RC结构自建成之初即遭受其服役环境的侵蚀，并随服役龄期增长，逐渐发生耐久性损伤。在RC结构的众多耐久性损伤中，氯离子侵蚀引起的钢筋锈蚀是导致其力学与抗震性能劣化的主要原因之一[1]。近年，出于RC结构全寿命周期抗震性能评估的需要，国内外众多学者，如贡金鑫等[2]、郑山锁等[3―4]、徐善华等[5]、Afsar等[6]、Yang等[7]、Guo等[8]，以钢筋锈蚀程度为变化参数，通过拟静力试验，对氯离子侵蚀作用下锈蚀RC构件的抗震性能开展了大量研究。上述研究结果表明，氯离子侵蚀作用下，各类锈蚀RC构件的抗震性能均发生了不同程度退化，且其破坏模式逐渐由延性破坏向脆性破坏转变。
低矮RC剪力墙因其具有承载力高、抗侧刚度大等特点而被广泛应用于底部大空间结构和核设施安全防护结构中。截至目前，国内外学者已对低矮RC剪力墙的抗震性能进行了大量研究，基本揭示了其在地震作用下的破坏模式与机制[9―12]。然而，这些研究成果大都未考虑氯离子侵蚀导致的钢筋锈蚀对低矮RC剪力墙损伤破坏机制与抗震性能的影响，因而无法准确应用于含低矮RC剪力墙结构的全寿命周期抗震性能评估中。事实上，低矮RC剪力墙与RC框架梁、柱、节点等类似，在遭受氯离子侵蚀作用后，其地震损伤破坏模式与机制及抗震性能均会发生不同程度的变化。因此，为实现含低矮RC剪力墙结构的全寿命周期抗震性能评估，开展氯离子侵蚀作用下锈蚀低矮RC剪力墙构件的抗震性能研究意义重大。
鉴于此，本文基于人工气候环境模拟技术，对5榀剪跨比为1.14的低矮RC剪力墙试件进行了加速腐蚀试验，继而进行拟静力加载试验，系统研究氯盐侵蚀下锈蚀低矮RC剪力墙的损伤演化规律及其承载能力、变形能力和耗能能力等抗震性能的劣化规律，并着重探讨了钢筋锈蚀程度对低矮RC剪力墙剪切变形的影响规律，以期为我国氯离子侵蚀下含低矮RC剪力墙结构的全寿命周期抗震性能评估提供一定理论支撑。
1 试验方案
1.1 试件设计
本试验以钢筋锈蚀程度为主要变化参数，共设计5榀剪跨比为1.14的低矮RC剪力墙试件。试件截面尺寸为700 mm×100 mm，保护层厚度为10 mm，墙体高度为700 mm。混凝土采用C30细石混凝土，配合比为水泥∶中砂∶细石∶水=320∶879∶870∶135，截面采用对称配筋，暗柱纵筋每边配置4
12，竖向分布筋和暗柱箍筋配置为φ6@150，水平分布筋配置为φ6@200试件尺寸及配筋详见图1。通过材料性能试验，获得混凝土、箍筋和纵筋的力学性能参数如下：混凝土立方体抗压强度fcu=27.0 MPa，轴心抗压强度fc=20.6 MPa，弹性模量Ec=3.00×104 MPa；暗柱纵筋屈服强度fy=350 MPa，极限强度fu=458 MPa，弹性模量Es=2.0×105 MPa；分布筋和暗柱箍筋屈服强度fy=305 MPa，极限强度fu=420 MPa，弹性模量Es=2.1×105 MPa。试件详细设计参数见表1。
图1 试件尺寸及配筋
Fig.1 Dimensions and reinforcements of specimens
表1 低矮RC剪力墙试件设计参数
Table 1 Design parameters of RC shear walls
注：括号内为钢筋配筋率。
试件编号 剪跨比 轴压比 暗柱纵筋 暗柱箍筋 水平分布筋(双排) 竖向分布筋(双排) 设计锈胀裂缝宽度/ mm SW-1 1.14 0.2 4■12(4.52%) φ6@150 φ6@200(0.28%) φ6@150(0.38%) 0.0 SW-2 1.14 0.2 4■12(4.52%) φ6@150 φ6@200(0.28%) φ6@150(0.38%) 0.1 SW-3 1.14 0.2 4■12(4.52%) φ6@150 φ6@200(0.28%) φ6@150(0.38%) 0.6 SW-4 1.14 0.2 4■12(4.52%) φ6@150 φ6@200(0.28%) φ6@150(0.38%) 1.0 SW-5 1.14 0.2 4■12(4.52%) φ6@150 φ6@200(0.28%) φ6@150(0.38%) 1.2
