楊州州，毛江鴻*，李碧雄，王向林，薛倩倩，龔園軍

(1.四川大學(xué) 建筑與環(huán)境學(xué)院，四川 成都 610065；2.重慶交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，重慶 400074)

腐蝕環(huán)境下鋼筋銹蝕會(huì)引起混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開裂，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)服役性能劣化。電化學(xué)修復(fù)技術(shù)能夠?qū)⒒炷两Y(jié)構(gòu)保護(hù)層內(nèi)有害物質(zhì)驅(qū)逐從而提升混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性壽命[1-2]。電化學(xué)修復(fù)參數(shù)控制不合理會(huì)對材料性能產(chǎn)生負(fù)面影響，如鋼筋氫致塑性降低[3]、鋼筋-混凝土黏結(jié)力下降[4]、混凝土強(qiáng)度變化[5]、混凝土孔隙結(jié)構(gòu)改變[6-7]等。材料性能的變化會(huì)影響鋼筋混凝土構(gòu)件整體力學(xué)層面的性能，如靜力性能[8]、抗震性能[9-11]等。中國大量混凝土基礎(chǔ)設(shè)施不僅服役于腐蝕環(huán)境，而且所處區(qū)域抗震設(shè)防烈度較高，電化學(xué)修復(fù)后，其抗震性能退化評估在工程中的應(yīng)用值得關(guān)注。

電化學(xué)修復(fù)過程的臨界析氫電流密度較小，鋼筋-混凝土界面處不可避免會(huì)發(fā)生析氫反應(yīng)[12]，從而導(dǎo)致部分氫原子滲透至鋼筋內(nèi)部引起塑性性能降低，進(jìn)一步對混凝土結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能產(chǎn)生負(fù)面影響。電化學(xué)修復(fù)對鋼筋及構(gòu)件靜力性能研究已有較多報(bào)道，一般關(guān)注材料和構(gòu)件兩方面。其中：李騰等[13]采用動(dòng)電位極化測定方法測定鋼筋混凝土試件，獲取鋼筋陰極極化曲線并對該極化曲線進(jìn)行1階微分，從而識別了鋼筋臨界析氫電流密度。毛江鴻等[14]研究電化學(xué)修復(fù)后經(jīng)過不同靜置時(shí)間的鋼筋低周疲勞性能，發(fā)現(xiàn)修復(fù)后鋼筋疲勞性能的退化會(huì)隨著靜置時(shí)間的延長得以恢復(fù)。金偉良等[15]開展了不同電化學(xué)參數(shù)下的鋼筋混凝土電化學(xué)修復(fù)試驗(yàn)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，在電化學(xué)修復(fù)過程中，鋼筋陰極析氫導(dǎo)致其塑性降低與電流密度和應(yīng)力水平均相關(guān)。張軍等[16]開展了混凝土梁電化學(xué)修復(fù)試驗(yàn)，在修復(fù)后對其進(jìn)行靜載試驗(yàn)以獲取不同通電參數(shù)下梁的承載力、延性等指標(biāo)的變化，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，當(dāng)通電量較大時(shí)，混凝土梁的承載力、延性都有所退化，但合理的通電參數(shù)對梁的靜力力學(xué)性能影響較小。Zhang等[17]采用雙向電遷移對混凝土構(gòu)件開展試驗(yàn)，通過系統(tǒng)的試驗(yàn)分析提出基于電化學(xué)修復(fù)效果和氫脆風(fēng)險(xiǎn)控制的電化學(xué)參數(shù)查詢方法。

電化學(xué)修復(fù)后的混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能評估更為復(fù)雜，除了受鋼筋的靜力性能影響，還涉及到鋼筋的疲勞性能。龔園軍等[18]研究了電化學(xué)充氫后鋼筋低周疲勞性能，結(jié)果發(fā)現(xiàn)當(dāng)鋼筋氫含量達(dá)到4.3×10-6時(shí)鋼筋疲勞性能的耗能能力降低85%，由此表明當(dāng)電化學(xué)修復(fù)參數(shù)控制不合理導(dǎo)致鋼筋氫含量過高，會(huì)對其疲勞性能存在較大負(fù)面影響。郭育霞等[19]對電化學(xué)除氯后混凝土橋墩開展了低周往復(fù)試驗(yàn)，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)，墩柱的抗震性能退化程度與除氯過程中采用的電流密度和大小相關(guān)。

