鋼筋銹蝕對(duì)RC 固端梁振動(dòng)特性的影響?

徐略勤，陳敘先，周建庭，王 佩，高 鵬，陽(yáng)珊清

（1.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院 重慶，400074）（2.重慶交通大學(xué)省部共建山區(qū)橋梁及隧道工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 重慶，400074）

引言

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)因取材方便、造價(jià)廉低且具有較好的耐久性、耐火性等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛運(yùn)用于各種工程結(jié)構(gòu)中。鋼筋銹蝕是導(dǎo)致鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)耐久性下降的重要原因之一，其不僅會(huì)導(dǎo)致鋼筋有效面積減小，還會(huì)使保護(hù)層混凝土開(kāi)裂以及鋼筋與包圍混凝土之間的黏結(jié)損失，而且鋼筋銹蝕后的維修更換不易處理。及時(shí)準(zhǔn)確地掌握結(jié)構(gòu)由于鋼筋銹蝕而產(chǎn)生的性能損傷，對(duì)正確評(píng)估結(jié)構(gòu)的安全等級(jí)非常重要［1］。振動(dòng)頻率、模態(tài)振型和阻尼比等動(dòng)力特性是結(jié)構(gòu)物理屬性的函數(shù)，結(jié)構(gòu)因銹蝕等原因發(fā)生損傷和性能退化，往往會(huì)導(dǎo)致其動(dòng)力特性發(fā)生相應(yīng)的改變［2］。監(jiān)測(cè)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的變化簡(jiǎn)便可行，可為描述結(jié)構(gòu)的健康狀況提供良好的參考。

通過(guò)監(jiān)測(cè)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的變化來(lái)識(shí)別損傷一直是研究熱點(diǎn)，其中根據(jù)梁的固有頻率和模態(tài)振型變化來(lái)識(shí)別損傷尤其受到關(guān)注［3-4］。這些研究通常將梁的損傷假想為1 條或多條非閉合裂縫［2］，從而將問(wèn)題轉(zhuǎn)變?yōu)殚_(kāi)裂梁的振動(dòng)分析問(wèn)題［5-6］。實(shí)際上，RC梁開(kāi)裂的原因不盡相同，由鋼筋銹蝕所引起的開(kāi)裂形態(tài)與開(kāi)裂梁的假設(shè)并不完全一致。為了明確鋼筋銹蝕的影響規(guī)律，不少學(xué)者以RC 梁的阻尼比為考察參數(shù)展開(kāi)研究。文獻(xiàn)［7-9］通過(guò)模態(tài)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，隨著鋼筋銹蝕率的增大，RC 梁的阻尼比出現(xiàn)了明顯增大。Razak 等［10］通過(guò)對(duì)3 根足尺RC 梁的模態(tài)測(cè)試發(fā)現(xiàn)，鋼筋銹蝕會(huì)導(dǎo)致高階模態(tài)的阻尼比增大，但第1階模態(tài)的阻尼比反而減小。湯紅衛(wèi)等［11］對(duì)懸臂RC梁進(jìn)行試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鋼筋銹蝕會(huì)導(dǎo)致構(gòu)件的阻尼比增大。除了阻尼比以外，劉燕［12］實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)，鋼筋銹蝕導(dǎo)致RC 梁的振動(dòng)基頻出現(xiàn)下降。Zhang 等［13］通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，RC 梁的振動(dòng)頻率隨著鋼筋銹蝕率的增大而下降，認(rèn)為振動(dòng)頻率可作為RC 梁的健康監(jiān)測(cè)指標(biāo)。可以看到，由于鋼筋銹蝕機(jī)理較為復(fù)雜，其對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的影響目前尚末形成一致的認(rèn)識(shí)，進(jìn)一步明確鋼筋銹蝕與結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的關(guān)系，對(duì)基于動(dòng)力測(cè)試的損傷識(shí)別技術(shù)的發(fā)展非常重要。

筆者利用電化學(xué)加速銹蝕法制作了2 組共8 片RC 梁，通過(guò)受迫振動(dòng)試驗(yàn)對(duì)不同縱筋銹蝕率和不同縱筋直徑的RC 固端梁進(jìn)行動(dòng)力特性測(cè)試，得到固端梁的1 階模態(tài)參數(shù)（包括振動(dòng)基頻和阻尼比），以此研究RC 固端梁動(dòng)力特性與縱筋銹蝕之間的關(guān)系，探討以振動(dòng)基頻和阻尼比來(lái)評(píng)估RC 固端梁銹損程度的可能性和合理性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 銹蝕RC 梁的設(shè)計(jì)與制備