1.2 人工气候加速锈蚀试验方案
参考已有人工气候环境加速腐蚀试验[13―14]，本文采用试件表面沿暗柱纵筋方向的平均锈胀裂缝宽度来定量控制试件内部钢筋的锈蚀程度，其主要原因为：相对于钢筋锈蚀率，试件表面锈胀裂缝宽度更易观测，且已有研究[15]表明，钢筋锈蚀率与锈胀裂缝宽度近似成线性关系，采用纵筋的平均锈胀裂缝宽度可较为直观地反映纵筋的锈蚀率。具体操作过程为：沿暗柱锈胀裂缝全长布置3个测点，通过裂缝观测仪量测测点裂缝宽度，取3个测点平均值作为该条裂缝平均宽度，继而对试件表面暗柱纵筋锈胀裂缝重复上述操作，并取其平均值作为该试件锈蚀程度控制参数。当试件锈蚀程度控制参数达到表1设计锈胀裂缝宽度值时，停止对相应试件进行腐蚀，并将其移出人工气候实验室。
试件制作过程中，为加速钢筋表面钝化膜的破坏，参考国内已完成的人工气候环境加速腐蚀试验方案[13,16]在混凝土中掺入5%水泥质量的NaCl，试件拆模并在室外自然环境中养护28 d，将养护完成后的试件放入人工气候试验室内进行加速腐蚀，如图2所示。设定人工气候实验室内的温度为45℃，湿度为90%，盐雾氯离子浓度为5%，为加快试件的腐蚀速度，采用间断喷雾的方式进行腐蚀试验，各试件干湿循环制度如图3所示。
图2 人工气候实验室内RC低矮剪力墙
Fig.2 The squat RC shear wall in the artificial climate simulation laboratory
图3 干湿循环制度示意图
Fig.3 Schematic diagram of cyclic dry-wet process
1.3 试验加载装置与加载制度
待试件腐蚀试验全部完成后，采用悬臂梁式加载方案，对腐蚀试件进行拟静力加载试验，加载过程中，试件底端固定，顶端可以发生线位移和角位移，采用100 t电液伺服作动器施加水平反复荷载。测点布置及加载装置如图3所示。
拟静力加载过程中，先施加竖向荷载至试件的设计轴压比，并在试验过程中保持不变，继而采用荷载-位移混合加载制度对试件施加往复水平荷载，具体加载方案为：试件屈服前采用荷载控制进行分级加载，每级控制荷载往复循环1次，极差为20 kN；加载至端部约束区暗柱底部纵筋屈服后，改用位移控制加载，位移增量为0.5倍的屈服位移，每级控制位移循环3次，直至试件的水平荷载下降至其峰值荷载的85%或试件发生明显破坏时，停止对其加载，试验详细加载制度见图4。
图3 测点布置及加载装置图
Fig.3 Measuring point arrangement and test setup
图4 加载制度示意图
Fig.4 Schematic diagram of loading process
2 试验现象与分析
2.1 试件锈蚀现象
人工气候模拟试验过程中，定期进入实验室内观察试件表观裂缝发展情况，当腐蚀循环达到120次~150次时，可发现各试件表面均有不同程度的开裂，且随着循环次数的增加，裂缝宽度逐渐增大，其原因为：当侵入到钢筋表面的氯离子浓度超过临界腐蚀浓度，钢筋开始发生腐蚀。随着腐蚀进程的推进，锈蚀产物将不断堆积，且锈蚀产物比锈蚀前钢材所占据体积大，其对外围保护层混凝土的径向压力不断增加，保护层混凝土所受到环向拉力随之增加，当其超过混凝土抗拉强度时，混凝土随即沿钢筋轴向锈胀开裂。