酸雨環境下腐蝕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.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西，西安 710055；2.西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室，陜西，西安 710055；3.西安建筑科技大學建筑設計研究院，陜西，西安 710055)

近年來，隨著現代工業化的發展，大量化石燃料燃燒產生的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生反應，導致混凝土碳化，進而引起其力學性能劣化[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層開裂、鋼筋與混凝土之間粘結力退化，最終導致混凝土結構失效。

目前，國內外研究主要集中于酸雨侵蝕混凝土機理以及腐蝕后混凝土力學性能劣化等方面，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]等進行了酸雨侵蝕混凝土試驗，并從材料組分、外觀、孔結構以及強度等方面闡述了酸雨的腐蝕機理。對于酸雨侵蝕鋼筋混凝土(RC)結構構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框架節點進行了擬靜力試驗，研究了鋼筋銹蝕率和軸壓比等參數對框架節點抗震性能的影響規律；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構件各項抗震性能指標均發生不同程度的降低，而目前針對酸雨腐蝕RC剪力墻的相關試驗研究未見報道。

鑒于此，為模擬實際酸雨環境，本文通過人工氣候實驗室，對6榀剪跨比為2.14的RC剪力墻試件進行加速腐蝕，并對腐蝕后試件進行擬靜力試驗，研究軸壓比和腐蝕程度對RC剪力墻試件抗震性能的影響，以期為酸雨大氣環境中包含RC剪力墻構件的建(構)筑物抗震性能評估提供理論依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

為研究酸雨環境下腐蝕 RC剪力墻的抗震性能，以軸壓比和腐蝕循環次數為主要變化參數，本文設計制作了 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，軸壓比設計以及酸雨侵蝕噴淋循環次數如表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，與試件同時養護28 d后測得混凝土立方體抗壓強度fcu=40.30 MPa，彈性模量Ec=3.25×104MPa，鋼筋材性試驗結果見表2。

表2 鋼筋力學性能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行澆筑。具體制作方法為：先澆筑墻體，隨后放入標準養護室內養護 28 d取出，將墻底露出鋼筋用環氧樹脂包裹，進而進行環境侵蝕模擬試驗(W1除外)，待腐蝕試驗結束后，再進行基座的澆筑和養護。

為模擬酸雨對RC剪力墻的侵蝕作用，本文參考文獻[10]中所采用的周期噴淋腐蝕試驗方案對RC剪力墻進行加速腐蝕，并恒通CO2以模擬實際環境中混凝土碳化。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，以調節腐蝕溶液的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)℃，以加速腐蝕介質的侵蝕速率；3)降溫至(25±5)℃，開始下一腐蝕循環。單個腐蝕循環周期時長為 6 h，加速腐蝕模擬試驗及循環過程如圖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，取各試驗預估開裂荷載[11]的 30%對各試件進行兩次預加反復荷載，以檢驗、校準加載裝置及量測儀表，并消除試件內部的不均勻性。此后，采用荷載-位移混合加載制度對各試件進行正式低周反復加載。施加水平荷載前，首先在試件頂部施加軸壓力至設定軸壓比，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荷載P，首先采用荷載控制并以20 kN為增量進行加載，每級荷載循環一次，直至試件屈服；進而以屈服位移為極差進行位移控制加載，每級位移循環3次，當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，對試件內各鋼筋銹蝕率進行測定，按照文獻[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，相同腐蝕循環次數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層厚度較暗柱縱筋的薄；并且，分布鋼筋暴露于腐蝕介質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 鋼筋銹蝕質量損失率Table 3 Weight-loss rate of corroded reinforcement

2 試驗現象及破壞狀態

2.1 酸雨腐蝕過程

酸雨導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物中的堿性物質與酸雨中的H+發生了中和反應，反應式如下：

膨脹性破壞主要是由于酸雨中的硫酸鹽與混凝土水化產物發生化學反應，所生成的膨脹性產物對混凝土產生膨脹破壞作用，反應式如下：

經歷上述侵蝕作用后，混凝土會溶解以及生成體積膨脹性產物，產生表面應力和內部應力，致使其內部形成微小孔洞，進一步加快的侵蝕作用。酸雨侵蝕最終會導致混凝土內部結構發生改變，產生侵蝕孔洞，改變材料孔隙率，同時隨著酸雨侵蝕程度增加，鋼筋發生銹蝕，從而劣化鋼筋混凝土結構的力學性能(彈性模量、強度等)[13]及抗震性能。

2.2 酸雨腐蝕現象

不同酸雨侵蝕程度的各試件表面腐蝕現象如圖5所示。可以看出，輕度腐蝕試件(W2)表面發黃、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)出現，清除試件表面的腐蝕產物，可觀察到少許侵蝕孔洞；中度腐蝕試件(W3)表面粗糙不平，開始出現蜂窩麻面、挖坑等現象，白色結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)表面出現的起皮、坑洼現象更加嚴重，混凝土骨料外露，試件表面腐蝕覆蓋物繼續增厚，表面形成蜂窩狀孔洞。

