氯离子侵蚀后桥墩的抗震性能及损伤指标研究

周 敉， 张 洋， 姜永存， 朱国强， 刘 阳， 兰方言， 吴 江

(1.长安大学 旧桥检测与加固技术交通行业重点实验室,西安 710064；2.河南省交通规划设计研究院股份有限公司,郑州 450046;3.广东省交通规划设计研究院股份有限公司，广州 510507)

Cl-(氯离子)侵蚀环境中钢筋混凝土结构的腐蚀问题已成为当今桥梁工程界关注的热点[1-2]。世界各国钢筋混凝土结构的腐蚀经济损失约占其生产总产值GDP的2%～4%[3-4]，其中与钢筋锈蚀有关的约占40%[5]。进入新世纪，据不完全统计，我国的年腐蚀损失金额约为5 000亿元，约占GDP的5%[6]。中国科学和技术发展研究会在《2020年中国土木工程科学和技术发展研究报告》中专门讨论了Cl-对海工混凝土结构的影响问题及解决对策，提出了沿海工程技术发展的保障措施[7]。

目前，各国研究者提出了基于全寿命的桥梁设计框架，并对全寿命周期内材料性能退化对桥梁结构整体抗震性能的影响展开了研究。钢筋锈蚀被认为是影响混凝土结构性能的第一因素，引起钢筋锈蚀最主要的原因是Cl-侵蚀引起的原电池反应[8]。钢筋锈蚀导致的直接结果就是钢筋截面尺寸的减小和钢筋材料强度的劣化。赵尚传[9]对处于海洋环境中的桥梁结构混凝土碳化与Cl-侵蚀导致钢筋锈蚀对结构失效概率贡献的对比分析中发现：Cl-侵蚀引起的失效概率远大于混凝土碳化。刘西拉[10]通过研究发现：Cl-侵蚀环境下，混凝土结构中横向箍筋的锈蚀程度大于纵向钢筋，尤其是在纵、横向钢筋交接处，箍筋出现严重锈蚀甚至断裂，其必然导致核心混凝土所受约束作用的减小甚至丧失，进而导致结构构件延性性能的下降。张雯等[11]研究了箍筋锈蚀程度对混凝土轴心受压构件的影响，试验结果表明：约束混凝土的承载力与变形能力随着箍筋锈蚀程度的增大而显著下降。张伟平等[12]等对近300根不同来源的锈蚀钢筋进行拉伸试验，获得其质量锈蚀率和极限拉伸率，根据试验结果得到钢筋强度随着钢筋锈蚀率增大的变化规律，提出锈蚀钢筋的应力-应变关系。Ou等[13-14]研究了天然和人工腐蚀钢筋的抗拉性能以及不同钢筋锈蚀部位对钢筋混凝土梁抗震性能的影响，试验结果表明：纵向受拉钢筋的锈蚀对屈服位移、屈服荷载和峰值荷载有显著的不利影响，纵向受压钢筋的锈蚀对屈服位移产生不利影响，当破坏模式为弯剪破坏时，横向钢筋的腐蚀对屈服位移和极限位移产生了负面影响。

滨海地区、盐渍地区以及除冰盐大量使用的地区，Cl-侵蚀是桥梁墩柱抗震性能退化的主要因素之一。针对Cl-侵蚀导致的钢筋混凝土桥梁墩柱抗震性能退化的问题，国外学者开展了广泛的研究。Simon等[15]以一座钢筋混凝土桥梁为例，研究了钢筋截面积折减和混凝土保护层开裂对桥梁墩柱强度和刚度退化的影响。Ghosh等[16]研究了桥墩的腐蚀性问题，建立了桥梁的时变易损性曲线。Biondini等[17]从概率的角度研究了腐蚀环境下的钢筋混凝土桥梁墩柱整个服役周期的抗震性能变化，处于侵蚀环境中的桥梁墩柱其抗震性能的衰减对桥梁的地震响应产生了显著的影响。Dong等[18]在考虑Cl-侵蚀以及洪水冲刷对桥梁结构抗震性能影响的基础上，从社会经济与环境保护等方面进行了量化分析，提出了地震作用下桥梁结构时变特性的评估方法。Guo等[19]考虑了Cl-侵蚀下，近海桥梁墩柱性能退化的问题，研究了桥梁墩柱剩余服役期内基于时变的抗震需求和地震易损性。孙迎召等[20]通过试验发现：混凝土损伤厚度以及基体损伤程度随干湿循环次数的增加而增加。

