的Reinforcing Steel本构疲劳参数选取本文修正后疲劳三参数。

试验柱与模拟柱滞回曲线对比如图12所示。

图12 试验柱与模拟柱滞回曲线对比Fig.12 Comparison of hysteresis curves between test column and simulated column

由图12（a）可见，SECE-C-0与ECE-C-0试件的滞回曲线整体较吻合，每个循环最大位移加载下的侧向力接近，总体上SECE-C-0侧向力略大于ECEC-0。模拟结果不足的地方为OpenSees模拟结果对ECE-C-0捏拢现象体现不充分，SECE-C-0滞回曲线略显捏拢，这与Reinforcing Steel材料本构对钢筋混凝土结构的弹塑性模拟偏于保守有关[26]。

由图12（b）可见，SECE-C-3及SDECE-C-3滞回曲线基本重合，表明电化学充氢后导致钢筋低周疲劳性能的退化对混凝土柱抗震性能影响较小。

基于SDECE-C-3开展疲劳参数单一变化对滞回曲线结果的敏感性分析，保持两个疲劳参数不变，分别调整Cf下降至0.056，Cd下降至0.161，α上升至0.660，对应模拟曲线结果记为SDECE-C-3-Cf0.056、SDECEC-3-Cd0.161、SDECE-C-3-α0.660，如图13所示。

图13 调整疲劳参数后的滞回曲线对比Fig.13 Comparison of hysteresis curves after adjustment of fatigue parameters

由图13可见，SDECE-C-3-Cf0.056、SDECE-C-3-Cd0.161及SDECE-C-3-α0.660的滞回曲线与SDECEC-3相比，后期均出现了不同程度的强度和刚度退化。同时，单一疲劳参数在一定范围内变化（0.056＜Cf≤0.136、0.161＜Cd≤0.361、0.410≤α＜0.660），并不会影响本文所用模型结果。本文试验得到的疲劳三参数均在上述范围内，进一步表明了常规强度电场对混凝土柱的抗震性能影响较小。

4 结 论

1）钢筋及混凝土柱低周往复试验表明，钢筋疲劳寿命随加载幅值增加而降低，且3.0 A/m2的电流密度对疲劳寿命存在影响，而该电流密度下混凝土柱相比未通电柱，其抗震性能没有发生显著变化。

2）基于不同加载幅值下钢筋低周疲劳数据，拟合得到Reinforcing Steel疲劳本构的关键参数Cf、Cd及α，并用以构建考虑电化学修复影响的有限元分析模型，模拟结果和试验结果接近，证实了模型的有效性。

3）基于有限元模型进行了钢筋疲劳参数对混凝土柱抗震性能影响的敏感性分析，结果表明，在Cf下降至0.056，Cd下降至0.161，α上升至0.660时，混凝土柱的滞回曲线在后期才出现强度及刚度的退化，说明了常规电场强度对混凝土柱抗震性能影响较小。