氯離子侵蝕后橋墩的抗震性能及損傷指標(biāo)研究

周 敉， 張 洋， 姜永存， 朱國強(qiáng)， 劉 陽， 蘭方言， 吳 江

(1.長安大學(xué) 舊橋檢測(cè)與加固技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,西安 710064；2.河南省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司,鄭州 450046;3.廣東省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院股份有限公司，廣州 510507)

Cl-(氯離子)侵蝕環(huán)境中鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的腐蝕問題已成為當(dāng)今橋梁工程界關(guān)注的熱點(diǎn)[1-2]。世界各國鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的腐蝕經(jīng)濟(jì)損失約占其生產(chǎn)總產(chǎn)值GDP的2%～4%[3-4]，其中與鋼筋銹蝕有關(guān)的約占40%[5]。進(jìn)入新世紀(jì)，據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，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(xué)和技術(shù)發(fā)展研究會(huì)在《2020年中國土木工程科學(xué)和技術(shù)發(fā)展研究報(bào)告》中專門討論了Cl-對(duì)海工混凝土結(jié)構(gòu)的影響問題及解決對(duì)策，提出了沿海工程技術(shù)發(fā)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(shè)計(jì)框架，并對(duì)全壽命周期內(nèi)材料性能退化對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)整體抗震性能的影響展開了研究。鋼筋銹蝕被認(rèn)為是影響混凝土結(jié)構(gòu)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(yīng)[8]。鋼筋銹蝕導(dǎo)致的直接結(jié)果就是鋼筋截面尺寸的減小和鋼筋材料強(qiáng)度的劣化。趙尚傳[9]對(duì)處于海洋環(huán)境中的橋梁結(jié)構(gòu)混凝土碳化與Cl-侵蝕導(dǎo)致鋼筋銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)失效概率貢獻(xiàn)的對(duì)比分析中發(fā)現(xiàn)：Cl-侵蝕引起的失效概率遠(yuǎn)大于混凝土碳化。劉西拉[10]通過研究發(fā)現(xiàn)：Cl-侵蝕環(huán)境下，混凝土結(jié)構(gòu)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(xiàn)嚴(yán)重銹蝕甚至斷裂，其必然導(dǎo)致核心混凝土所受約束作用的減小甚至喪失，進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)構(gòu)件延性性能的下降。張?chǎng)┑萚11]研究了箍筋銹蝕程度對(duì)混凝土軸心受壓構(gòu)件的影響，試驗(yàn)結(jié)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(duì)近300根不同來源的銹蝕鋼筋進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，獲得其質(zhì)量銹蝕率和極限拉伸率，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到鋼筋強(qiáng)度隨著鋼筋銹蝕率增大的變化規(guī)律，提出銹蝕鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)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(duì)鋼筋混凝土梁抗震性能的影響，試驗(yàn)結(jié)果表明：縱向受拉鋼筋的銹蝕對(duì)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(duì)屈服位移產(chǎn)生不利影響，當(dāng)破壞模式為彎剪破壞時(shí)，橫向鋼筋的腐蝕對(duì)屈服位移和極限位移產(chǎn)生了負(fù)面影響。

濱海地區(qū)、鹽漬地區(qū)以及除冰鹽大量使用的地區(qū)，Cl-侵蝕是橋梁墩柱抗震性能退化的主要因素之一。針對(duì)Cl-侵蝕導(dǎo)致的鋼筋混凝土橋梁墩柱抗震性能退化的問題，國外學(xué)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(hù)層開裂對(duì)橋梁墩柱強(qiáng)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(shí)變易損性曲線。Biondini等[17]從概率的角度研究了腐蝕環(huán)境下的鋼筋混凝土橋梁墩柱整個(gè)服役周期的抗震性能變化，處于侵蝕環(huán)境中的橋梁墩柱其抗震性能的衰減對(duì)橋梁的地震響應(yīng)產(chǎn)生了顯著的影響。Dong等[18]在考慮Cl-侵蝕以及洪水沖刷對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)抗震性能影響的基礎(chǔ)上，從社會(huì)經(jīng)濟(jì)與環(huán)境保護(hù)等方面進(jìn)行了量化分析，提出了地震作用下橋梁結(jié)構(gòu)時(shí)變特性的評(píng)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(nèi)基于時(shí)變的抗震需求和地震易損性。孫迎召等[20]通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：混凝土損傷厚度以及基體損傷程度隨干濕循環(huán)次數(shù)的增加而增加。