典型锈蚀低矮RC剪力墙试件表观现象如图5所示，从图中可发现，剪力墙试件表面裂缝以沿边缘约束区暗柱纵筋纵向为主，集中于墙表面两端，亦有部分细微锈胀裂缝分布于箍筋和分布筋处，沿着钢筋纵向呈放射性发展，但宽度相对暗柱纵筋的小。分析其原因为：锈胀裂缝宽度不仅与钢筋锈蚀程度有关，还与保护层厚度与钢筋直径之比c/d有关，当钢筋锈蚀程度相近时，c/d越小，锈胀裂缝宽度越大，而相对于其他钢筋，暗柱纵筋保护层厚度与钢筋直径之比(c/d=1.33)小于箍筋和分布筋的保护层厚度与钢筋直径之比(c/d=1.67)，故表现出沿暗柱纵筋纵向的锈胀裂缝更宽，这与文献[15]所得结论一致。
图5 腐蚀后试件表面锈胀裂缝分布
Fig.5 Cracks distribution of rust specimens
为进一步探究试件内部钢筋的腐蚀情况，待拟静力试验完成后，从各试件内部相同部位取出暗柱箍筋、暗柱纵筋和分布筋各3根，按式(1)计算其实际质量损失率以反映钢筋实际锈蚀情况[17]，并取3根钢筋计算结果平均值作为每种钢筋实际锈蚀率，结果列于表2。
式中：ηs为以质量损失率表示的钢筋实际锈蚀率；g0为预留完好钢筋单位长度的重量；g1为除锈后钢筋单位长度的重量，具体除锈方法见标准[18]。
表2 钢筋实际锈蚀率
Table 2 Average corrosion rate of reinforcements
试件编号设计锈胀裂缝宽度w/mm暗柱纵筋锈蚀率/(%)暗柱箍筋锈蚀率/(%)水平分布筋锈蚀率/(%)SW-1 0 0 0 0 SW-2 0.1 1.05 2.01 3.01 SW-3 0.6 3.18 5.16 9.86 SW-4 1.0 3.43 8.92 11.71 SW-5 1.2 5.62 10.23 16.56
2.2 锈蚀试件破坏形态分析
加载初期，各锈蚀低矮RC剪力墙试件基本处于弹性状态，试件表面无裂缝产生；随着加载的继续，试件底部逐渐出现水平裂缝，并随着水平往复荷载的增大，不断向剪力墙板腹内部发展；当水平荷载达到90 kN~120 kN时，试件表面出现斜向剪切裂缝，并随水平往复荷载的增大，逐渐斜向开展，至试件屈服前，其表面剪切斜裂缝已基本发展为对角状分布；试件屈服后，试件表面对角斜裂缝已贯穿墙体，并将试件表面分割成网状；继续加载，墙体两侧底部受压区逐渐产生竖向裂缝，混凝土受压破碎剥落，继续加载至峰值，水平分布筋屈服，试件承载力迅速下降，脆性破坏特征明显，不久便宣告破坏，其最终破坏模式基本呈剪压型破坏，其最终破坏形态如图6所示。
此外，拟静力加载试验过程中可看出：锈蚀程度较大试件的裂缝出现相对较早，试件剪切破坏特征更加明显，整体变形能力显著变差。分析其原因为：钢筋锈蚀削弱了试件内部钢筋的有效截面积，并在局部产生了具有较大应力集中的坑蚀，钢筋屈服强度下降，变形能力变差。同时，钢筋锈蚀还会破坏钢筋与混凝土之间的粘结性能，降低两者的协同工作能力，从而削弱构件的整体抗震性能。观察试件破坏形态时发现，锈蚀程度较大试件破坏时的斜裂缝宽度较宽，但数量较少。分析其原因为：剪切斜裂缝的开展受钢筋与混凝土粘结性能影响，水平分布筋锈蚀后，其与混凝土粘结强度降低，导致有效锚固长度增大，而裂缝间距与有效锚固长度成正比，故当试件尺寸一定时，裂缝数量减少。
图6 各低矮RC剪力墙破坏图
Fig.6 Failure diagram of corroded squat RC shear wall
3 试验结果与分析
3.1 滞回曲线
各试件滞回曲线如图7所示。可以看出，在整个加载过程中，不同锈蚀程度试件的滞回曲线具有一定相似性，表现为：各锈蚀试件滞回曲线在屈服前基本呈线性往复变化，试件刚度变化较小，加卸载曲线基本重合，滞回耗能较小；随着加载位移的增大，试件逐渐进入塑性工作阶段，试件加卸载刚度开始降低，卸载后残余变形增加，滞回曲线由梭形逐渐转变为弓形，出现一定程度的捏缩现象，但滞回环仍较为饱满，表明试件仍具有一定的耗能能力；继续加载，试件承载力不断增加，至峰值后即迅速下降，很快便破坏，表现出较为明显的脆性。
