氯離子侵蝕后橋墩的抗震性能及損傷指標研究

周 敉， 張 洋， 姜永存， 朱國強， 劉 陽， 蘭方言， 吳 江

(1.長安大學 舊橋檢測與加固技術交通行業重點實驗室,西安 710064；2.河南省交通規劃設計研究院股份有限公司,鄭州 450046;3.廣東省交通規劃設計研究院股份有限公司，廣州 510507)

Cl-(氯離子)侵蝕環境中鋼筋混凝土結構的腐蝕問題已成為當今橋梁工程界關注的熱點[1-2]。世界各國鋼筋混凝土結構的腐蝕經濟損失約占其生產總產值GDP的2%～4%[3-4]，其中與鋼筋銹蝕有關的約占40%[5]。進入新世紀，據不完全統計，我國的年腐蝕損失金額約為5 000億元，約占GDP的5%[6]。中國科學和技術發展研究會在《2020年中國土木工程科學和技術發展研究報告》中專門討論了Cl-對海工混凝土結構的影響問題及解決對策，提出了沿海工程技術發展的保障措施[7]。

目前，各國研究者提出了基于全壽命的橋梁設計框架，并對全壽命周期內材料性能退化對橋梁結構整體抗震性能的影響展開了研究。鋼筋銹蝕被認為是影響混凝土結構性能的第一因素，引起鋼筋銹蝕最主要的原因是Cl-侵蝕引起的原電池反應[8]。鋼筋銹蝕導致的直接結果就是鋼筋截面尺寸的減小和鋼筋材料強度的劣化。趙尚傳[9]對處于海洋環境中的橋梁結構混凝土碳化與Cl-侵蝕導致鋼筋銹蝕對結構失效概率貢獻的對比分析中發現：Cl-侵蝕引起的失效概率遠大于混凝土碳化。劉西拉[10]通過研究發現：Cl-侵蝕環境下，混凝土結構中橫向箍筋的銹蝕程度大于縱向鋼筋，尤其是在縱、橫向鋼筋交接處，箍筋出現嚴重銹蝕甚至斷裂，其必然導致核心混凝土所受約束作用的減小甚至喪失，進而導致結構構件延性性能的下降。張雯等[11]研究了箍筋銹蝕程度對混凝土軸心受壓構件的影響，試驗結果表明：約束混凝土的承載力與變形能力隨著箍筋銹蝕程度的增大而顯著下降。張偉平等[12]等對近300根不同來源的銹蝕鋼筋進行拉伸試驗，獲得其質量銹蝕率和極限拉伸率，根據試驗結果得到鋼筋強度隨著鋼筋銹蝕率增大的變化規律，提出銹蝕鋼筋的應力-應變關系。Ou等[13-14]研究了天然和人工腐蝕鋼筋的抗拉性能以及不同鋼筋銹蝕部位對鋼筋混凝土梁抗震性能的影響，試驗結果表明：縱向受拉鋼筋的銹蝕對屈服位移、屈服荷載和峰值荷載有顯著的不利影響，縱向受壓鋼筋的銹蝕對屈服位移產生不利影響，當破壞模式為彎剪破壞時，橫向鋼筋的腐蝕對屈服位移和極限位移產生了負面影響。

濱海地區、鹽漬地區以及除冰鹽大量使用的地區，Cl-侵蝕是橋梁墩柱抗震性能退化的主要因素之一。針對Cl-侵蝕導致的鋼筋混凝土橋梁墩柱抗震性能退化的問題，國外學者開展了廣泛的研究。Simon等[15]以一座鋼筋混凝土橋梁為例，研究了鋼筋截面積折減和混凝土保護層開裂對橋梁墩柱強度和剛度退化的影響。Ghosh等[16]研究了橋墩的腐蝕性問題，建立了橋梁的時變易損性曲線。Biondini等[17]從概率的角度研究了腐蝕環境下的鋼筋混凝土橋梁墩柱整個服役周期的抗震性能變化，處于侵蝕環境中的橋梁墩柱其抗震性能的衰減對橋梁的地震響應產生了顯著的影響。Dong等[18]在考慮Cl-侵蝕以及洪水沖刷對橋梁結構抗震性能影響的基礎上，從社會經濟與環境保護等方面進行了量化分析，提出了地震作用下橋梁結構時變特性的評估方法。Guo等[19]考慮了Cl-侵蝕下，近海橋梁墩柱性能退化的問題，研究了橋梁墩柱剩余服役期內基于時變的抗震需求和地震易損性。孫迎召等[20]通過試驗發現：混凝土損傷厚度以及基體損傷程度隨干濕循環次數的增加而增加。