目前关于Cl-侵蚀墩柱抗震性能的理论成果较少。因此，为了完善Cl-侵蚀墩柱抗震性能理论，本文对3个钢筋混凝土墩柱试件进行为期30 d的干湿循环下的Cl-电化学侵蚀，侵蚀试验结束后，对其进行拟静力试验，通过对试验数据的处理分析，研究Cl-侵蚀对钢筋、混凝土材料以及墩柱试件抗震性能的影响。

1 模型设计及试验方案

1.1 墩柱模型设计

本文以潮汕环线榕江北岸引桥桥墩作为工程原型，设计两种不同高度的墩柱模型。墩柱模型主要设计思路：① 模型和原型采用相同的混凝土型号和钢筋型号;② 模型和原型按体积配筋率相等原则，配置模型试件的箍筋；③ 按照模型和原型相同轴压比的原则设置轴压力；④ 低墩和中墩截面与高度尺寸分别选用1∶6.25和1∶8.33的缩尺比。墩柱模型选用C40混凝土以及HRB335,HRB400钢筋。拟静力试验及墩柱模型的具体设计参数如表1所示，钢筋布置如图1所示。为研究不同配筋率桥墩侵蚀后抗震性能的差异，本文基于《Caltrans规范》[21]、《AASHOTO规范》[22]、JTG/T 2231-01—2020《公路桥梁抗震设计规范》[23]、GB 50909—2014《城市轨道交通结构抗震设计规范》[24]对桥墩纵筋配筋率上限值的规定，以约2%为差值进行高、中、低配筋率模型设计。

表1 拟静力试验及墩柱模型的设计参数

(b)

1.2 桥墩模型的电化学腐蚀

采用浓度为5%的氯化钠(NaCl)溶液对养护后的钢筋混凝土墩柱进行干湿循环下的电化学腐蚀试验。试验采用直流电源，电源正极连接墩柱内部的钢筋，负极连接铜片。同时采用微型空气泵增加溶液中氧气含量以提高侵蚀效率。对于沿海地区受Cl-侵蚀的桥梁结构而言，干湿交替作用是影响其侵蚀作用的一个重要影响因素。干湿循环将会加剧Cl-的侵入程度，从而对混凝土结构的耐久性能产生进一步的不利影响。因此试验中需要考虑干湿循环的作用。干湿循环过程为试件在5%的NaCl溶液中浸泡12 h后再将氯盐溶液抽干，并晾干试件12 h，总共24 h完成一次干湿循环，为实现桥墩模型的干湿交替过程，在晾干过程中通过风扇送风来加速试验柱内水分蒸发[25-26]。电化学腐蚀试验如图2所示。

图2 电化学腐蚀试验示意图

1.3 拟静力试验

1.3.1 加载方案

试验竖向采用与原型桥梁工程一致的轴压比，水平向加载采用变幅、等幅混合位移控制，每级位移做3个加载循环。详细加载方案如图3所示。当试件的侧向力下降至峰值侧向力的85%时，认为试件发生破坏，停止加载。

图3 试验加载方案

1.3.2 试验测量系统

测量系统主要由数据采集仪和电液伺服作动器水平加载系统构成，加载系统，如图4所示。水平位移以及侧向力借助伺服作动器内置的位移传感器和力传感器通过计算机在控制程序界面中显示。随着往复加载的进行，系统控制程序可以描绘出试件墩顶的荷载-位移滞回曲线，实时显示构件位移与侧向力的滞回特征。

2 Cl-侵蚀对材料性能的劣化作用

2.1 Cl-侵蚀对混凝土材料的影响

经过30 d的干湿循环下的Cl-电化学侵蚀，测得侵蚀后的塑性铰区域的混凝土表面、距表面10 mm、距表面30 mm处Cl-含量检测值分别为0.85%，0.60%，0.38%，Cl-含量随距混凝土表面距离的增加而降低。由于各工况模型保护层厚度和侵蚀条件相同，因此测得的Cl-含量基本一致。试验进行过程中，Cl-侵蚀的试件出现裂缝现象更早且裂缝长度和宽度更大，试验墩柱墩底混凝土表面出现了明显的锈迹，部分混凝土保护层甚至出现了明显的锈胀裂缝(见图5)，保护层混凝土与钢筋之间的粘结效果下降，混凝土剥落严重，说明对混凝土的强度和体积安定性都产生了影响，具体混凝土损伤剥落现象可见图6。Cl-对混凝土的性能产生影响的原因主要是Cl-会在混凝土水化过程中与混凝土中的钙离子结合生成无强度的氯化钙，会导致固化后的混凝土内混杂着无粘结强度的氯化钙，因此会在很大程度上影响混凝土强度。

