一般大氣環(huán)境下鋼筋混凝土構件抗震性能時變特征

梁巖　陳淮　羅小勇

摘 要：采用精細化有限元全過程分析方法，考慮混凝土碳化、鋼筋銹蝕及其引起的粘結滑移性能退化等多因素耦合作用，研究在一般大氣環(huán)境使用年限內(nèi)，耐久性退化對構件抗震性能的影響規(guī)律和內(nèi)在機理.結果表明，一般大氣環(huán)境下，鋼筋混凝土構件使用年限在30 a內(nèi)抗震性能變化不大.當使用年限超過30 a后，抗震性能顯著退化.當使用100 a時，承載力降低22.5%，剛度約退化33.5%，延性降低36.7%，耗能能力降低40.5%.建議在一般大氣環(huán)境下對鋼筋混凝土構件進行抗震設計時，應考慮隨使用年限的增長，耐久性退化對抗震性能的影響，從而保證結構良好的抗震性能.

關鍵詞：鋼筋混凝土；耐久性；抗震；時變特征；一般大氣環(huán)境

中圖分類號：TU375 文獻標識碼：A

文章編號：1674-2974（2016）03-0104-09

鋼筋混凝土結構在設計使用年限內(nèi)，由于材料老化、不利環(huán)境及使用不當?shù)纫蛩赜绊懀Y構常出現(xiàn)不同程度的損傷，這種損傷積累直接導致結構耐久性降低、承載力下降、抗震性能退化[1].中國傳統(tǒng)設計考慮混凝土結構的耐久性不足，設計的安全度設置水平較低，留下了大量存在一定缺陷的結構[2].一般大氣環(huán)境下，混凝土碳化及其引起的鋼筋銹蝕是造成結構耐久性退化的主要因素.實際鋼筋混凝土結構的耐久性具有時變特征，任其發(fā)展會由量變積累引起質(zhì)變，地震中完全有可能引起承載力不足，甚至導致結構解體或倒塌.對于鋼筋混凝土結構問題更為突出的是許多結構在處于嚴重腐蝕環(huán)境之中的同時又處于地震多發(fā)地帶[3].對耐久性退化鋼筋混凝土結構抗震性能的研究始于1988年Kyioshi等[4]通過噴灑鹽水的方法使混凝土梁中的鋼筋銹蝕，進行低周反復荷載試驗，結果表明，在循環(huán)荷載作用下，結構承載力較無銹蝕時降低速度快.之后國內(nèi)外學者對鋼筋混凝土結構耐久性損傷后的抗震性能進行了大量的研究[5-9]，Yu等 [10]通過試驗發(fā)現(xiàn)，隨著腐蝕程度的增大，結構失效模式由因縱向鋼筋屈服引起的彎曲破壞轉(zhuǎn)變?yōu)橛捎跈M向鋼筋斷裂引起的彎剪破壞.Inci[11]采用非線性靜力研究方法和非線性時間歷程分析方法分析不同銹蝕程度、鋼筋分布和不同地震強度對鋼筋混凝土框架結構抗震性能影響.

鋼筋混凝土結構在銹蝕與地震作用下的動力響應，直接影響結構安全性和耐久性[12].Luisa等[13]指出鋼筋混凝土構件承載能力和延性會隨著鋼筋的銹蝕率增大而減小，在某些情況下，也會導致結構從塑性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈云茐模@種作用對結構尤其是地震區(qū)的結構分析很有意義，這些區(qū)域延性特征和實際形成機理都是安全評估中的關鍵問題.目前，對耐久性退化鋼筋混凝土結構抗震性能的研究多考慮鋼筋銹蝕或混凝土碳化單一因素的影響，且未考慮鋼筋銹蝕后粘結滑移退化對抗震性能的影響，碳化對結構抗震性能的影響研究也不盡合理，新建鋼筋混凝土結構抗震設計也未考慮使用年限內(nèi)結構耐久性損傷后抗震性能的時變特征，既有鋼筋混凝土結構可靠度評定時也應考慮既有耐久性損傷及后續(xù)耐久性損傷的演化.本文通過足尺銹蝕鋼筋混凝土構件低周反復荷載試驗，驗證有限元模型的準確性，采用精細化有限元全過程分析方法，從混凝土碳化率和鋼筋銹蝕率的角度，考慮混凝土碳化、鋼筋銹蝕及其引起的粘結滑移性能退化等多因素耦合作用，研究一般大氣環(huán)境下使用年限內(nèi)，耐久性退化鋼筋混凝土構件抗震性能時變特征.