目前關(guān)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(duì)3個(gè)鋼筋混凝土墩柱試件進(jìn)行為期30 d的干濕循環(huán)下的Cl-電化學(xué)侵蝕，侵蝕試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)其進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理分析，研究Cl-侵蝕對(duì)鋼筋、混凝土材料以及墩柱試件抗震性能的影響。

1 模型設(shè)計(jì)及試驗(yàn)方案

1.1 墩柱模型設(shè)計(jì)

本文以潮汕環(huán)線榕江北岸引橋橋墩作為工程原型，設(shè)計(jì)兩種不同高度的墩柱模型。墩柱模型主要設(shè)計(jì)思路：① 模型和原型采用相同的混凝土型號(hào)和鋼筋型號(hào);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(shè)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(yàn)及墩柱模型的具體設(shè)計(jì)參數(shù)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(guī)范》[21]、《AASHOTO規(guī)范》[22]、JTG/T 2231-01—2020《公路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[23]、GB 50909—2014《城市軌道交通結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[24]對(duì)橋墩縱筋配筋率上限值的規(guī)定，以約2%為差值進(jìn)行高、中、低配筋率模型設(shè)計(jì)。

表1 擬靜力試驗(yàn)及墩柱模型的設(shè)計(jì)參數(shù)

(b)

1.2 橋墩模型的電化學(xué)腐蝕

采用濃度為5%的氯化鈉(NaCl)溶液對(duì)養(yǎng)護(hù)后的鋼筋混凝土墩柱進(jìn)行干濕循環(huán)下的電化學(xué)腐蝕試驗(yàn)。試驗(yàn)采用直流電源，電源正極連接墩柱內(nèi)部的鋼筋，負(fù)極連接銅片。同時(shí)采用微型空氣泵增加溶液中氧氣含量以提高侵蝕效率。對(duì)于沿海地區(qū)受Cl-侵蝕的橋梁結(jié)構(gòu)而言，干濕交替作用是影響其侵蝕作用的一個(gè)重要影響因素。干濕循環(huán)將會(huì)加劇Cl-的侵入程度，從而對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性能產(chǎn)生進(jìn)一步的不利影響。因此試驗(yàn)中需要考慮干濕循環(huán)的作用。干濕循環(huán)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(huán)，為實(shí)現(xiàn)橋墩模型的干濕交替過程，在晾干過程中通過風(fēng)扇送風(fēng)來加速試驗(yàn)柱內(nèi)水分蒸發(fā)[25-26]。電化學(xué)腐蝕試驗(yàn)如圖2所示。

圖2 電化學(xué)腐蝕試驗(yàn)示意圖

1.3 擬靜力試驗(yàn)

1.3.1 加載方案

試驗(yàn)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(jí)位移做3個(gè)加載循環(huán)。詳細(xì)加載方案如圖3所示。當(dāng)試件的側(cè)向力下降至峰值側(cè)向力的85%時(shí)，認(rèn)為試件發(fā)生破壞，停止加載。

圖3 試驗(yàn)加載方案

1.3.2 試驗(yàn)測(cè)量系統(tǒng)

測(cè)量系統(tǒng)主要由數(shù)據(jù)采集儀和電液伺服作動(dòng)器水平加載系統(tǒng)構(gòu)成，加載系統(tǒng)，如圖4所示。水平位移以及側(cè)向力借助伺服作動(dòng)器內(nèi)置的位移傳感器和力傳感器通過計(jì)算機(jī)在控制程序界面中顯示。隨著往復(fù)加載的進(jìn)行，系統(tǒng)控制程序可以描繪出試件墩頂?shù)暮奢d-位移滯回曲線，實(shí)時(shí)顯示構(gòu)件位移與側(cè)向力的滯回特征。

2 Cl-侵蝕對(duì)材料性能的劣化作用

2.1 Cl-侵蝕對(duì)混凝土材料的影響

經(jīng)過30 d的干濕循環(huán)下的Cl-電化學(xué)侵蝕，測(cè)得侵蝕后的塑性鉸區(qū)域的混凝土表面、距表面10 mm、距表面30 mm處Cl-含量檢測(cè)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(hù)層厚度和侵蝕條件相同，因此測(cè)得的Cl-含量基本一致。試驗(yàn)進(jìn)行過程中，Cl-侵蝕的試件出現(xiàn)裂縫現(xiàn)象更早且裂縫長度和寬度更大，試驗(yàn)墩柱墩底混凝土表面出現(xiàn)了明顯的銹跡，部分混凝土保護(hù)層甚至出現(xiàn)了明顯的銹脹裂縫(見圖5)，保護(hù)層混凝土與鋼筋之間的粘結(jié)效果下降，混凝土剝落嚴(yán)重，說明對(duì)混凝土的強(qiáng)度和體積安定性都產(chǎn)生了影響，具體混凝土損傷剝落現(xiàn)象可見圖6。Cl-對(duì)混凝土的性能產(chǎn)生影響的原因主要是Cl-會(huì)在混凝土水化過程中與混凝土中的鈣離子結(jié)合生成無強(qiáng)度的氯化鈣，會(huì)導(dǎo)致固化后的混凝土內(nèi)混雜著無粘結(jié)強(qiáng)度的氯化鈣，因此會(huì)在很大程度上影響混凝土強(qiáng)度。