图4 液压伺服加载系统

图5 构件侵蚀状态

(d) MME

2.2 Cl-侵蚀对钢筋材性的影响

从墩柱破坏形态中可以看出，Cl-侵蚀试件的钢筋出现了比较严重的锈蚀，在3组对比试件经过拟静力试验后，凿出中墩各试件的受拉主钢筋，共截取2组6根钢筋并对其进行拉伸试验，除1根钢筋被夹具夹断外，共获得5条有效的单轴拉伸荷载-位移曲线，经Cl-侵蚀前后的主钢筋力学性能对比情况如图7所示。试验发现：未经Cl-侵蚀的受拉主钢筋平均伸长率为26.16%;经Cl-侵蚀的受拉主钢筋平均伸长率为16.5%;同时，主筋的抗拉强度发生了明显的变化，经Cl-侵蚀的钢筋极限破坏强度下降了4.69%，屈服强度下降了4.26%。

3 Cl-侵蚀前后墩柱拟静力试验结果对比

3.1 试件破坏现象

试验中3组对比试件均展现出以弯曲破坏为主要特征的延性破坏，图6(a)～图6(f)分别为试件LL,LLE,MM,MME,MH,MHE的破坏形态。由于基于延性抗震理念设计，试验中墩柱均在墩底形成塑性铰，塑性铰区域出现混凝土的压溃、剥落以及纵筋、箍筋的屈曲、断裂的破坏现象，而塑性铰以外的墩身其他区域仅出现细微可闭合裂缝，符合桥梁墩柱依靠塑性铰耗能的延性抗震设计要求。

图7 CL-侵蚀前后钢筋荷载-位移曲线对比

3.2 试验数据分析

3.2.1 墩柱荷载-位移滞回曲线与骨架曲线

桥梁墩柱在低周往复荷载作用下的荷载-位移滞回曲线能够综合反应其抗震性能，是评价其在地震作用下累积滞回耗能水平的重要依据。骨架曲线能够很好的反映在拟静力试验中，试件在不同阶段的变形、刚度、延性和耗能等抗震性能指标。如图8、图9和图10荷载-位移曲线对比图所示，受侵蚀试件LLE、试件MME以及试件MHE的滞回环饱满程度远不及相应的未受侵蚀试件，滞回环面积分别减小56.35%,88.01%,75.20%，滞回耗能水平显著下降。如图11、图12和图13骨架曲线对比图所示，在加载位移正反向，受侵蚀试件LLE、试件MME以及试件MHE的抗力随着加载位移的增加下降更快，屈服抗力、峰值抗力以及破坏时的极限侧反力均明显小于相应的未受侵蚀试件，相应的屈服位移、峰值位移、极限位移也均出现了明显下降，试件LLE 3个特征点的位移分别下降了62.20%，65.32%，59.99%，试件MME 3个特征点的位移分别下降了20.15%，39.81%，53.90%，试件MHE 3个特征点的位移分别下降了6.26%，50.08%，49.06%，说明经Cl-侵蚀，桥梁墩柱的承载能力与延性性能均会下降。

图8 试件LL与试件LLE荷载-位移曲线对比

图9 试件MM与试件MME荷载-位移曲线对比

图10 试件MH与试件MHE荷载-位移曲线对比

图11 试件LL与试件LLE骨架曲线对比

图12 试件MM与试件MME骨架曲线对比

图13 试件MH与试件MHE骨架曲线对比

3.2.2 位移延性系数

位移延性系数是衡量桥梁墩柱延性性能的重要指标之一，各试件正、反向屈服位移与极限位移以及正、反向平均延性系数，如表2所示。对于中墩中纵筋配筋率试件MME以及中墩高纵筋配筋率试件MHE，位移延性系数分别下降41.56%,46.85%，说明Cl-侵蚀会削弱桥梁墩柱的延性性能；而对于低墩低纵筋配筋率试件LLE，相比试件LL，其位移延性系数上升3.91%，说明对于低墩低纵筋配筋率试件，Cl-侵蚀对其延性性能的影响不大。然而试件LLE的滞回环面积却比试件LL低49.71%，说明仅通过延性系数来判断墩柱抗震性能的局限性，须从能耗水平等综合指标的角度对其抗震性能进行综合评判。

表2 实测位移延性系数

3.2.3 耗能能力

延性桥梁墩柱的耗能水平是以滞回曲线所围成的面积来衡量的，耗能水平是衡量其抗震性能的一个综合性指标。累积滞回耗能指标EAD定义为结构或构件在拟静力往复加载下，各级位移幅值的滞回环面积之和，即试件从开始加载到后期破坏的滞回耗能的总量，反映试件整个生命周期的总体耗能水平。

