氯盐侵蚀引发的钢筋锈蚀是导致钢筋混凝土(reinforce concrete，RC)结构抗震性能劣化的主要原因之一[1]．混凝土中钢筋锈蚀将导致保护层锈胀开裂、纵筋截面积减小、钢筋与混凝土间黏结性能劣化、核心区约束混凝土力学性能降低．氯盐侵蚀引发的钢筋坑蚀，还会导致钢筋出现应力集中现象，从而使RC结构的受力性能劣化[2]．因此，有必要研究氯盐侵蚀引发的钢筋锈蚀对RC结构力学及抗震性能的影响．RC梁柱节点作为框架结构重要传力构件，其受力状态较为复杂，沿海环境中RC框架节点亦受到氯离子侵蚀作用影响，导致其力学与抗震性能劣化，进而削弱整体结构抗震性能．目前，国内外研究者对锈蚀RC框架节点的抗震性能进行了部分研究，如文献[3-4]研究了不同轴压比锈蚀RC梁柱节点的地震损伤破坏机理及耗能性能；文献[5]基于OpenSees软件模拟了锈蚀RC梁柱节点的抗震性能及节点黏结滑移效应，并进行了参数化分析，建立其抗剪强度预测模型；文献[6]采用“通电法”对钢筋进行加速锈蚀，通过拟静力试验研究了再生骨料取代率与钢筋锈蚀率共同影响下再生混凝土框架边节点抗震性能，因通电腐蚀与自然条件腐蚀的差异[7]，上述结论能否用于近海环境RC结构抗震性能评估有待验证．本研究鉴于上述研究的不足，设计了4榀不同锈蚀程度的RC框架节点试件，其中试件锈蚀通过人工气候环境加速腐蚀模拟技术实现，进而对锈蚀后试件进行拟静力试验，研究钢筋锈蚀对RC框架节点试件抗震性能的影响，以期为近海大气环境下在役RC框架结构的抗震性能评估提供参考．1 试验概况1.1　试件设计参考《建筑抗震试验规程》[8]、《建筑抗震设计规范》[9]、《混凝土结构设计规范》[10]，并保证加载过程中节点核心区率先破坏，设计了4榀RC框架节点试件．试件设计参数如下：梁截面尺寸为150 mm×250 mm，柱截面尺寸为200 mm×200 mm，混凝土保护层厚度为10 mm．设计混凝土强度等级为C30，梁柱构件纵筋均采用HRB335，箍筋均采用HPB300，钢筋锈蚀程度通过设计锈胀裂缝宽度进行量化，试件尺寸及配筋详图见图1，试件详细参数设计见表1．10.13245/j.hust.210620.F001图1试件截面尺寸及配筋图(mm)10.13245/j.hust.210620.T001表1试件设计参数编号轴压比柱纵筋梁纵筋梁柱非加密/加密区箍筋设计裂缝宽度/mmJD-10.456B166B12A6@60/A6@300.00JD-20.456B166B12A6@60/A6@300.75JD-30.456B166B12A6@60/A6@301.20JD-40.456B166B12A6@60/A6@301.50通过材料力学性能试验，测得混凝土立方体抗压强度fcu为27.05 MPa，轴心抗压强度fc为20.56 MPa，弹性模量Ec为30 GPa，钢筋材料性能见表2，表中：fy和fs分别为屈服强度和极限强度；Es为弹性模量．10.13245/j.hust.210620.T002表2钢筋材料性能钢筋类别fyfsEsA6305420210B12350458200B16340455200GPa1.2　加速锈蚀试验方案通过设定人工气候实验室参数，模拟实际环境中氯盐侵蚀作用．文献[11]指出采用氯盐内掺的方法可加速钢筋钝化膜破坏，简化腐蚀试验过程，并且钢筋锈蚀分布及力学性能与自然锈蚀接近．因此，为进一步加速钢筋锈蚀，在试件制作过程中将水泥质量分数5%的NaCl掺入混凝土中．试件拆模并在自然条件下养护28 d后，将试件移入人工气候实验室内进行加速锈蚀．采用质量分数5%的NaCl溶液间断喷淋-烘干的方式，对试件进行加速锈蚀，人工气候实验室内参数设定参见文献[12]．根据钢筋平均锈胀裂缝宽度控制试件锈蚀程度，采用裂缝观测仪定期对试件表面锈胀裂缝宽度进行量测，直至其达到预设宽度后，将试件搬出人工气候实验室．