1 一般大氣環(huán)境下混凝土碳化及鋼筋銹蝕

時變特征

2 鋼筋混凝土構件抗震性能時變特征有限

元模型

2.1 有限元分析模型

采用ABAQUS有限元軟件進行建模并對試件進行模擬計算.混凝土選取塑性損傷本構模型，采用C3D8R單元，鋼筋采用T3D2單元.鋼筋與混凝土聯(lián)結采用SPRING2彈簧單元，如圖2所示.彈簧單元1約束鋼筋單元節(jié)點與混凝土單元節(jié)點的水平位移，彈簧剛度由能量等值原理確定；彈簧單元2約束鋼筋單元節(jié)點與箍筋內(nèi)部混凝土單元節(jié)點的豎直位移，彈簧剛度取極大值.

為模擬箍筋對混凝土約束作用，將保護層與內(nèi)側(cè)混凝土分開建模，并選取不同的本構關系，考慮到荷載作用下箍筋外側(cè)混凝土壓碎后剝落，不再承受荷載，而箍筋內(nèi)部混凝土由于受到約束作用局部壓碎后仍可參與后續(xù)受力，故在建立混凝土本構關系時考慮箍筋的約束，將混凝土分為核心混凝土和非核心混凝土，核心混凝土考慮橫向約束作用對混凝土強度的提高.一般大氣環(huán)境下混凝土碳化深度通常未達到核心混凝土區(qū)域或?qū)诵幕炷羺^(qū)域影響較小，故考慮碳化對混凝土本構關系的影響時，只考慮碳化對保護層非核心區(qū)域的影響.考慮到箍筋約束對混凝土受壓力學性能的影響，根據(jù)研究成果[16]，引入配箍特征值進行修正.

已有研究中通常將碳化深度作為參數(shù)，但相同的碳化深度對截面面積不同混凝土結構或構件力學性能影響不同，采用碳化深度來表征碳化對混凝土性能的影響不能考慮構件截面的尺寸效應.為了更合理描述混凝土碳化后力學性能變化規(guī)律，本文采用結構或構件的相對碳化面積，即碳化率來表示，如圖4所示.其中，碳化面積Ac與截面四周碳化深度b1，b3，h1及h3有關，截面總面積A=bh.在此定義混凝土碳化率（=Ac/A）為：混凝土結構或構件截面碳化混凝土面積Ac與混凝土總面積A的比值.

2.2 耐久性劣化材料本構關系

根據(jù)第2節(jié)計算結構使用年限分別為0，30，50，70和100 a時，鋼筋混凝土構件保護層碳化深度分別為0，17.5，22.6，26.8和32 mm，相應地保護層碳化率分別為0，61%，77%，90%和100%.箍筋內(nèi)側(cè)混凝土考慮箍筋約束作用對混凝土本構關系的影響，箍筋外側(cè)混凝土僅考慮碳化對本構關系的影響，本構關系采用作者建立的重復荷載下碳化混凝土本構關系模型[15]，見圖5.碳化對混凝土抗拉強度的影響，在目前研究成果中未見報道，為此本文假設碳化不影響混凝土抗拉強度.