圖5 腐蝕試件表觀現象Fig.5 Apparent phenomena of corroded specimens

2.3 加載破壞現象

在整個加載過程中，不同設計參數各試件的破壞過程相似。加載初期，試件處于彈性工作狀態，當試件頂部水平荷載達到 80 kN~100 kN時，墻底受拉區混凝土出現第一條彎曲裂縫，表明試件開始進入開裂階段。隨著往復荷載增大，墻底水平裂縫不斷發展并斜向上延伸，裂縫寬度不斷加寬，當往復荷載增至110 kN~130 kN時，墻體底部暗柱縱筋屈服，試件進入屈服階段，此時加載方式由荷載控制轉變為位移控制；隨著水平位移幅值增加，墻底水平裂縫數量不再增加，而裂縫寬度增加較快；當水平位移幅值進一步增大至 14 mm~18 mm時，墻底受壓混凝土在剪壓應力共同作用下達到其極限強度，形成塊狀結構；試件頂部水平荷載繼續增加，直至墻底受壓區混凝土壓碎、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，呈現彎剪型破壞特征。各試件最終破壞形態如圖6所示。

圖6 試件破壞形態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，分布區域較大，整個加載過程中，水平裂縫與剪切斜裂縫發展速率相對較快，最終破壞時試件底部三角形混凝土破損區域面積較大，表現出較好的延性；軸壓比較大試件 W5開裂時的墻頂水平荷載相對較大，試件剪切裂縫發展角度較大，水平裂縫與剪切斜裂縫發展相對遲緩。

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致混凝土材料性能劣化、試件內部鋼筋銹蝕以及鋼筋與混凝土間粘結性能退化，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強度降低，鋼筋應力傳至混凝土時的傳力路徑增長，導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，滯回環形狀近似呈梭形，有輕微的捏縮現象；加載至峰值點后，隨著荷載增加，試件加卸載剛度持續減小，且剛度退化程度逐漸加重，滯回環形狀由梭形轉變為弓形，試件耗能能力減小；隨加載位移進一步增加，滯回環捏縮程度逐漸加劇，承載力不斷降低，直至試件發生破壞。

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現：當腐蝕程度相同時(試件 W3、W4、W5)，隨軸壓比增加，試件初始剛度增大，滯回環飽滿程度減小，耗能能力降低，軸壓比較大試件達到峰值荷載后，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，同級位移下滯回環面積逐漸減小，滯回曲線捏縮現象出現提前，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。取試件受拉區初始裂縫出現時的荷載和變形作為開裂荷載和開裂位移；根據能量等值法[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%時對應點的荷載和位移，標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見表4。同時，以位移延性系數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及位移延性系數，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，墻體受壓側混凝土易達到極限壓應變，而受拉側鋼筋變形得不到充分發揮，抑制了塑性區長度的發展；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增大，能有效抑制混凝土開裂及裂縫的擴展，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，試件位移延性系數呈降低趨勢，這是由于酸雨侵蝕劣化了混凝土力學性能，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相應特征點荷載與位移得到相應修正系數，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計算公式，由于試件初始裂縫不易觀測，開裂點數據離散性較大，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計算公式以及決定系數如下所示：

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力構件，在地震作用下通常處于壓、彎、剪復合受力狀態，其破壞時剪切變形在試件總體變形中占有相當大的比重，因此有必要對RC剪力墻試件的剪切變形進行分析。本文參考文獻[16]在剪力墻表面設置交叉位移傳感器，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下的剪應變及其剪切變形在試件總變形中的占比，結果見表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據失真，故開裂點與極限點剪切變形未列出。根據表5數據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：試件達到屈服狀態時，縱筋發生屈服，彎曲變形發展較快，故剪切變形占比較小；隨著荷載繼續增加，試件剪切斜裂縫不斷發展，部分墻體水平分布筋屈服，導致試件抗剪承載力不斷降低，剪切變形不斷增大且發展迅速，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

能量耗散系數ξ是衡量RC剪力墻構件抗震性能優劣的重要參數，其計算公式為：

式中：SABCD為不同特征點處滯回環的面積；SΔOBE和SΔODF為理想彈性構件達到相同特征位移所吸收的能量，計算簡圖見圖11。據此計算各試件不同特征點處能量耗散系數，結果見表4。

由表4數據可知，不同破壞狀態的能量耗散系數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一定規律性。各試件累積耗能隨加載循環次數N的增大而逐漸增大；當腐蝕程度相同時，隨軸壓比增加，各試件累積耗能逐漸減小；當軸壓比相同時，腐蝕試件的累計耗能均小于未腐蝕試件的，且隨加載循環次數N增加，累積耗能差距越明顯，對比未腐蝕試件 W1與腐蝕程度較嚴重試件W6可知，當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 結論

(1)隨腐蝕循環次數增加，RC剪力墻試件表面析出結晶物質不斷增多，侵蝕孔洞逐漸密集，坑洼現象嚴重，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，剪切斜裂縫發展速度相對減緩，剪切變形減小；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小；隨加載位移增大，各試件剪切變形占總變形比例增大。