目前關于Cl-侵蝕墩柱抗震性能的理論成果較少。因此，為了完善Cl-侵蝕墩柱抗震性能理論，本文對3個鋼筋混凝土墩柱試件進行為期30 d的干濕循環下的Cl-電化學侵蝕，侵蝕試驗結束后，對其進行擬靜力試驗，通過對試驗數據的處理分析，研究Cl-侵蝕對鋼筋、混凝土材料以及墩柱試件抗震性能的影響。

1 模型設計及試驗方案

1.1 墩柱模型設計

本文以潮汕環線榕江北岸引橋橋墩作為工程原型，設計兩種不同高度的墩柱模型。墩柱模型主要設計思路：① 模型和原型采用相同的混凝土型號和鋼筋型號;② 模型和原型按體積配筋率相等原則，配置模型試件的箍筋；③ 按照模型和原型相同軸壓比的原則設置軸壓力；④ 低墩和中墩截面與高度尺寸分別選用1∶6.25和1∶8.33的縮尺比。墩柱模型選用C40混凝土以及HRB335,HRB400鋼筋。擬靜力試驗及墩柱模型的具體設計參數如表1所示，鋼筋布置如圖1所示。為研究不同配筋率橋墩侵蝕后抗震性能的差異，本文基于《Caltrans規范》[21]、《AASHOTO規范》[22]、JTG/T 2231-01—2020《公路橋梁抗震設計規范》[23]、GB 50909—2014《城市軌道交通結構抗震設計規范》[24]對橋墩縱筋配筋率上限值的規定，以約2%為差值進行高、中、低配筋率模型設計。

表1 擬靜力試驗及墩柱模型的設計參數

(b)

1.2 橋墩模型的電化學腐蝕

采用濃度為5%的氯化鈉(NaCl)溶液對養護后的鋼筋混凝土墩柱進行干濕循環下的電化學腐蝕試驗。試驗采用直流電源，電源正極連接墩柱內部的鋼筋，負極連接銅片。同時采用微型空氣泵增加溶液中氧氣含量以提高侵蝕效率。對于沿海地區受Cl-侵蝕的橋梁結構而言，干濕交替作用是影響其侵蝕作用的一個重要影響因素。干濕循環將會加劇Cl-的侵入程度，從而對混凝土結構的耐久性能產生進一步的不利影響。因此試驗中需要考慮干濕循環的作用。干濕循環過程為試件在5%的NaCl溶液中浸泡12 h后再將氯鹽溶液抽干，并晾干試件12 h，總共24 h完成一次干濕循環，為實現橋墩模型的干濕交替過程，在晾干過程中通過風扇送風來加速試驗柱內水分蒸發[25-26]。電化學腐蝕試驗如圖2所示。

圖2 電化學腐蝕試驗示意圖

1.3 擬靜力試驗

1.3.1 加載方案

試驗豎向采用與原型橋梁工程一致的軸壓比，水平向加載采用變幅、等幅混合位移控制，每級位移做3個加載循環。詳細加載方案如圖3所示。當試件的側向力下降至峰值側向力的85%時，認為試件發生破壞，停止加載。