8 片RC 試驗(yàn)梁的長(zhǎng)×高×寬均為160 cm×18 cm×12 cm，其尺寸與配筋如圖1 所示。試驗(yàn)梁的混凝土采用C30，縱筋保護(hù)層厚度為2 cm，梁底受拉縱筋為2 根HRB400 鋼筋（直徑分別為14 mm 和16 mm），梁頂架立縱筋為2 根HPB300 鋼筋（直徑均為10 mm ），箍筋為直徑6 mm 的HPB235 鋼筋。8片試驗(yàn)梁根據(jù)其縱筋直徑的大小分為2 組（S-14 和S-16），每組4 片梁。

圖1 試驗(yàn)梁的尺寸與配筋（單位：mm）Fig.1 Dimensions and reinforcement of test beams (unit:mm)

采用電化學(xué)加速銹蝕法對(duì)梁底受拉縱筋進(jìn)行快速銹蝕，其過(guò)程如圖2 所示。電源正極與縱筋相連，負(fù)極與放置在梁底面中軸線(xiàn)上的碳棒相連。正式通電銹蝕前，將試驗(yàn)梁置于濃度為5%的氯化鈉溶液中浸泡48 h。為保證銹蝕效果，氯化鈉溶液的淹沒(méi)深度超過(guò)梁高的1/3。在試驗(yàn)設(shè)計(jì)時(shí)，目標(biāo)銹蝕率分別定為0%，5%，10%和15%，因此2 組梁分別命名為S-14-0，S-14-5，S-14-10，S-14-15 和S-16-0，S-16-5，S-16-10，S-16-15。

圖2 電化學(xué)加速銹蝕過(guò)程Fig.2 Electrochemical accelerated corrosion process

根據(jù)目標(biāo)銹蝕率，利用法拉第定律計(jì)算出通電時(shí)間［15］為

其中：t為通電持續(xù)時(shí)間；Z為反應(yīng)電極的化合價(jià)，即Fe 變成Fe2+所消耗的電子數(shù)，其值為2；F為法拉第常數(shù)，其值為96 487 C/mol；ηt為縱筋目標(biāo)銹蝕率；m為縱筋總質(zhì)量；I為外加電流強(qiáng)度；M為鐵的摩爾質(zhì)量，其值為56 g/mol。

按照式（1）計(jì)算得到通電持續(xù)時(shí)間，由于縱筋和箍筋的絕緣措施受到損壞等原因，實(shí)測(cè)縱筋銹蝕率遠(yuǎn)低于目標(biāo)值，加速銹蝕結(jié)果如表1 所示。

表1 加速銹蝕結(jié)果Tab.1 Results of electrochemical accelerated corrosion

1.2 振動(dòng)特性測(cè)試方法

采用人工激勵(lì)下的受迫振動(dòng)來(lái)獲取試驗(yàn)梁的1階振動(dòng)基頻、阻尼比及振型等模態(tài)參數(shù)。由于試驗(yàn)梁較短，基頻較大，振動(dòng)信號(hào)易受干擾，簡(jiǎn)支邊界會(huì)在支承處帶來(lái)額外的干擾，導(dǎo)致測(cè)試結(jié)果不可靠。因此，在加速銹蝕試驗(yàn)結(jié)束后，將試驗(yàn)梁兩端通過(guò)混凝土基座固結(jié)，動(dòng)力特性試驗(yàn)如圖3 所示。測(cè)試儀器包括橡皮錘、加速度傳感器和信號(hào)采集器。5 個(gè)加速度傳感器安裝于梁頂中軸線(xiàn)6 等分點(diǎn)位置，從左向右依次記為1#～5#。利用橡皮錘在3#與4#傳感器中間位置對(duì)梁體施加豎直錘擊，并通過(guò)信號(hào)采集器記錄各個(gè)加速度傳感器的響應(yīng)信號(hào)。由于梁體剛度較大，橡皮錘等工具一般很難激發(fā)出試件的高階模態(tài)，因此筆者重點(diǎn)研究RC 固端梁的基本振動(dòng)模態(tài)。本試驗(yàn)采用江蘇東華公司開(kāi)發(fā)的DHDAS 動(dòng)態(tài)信號(hào)采集系統(tǒng)對(duì)加速度響應(yīng)信號(hào)進(jìn)行譜分析，使用快速傅里葉變換處理時(shí)程響應(yīng)。為了保證測(cè)試結(jié)果的可靠性，每次采集6 組數(shù)據(jù)，并以平均值作為最終的結(jié)果。實(shí)測(cè)表明，根據(jù)1#～5#加速度傳感器所得到的振動(dòng)基頻和阻尼比結(jié)果無(wú)明顯差異，下面僅以3#傳感器的分析結(jié)果進(jìn)行研究。