(1)

式中：EAD为构件的累积滞回耗能；n为试验加载的总圈数；ΔWi为第i级位移幅值所对应的滞回环面积。

试验中3组试件锈蚀前后第i级位移幅值所对应的3圈滞回环面积与位移的关系曲线，如图14所示。

如图14所示，从3组耗能-位移曲线对比可以看出：极限位移和配筋率的增加都会使试件的耗能能力有一定程度的增强；同时，对于不同墩高和配筋率的试件，经Cl-侵蚀试件其耗能水平明显小于相应的未受侵蚀试件。表3列出了各试件从加载开始至结束所对应的累积滞回耗能数值，试件LLE、试件MME以及试件MHE的累积滞回耗能分别仅有相应原未受侵蚀试件的43.65%，20.38%，24.8%。

图14 试件耗能-位移曲线对比

表3 各试件累积滞回耗能

3.2.4 等效黏滞阻尼系数

等效黏滞阻尼系数反映的是桥梁墩柱在不同位移时刻能量耗散的水平。在对桥梁墩柱进行往复加载与卸载过程的拟静力试验中，构件的能量吸收与释放是交替进行的，可以采用等效黏滞阻尼系数来衡量各试件锈蚀前后的抗震性能。

由图15各组试件的等效黏滞阻尼系数与位移关系曲线对比图可知：在各试件的极限位移处，等效黏滞阻尼系数与位移关系曲线的斜率均出现下降甚至由正变负。受Cl-侵蚀试件的等效黏滞阻尼系数在自身极限位移前总要大于相应未受侵蚀试件，说明在该极限位移前，受侵蚀试件墩柱塑性铰区域塑性发展较大，也就意味着墩柱更易发生破坏。

3.2.5 数值模拟

采用OpenSees有限元软件对墩柱试件进行数值模拟，模型采用基于位移的梁柱单元模型模拟墩柱试件，混凝土材料采用Concrete02材料[27]，钢筋材料采用Steel02材料[28]。试件LL和试件LLE试验与数值模拟滞回曲线的对比见图16和图17，试件MH和试件MHE试验与数值模拟的滞回曲线对比见图18和图19。

图15 试件等效黏滞阻尼系数-位移曲线对比

图16 试件LL数值模拟和试验滞回曲线对比

图17 试件LLE数值模拟和试验数据滞回曲线对比

从图16和图18可以得到，未侵蚀试件的数值模拟滞回曲线和试验滞回曲线吻合较好。从图17和图19可知：峰值荷载前试件LLE和试件MHE的数值模拟滞回曲线和试验滞回曲线具有较好的一致性，峰值荷载后数值模拟滞回曲线和试验滞回曲线存在一定的偏差，主要原因是氯离子侵蚀试件的钢筋会发生材性劣化，具体见2.2节，在试验过程中钢筋断裂会造成构件抗力的显著下降，而数值分析中纤维模型的钢筋本构关系并不能模拟出此效果，造成与实际试验不符。

图18 试件MH数值模拟和试验滞回曲线对比

图19 试件MHE数值模拟和试验滞回曲线对比

4 双参数地震损伤指标

针对不同结构的破坏机理，在一个或几个物理量的组合下结构或构件在某一时刻的值与极限值之比定义为损伤模型或损伤指标。选择合适的指标对地震作用下结构的动力响应进行量化，合理的损伤评判能够使结构的损伤控制在预期范围内，对结构的抗震设计和震后修复改造等方面均能取得较好的推进作用。同时，仅仅考虑了变形或耗能水平的单参数损伤模型不能对结构的抗震性能做出合理的评价，因此提出了同时考虑结构最大变形与相应耗能水平对结构破坏影响的双参数地震损伤模型。

基于经典的Park-Ang模型[29-30]，即考虑位移变形和滞回耗能线性组合的损伤模型，计算不同墩高不同配筋率试件的损伤指标。具体计算公式如式(2)、式(3)。

(2)

β=(-0.447+0.073λ+0.24no+0.314pt)×

0.7ρw

(3)

同时，由于Park-Ang模型在延性系数较大时精度较高，在中小位移的拟静力试验中，Park-Ang模型低估了构件的极限耗能水平，从而使损伤模型产生误差。因此，为提高计算结果的可靠性，本文综合考虑了Park-Ang模型和在中小位移时精度较高的改进后Park-Ang模型(M-Park模型)。M-Park模型计算方式如下[31]。

(4)

(5)