圖3 試驗加載方案

1.3.2 試驗測量系統

測量系統主要由數據采集儀和電液伺服作動器水平加載系統構成，加載系統，如圖4所示。水平位移以及側向力借助伺服作動器內置的位移傳感器和力傳感器通過計算機在控制程序界面中顯示。隨著往復加載的進行，系統控制程序可以描繪出試件墩頂的荷載-位移滯回曲線，實時顯示構件位移與側向力的滯回特征。

2 Cl-侵蝕對材料性能的劣化作用

2.1 Cl-侵蝕對混凝土材料的影響

經過30 d的干濕循環下的Cl-電化學侵蝕，測得侵蝕后的塑性鉸區域的混凝土表面、距表面10 mm、距表面30 mm處Cl-含量檢測值分別為0.85%，0.60%，0.38%，Cl-含量隨距混凝土表面距離的增加而降低。由于各工況模型保護層厚度和侵蝕條件相同，因此測得的Cl-含量基本一致。試驗進行過程中，Cl-侵蝕的試件出現裂縫現象更早且裂縫長度和寬度更大，試驗墩柱墩底混凝土表面出現了明顯的銹跡，部分混凝土保護層甚至出現了明顯的銹脹裂縫(見圖5)，保護層混凝土與鋼筋之間的粘結效果下降，混凝土剝落嚴重，說明對混凝土的強度和體積安定性都產生了影響，具體混凝土損傷剝落現象可見圖6。Cl-對混凝土的性能產生影響的原因主要是Cl-會在混凝土水化過程中與混凝土中的鈣離子結合生成無強度的氯化鈣，會導致固化后的混凝土內混雜著無粘結強度的氯化鈣，因此會在很大程度上影響混凝土強度。

圖4 液壓伺服加載系統

圖5 構件侵蝕狀態

(d) MME

2.2 Cl-侵蝕對鋼筋材性的影響

從墩柱破壞形態中可以看出，Cl-侵蝕試件的鋼筋出現了比較嚴重的銹蝕，在3組對比試件經過擬靜力試驗后，鑿出中墩各試件的受拉主鋼筋，共截取2組6根鋼筋并對其進行拉伸試驗，除1根鋼筋被夾具夾斷外，共獲得5條有效的單軸拉伸荷載-位移曲線，經Cl-侵蝕前后的主鋼筋力學性能對比情況如圖7所示。試驗發現：未經Cl-侵蝕的受拉主鋼筋平均伸長率為26.16%;經Cl-侵蝕的受拉主鋼筋平均伸長率為16.5%;同時，主筋的抗拉強度發生了明顯的變化，經Cl-侵蝕的鋼筋極限破壞強度下降了4.69%，屈服強度下降了4.26%。

3 Cl-侵蝕前后墩柱擬靜力試驗結果對比

3.1 試件破壞現象

試驗中3組對比試件均展現出以彎曲破壞為主要特征的延性破壞，圖6(a)～圖6(f)分別為試件LL,LLE,MM,MME,MH,MHE的破壞形態。由于基于延性抗震理念設計，試驗中墩柱均在墩底形成塑性鉸，塑性鉸區域出現混凝土的壓潰、剝落以及縱筋、箍筋的屈曲、斷裂的破壞現象，而塑性鉸以外的墩身其他區域僅出現細微可閉合裂縫，符合橋梁墩柱依靠塑性鉸耗能的延性抗震設計要求。