使用年限分別為0，30，50，70及100 a時，箍筋銹蝕率分別為0，7.43%，21.16%，33.79%和50.66%；縱筋銹蝕率分別為0，0.1%，7.15%，13.94%和23.64%.由于箍筋保護層厚度小于縱筋保護層厚度且直徑較小，箍筋銹蝕速率大于縱筋銹蝕速率，約為縱筋銹蝕速率2倍.本構關系采用文獻[17]建立的反復荷載下銹蝕鋼筋本構關系模型.

2.3 試驗驗證

試驗試件共6個，設計圖見圖6.各試件設計銹蝕率分別為0，3%，6%，9%，12%和15%，銹蝕試驗及測試方法依據(jù)GB/T50082-2009《普通混凝土長期性能和耐久性試驗方法標準》進行，實測試件L-1，L-2，L-3，L-4，L-5，L-6銹蝕率分別為0，2.76%，5.47%，8.63%，9.81%和11.59%.混凝土設計等級為C30，實測立方體抗壓強度為31.4 MPa，試件中縱筋采用HRB335，直徑16 mm，對稱配置，箍筋采用HPB300，直徑8 mm，間距100 mm.

試驗裝置采用MTS電液伺服試驗機，按受彎構件加載，加載裝置見圖7.

試件兩端部鉸接，中部施加豎直反復荷載.加載時首先采用荷載控制循環(huán)加載直至試件進入屈服狀態(tài)，屈服后改用位移控制，荷載控制的初始荷載取計算開裂荷載的50%，位移控制循環(huán)等級均為試驗屈服位移Δy，每級循環(huán)3次，直至試件發(fā)生破壞，加載機制見圖8.

詳細試驗成果可參見文獻[15]，取試件中部一側(cè)進行有限元分析.箍筋外側(cè)混凝土壓碎時剝落，不考慮其受壓恢復性能，但內(nèi)側(cè)混凝土壓碎后，由于箍筋約束作用而不至剝落，內(nèi)側(cè)混凝土受壓可以恢復.

以試件L-1及L-5為例，有限元模型計算結果與試驗對比見圖9及圖10.

通過對比分析可知，分析結果與試驗結果基本吻合，但有限元模擬滯回曲線更加飽滿，再加載剛度初期偏大而后期偏小.這一方面是由于有限元計算中參數(shù)選取的復雜性，有限元參數(shù)選取的誤差及試驗中的誤差都可能導致二者結果存在差異；另一方面，雖然本文采用彈簧單元模擬鋼筋與混凝土的粘結滑移性能，但簡化方法與真實情況有所差異.實際構件加載過程中，鋼筋與混凝土的粘結強度隨滑移量的增大而增大，達到極限粘結強度后，隨滑移量的增大而減小，有限元模擬中采用能量法簡化為剛度不變的彈簧單元，未能很好模擬再加載初期粘結滑移滯回曲線的平滑段，即宏觀上表現(xiàn)為構件滯回曲線的捏攏效應，有限元計算曲線不如試驗曲線明顯.有限元計算的滯回曲線與試驗曲線總體上接近，卸載路徑及骨架曲線與試驗吻合較好.對于工程應用中的彈塑性分析，這樣的分析結果已經(jīng)能夠滿足要求.本文所述的有限元計算方法對于模擬銹蝕鋼筋混凝土構件在低周反復荷載作用下的響應有一定的準確性和可參考性，可以利用此法進行耐久性退化鋼筋混凝土構件的抗震性能參數(shù)分析和退化規(guī)律分析.

3 銹蝕鋼筋混凝土構件抗震性能時變特征

分析

3.1 承載力及剛度退化分析

隨著使用年限的增長，各試件滯回曲線見圖11.

由圖11可知，隨著構件使用時間的增長，滯回環(huán)面積減小，飽滿程度降低，達到峰值荷載后承載力及剛度退化愈加明顯.各構件骨架曲線見圖12.由圖12可知，構件使用年限在30 a內(nèi)骨架曲線變化不大，使用時間對構件剛度及承載力影響較小；當使用年限超過30 a后，骨架曲線變化較大，由于鋼筋銹蝕，構件剛度及承載力發(fā)生顯著退化.