圖4 液壓伺服加載系統(tǒng)

圖5 構(gòu)件侵蝕狀態(tài)

(d) MME

2.2 Cl-侵蝕對(duì)鋼筋材性的影響

從墩柱破壞形態(tài)中可以看出，Cl-侵蝕試件的鋼筋出現(xiàn)了比較嚴(yán)重的銹蝕，在3組對(duì)比試件經(jīng)過擬靜力試驗(yàn)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(duì)其進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，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(jīng)Cl-侵蝕前后的主鋼筋力學(xué)性能對(duì)比情況如圖7所示。試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：未經(jīng)Cl-侵蝕的受拉主鋼筋平均伸長率為26.16%;經(jīng)Cl-侵蝕的受拉主鋼筋平均伸長率為16.5%;同時(shí)，主筋的抗拉強(qiáng)度發(fā)生了明顯的變化，經(jīng)Cl-侵蝕的鋼筋極限破壞強(qiáng)度下降了4.69%，屈服強(qiáng)度下降了4.26%。

3 Cl-侵蝕前后墩柱擬靜力試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3.1 試件破壞現(xiàn)象

試驗(yàn)中3組對(duì)比試件均展現(xiàn)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(tài)。由于基于延性抗震理念設(shè)計(jì)，試驗(yàn)中墩柱均在墩底形成塑性鉸，塑性鉸區(qū)域出現(xiàn)混凝土的壓潰、剝落以及縱筋、箍筋的屈曲、斷裂的破壞現(xiàn)象，而塑性鉸以外的墩身其他區(qū)域僅出現(xiàn)細(xì)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(shè)計(jì)要求。

圖7 CL-侵蝕前后鋼筋荷載-位移曲線對(duì)比

3.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)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(fù)荷載作用下的荷載-位移滯回曲線能夠綜合反應(yīng)其抗震性能，是評(píng)價(jià)其在地震作用下累積滯回耗能水平的重要依據(jù)。骨架曲線能夠很好的反映在擬靜力試驗(yàn)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(biāo)。如圖8、圖9和圖10荷載-位移曲線對(duì)比圖所示，受侵蝕試件LLE、試件MME以及試件MHE的滯回環(huán)飽滿程度遠(yuǎn)不及相應(yīng)的未受侵蝕試件，滯回環(huán)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(duì)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(shí)的極限側(cè)反力均明顯小于相應(yīng)的未受侵蝕試件，相應(yīng)的屈服位移、峰值位移、極限位移也均出現(xiàn)了明顯下降，試件LLE 3個(gè)特征點(diǎn)的位移分別下降了62.20%，65.32%，59.99%，試件MME 3個(gè)特征點(diǎn)的位移分別下降了20.15%，39.81%，53.90%，試件MHE 3個(gè)特征點(diǎn)的位移分別下降了6.26%，50.08%，49.06%，說明經(jīng)Cl-侵蝕，橋梁墩柱的承載能力與延性性能均會(huì)下降。

圖8 試件LL與試件LLE荷載-位移曲線對(duì)比

圖9 試件MM與試件MME荷載-位移曲線對(duì)比

圖10 試件MH與試件MHE荷載-位移曲線對(duì)比

圖11 試件LL與試件LLE骨架曲線對(duì)比

圖12 試件MM與試件MME骨架曲線對(duì)比

圖13 試件MH與試件MHE骨架曲線對(duì)比

3.2.2 位移延性系數(shù)

位移延性系數(shù)是衡量橋梁墩柱延性性能的重要指標(biāo)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(shù)，如表2所示。對(duì)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(shù)分別下降41.56%,46.85%，說明Cl-侵蝕會(huì)削弱橋梁墩柱的延性性能；而對(duì)于低墩低縱筋配筋率試件LLE，相比試件LL，其位移延性系數(shù)上升3.91%，說明對(duì)于低墩低縱筋配筋率試件，Cl-侵蝕對(duì)其延性性能的影響不大。然而試件LLE的滯回環(huán)面積卻比試件LL低49.71%，說明僅通過延性系數(shù)來判斷墩柱抗震性能的局限性，須從能耗水平等綜合指標(biāo)的角度對(duì)其抗震性能進(jìn)行綜合評(píng)判。