圖7 CL-侵蝕前后鋼筋荷載-位移曲線對比

3.2 試驗數據分析

3.2.1 墩柱荷載-位移滯回曲線與骨架曲線

橋梁墩柱在低周往復荷載作用下的荷載-位移滯回曲線能夠綜合反應其抗震性能，是評價其在地震作用下累積滯回耗能水平的重要依據。骨架曲線能夠很好的反映在擬靜力試驗中，試件在不同階段的變形、剛度、延性和耗能等抗震性能指標。如圖8、圖9和圖10荷載-位移曲線對比圖所示，受侵蝕試件LLE、試件MME以及試件MHE的滯回環飽滿程度遠不及相應的未受侵蝕試件，滯回環面積分別減小56.35%,88.01%,75.20%，滯回耗能水平顯著下降。如圖11、圖12和圖13骨架曲線對比圖所示，在加載位移正反向，受侵蝕試件LLE、試件MME以及試件MHE的抗力隨著加載位移的增加下降更快，屈服抗力、峰值抗力以及破壞時的極限側反力均明顯小于相應的未受侵蝕試件，相應的屈服位移、峰值位移、極限位移也均出現了明顯下降，試件LLE 3個特征點的位移分別下降了62.20%，65.32%，59.99%，試件MME 3個特征點的位移分別下降了20.15%，39.81%，53.90%，試件MHE 3個特征點的位移分別下降了6.26%，50.08%，49.06%，說明經Cl-侵蝕，橋梁墩柱的承載能力與延性性能均會下降。

圖8 試件LL與試件LLE荷載-位移曲線對比

圖9 試件MM與試件MME荷載-位移曲線對比

圖10 試件MH與試件MHE荷載-位移曲線對比

圖11 試件LL與試件LLE骨架曲線對比

圖12 試件MM與試件MME骨架曲線對比

圖13 試件MH與試件MHE骨架曲線對比

3.2.2 位移延性系數

位移延性系數是衡量橋梁墩柱延性性能的重要指標之一，各試件正、反向屈服位移與極限位移以及正、反向平均延性系數，如表2所示。對于中墩中縱筋配筋率試件MME以及中墩高縱筋配筋率試件MHE，位移延性系數分別下降41.56%,46.85%，說明Cl-侵蝕會削弱橋梁墩柱的延性性能；而對于低墩低縱筋配筋率試件LLE，相比試件LL，其位移延性系數上升3.91%，說明對于低墩低縱筋配筋率試件，Cl-侵蝕對其延性性能的影響不大。然而試件LLE的滯回環面積卻比試件LL低49.71%，說明僅通過延性系數來判斷墩柱抗震性能的局限性，須從能耗水平等綜合指標的角度對其抗震性能進行綜合評判。

表2 實測位移延性系數

3.2.3 耗能能力

延性橋梁墩柱的耗能水平是以滯回曲線所圍成的面積來衡量的，耗能水平是衡量其抗震性能的一個綜合性指標。累積滯回耗能指標EAD定義為結構或構件在擬靜力往復加載下，各級位移幅值的滯回環面積之和，即試件從開始加載到后期破壞的滯回耗能的總量，反映試件整個生命周期的總體耗能水平。

(1)

式中：EAD為構件的累積滯回耗能；n為試驗加載的總圈數；ΔWi為第i級位移幅值所對應的滯回環面積。

試驗中3組試件銹蝕前后第i級位移幅值所對應的3圈滯回環面積與位移的關系曲線，如圖14所示。

如圖14所示，從3組耗能-位移曲線對比可以看出：極限位移和配筋率的增加都會使試件的耗能能力有一定程度的增強；同時，對于不同墩高和配筋率的試件，經Cl-侵蝕試件其耗能水平明顯小于相應的未受侵蝕試件。表3列出了各試件從加載開始至結束所對應的累積滯回耗能數值，試件LLE、試件MME以及試件MHE的累積滯回耗能分別僅有相應原未受侵蝕試件的43.65%，20.38%，24.8%。

圖14 試件耗能-位移曲線對比

表3 各試件累積滯回耗能

3.2.4 等效黏滯阻尼系數

等效黏滯阻尼系數反映的是橋梁墩柱在不同位移時刻能量耗散的水平。在對橋梁墩柱進行往復加載與卸載過程的擬靜力試驗中，構件的能量吸收與釋放是交替進行的，可以采用等效黏滯阻尼系數來衡量各試件銹蝕前后的抗震性能。