圖3 動(dòng)力特性試驗(yàn)（單位：mm）Fig.3 Dynamic characteristic tests (unit:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 干擾因素的影響分析

在對(duì)S-14 組試驗(yàn)梁第1 次采集到的數(shù)據(jù)進(jìn)行模態(tài)分析時(shí)，發(fā)現(xiàn)所有頻譜圖中在50 Hz 及其倍數(shù)處均存在明顯異常峰值，初步判斷這是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)室交流電的頻率所導(dǎo)致，交流電測(cè)試結(jié)果的影響如圖4所示。為了消除該影響，將試驗(yàn)儀器與地線(xiàn)相連接，重新進(jìn)行了測(cè)試。由圖4（a）可見(jiàn)，頻譜圖中的異常峰值全部被消除，頻率-加速度曲線(xiàn)光滑流暢，試驗(yàn)梁的1 階頻率峰值更加明顯，交流電的存在雖然會(huì)產(chǎn)生額外的異常峰值，但基本不影響試驗(yàn)梁的頻譜曲線(xiàn)特征。由圖4（b）可見(jiàn)，交流電對(duì)S-14 組試驗(yàn)梁基本模態(tài)參數(shù)的影響非常小，僅試驗(yàn)梁S-14-15 的阻尼比在有無(wú)交流電的影響下略有差異，但也基本可以忽略。

圖4 交流電測(cè)試結(jié)果的影響Fig.4 Effect of alternating current on test results

由于試驗(yàn)梁基本頻率較高，采用人工激勵(lì)的方式受到很多干擾。為了保證結(jié)果的可靠性，本試驗(yàn)還對(duì)不同環(huán)境的影響進(jìn)行對(duì)比測(cè)試。選取實(shí)驗(yàn)室2 個(gè)不同運(yùn)作狀態(tài)：①僅有本試驗(yàn)在開(kāi)展；②有其他試驗(yàn)在同步開(kāi)展，中間間隔2 d，分別用D1 和D2 表示。實(shí)驗(yàn)室環(huán)境對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響如圖5 所示。由圖可見(jiàn)，環(huán)境振動(dòng)干擾對(duì)2 組梁的實(shí)測(cè)結(jié)果均有一定的影響。對(duì)于S-14 組來(lái)說(shuō)，環(huán)境振動(dòng)干擾對(duì)4 片梁的基本頻率影響很小，2 條曲線(xiàn)基本重合；但對(duì)4片梁的阻尼比影響較大，尤其是S-14-10 和S-14-15，前者在2 種環(huán)境下相差43.62%，后者在2 種環(huán)境下相差28.22%。對(duì)于S-16 組來(lái)說(shuō)，環(huán)境振動(dòng)干擾對(duì)4片梁的基本頻率和阻尼比的影響均較小，S-16-0 的基本頻率在2 種環(huán)境下雖有一定差異，但相差僅為1.73%。總的來(lái)說(shuō)，環(huán)境干擾對(duì)RC 固端梁頻率測(cè)試結(jié)果的影響可以忽略，對(duì)阻尼比雖有一定的影響，但不會(huì)改變阻尼比測(cè)試結(jié)果的變化規(guī)律。

圖5 實(shí)驗(yàn)室環(huán)境對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響Fig.5 Effect of laboratory environment on test results

在實(shí)際工程中，由于結(jié)構(gòu)或構(gòu)件振動(dòng)模態(tài)參數(shù)的測(cè)試精度容易受外界各種干擾因素的影響，導(dǎo)致實(shí)測(cè)結(jié)果的可靠性下降。本試驗(yàn)的對(duì)比分析表明，在一定范圍內(nèi)，交流電和環(huán)境振動(dòng)對(duì)模態(tài)參數(shù)識(shí)別的不利影響是可控的。