基于此，本文開展鋼筋及混凝土柱的低周往復(fù)試驗(yàn)，依據(jù)鋼筋試驗(yàn)結(jié)果修正OpenSees中Reinforcing Steel材料本構(gòu)的疲勞參數(shù)，并開展電化學(xué)修復(fù)混凝土柱的低周往復(fù)模擬，然后和混凝土柱試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，從而為電化學(xué)修復(fù)技術(shù)在高烈度地區(qū)應(yīng)用提供科學(xué)依據(jù)。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)方案

分別對鋼筋及混凝土柱進(jìn)行電化學(xué)充氫，并分別測試鋼筋低周疲勞性能及柱子抗震性能。試件設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of specimens

工程結(jié)構(gòu)由于構(gòu)件尺寸大、鋼筋配置多、混凝土電阻大且受限于設(shè)備安全電壓，電流密度往往不超過3.0 A·m-2[2]。基于此，本文的電流密度設(shè)計(jì)為3.0 A·m-2。由于鋼筋性能試驗(yàn)中的電化學(xué)充氫試驗(yàn)在溶液中開展，其電化學(xué)反應(yīng)更加劇烈，因此，其通電時(shí)長設(shè)置為5 d。

1.2 試驗(yàn)材料

混凝土材料采用P.O 42.5普通硅酸鹽水泥、中砂及5～16 mm連續(xù)級配的粗骨料，混凝土齡期滿28 d，抗壓強(qiáng)度30.2 MPa。其質(zhì)量配合比見表2。

表2 混凝土配合比Tab.2 Mixture proportion of concrete

采用靜力拉伸試驗(yàn)方法[20]獲取鋼筋，其基本力學(xué)性能指標(biāo)見表3。

由表3可知，ECE-S-0試件HRB400級與ECE-S-3試件HRB400級的各指標(biāo)參數(shù)基本一致，由此說明，電化學(xué)充氫后對鋼筋的靜力力學(xué)性能影響較小。

1.3 試件設(shè)計(jì)

為了保證鋼筋低周疲勞試驗(yàn)過程中破壞發(fā)生在中間區(qū)域，試件制作參照《金屬材料軸向等幅低循環(huán)疲勞試驗(yàn)方法》（GB/T15248—2008）[21]，將試件加工成標(biāo)準(zhǔn)的啞鈴型試件，鋼筋試件尺寸如圖1所示。

圖1 鋼筋試件尺寸Fig.1 Steel bars specimen size

混凝土柱直徑400 mm，柱高1 900 mm，保護(hù)層為30 mm，縱筋為直徑14 mm的HRB400級鋼筋，箍筋為直徑8 mm的HPB300級鋼筋。試件的設(shè)計(jì)軸壓比為0.2，軸向力為505.0 kN，剪跨比為4.5，縱筋配筋率為1.50%，配箍率為1.0%。試件尺寸和配筋如圖2所示。

圖2 混凝土柱試件尺寸及配筋Fig.2 Drawing of concrete column specimen size and reinforcement

1.4 電化學(xué)充氫過程

在電化學(xué)修復(fù)過程不在混凝土內(nèi)中摻入氯離子，作者定義為電化學(xué)充氫。電化學(xué)充氫裝置包括電源、導(dǎo)線、電解質(zhì)溶液和外部陽極，其基本原理如圖3所示。將鋼筋作為陰極被保護(hù)連接電源負(fù)極，不銹鋼片（網(wǎng)）作為陽極連接電源正極；采用飽和氫氧化鈣（Ca(OH)2）作為電解質(zhì)溶液。文獻(xiàn)[22]表明，電化學(xué)充氫過程中鋼筋處會(huì)發(fā)生析氫反應(yīng)，產(chǎn)生氫原子，氫原子滲透到鋼筋內(nèi)部導(dǎo)致氫脆。

圖3 電化學(xué)修復(fù)過程機(jī)理Fig.3 Mechanism of electrochemical repair

鋼筋及混凝土柱電化學(xué)充氫試驗(yàn)布置及原理如圖4所示。

圖4 電化學(xué)修復(fù)試驗(yàn)布置圖及原理圖Fig.4 Electrochemical repair test layout and schematic diagram