1.3　拟静力加载及量测方案为反映实际地震作用下框架节点受力情况，本研究采用柱端加载方式对各锈蚀RC框架节点试件进行拟静力加载．待拟静力试验结束后，计算钢筋质量损失率表征核心区箍筋及梁、柱纵筋锈蚀率．其中钢筋锈蚀前质量根据钢筋线密度与钢筋长度乘积得到；钢筋锈蚀后质量通过截取节点核心区箍筋及梁、柱纵筋各3根，用质量分数为12%的盐酸溶液清洗并刮去锈蚀产物，进而用清水漂洗和石灰水中和，最后烘干并称重．为减小离散性，试件中各种类型钢筋锈蚀率取其平均值．试件中各类型钢筋锈蚀率结果见表3．10.13245/j.hust.210620.T003表3钢筋平均锈蚀率试件编号核心区箍筋梁纵筋柱纵筋JD-10.000.000.00JD-23.981.822.38JD-36.822.533.14JD-411.354.285.36%可以看出：在相同设计锈胀裂缝宽度下，试件内部不同类型钢筋的锈蚀程度差异较大，随着锈蚀程度增加，试件内部纵筋和箍筋锈蚀率逐渐增大，且箍筋锈蚀率明显大于纵筋锈蚀率，这是由于箍筋直径较小，且距离混凝土外表面的距离较近，当外界氯离子侵蚀深度达到箍筋表面，开始对箍筋锈蚀产生作用时，纵筋还未受到外界氯离子侵蚀作用影响．2 试验现象及破坏状态2.1　氯盐侵蚀现象不同锈蚀程度试件表面典型锈蚀形态如图2所示，可以看出轻度锈蚀试件外观基本完好，少量红褐色锈蚀产物透过混凝土保护层微细孔渗出，并部分粘附在试件表面；中度锈蚀试件的锈蚀产物显著增多，试件表观锈迹分布广泛；重度锈蚀试件表面出现明显锈胀裂缝，且裂缝多集中于试件角部且沿纵筋方向分布，角部混凝土部分脱落，这是由于角部混凝土密实度较差且氯离子在试件角部双向渗透，纵筋和箍筋相交处产生电偶效应，加速了钢筋锈蚀，导致箍筋角部锈蚀程度相对严重，产生的锈胀力较大，从而多在试件角部产生锈胀裂缝．10.13245/j.hust.210620.F002图2试件典型锈蚀损伤形态2.2　加载破坏现象试验中不同锈蚀程度RC框架节点试件的破坏情况基本相似，均在核心区发生严重剪切破坏．试件详细破坏过程如下：加载初期梁端受拉区首先出现第一条弯曲裂缝，此时柱顶水平荷载约为15~25 kN，梁端受拉区裂缝随往复荷载增大而不断扩展、增多；随着往复荷载继续增大，节点核心区出现剪切斜裂缝，且剪切斜裂缝数量不断增加，宽度及长度不断延伸，而梁端弯曲裂缝则发展变缓；当往复荷载增至35~55 kN时，节点进入屈服状态，此后试件的加载方式由力控制改为位移控制．随着柱顶水平位移增大，梁端受弯裂缝数量不断增多，宽度稍有增加，而节点核心区剪切斜裂缝的数量和宽度仍不断发展．当柱顶水平位移达到25~35 mm时，柱顶水平荷载达到峰值，此后试件进入破坏阶段；当柱顶水平位移继续增大至60~80 mm时，节点核心区形成主剪斜裂缝，箍筋受拉屈服，继续加载，主剪斜裂缝迅速开展，承载力迅速下降，试件随即破坏．对比锈蚀程度不同试件的破坏过程发现，锈蚀程度较重的试件梁端受拉区混凝土开裂及节点核心区剪切斜裂缝出现时对应的柱顶荷载较小，核心区剪切斜裂缝开展速率较快，剪切破坏特征更加明显．此外，由于锈蚀程度较重试件箍筋锈蚀较为严重，使得其对核心区约束作用减弱，导致锈蚀程度较重试件节点核心区主剪斜裂缝向柱延伸明显，试件破坏更为严重．3 试验结果及分析3.1　滞回曲线及骨架曲线特征点图3为试验所得各试件滞回曲线，图中：P为荷载；Δ为位移．可以看出在整个加载过程中，各试件滞回特性基本相同，均呈现明显捏缩现象，加载初期滞回曲线近似呈反S形，随着控制位移增大滞回曲线形状由反S形转变为Z形．此外，钢筋锈蚀对试件滞回性能有明显削弱作用，具体表现为随着锈蚀程度增加，同级位移下滞回曲线丰满程度和滞回环面积逐渐减小，滞回曲线捏缩程度不断加剧，试件破坏时柱顶水平位移逐渐减小．