另外，分析图中滞回曲线数据可发现，钢筋锈蚀对RC剪力墙试件的各项抗震性能指标均有不同程度的削弱作用，且因锈蚀程度的不同而呈现出较大的差异，具体表现为：
1) 随钢筋锈蚀程度的增加，各剪力墙试件滞回曲线丰满程度和滞回环面积均逐渐减小，加载至峰值荷载后，滞回曲线捏拢程度逐渐加剧，破坏时试件顶端水平位移逐渐减小，表明低矮RC剪力墙试件变形能力和耗能能力等均随锈蚀程度的增大而逐渐降低。
图7 锈蚀低矮RC剪力墙滞回曲线
Fig.7 Hysteresis curve of corroded squat RC shear wall
2) 随钢筋锈蚀程度的增加，试件屈服平台段明显变短，承载能力总体呈下降趋势，但试件SW-2的承载能力比SW-1略大，其原因为：锈蚀程度较小时，氯离子侵入混凝土后，与混凝土中性化合物发生反应，生成的细颗粒盐类填充了混凝土空隙，使混凝土更为密实，进而提高了混凝土强度，故试件承载力有所增加。
3.2 骨架曲线及特征点
不同锈蚀程度试件骨架曲线如图8所示。可以发现，各骨架曲线正负向并不完全对称，这是由于试件受到的腐蚀具有不均匀性，致使试件正负向的损伤程度不同而导致。此外，各试件骨架曲线达到峰值点后即迅速下降，破坏较突然，故本文定义峰值荷载为试件的极限荷载。
从图8还可以看出，锈蚀后各试件的承载能力随锈蚀程度的增加呈现明显的下降趋势。试件屈服前，各试件骨架曲线大体呈线性，其刚度变化较小；试件屈服后，随锈蚀程度的增加，各试件骨架曲线平台段逐渐缩短；加载超过峰值荷载后，骨架曲线下降段逐渐变陡，破坏时墙顶水平位移逐渐减小，表明RC剪力墙试件的承载能力和变形能力均随着锈蚀程度的增加而逐渐降低。
图8 不同锈蚀程度试件骨架曲线对比图
Fig.8 Comparison of skeleton curves of specimens with different degree of corrosion
基于上述骨架曲线，取同一循环下正负向荷载和位移的平均值绘制相应试件平均骨架曲线，并据此计算得到各试件骨架曲线特征点参数，列于表3。此外，为说明钢筋锈蚀对RC剪力墙变形能力的影响，本文根据式(2)计算得到各试件的位移延性系数：
式中：μ为剪力墙试件位移延性系数；Δu、Δy分别为剪力墙试件极限状态和屈服状态时顶部水平位移。本文中，Δu取平均骨架曲线峰值荷载对应的试件顶部水平位移值，Δy基于平均骨架曲线通过能量等值法[19]确定，不同锈蚀程度试件位移延性系数列于表3。
表3 各试件骨架曲线特征点数据
Table 3 Characteristic parameters of skeleton curves
试件编号开裂点 屈服点 峰值点位移/mm 荷载/kN 位移/mm 荷载/kN 位移/mm 荷载/kN位移延性系数SW-1 1.84 149.51 4.82 254.04 9.83 306.36 2.04 SW-2 1.56 119.27 4.68 245.70 8.05 307.35 1.72 SW-3 1.38 121.20 4.36 237.96 7.07 283.89 1.62 SW-4 1.76 148.27 4.34 226.06 6.94 278.70 1.60 SW-5 1.66 117.77 4.21 199.76 6.61 267.71 1.57
从表3可以看出，当水平分布筋锈蚀率从0增大到16.56%时，试件承载力从306.36 kN降低到267.71 kN，退化率为12.6%，延性系数从2.04降低到1.57，退化率为23.0%，说明钢筋锈蚀对低矮RC剪力墙构件的性能削弱在增加其脆性，降低其变形性能方面较为显著。