由圖15各組試件的等效黏滯阻尼系數與位移關系曲線對比圖可知：在各試件的極限位移處，等效黏滯阻尼系數與位移關系曲線的斜率均出現下降甚至由正變負。受Cl-侵蝕試件的等效黏滯阻尼系數在自身極限位移前總要大于相應未受侵蝕試件，說明在該極限位移前，受侵蝕試件墩柱塑性鉸區域塑性發展較大，也就意味著墩柱更易發生破壞。

3.2.5 數值模擬

采用OpenSees有限元軟件對墩柱試件進行數值模擬，模型采用基于位移的梁柱單元模型模擬墩柱試件，混凝土材料采用Concrete02材料[27]，鋼筋材料采用Steel02材料[28]。試件LL和試件LLE試驗與數值模擬滯回曲線的對比見圖16和圖17，試件MH和試件MHE試驗與數值模擬的滯回曲線對比見圖18和圖19。

圖15 試件等效黏滯阻尼系數-位移曲線對比

圖16 試件LL數值模擬和試驗滯回曲線對比

圖17 試件LLE數值模擬和試驗數據滯回曲線對比

從圖16和圖18可以得到，未侵蝕試件的數值模擬滯回曲線和試驗滯回曲線吻合較好。從圖17和圖19可知：峰值荷載前試件LLE和試件MHE的數值模擬滯回曲線和試驗滯回曲線具有較好的一致性，峰值荷載后數值模擬滯回曲線和試驗滯回曲線存在一定的偏差，主要原因是氯離子侵蝕試件的鋼筋會發生材性劣化，具體見2.2節，在試驗過程中鋼筋斷裂會造成構件抗力的顯著下降，而數值分析中纖維模型的鋼筋本構關系并不能模擬出此效果，造成與實際試驗不符。

圖18 試件MH數值模擬和試驗滯回曲線對比

圖19 試件MHE數值模擬和試驗滯回曲線對比

4 雙參數地震損傷指標

針對不同結構的破壞機理，在一個或幾個物理量的組合下結構或構件在某一時刻的值與極限值之比定義為損傷模型或損傷指標。選擇合適的指標對地震作用下結構的動力響應進行量化，合理的損傷評判能夠使結構的損傷控制在預期范圍內，對結構的抗震設計和震后修復改造等方面均能取得較好的推進作用。同時，僅僅考慮了變形或耗能水平的單參數損傷模型不能對結構的抗震性能做出合理的評價，因此提出了同時考慮結構最大變形與相應耗能水平對結構破壞影響的雙參數地震損傷模型。

基于經典的Park-Ang模型[29-30]，即考慮位移變形和滯回耗能線性組合的損傷模型，計算不同墩高不同配筋率試件的損傷指標。具體計算公式如式(2)、式(3)。

(2)

β=(-0.447+0.073λ+0.24no+0.314pt)×

0.7ρw

(3)

同時，由于Park-Ang模型在延性系數較大時精度較高，在中小位移的擬靜力試驗中，Park-Ang模型低估了構件的極限耗能水平，從而使損傷模型產生誤差。因此，為提高計算結果的可靠性，本文綜合考慮了Park-Ang模型和在中小位移時精度較高的改進后Park-Ang模型(M-Park模型)。M-Park模型計算方式如下[31]。

(4)

(5)

式中:δy為結構或構件的屈服位移；Ei為第i個滯回圈所包圍的面積；βi為能量項加權因子且與加載路徑有關；γE為能量等效系數。

結合模擬得到的耗能水平和構件在屈服狀態、極限狀態下的位移和承載能力，進行抗震性能對比分析，以Park-Ang和M-Park兩種損傷模型為評價墩柱在地震作用下的損傷程度，可以得到低墩低配筋率、中墩中配筋率、中墩高配筋率的試件侵蝕前后的損傷指標，如圖20～圖22所示。