10.13245/j.hust.210620.F003图3试件滞回曲线基于滞回曲线得到试件骨架曲线，以节点核心区出现初始剪切斜裂缝时作为试件开裂点，确定开裂荷载和开裂位移；试件屈服荷载和屈服位移根据能量等值法[12]确定；以骨架曲线上最大荷载对应点的荷载和位移，确定试件峰值荷载和峰值位移，由此得到各试件的骨架曲线特征点参数见表4，表中：Pcr，Py，Pm，Pu分别为开裂点、屈服点、峰值点和极限点的荷载；Δcr，Δy，Δm，Δu分别为开裂点、屈服点、峰值点和极限点的位移；μ为延性系数[12]．10.13245/j.hust.210620.T004表4骨架曲线特征点参数试件编号开裂点屈服点峰值点极限点μPcr/kNΔcr/mmPy/kNΔy/mmPm/kNΔm/mmPu/kNΔu/mmJD-137.8910.2151.4216.6160.6429.7142.5381.184.89JD-236.159.8444.6216.2252.7429.3537.0078.304.82JD-334.519.4338.6015.4047.3528.0632.4374.154.81JD-431.468.1433.2114.9339.2327.0329.5863.084.23由表4可以看出：锈蚀试件各特征点荷载均比未锈蚀试件的低，且随钢筋锈蚀程度增加，试件不同受力状态下的荷载特征值均不断降低，如试件JD-2，JD-3和JD-4的峰值荷载分别比JD-1低13.03%，21.91%和35.30%，严重锈蚀试件极限位移仅为未锈蚀试件的77.70%，表明钢筋锈蚀将显著削弱试件承载能力与变形能力．3.2　节点核心区抗剪性能RC节点试件核心区受梁和柱传来的轴力、弯矩及剪力共同作用，主要发生剪切破坏．为分析锈蚀RC框架节点的抗剪性能，本研究根据柱顶水平荷载与位移，以及核心区交叉位移传感器量测变形计算不同受力状态下节点核心区的剪力和剪切变形．a. 节点核心区剪力．取柱脱离体如图4所示，其中Vc为柱端截面剪力，由平衡关系可知Vc=P(柱顶水平荷载)；Tbr和Tbl为梁端受拉侧纵筋拉力；Ccl，Csl，Ccr和Csr分别为梁端受压侧混凝土和纵筋所受压力(可近似认为梁端受压区混凝土合力作用点与受压纵筋合力作用点在同一位置)．10.13245/j.hust.210620.F004图4节点受力分析简图由弯矩平衡(考虑P-Δ)条件有2VcLc+NΔ=(Tbr+Tbl)h0，(3)根据节点上部隔离体的整体平衡关系有Vh=Tbr+Csl+Ccl-Vc，(4)式中Vh为节点核心区剪力．由梁截面平衡关系可知，梁截面受压侧合力和受拉侧纵筋所受拉力相等，即Tbl=Csl+Ccl．(5)联立式(3)~(5)可得Vh=(2VcLc+NΔ)/h0-Vc．(6)b. 节点核心区剪切变形．通过交叉位移传感器所量测节点核心区对角线长度变化(图5)，计算得到节点核心区在不同受力状态下的剪切变形，计算公式如下γ=α1+α2=[b2+h2/(bh)]X¯，(7)式中X¯为对角线方向的平均应变，X¯=(δ1+δ1'+δ2+δ2')/2，(8)其中，b，h为节点核心区尺寸，分别按柱和梁截面有效宽度及有效高度计算，δ1+δ1'和δ2+δ2'分别为核心区对角位移计的伸长量和压缩量．10.13245/j.hust.210620.F005图5节点剪切变形分析简图根据式(6)和(7)计算不同受力状态下各试件核心区剪力Vh与剪切变形γ，结果见表5．