2.2 銹蝕率的影響分析

本節(jié)均以無(wú)交流電和無(wú)實(shí)驗(yàn)室振動(dòng)干擾測(cè)試結(jié)果為對(duì)象進(jìn)行分析。S-14 和S-16 試驗(yàn)梁在3#傳感器處測(cè)得的銹蝕率對(duì)加速度響應(yīng)曲線(xiàn)的影響如圖6所示。利用圖6 曲線(xiàn)進(jìn)行傅里葉變換得到頻譜圖，銹蝕率對(duì)頻譜曲線(xiàn)的影響如圖7 所示。由于每次手動(dòng)錘擊的強(qiáng)度無(wú)法保持完全一致，因此圖6 中的響應(yīng)曲線(xiàn)在幅值和衰減規(guī)律上差別不一，很難得到有效的結(jié)論；但從圖7 的頻譜曲線(xiàn)中可明顯發(fā)現(xiàn)受拉縱筋的銹蝕對(duì)固端梁振動(dòng)基頻的影響規(guī)律?？傮w來(lái)看，縱筋銹蝕率越高，振動(dòng)基頻下降越明顯。

圖6 銹蝕率對(duì)加速度響應(yīng)曲線(xiàn)的影響Fig.6 Effect of corrosion ratios on acceleration response curves

圖7 銹蝕率對(duì)頻譜曲線(xiàn)的影響Fig.7 Effect of corrosion ratios on frequency spectrum curves

圖8 為銹蝕率對(duì)模態(tài)參數(shù)的影響。由圖可見(jiàn)，2組試驗(yàn)梁振動(dòng)基頻的6 次實(shí)測(cè)結(jié)果非常接近，阻尼比的6 次實(shí)測(cè)結(jié)果總體也比較接近，但各次間的差異明顯比頻率高，尤其在銹蝕率較大時(shí)，如S-16-15的6 次阻尼比在4.57%～6.79% 之間，最大相差32.76%?？梢?jiàn)，從測(cè)試結(jié)果的穩(wěn)定性來(lái)看，振動(dòng)基頻相對(duì)更可靠。從銹蝕率的影響來(lái)看，2 組梁的振動(dòng)基頻均隨受拉縱筋銹蝕率的增大而下降，S-14 組的4 片梁從266.4 Hz（無(wú)銹）降至221.4 Hz（5.82%銹蝕率），降幅為16.89%；S-16 組的4 片梁從258.4 Hz（無(wú)銹）降至237.4 Hz（7.01% 銹蝕率），降幅為8.13%。2 組梁的阻尼比隨受拉縱筋銹蝕率的變化規(guī)律有所不同，S-14 組4 片梁的阻尼比隨銹蝕率的增大先緩慢增大后突然劇增，數(shù)值從0.91% 增至6.67%，增大了6.33 倍；S-16 組4 片梁的阻尼比則先減后增，從4.65%降至1.41%，而后又增至5.37%。對(duì)比已有研究可知，S-14 組的阻尼比實(shí)測(cè)規(guī)律與文獻(xiàn)［7，9，11］的結(jié)論是一致的，而S-16 組則與文獻(xiàn)［8］的結(jié)論相一致。文獻(xiàn)［10］認(rèn)為，RC 梁1 階模態(tài)阻尼比隨著縱筋銹蝕率的增大而減小，高階模態(tài)阻尼比隨著縱筋銹蝕率的增大而增大。通常認(rèn)為，鋼筋銹蝕后，其表面產(chǎn)生的氧化物會(huì)導(dǎo)致鋼筋體積膨脹，在混凝土開(kāi)裂前使得鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)更密實(shí)，而當(dāng)銹脹進(jìn)一步發(fā)展后，鋼筋周?chē)幕炷烈虺惺墉h(huán)向拉力而呈現(xiàn)開(kāi)裂狀態(tài)，削弱了鋼筋和混凝土之間的黏結(jié)。因此，銹蝕對(duì)RC 結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性的影響機(jī)理較為復(fù)雜。從本試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，不論是在可重復(fù)性和穩(wěn)定性方面，還是在變化規(guī)律性方面，固端梁的振動(dòng)基頻都更加可靠。