表2 實(shí)測(cè)位移延性系數(shù)

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(gè)綜合性指標(biāo)。累積滯回耗能指標(biāo)EAD定義為結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在擬靜力往復(fù)加載下，各級(jí)位移幅值的滯回環(huán)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(gè)生命周期的總體耗能水平。

(1)

式中：EAD為構(gòu)件的累積滯回耗能；n為試驗(yàn)加載的總?cè)?shù)；ΔWi為第i級(jí)位移幅值所對(duì)應(yīng)的滯回環(huán)面積。

試驗(yàn)中3組試件銹蝕前后第i級(jí)位移幅值所對(duì)應(yīng)的3圈滯回環(huán)面積與位移的關(guān)系曲線，如圖14所示。

如圖14所示，從3組耗能-位移曲線對(duì)比可以看出：極限位移和配筋率的增加都會(huì)使試件的耗能能力有一定程度的增強(qiáng)；同時(shí)，對(duì)于不同墩高和配筋率的試件，經(jīng)Cl-侵蝕試件其耗能水平明顯小于相應(yīng)的未受侵蝕試件。表3列出了各試件從加載開始至結(jié)束所對(duì)應(yīng)的累積滯回耗能數(shù)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(yīng)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(duì)比

表3 各試件累積滯回耗能

3.2.4 等效黏滯阻尼系數(shù)

等效黏滯阻尼系數(shù)反映的是橋梁墩柱在不同位移時(shí)刻能量耗散的水平。在對(duì)橋梁墩柱進(jìn)行往復(fù)加載與卸載過程的擬靜力試驗(yàn)中，構(gòu)件的能量吸收與釋放是交替進(jìn)行的，可以采用等效黏滯阻尼系數(shù)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(shù)與位移關(guān)系曲線對(duì)比圖可知：在各試件的極限位移處，等效黏滯阻尼系數(shù)與位移關(guān)系曲線的斜率均出現(xiàn)下降甚至由正變負(fù)。受Cl-侵蝕試件的等效黏滯阻尼系數(shù)在自身極限位移前總要大于相應(yīng)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(qū)域塑性發(fā)展較大，也就意味著墩柱更易發(fā)生破壞。

3.2.5 數(shù)值模擬

采用OpenSees有限元軟件對(duì)墩柱試件進(jìn)行數(shù)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(yàn)與數(shù)值模擬滯回曲線的對(duì)比見圖16和圖17，試件MH和試件MHE試驗(yàn)與數(shù)值模擬的滯回曲線對(duì)比見圖18和圖19。

圖15 試件等效黏滯阻尼系數(shù)-位移曲線對(duì)比

圖16 試件LL數(shù)值模擬和試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比

圖17 試件LLE數(shù)值模擬和試驗(yàn)數(shù)據(jù)滯回曲線對(duì)比

從圖16和圖18可以得到，未侵蝕試件的數(shù)值模擬滯回曲線和試驗(yàn)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(shù)值模擬滯回曲線和試驗(yàn)滯回曲線具有較好的一致性，峰值荷載后數(shù)值模擬滯回曲線和試驗(yàn)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(huì)發(fā)生材性劣化，具體見2.2節(jié)，在試驗(yàn)過程中鋼筋斷裂會(huì)造成構(gòu)件抗力的顯著下降，而數(shù)值分析中纖維模型的鋼筋本構(gòu)關(guān)系并不能模擬出此效果，造成與實(shí)際試驗(yàn)不符。

圖18 試件MH數(shù)值模擬和試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比

圖19 試件MHE數(shù)值模擬和試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比

4 雙參數(shù)地震損傷指標(biāo)

針對(duì)不同結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理，在一個(gè)或幾個(gè)物理量的組合下結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在某一時(shí)刻的值與極限值之比定義為損傷模型或損傷指標(biāo)。選擇合適的指標(biāo)對(duì)地震作用下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行量化，合理的損傷評(píng)判能夠使結(jié)構(gòu)的損傷控制在預(yù)期范圍內(nèi)，對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)和震后修復(fù)改造等方面均能取得較好的推進(jìn)作用。同時(shí)，僅僅考慮了變形或耗能水平的單參數(shù)損傷模型不能對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能做出合理的評(píng)價(jià)，因此提出了同時(shí)考慮結(jié)構(gòu)最大變形與相應(yīng)耗能水平對(duì)結(jié)構(gòu)破壞影響的雙參數(shù)地震損傷模型。