10.13245/j.hust.210620.T005表5试件核心区剪切特性参数编号开裂点屈服点峰值点极限点Vh/kNγ/mradVh/kNγ/mradVh/kNγ/mradγ/mradJD-1159.090.25219.980.32274.40.561.48JD-2151.930.29193.560.37243.850.611.63JD-3145.090.31169.470.39221.460.661.82JD-4131.60.33148.290.42189.080.711.71可以看出：随锈蚀程度增加，各受力状态下节点核心区剪力逐渐减小，剪切变形总体上逐渐增大，说明钢筋锈蚀导致试件整体抗剪性能退化，引起试件抗剪刚度显著降低，故锈蚀程度较大试件抗剪承载力较小而剪应变较大．剪应变变化规律具体表现为：当核心区箍筋锈蚀率从0.00%增加到11.35%时，试件开裂点剪应变从0.25 mrad增至0.33 mrad，增幅为32.00%；试件屈服点剪应变从0.32 mrad增至0.42 mrad，增幅为31.25%；试件峰值点剪应变从0.56 mrad增至0.71 mrad，增幅为26.79%．而当核心区箍筋锈蚀率从6.82%增加到11.35%时，试件极限点处剪应变则从1.82 mrad降低至1.71 mrad，降幅为6.02%，其原因为JD-4试件锈蚀较为严重，过早发生破坏，其剪切变形未得到充分发展．4 数值模拟及验证4.1　建模方法基于OpenSEES有限元分析软件建立锈蚀RC框架节点组合体数值模型，节点核心区采用Joint2D单元建立，由于各榀试件均在节点核心区发生严重剪切破坏，而其余部分未发生严重损坏，因此框架梁、柱简化为弹性杆单元，其与节点相交处定义为刚接．Joint2D单元中转动弹簧本构关系根据节点剪力-剪切变形恢复力模型，按下式变换得到Mi=Vi/[(1-hc/Lb)/jdb-1/Lc];θi=γi，式中：Mi和θi分别为不同受力状态下节点转动弹簧的弯矩和转角；Vi和γi分别为节点各受力状态下的剪力及剪应变；hc为柱截面高度；Lc为上下柱的总高度；db为梁截面高度；Lb为左右梁的总长度；j为内力矩系数[13]，j=0.875．4.2　节点剪切恢复力模型根据RC框架节点的受力及变形特点，定义如下基本假定：a. 节点开裂前处于弹性阶段，承载力与变形呈线性关系，即V=GAγ；b. 节点开裂后至通裂状态处于弹塑性阶段，剪切刚度较弹性阶段发生退化，此阶段剪切刚度K2用弹性阶段剪切刚度K1乘以退化系数α表示；c. 节点通裂后至极限破坏状态处于理想弹塑性阶段，节点所受剪力不变而剪切变形不再增加，此阶段剪切刚度K3=0；d. 锈蚀损伤后节点恢复力模型几何形状与完好节点的相似，两者仅在往复荷载作用下性能退化程度与骨架曲线特征参数不同．基于上述假定，本研究采用Hysteretic模型建立节点剪切恢复力模型．Hysteretic三折线模型的骨架曲线须确定5个特征参数，分别为开裂剪力[12]Vjcr、峰值剪力[14]Vjmax及剪切刚度K1，K2[12]和K3，完好试件骨架曲线特征参数按以下公式进行计算Vjcr=ηφcbjhjft1+σc/ft,式中：η为综合影响系数，取为0.67；φc为正交梁约束系数，考虑开裂时节点核心区仍处于弹性工作状态，取φc=1.0；bj和hj分别为节点核心区截面有效宽度和高度；ft为混凝土抗拉强度；σc=N/(bchc)，为柱传递给节点的轴向应力，当σc≥0.5fc时，取σc=0.5fc．Vjmax=φcftbjhj+0.05φcNbj/bc+fyvAsvj(hb0-as')/s0.3φcfcbjhj,式中：bc为柱截面宽度；fyv为箍筋屈服强度；Asvj为同一截面所有箍筋截面积；hb0为梁截面有效高度；as'为梁受拉钢筋合力中心至截面边缘距离；s为箍筋间距．K1=GA,式中：K1为弹性剪切刚度；G为节点核心区混凝土剪切模量，G=Ec/[2(1+μ)]，Ec为混凝土弹性模量，μ为泊松比，μ=0.2；A为节点核心区抗剪截面面积．