圖8 銹蝕率對(duì)模態(tài)參數(shù)的影響Fig.8 Effect of corrosion ratio on modal parameters

2.3 縱筋直徑的影響分析

S-14 和S-16 的受拉縱筋分別是直徑為14 mm和16 mm 的HRB400 鋼筋（縱筋率分別為1.7%和2.2%）?？v筋直徑對(duì)模態(tài)參數(shù)的影響如圖9 所示。由圖9（a）可見(jiàn)，在不同縱筋直徑下，RC 固端梁振動(dòng)基頻的下降規(guī)律是一致的，但下降速度明顯不同。若定義降幅比為降幅/銹蝕率增量，當(dāng)縱筋直徑為14 mm 時(shí)，固端梁的頻率降幅比為2.90；當(dāng)縱筋直徑為16 mm 時(shí)，頻率降幅比為1.16?？梢?jiàn)，縱筋直徑越大，固端梁振動(dòng)基頻對(duì)銹蝕的敏感程度越小。在相同銹蝕率下，固端梁的縱筋直徑越大，其振動(dòng)基頻下降越緩慢。在無(wú)銹狀態(tài)下，采用不同縱筋直徑的固端梁的頻率非常接近，直徑為14 mm 的頻率甚至略大，因此簡(jiǎn)單認(rèn)為“鋼筋直徑越大，其對(duì)梁體截面剛度的貢獻(xiàn)也越大”不夠科學(xué)。由于混凝土材料的離散性，本研究的觀測(cè)結(jié)論還需更多的試驗(yàn)樣本來(lái)進(jìn)一步驗(yàn)證。由圖9（b）可見(jiàn)，縱筋直徑對(duì)固端梁阻尼比的影響規(guī)律不明顯，在2 種直徑下阻尼比表現(xiàn)出完全不同的變化趨勢(shì)，文獻(xiàn)［10］也認(rèn)為，阻尼比不能作為一個(gè)可靠的指標(biāo)來(lái)表征縱筋銹蝕的影響。

圖9 縱筋直徑對(duì)模態(tài)參數(shù)的影響Fig.9 Effect of longitudinal steel diameter on modal parameters

3 荷載與頻率的關(guān)系

振動(dòng)測(cè)試結(jié)束后，對(duì)2 組梁進(jìn)行了靜力破壞性加載，靜力加載方式與結(jié)果如圖10 所示。受限于實(shí)驗(yàn)室加載條件，加載前將固端梁重新從混凝土基座中取出，然后按照簡(jiǎn)支梁4 點(diǎn)受力的方式進(jìn)行加載，如圖10（a）所示。由圖10（b，c）可看出，2 組梁基本都以剪切或剪彎區(qū)下緣混凝土沿縱筋劈裂破壞為主，簡(jiǎn)支梁和固端梁的剪力分布是相同的，但固端梁會(huì)承受較大的負(fù)彎矩，因此按簡(jiǎn)支4 點(diǎn)加載方式得到的極限荷載不一定能準(zhǔn)確對(duì)應(yīng)固端梁的極限承載能力。由于極限荷載與縱筋銹蝕關(guān)系密切［4］，而縱筋銹蝕又與振動(dòng)特性緊密關(guān)聯(lián)，因此探討極限荷載與振動(dòng)特性的關(guān)系對(duì)研究RC 結(jié)構(gòu)承載能力劣化及其合理表征有一定的參考價(jià)值。

圖10 靜力加載方式與結(jié)果Fig.10 Static loading pattern and results

荷載與頻率的關(guān)系分析如圖11 所示。在圖11（a）中，縱坐標(biāo)“標(biāo)準(zhǔn)化參數(shù)”是指銹蝕后的荷載（頻率）/未銹蝕時(shí)的荷載（頻率）?？梢钥吹剑S著銹蝕率的增大，2 組梁的荷載和頻率均下降，但荷載的下降速度先快后慢，而頻率的下降速度先慢后快，顯示出較明顯的相關(guān)性。在圖11（b）中，fc和Pc分別為銹蝕后的頻率和荷載，f0和P0分別為未銹蝕時(shí)的頻率和荷載。由圖可見(jiàn)，當(dāng)分別采用1-Pc/P0和1-fc/f0作為橫、縱坐標(biāo)軸，2 組梁的荷載和頻率顯示出更加良好的相關(guān)性。采用指數(shù)函數(shù)進(jìn)行擬合時(shí)，相關(guān)性系數(shù)達(dá)到0.997 3。由于數(shù)據(jù)樣本較小以及支承條件的不對(duì)應(yīng)，RC 固端梁荷載與頻率的關(guān)系還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。

圖11 荷載與頻率的關(guān)系分析Fig.11 Analysis on relationship between load and frequency

4 截面剛度與頻率的關(guān)系

截面彎曲剛度的變化是RC 梁性能劣化的重要指標(biāo)之一。隨著縱筋銹蝕的發(fā)展和銹蝕產(chǎn)物體積的變化，縱筋與混凝土之間的黏結(jié)狀態(tài)首先會(huì)變得更緊密，然后隨著混凝土開(kāi)裂而受到削弱，這一過(guò)程會(huì)導(dǎo)致RC 梁的截面剛度發(fā)生相應(yīng)的改變。若忽略縱筋銹蝕所導(dǎo)致的梁體質(zhì)量變化，則RC 梁的振動(dòng)頻率主要由其截面剛度和支承邊界條件所決定。