由表3数据拟合得到氯离子侵蚀下低矮RC剪力墙位移延性系数μ与完好试件的位移延性系数μ0比值与分布筋锈蚀率的关系式为：
式中，δd为水平分布筋锈蚀率。
3.3 强度退化
在低周反复荷载作用下，随着循环次数的增加和位移幅值的增大，损伤不断累积，从而导致试件的承载能力产生退化。为分析该退化现象，本节根据试验数据绘制不同锈蚀程度低矮RC剪力墙试件在开始位移控制加载后的归一化强度退化曲线，如图9所示。图中，Pi,j表示第j级位移控制循环加载下的第i次循环的峰值荷载(i=1,2,3)；Pj,max为第j级位移控制循环加载下的最大峰值荷载。
从图9可以看出，四级位移控制循环加载后，试件SW-1~SW-5强度退化程度均较小；位移控制循环加载到第五级时，试件的强度衰减幅度增大，且不同锈蚀程度试件的衰减幅度开始产生差别，随着锈蚀率的增大，强度衰减程度亦增大，且第2次循环加载强度退化程度大于第3次循环加载；位移控制循环加载到第六级时，锈蚀低矮剪力墙试件的强度衰减幅度均显著增大，其中锈蚀最为严重的试件SW-5最为明显，强度衰减了72%。分析其原因为：第五级位移控制循环加载前，试件仅发生了轻微损伤，裂缝开展并不明显，且钢筋尚未完全屈服。随着加载的继续，混凝土开裂且不断发展，钢筋局部屈服，强度退化程度也随之增大，且锈蚀程度较大的试件因混凝土开裂、钢筋截面削弱和钢筋与混凝土粘结性能降低等原因而产生的初始损伤较锈蚀程度轻的试件大，加载过程中累计损伤也相对较大，故强度退化程度较为严重。
图9 各锈蚀试件强度退化曲线
Fig.9 Strength degradation of specimens with different degree of corrosion
3.4 剪切变形分析
RC剪力墙作为竖向承重和水平抗侧力构件，在地震作用下通常处于压弯剪复合受力状态，其变形组份依其剪跨比不同而表现出较大的差异。一般情况下，剪跨比较小的低矮RC剪力墙通常发生弯剪破坏，其剪切变形在总变形中占比较大，因此本文通过在剪力墙表面设置交叉位移传感器，记录试件对角线长度变化数据，进而按式(4)、式(5)计算得到不同锈蚀程度试件的剪应变(计算简图见图10)：
不同锈蚀程度试件剪切变形占总水平位移的比为：
式中：Δs为试件剪切变形；γ为试件剪应变；d1和d2为试件对角线初始长度；D1和D2为对角线位移传感器读数；h为试件高度；Δ为试件总水平位移。不同特征点下剪应变γ和Δs/Δ计算结果列于表4。
图10 剪力墙试件剪切变形计算简图
Fig.10 simplified method to determine the shear deformation of a wall section
根据表4，绘制试件SW-1~SW-5在不同特征点下剪应变折线图，如图11所示。从图中可以发现，随锈蚀程度的增大，试件开裂、屈服及峰值点对应剪应变均呈增大趋势。当试件水平分布筋锈蚀率从0%提高到16.56%时，试件开裂点处剪应变从0.485×10-3rad增加到0.943×10-3 rad，增幅94%，试件SW-1～SW-5屈服点处剪应变从1.126×10-3 rad增加到1.814×10-3 rad，增幅61%，而峰值点处剪应变则从4.522×10-3 rad减小到3.581×10-3 rad，降低了21%。分析其原因为：水平分布钢筋锈蚀削弱了其有效截面面积，导致试件整体抗剪能力退化，并显著降低了试件的抗剪刚度，因而锈蚀程度较大试件的剪应变较大。另外，由于钢筋锈蚀的影响，试件SW-5过早发生破坏，其剪切变形并未得到充分发展，故峰值点剪应变较完好试件有一定的减小。
表4 各试件不同特征点下剪应变和剪切变形占总水平位移比