圖4（a）、（b）中，鋼筋先充氫再車削加工成啞鈴型后會(huì)因?yàn)闇囟壬咴斐蓺湓拥囊萆?，造成鋼筋?nèi)部氫含量濃度的不確定性增加，因此，直接采用將加工后的啞鈴型鋼筋試件串聯(lián)作為陰極放置在試驗(yàn)箱里帶有孔洞的木塊上穩(wěn)固，再將不銹鋼片在鋼筋周圍圍成圈作為陽極放置在試驗(yàn)箱，試驗(yàn)箱注入電解溶液進(jìn)行通電。

圖4（c）、（d）中，柱子的電化學(xué)充氫主要針對受氯鹽侵蝕的水位變動(dòng)區(qū)部位，一般為承臺和墩身交接部位。因此，本文模擬實(shí)際情況，對承臺以上1/2高度的墩身進(jìn)行電化學(xué)修復(fù)充氫。在墩身外側(cè)布置不銹鋼片，并于混凝土內(nèi)鋼筋連通構(gòu)成電化學(xué)充氫的通路，然后將直徑為400 mm的PVC管套固定在底座上，用環(huán)氧樹脂密封注入電解液進(jìn)行通電。

1.5 低周疲勞加載測試

鋼筋的低周疲勞試驗(yàn)采用25 t電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)在常溫下進(jìn)行，加載頻率為0.1 Hz，不同疲勞加載幅值分別為±0.8%、±1.0%、±1.2%、±1.4%、±1.6%、±1.8%、±2.0%；采用標(biāo)距為5 mm的CRIMS引伸計(jì)測量試件應(yīng)變，并用IMC（CRFX-400）態(tài)數(shù)據(jù)采集儀實(shí)時(shí)采集荷載及位移數(shù)據(jù)，試驗(yàn)布置如圖5所示，引伸計(jì)放置如圖5局部放大部分。

圖5 鋼筋低周疲勞試驗(yàn)Fig.5 Layout of low cycle fatigue test for steel bars

采用YJ-1-3000型建研式壓剪裝置進(jìn)行混凝土柱的低周往復(fù)試驗(yàn)。首先，通過地錨螺栓及壓梁將試件固定在試驗(yàn)臺處，由200 t的液壓千斤頂施加軸壓荷載；試驗(yàn)過程中保持軸向荷載恒定，在構(gòu)件和液壓千斤頂之間設(shè)置剛性墊梁，來保證鋼筋混凝土柱承受均勻的壓應(yīng)力。試驗(yàn)加載示意圖如圖6所示。

圖6 混凝土柱低周疲勞試驗(yàn)加載示意圖Fig.6 Test loading diagram for low circumference fatigue test of concrete column

按照《建筑抗震試驗(yàn)方法規(guī)程》（JGJ 101—2015）[23]中規(guī)定，試驗(yàn)采用位移加載控制，具體加載制度為：先施加50%～60%軸向力，重復(fù)加載、卸載3次；隨后，加載到試驗(yàn)所設(shè)計(jì)軸力后保持恒定；往復(fù)預(yù)加載水平荷載兩次后，采用變位移加載，側(cè)向位移角加載歷程為0.25%、0.50%、1.00%、1.50%、2.00%、2.50%、3.00%、3.50%及4.00%，對應(yīng)的側(cè)向位移分別為4.23、8.47、16.95、25.42、33.90、42.37、50.85、59.32及67.80 mm。每一水平位移反復(fù)循環(huán)加載兩次，當(dāng)試件承載力下降到極限荷載的85%及以下時(shí)，判斷構(gòu)件承載力破壞并停止加載。

2 混凝土柱低周往復(fù)的數(shù)值模擬

2.1 模擬方案

OpenSees計(jì)算平臺主要用于計(jì)算結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)，其纖維計(jì)算模型在鋼筋混凝土非線性分析中廣泛應(yīng)用。混凝土柱抗震性能數(shù)值模擬，需考慮鋼筋材料疲勞特性對整體結(jié)構(gòu)的影響。采用Reinforcing Steel本構(gòu)作為鋼筋材料，OpenSees中推薦值的疲勞破壞參數(shù)Cf為0.26，強(qiáng)度退化參數(shù)Cd為0.389，疲勞破壞指數(shù)α為0.506，但該疲勞參數(shù)是否適用于電化學(xué)充氫后混凝土柱模擬有待研究。為此，開展Reinforcing Steel本構(gòu)參數(shù)的修正并基于OpenSees計(jì)算平臺進(jìn)行混凝土柱低周疲勞性能數(shù)值模擬，技術(shù)路線如圖7所示。