基于經(jīng)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(jì)算不同墩高不同配筋率試件的損傷指標(biāo)。具體計(jì)算公式如式(2)、式(3)。

(2)

β=(-0.447+0.073λ+0.24no+0.314pt)×

0.7ρw

(3)

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

(4)

(5)

式中:δy為結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的屈服位移；Ei為第i個(gè)滯回圈所包圍的面積；βi為能量項(xiàng)加權(quán)因子且與加載路徑有關(guān)；γE為能量等效系數(shù)。

結(jié)合模擬得到的耗能水平和構(gòu)件在屈服狀態(tài)、極限狀態(tài)下的位移和承載能力，進(jìn)行抗震性能對(duì)比分析，以Park-Ang和M-Park兩種損傷模型為評(píng)價(jià)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(biāo)，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(biāo)對(duì)比

圖21 中配筋率中墩試件侵蝕前后損傷指標(biāo)對(duì)比

圖22 高配筋率中墩試件侵蝕前后損傷指標(biāo)對(duì)比

通過對(duì)Park-Ang損傷模型以及修正后的M-Park損傷模型進(jìn)行分析和歸納發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)過程中墩柱的破壞程度的變化與雙參數(shù)地震損傷模型的擬合準(zhǔn)確性較好。M-Park損傷模型計(jì)算得到的損傷指標(biāo)在小位移時(shí)比Park-Ang損傷模型計(jì)算得到的損傷指標(biāo)更小，在位移較大時(shí)比Park-Ang損傷模型計(jì)算得到的損傷指標(biāo)更大。

從耐久性的影響因素來看，Cl-的侵蝕對(duì)墩柱抵抗地震荷載的能力以及自身的動(dòng)力響應(yīng)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(huán)境加重了墩柱的損傷指標(biāo)，隨著水平位移的增大其損傷模型指標(biāo)也呈線性增大，均為正常環(huán)境下墩柱的損傷指標(biāo)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(qiáng)，在小位移的情況下，侵蝕對(duì)墩柱抗震性能的減弱不明顯，但是當(dāng)位移大于40 mm后，侵蝕環(huán)境下的墩柱的損傷模型指標(biāo)有明顯的增加，在最大位移時(shí)，增長至正常環(huán)境下墩柱的損傷指標(biāo)的兩倍。同時(shí)，對(duì)比兩種配筋率的中墩試件可知，配筋率過高會(huì)導(dǎo)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(xiàn)混凝土開裂和保護(hù)層剝落，反而加劇了墩柱的損傷；因此對(duì)雙參數(shù)地震損傷指標(biāo)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(duì)鋼筋的侵蝕作用，高配筋率墩柱的塑性鉸區(qū)的鋼筋截面削弱和劣化更嚴(yán)重，所以在侵蝕環(huán)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(yīng)該針對(duì)所處的惡劣環(huán)境做出必要的防范措施。

5 結(jié) 論

本文通過3組鋼筋混凝土墩柱進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究Cl-侵蝕對(duì)橋梁墩柱抗震性能的影響，通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的處理分析與歸納總結(jié)，得到如下結(jié)論：

(1) Cl-侵蝕對(duì)混凝土強(qiáng)度和體積安定性產(chǎn)生影響，使鋼筋出現(xiàn)嚴(yán)重腐蝕現(xiàn)象，對(duì)鋼筋混凝土墩柱的性能以及耐久性產(chǎn)生較嚴(yán)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(shí)的極限抗力均明顯小于相應(yīng)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(yīng)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(shù)在自身極限位移前總大于相應(yīng)未侵蝕墩柱，在其極限位移前，侵蝕后墩柱塑性鉸區(qū)域塑性發(fā)展較大，墩柱更易發(fā)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(huì)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(shù)分別下降41.56%和46.85%。Cl-侵蝕對(duì)低配筋率低墩的延性性能影響不明顯，其位移延性系數(shù)上升3.91%，然而試件LLE的滯回環(huán)面積卻比試件LL減小了56.35%。因此，僅通過延性系數(shù)來評(píng)判墩柱的抗震性能具有局限性。

(4) 基于Park-Ang和M-Park雙參數(shù)地震損傷模型綜合評(píng)價(jià)墩柱的地震損傷發(fā)現(xiàn)，Cl-侵蝕會(huì)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(biāo)在極限位移處增大至未侵蝕墩柱的兩倍。對(duì)延性橋墩配筋率的選取應(yīng)兼顧考慮變形和耗能兩方面的因素方可得到最優(yōu)的地震損傷指標(biāo)。