隨著使用時間的延長，骨架曲線達到峰值荷載后平直段明顯變短，延性降低.使用年限內(nèi)各構件力學性能及滯回性能見表1.

各構件承載力衰減曲線見圖13.對承載力退化比計算值分析可知，承載力隨使用年限的增長，在30 a之前和30 a之后的退化速率明顯不同，退化規(guī)律采用分段式表示，見式（11）.

使用年限/a

由以上分析可知：構件屈服前，剛度隨著變形增加迅速降低，屈服后，剛度下降速度減慢，當變形達到峰值位移后，剛度趨于平穩(wěn)；隨著使用年限的增長，剛度退化在構件從屈服至峰值狀態(tài)時更為明顯，達到峰值狀態(tài)后，構件退化速率基本一致；另一方面，各構件剛度隨使用年限的增長，30 a內(nèi)退化速率較小，30 a后剛度退化速率逐漸增大，當使用100 a時，剛度約退化33.5%.

3.2 滯回性能退化分析

各構件滯回性能見表1，其中彈性狀態(tài)耗能取最大位移為10 mm時滯回環(huán)面積，屈服耗能取屈服位移滯回環(huán)面積，極限耗能取極限狀態(tài)下滯回環(huán)面積.

使用年限內(nèi)各構件延性及極限耗能性能隨時間的變化見圖16.

由圖17可知，若構件在使用年限內(nèi)出現(xiàn)較為嚴重的坑蝕，則可能導致構件抗彎強度大于抗剪強度，構件首先達到其抗剪強度，在破壞模式轉(zhuǎn)換點之后，構件發(fā)生剪切破壞，從而可能導致結構在地震中發(fā)生脆性破壞，甚至突然倒塌.

綜合考慮一般大氣環(huán)境下鋼筋混凝土構件抗震性能的演化規(guī)律，建議在一般大氣環(huán)境下鋼筋混凝土構件抗震設計時，應考慮典型環(huán)境中構件隨使用年限增長導致抗震性能的退化，從而保證結構良好的抗震性能.

4 結 論

本文通過對一般大氣環(huán)境下耐久性退化鋼筋混凝土受彎構件抗震性能演化規(guī)律的分析，主要結論如下：

1）隨著鋼筋銹蝕程度的增大，試件承載力、剛度及耗能性能逐漸降低.鋼筋銹蝕導致其屈服點逐漸消失，使得構件屈服彎矩與極限彎矩接近，屈服區(qū)長度變短，構件延性降低.

2）一般大氣環(huán)境下，混凝土碳化率隨使用年限增長逐漸增大，但碳化速率逐漸減小.鋼筋銹蝕開始后，其銹蝕率隨時間基本呈線性關系，隨使用年限增長，銹蝕程度逐漸增大，箍筋銹蝕速率大于縱筋銹蝕速率，約為其2倍.

3）一般大氣環(huán)境下，鋼筋混凝土受彎構件使用年限在30 a內(nèi)，構件抗震性能變化不大；當使用年限超過30 a后，構件剛度、承載力及滯回性能發(fā)生顯著退化.當使用100 a時，一般大氣環(huán)境下承載力降低22.5%，剛度約退化33.5%，延性降低36.7%，耗能能力降低40.5%.

4）根據(jù)計算分析，給出了一般大氣環(huán)境下使用年限內(nèi)，受彎構件承載力、剛度、延性及耗能性能退化規(guī)律計算式.綜合考慮一般大氣環(huán)境鋼筋混凝土構件抗震性能的演化規(guī)律，建議對鋼筋混凝土構件抗震設計時，應考慮典型環(huán)境中構件隨使用年限增長導致抗震性能的退化，從而保證結構良好的抗震性能，防止突然倒塌.

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