等截面固端梁如圖12 所示，假設(shè)等RC 固端梁的計(jì)算跨徑為L(zhǎng)，線(xiàn)質(zhì)量為m，截面彎曲剛度為EI，梁體振動(dòng)撓度方程為w(x，t)=φ(x)sin(ωt+θ)，其中φ(x)為滿(mǎn)足位移邊界條件的近似振型函數(shù)，則振動(dòng)動(dòng)能為

圖12 等截面固端梁Fig.12 Fixed-end beam with constant cross section

勢(shì)能為

根據(jù)能量守恒原理［14］，有Tmax=Vmax，則

因此，固端梁1 階振動(dòng)頻率為

將式（6）代入式（7），可得

由式（8）可知，固端梁截面剛度的變化率理論上是其振動(dòng)頻率變化率的2 倍。截面剛度與頻率的關(guān)系如圖13 所示，給出了2 組梁6 次實(shí)測(cè)值及其平均值的散點(diǎn)圖，其中的斜對(duì)角實(shí)線(xiàn)是通過(guò)式（8）繪制的，斜對(duì)角虛線(xiàn)表示δf/f與δEI/EI的關(guān)系偏離式（8）±10%的誤差界限。由圖可見(jiàn)，2 組梁由δf/f和δEI/EI組成的散點(diǎn)基本都位于斜對(duì)角實(shí)線(xiàn)上，尤其是S-16 組。在S-14 組中，部分結(jié)果偏離了斜對(duì)角實(shí)線(xiàn)，但也都在10%的誤差界限以?xún)?nèi)?？梢?jiàn)，由受拉縱筋不同銹蝕程度所導(dǎo)致的RC 固端梁頻率f和截面彎曲剛度EI的變化規(guī)律與式（8）的理論結(jié)果吻合良好，表明通過(guò)振動(dòng)頻率的變幅來(lái)表征固端梁截面剛度的改變是可行的。

圖13 截面剛度與頻率的關(guān)系Fig.13 Relationship between section stiffness and frequency

5 結(jié)論

1）交流電雖然會(huì)產(chǎn)生有規(guī)律的異常峰值，但不會(huì)影響頻率和阻尼比的實(shí)測(cè)結(jié)果。環(huán)境振動(dòng)對(duì)頻率的影響很小，但對(duì)阻尼比的影響較大，最大可產(chǎn)生43.62%的偏差。這兩種干擾因素都不會(huì)改變鋼筋銹蝕對(duì)固端梁模態(tài)參數(shù)的影響規(guī)律。

2）對(duì)不同銹蝕率下各試驗(yàn)梁的重復(fù)試驗(yàn)表明，頻率的6 次測(cè)試結(jié)果都非常接近，而阻尼比的6 次測(cè)試結(jié)果則相差較明顯，尤其當(dāng)鋼筋銹蝕率較大時(shí)，測(cè)試偏差可達(dá)32.76%，表明固端梁的頻率測(cè)試在可重復(fù)性和結(jié)果穩(wěn)定性方面均優(yōu)于阻尼比。

3）隨著銹蝕率的增大，固端梁的頻率不斷下降，S-14 和S-16 這2 組梁的最大降幅分別為16.89%和8.13%，降幅比（降幅/銹蝕率增量）分別為2.90 和1.16，表明縱筋直徑越小，頻率的降幅和降速越大。2 組梁的阻尼比變化規(guī)律不一致，S-14 組隨銹蝕率的增大而增大，S-16 組則先減后增，表明固端梁阻尼比隨銹蝕率的規(guī)律性不如頻率。

4）隨著銹蝕率的增大，固端梁荷載和頻率表現(xiàn)出類(lèi)似的下降規(guī)律，采用1-Pc/P0和1-fc/f0作為橫、縱坐標(biāo)軸時(shí)，荷載和頻率表現(xiàn)出良好的指數(shù)關(guān)系，相關(guān)性系數(shù)高達(dá)0.997 3。

5）固端梁截面剛度EI的變化率理論上是其振動(dòng)頻率f變化率的2 倍，實(shí)測(cè)結(jié)果表明，由鋼筋銹蝕所導(dǎo)致的δf/f與δEI/EI的關(guān)系與理論關(guān)系吻合良好，誤差在10%以?xún)?nèi)。