K2={1/{4[1+10(λ-0.2)n]}}K1,式中：K2为强化剪切刚度；λ为剪压比，λ=V/(fcbjhj)；n为轴压比，n=N/(fcbchc)．K3=0为峰值后剪切刚度，节点核心区箍筋受拉屈服后，其抗剪承载力下降并不明显且较为缓慢，为简化计算，取峰值后剪切刚度为0．在完好试件骨架曲线基础上，通过试验拟合方法，计算锈蚀损伤试件骨架曲线特征参数，具体步骤如下：将锈蚀损伤试件开裂点、峰值点的剪力与剪切变形值分别除以完好试件相应特征点的剪力与剪切变形值，得到相应修正系数；以节点核心区箍筋锈蚀率为横坐标，以该修正系数为纵坐标，得到各特征点剪力修正系数与剪切变形修正系数随钢筋锈蚀率的变化曲线，如图6所示，图中：η为箍筋锈蚀率；f(η)为特征点剪力修正系数；g(η)为剪切变形修正系数．10.13245/j.hust.210620.F006图6各特征点修正系数随钢筋锈蚀率变化由图6可以看出：随箍筋锈蚀率的增大，试件特征点剪力不断减小，剪切变形不断增大，且均近似呈线性变化趋势．因此，本研究将特征点剪力修正系数f(η)与剪切变形修正系数g(η)假设为箍筋锈蚀率η的一次函数形式，并考虑边界条件，通过1stopt软件进行拟合，得到特征点剪力与剪切变形修正系数计算公式及相关系数R2如下．开裂点：fcr(η)=-0.014η+1,R2=0.985;gcr(η)=0.031η+1,R2=0.959．峰值点：fp(η)=-0.028η+1,R2=0.998;gp(η)=0.024η+1,R2=0.993．Hysteretic三折线模型的滞回规则控制参数包括强度衰减参数$Damage1和$Damage2、卸载刚度退化参数β及捏缩参数px和py．由于目前针对锈蚀RC框架节点滞回规则控制参数定量方法的研究较少，且完好与锈蚀损伤试件滞回曲线的捏缩程度与刚度退化差别较小，因此本研究将完好与锈蚀损伤试件滞回规则控制参数定为相同的值．本研究经多次试算并参考文献[12]建议的捏缩参数取值，取$Damage1为0，$Damage2为0.2，β=0.2，px=0.75，py=0.25．4.3　模型验证采用前述简化计算模型及模型参数计算方法，对前述4榀RC节点试件拟静力试验进行模拟分析，所得模拟滞回曲线与试验滞回曲线对比见图7．可以看出计算滞回曲线与试验滞回曲线均呈现出明显的捏缩现象，在承载力、变形能力等方面均符合较好，模拟所得各阶段刚度及滞回性能与试验测试结果基本一致，说明模拟滞回曲线与试验滞回曲线整体符合较好，验证了本文建模方法的准确性．图7试件滞回曲线10.13245/j.hust.210620.F00710.13245/j.hust.210620.F0085 结论为研究氯盐侵蚀作用下锈蚀RC框架节点抗震性能及数值建模分析方法，设计了4榀遭受人工气候加速腐蚀的RC节点试件，通过拟静力试验研究钢筋锈蚀对其承载能力、滞回特性、剪切性能等的影响规律，得到结论如下．a. 人工气候加速腐蚀可获得较为实际的钢筋锈蚀形态，节点核心区箍筋锈蚀较梁、柱纵筋锈蚀严重．随腐蚀程度增加，试件表面锈迹分布面积逐渐增大，锈蚀产物逐渐增多，角部纵筋锈胀裂缝宽度逐渐变宽，试件破坏时核心区剪切破坏特征更加明显．b. 随钢筋锈蚀程度增加，试件承载能力、变形能力、延性等发生不同程度退化，重度锈蚀试件相比于未锈蚀试件承载力降低约35.30%，极限位移降低约22.30%．c. 随钢筋锈蚀程度增加，节点核心区开裂、屈服、峰值和极限特征点下抗剪承载力不断减小，剪应变不断增大，表明试件整体抗剪性能逐渐退化．d. 采用Joint2D单元模拟节点核心区，弹性杆单元模拟梁、柱，建立了锈蚀RC框架节点组合体数值模型，并结合试验数据分析拟合及现有研究成果标定数值模型参数，模拟结果与试验结果的对比分析说明本文模型可较好模拟锈蚀RC框架节点滞回特性，可为氯盐侵蚀环境下在役RC节点的抗震性能研究提供参考．