圖20 低配筋率低墩試件侵蝕前后損傷指標對比

圖21 中配筋率中墩試件侵蝕前后損傷指標對比

圖22 高配筋率中墩試件侵蝕前后損傷指標對比

通過對Park-Ang損傷模型以及修正后的M-Park損傷模型進行分析和歸納發現，試驗過程中墩柱的破壞程度的變化與雙參數地震損傷模型的擬合準確性較好。M-Park損傷模型計算得到的損傷指標在小位移時比Park-Ang損傷模型計算得到的損傷指標更小，在位移較大時比Park-Ang損傷模型計算得到的損傷指標更大。

從耐久性的影響因素來看，Cl-的侵蝕對墩柱抵抗地震荷載的能力以及自身的動力響應后的損傷影響均起到了不可忽視的作用。從LL和LLE試件的兩種損傷模型曲線可知，Cl-侵蝕環境加重了墩柱的損傷指標，隨著水平位移的增大其損傷模型指標也呈線性增大，均為正常環境下墩柱的損傷指標的兩倍。從中墩試件MM與MME試件及LL與LLE試件的損傷曲線可知，隨著墩高的增加，墩柱的延性增強，在小位移的情況下，侵蝕對墩柱抗震性能的減弱不明顯，但是當位移大于40 mm后，侵蝕環境下的墩柱的損傷模型指標有明顯的增加，在最大位移時，增長至正常環境下墩柱的損傷指標的兩倍。同時，對比兩種配筋率的中墩試件可知，配筋率過高會導致墩柱剛度的顯著增加、并降低墩柱的延性，MH墩柱雖然耗散能量水平較好但較MM試件過早的出現混凝土開裂和保護層剝落，反而加劇了墩柱的損傷；因此對雙參數地震損傷指標而言，中墩中配筋率試件在三者中較好的兼顧了變形和耗能兩方面因素。考慮到Cl-對鋼筋的侵蝕作用，高配筋率墩柱的塑性鉸區的鋼筋截面削弱和劣化更嚴重，所以在侵蝕環境下墩柱最大允許位移隨著配筋率的增加而逐漸減小，即配筋率越高的墩柱更應該針對所處的惡劣環境做出必要的防范措施。

5 結 論

本文通過3組鋼筋混凝土墩柱進行擬靜力試驗研究Cl-侵蝕對橋梁墩柱抗震性能的影響，通過對試驗數據的處理分析與歸納總結，得到如下結論：

(1) Cl-侵蝕對混凝土強度和體積安定性產生影響，使鋼筋出現嚴重腐蝕現象，對鋼筋混凝土墩柱的性能以及耐久性產生較嚴重的影響。

(2) 受Cl-侵蝕墩柱的屈服抗力、峰值抗力以及破壞時的極限抗力均明顯小于相應的未侵蝕墩柱，侵蝕后墩柱在各自極限位移處的累積滯回耗能分別為相應未侵蝕墩柱的43.65%,11.99%,24.8%。且侵蝕后墩柱的等效黏滯阻尼系數在自身極限位移前總大于相應未侵蝕墩柱，在其極限位移前，侵蝕后墩柱塑性鉸區域塑性發展較大，墩柱更易發生破壞。侵蝕后墩柱的抗震性能較未侵蝕墩柱有明顯降低。

(3) Cl-侵蝕會明顯削弱中配筋率中墩及高配筋率中墩試件的延性性能，侵蝕后墩柱位移延性系數分別下降41.56%和46.85%。Cl-侵蝕對低配筋率低墩的延性性能影響不明顯，其位移延性系數上升3.91%，然而試件LLE的滯回環面積卻比試件LL減小了56.35%。因此，僅通過延性系數來評判墩柱的抗震性能具有局限性。

(4) 基于Park-Ang和M-Park雙參數地震損傷模型綜合評價墩柱的地震損傷發現，Cl-侵蝕會明顯增加墩柱的地震損傷，且加重程度隨著位移的增大而線性增大，最終侵蝕后墩柱的損傷指標在極限位移處增大至未侵蝕墩柱的兩倍。對延性橋墩配筋率的選取應兼顧考慮變形和耗能兩方面的因素方可得到最優的地震損傷指標。