式中:δy为结构或构件的屈服位移；Ei为第i个滞回圈所包围的面积；βi为能量项加权因子且与加载路径有关；γE为能量等效系数。

结合模拟得到的耗能水平和构件在屈服状态、极限状态下的位移和承载能力，进行抗震性能对比分析，以Park-Ang和M-Park两种损伤模型为评价墩柱在地震作用下的损伤程度，可以得到低墩低配筋率、中墩中配筋率、中墩高配筋率的试件侵蚀前后的损伤指标，如图20～图22所示。

图20 低配筋率低墩试件侵蚀前后损伤指标对比

图21 中配筋率中墩试件侵蚀前后损伤指标对比

图22 高配筋率中墩试件侵蚀前后损伤指标对比

通过对Park-Ang损伤模型以及修正后的M-Park损伤模型进行分析和归纳发现，试验过程中墩柱的破坏程度的变化与双参数地震损伤模型的拟合准确性较好。M-Park损伤模型计算得到的损伤指标在小位移时比Park-Ang损伤模型计算得到的损伤指标更小，在位移较大时比Park-Ang损伤模型计算得到的损伤指标更大。

从耐久性的影响因素来看，Cl-的侵蚀对墩柱抵抗地震荷载的能力以及自身的动力响应后的损伤影响均起到了不可忽视的作用。从LL和LLE试件的两种损伤模型曲线可知，Cl-侵蚀环境加重了墩柱的损伤指标，随着水平位移的增大其损伤模型指标也呈线性增大，均为正常环境下墩柱的损伤指标的两倍。从中墩试件MM与MME试件及LL与LLE试件的损伤曲线可知，随着墩高的增加，墩柱的延性增强，在小位移的情况下，侵蚀对墩柱抗震性能的减弱不明显，但是当位移大于40 mm后，侵蚀环境下的墩柱的损伤模型指标有明显的增加，在最大位移时，增长至正常环境下墩柱的损伤指标的两倍。同时，对比两种配筋率的中墩试件可知，配筋率过高会导致墩柱刚度的显著增加、并降低墩柱的延性，MH墩柱虽然耗散能量水平较好但较MM试件过早的出现混凝土开裂和保护层剥落，反而加剧了墩柱的损伤；因此对双参数地震损伤指标而言，中墩中配筋率试件在三者中较好的兼顾了变形和耗能两方面因素。考虑到Cl-对钢筋的侵蚀作用，高配筋率墩柱的塑性铰区的钢筋截面削弱和劣化更严重，所以在侵蚀环境下墩柱最大允许位移随着配筋率的增加而逐渐减小，即配筋率越高的墩柱更应该针对所处的恶劣环境做出必要的防范措施。

5 结 论

本文通过3组钢筋混凝土墩柱进行拟静力试验研究Cl-侵蚀对桥梁墩柱抗震性能的影响，通过对试验数据的处理分析与归纳总结，得到如下结论：

(1) Cl-侵蚀对混凝土强度和体积安定性产生影响，使钢筋出现严重腐蚀现象，对钢筋混凝土墩柱的性能以及耐久性产生较严重的影响。

(2) 受Cl-侵蚀墩柱的屈服抗力、峰值抗力以及破坏时的极限抗力均明显小于相应的未侵蚀墩柱，侵蚀后墩柱在各自极限位移处的累积滞回耗能分别为相应未侵蚀墩柱的43.65%,11.99%,24.8%。且侵蚀后墩柱的等效黏滞阻尼系数在自身极限位移前总大于相应未侵蚀墩柱，在其极限位移前，侵蚀后墩柱塑性铰区域塑性发展较大，墩柱更易发生破坏。侵蚀后墩柱的抗震性能较未侵蚀墩柱有明显降低。

(3) Cl-侵蚀会明显削弱中配筋率中墩及高配筋率中墩试件的延性性能，侵蚀后墩柱位移延性系数分别下降41.56%和46.85%。Cl-侵蚀对低配筋率低墩的延性性能影响不明显，其位移延性系数上升3.91%，然而试件LLE的滞回环面积却比试件LL减小了56.35%。因此，仅通过延性系数来评判墩柱的抗震性能具有局限性。

(4) 基于Park-Ang和M-Park双参数地震损伤模型综合评价墩柱的地震损伤发现，Cl-侵蚀会明显增加墩柱的地震损伤，且加重程度随着位移的增大而线性增大，最终侵蚀后墩柱的损伤指标在极限位移处增大至未侵蚀墩柱的两倍。对延性桥墩配筋率的选取应兼顾考虑变形和耗能两方面的因素方可得到最优的地震损伤指标。