Table 4 Shear displacement and ratio of shear deformation to total horizontal displacement of each specimen under different states
开裂点 屈服点 峰值点试件编号 剪应变γ/(×10-3rad) Δs/Δ γ剪应变/(×10-3rad) Δs/Δ γ剪应变/(×10-3rad) Δs/Δ SW-1 0.485 0.18 1.126 0.16 4.522 0.32 SW-2 0.528 0.24 1.171 0.18 4.540 0.39 SW-3 0.685 0.35 1.228 0.20 4.627 0.46 SW-4 0.771 0.31 1.300 0.21 4.930 0.50 SW-5 0.943 0.40 1.814 0.30 3.581 0.38
绘制不同特征点下各试件剪切变形占总水平变形比柱状图，如图12所示。结合图11和图12可以看出，虽然从试件开裂到到达峰值荷载的加载过程中，各锈蚀低矮RC剪力墙试件剪应变均不断增加，但剪切变形占总水平变形比呈现先减小后增大的趋势，在屈服状态下剪切变形占总水平变形比最小，在峰值状态下则增大并成为试件的主要变形。分析其原因为：试件达到屈服状态时，纵筋发生屈服，此时弯曲变形发展较快，而剪切变形没有较大增长，因而，屈服点剪切变形占比明显降低；此后，随着加载的继续，水平分布筋开始屈服，试件剪切变形不断增大，且发展速率较快，因而，峰值点剪切变形占比显著提升。同时可以发现，随着锈蚀率的增大，不同特征点下各试件剪切变形占总水平变形比均呈现递增的趋势。计算SW-1～SW-5开裂点、屈服点以及峰值点剪切变形与总水平变形比平均值，其结果分别为22%、27%、33%、34%和36%，说明随着锈蚀程度的增加，试件剪切破坏特征愈加明显。
图11 不同特征点下各试件剪应变
Fig.11 Shear distortion at the crack , yielding and peak loads of SW-1～SW-5
图12 不同特征点下各试件剪切变形占总水平变形比
Fig.12 Ratio of shear displacement to total displacement at the crack , yielding and peak loads of SW-1～SW-5
4 结论
为研究锈蚀作用对低矮RC剪力墙构件抗震性能的影响，采用人工气候环境模拟技术分别对5榀低矮RC剪力墙试件依次进行了腐蚀试验，继而进行拟静力加载试验，系统地研究了不同锈蚀程度下低矮RC剪力墙构件损伤破坏过程和各项抗震性能指标的变化规律，得到的主要结论如下：
(1)氯离子侵蚀作用下，低矮RC剪力墙试件沿暗柱纵筋方向的裂缝数量较分布筋和暗柱箍筋多，宽度亦更宽。
(2)随RC剪力墙试件锈蚀程度的增加，各试件承载能力、变形能力、延性等抗震性能指标均有不同程度的退化，且主要体现在增加其脆性，降低其变形性能方面。当水平分布筋锈蚀率从0%增大到16.56%时，承载力削弱了12.6%，延性降低了23.0%。
(3)随着锈蚀程度增大，各试件开裂、屈服和峰值特征点下的剪应变不断增大，剪切变形占总水平变形比亦增加。当水平分布筋锈蚀率从0%增大到16.56%时，三个特征点平均剪切变形占比从22%提高到36%，破坏时剪切脆性破坏特征愈加明显。此外，虽然氯离子侵蚀作用并未显著改变低矮RC剪力墙的破坏模式，但其对剪力墙构件抗震性能的削弱作用(尤其在变形方面)不容忽略，应在设计中给予重视。
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