圖7 電化學(xué)修復(fù)后數(shù)值模擬技術(shù)路線圖Fig.7 Technical roadmap of numerical simulation scheme for electrochemical repair after repair

2.2 物理模型

本文設(shè)計(jì)的混凝土柱為彎曲破壞，采用非線性梁柱單元dispBeamColumn和零長度轉(zhuǎn)動(dòng)彈簧單元分別模擬墩柱彎曲變形和黏結(jié)滑移，不考慮剪切影響。數(shù)值分析模型如圖8所示。圖8中，建立的鋼筋混凝土柱模型幾何尺寸、加載方式分別與第1.3節(jié)及1.5節(jié)一致。

圖8 數(shù)值分析模型Fig.8 Numerical analysis model

2.3 材料參數(shù)

混凝土本構(gòu)采用基于Kent-Scott-Park本構(gòu)模型的Concrete01材料，該本構(gòu)模型不考慮混凝土的抗拉強(qiáng)度，可以考慮箍筋約束對混凝土強(qiáng)度和延性的提高?；炷翗O限強(qiáng)度取-32.19 MPa，極限應(yīng)變?yōu)?0.002 2，破壞強(qiáng)度為-7.84 MPa，破壞應(yīng)變?yōu)?0.01。鋼筋材料采用Coffin-Manson疲勞模型[24-25]的Reinforcing Steel本構(gòu)，該本構(gòu)能夠考慮鋼筋材料疲勞特性及強(qiáng)度退化效應(yīng)，使得非線性計(jì)算更加貼近實(shí)際，但Reinforcing Steel本構(gòu)疲勞3參數(shù)Cf、Cd及α只能通過擬合鋼筋等幅低周疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)獲取。

Coffin-Manson疲勞模型3參數(shù)疲勞計(jì)算式如下：

式（1）～（4）中，εp為塑性應(yīng)變，εt為應(yīng)變幅值，σt為應(yīng)變幅值內(nèi)的應(yīng)力值，Es為鋼筋的彈性模量， ?SR為強(qiáng)度損失系數(shù)，Nf為疲勞周期。

3 結(jié)果與討論

3.1 鋼筋低周疲勞本構(gòu)的建立

經(jīng)不同應(yīng)變加載幅值低周疲勞試驗(yàn)后，ECE-S-0試件和ECE-S-3試件的荷載-位移滯回曲線如圖9所示。圖9中，N為兩組試件疲勞壽命的平均值。

圖9 不同應(yīng)變幅值下鋼筋試件試驗(yàn)荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of steel bar specimens under different strain amplitudes

由圖9可見，隨著加載幅值的增加，ECE-S-0試件和ECE-S-3試件的疲勞壽命產(chǎn)生不同程度降低，在疲勞加載幅值為±1.0%、±1.6%、±2.0%時(shí)，ECE-S-3試件比ECE-S-0試件疲勞壽命分別降低約5%、30%、54%。由此可知，隨著加載幅值的增加，ECE-S-3試件比ECE-S-0試件疲勞壽命降低更為嚴(yán)重，說明電化學(xué)修復(fù)過程中產(chǎn)生的氫對鋼筋的低周疲勞壽命影響隨幅值的增大而增大。由兩組ECE-S-3試件±0.8%～±1.8%加載幅值的低周疲勞數(shù)據(jù)及第2.3節(jié)Coffin-Manson模型疲勞參數(shù)公式計(jì)算得到Reinforcing Steel本構(gòu)相關(guān)參數(shù)，結(jié)果見表4。

表4 電化學(xué)充氫鋼筋的本構(gòu)參數(shù)Tab.4 Constitutive parameters of electrochemically charged hydrogen reinforcement steel

利用表4試驗(yàn)數(shù)據(jù)，對式（2）、（3）進(jìn)行擬合，分別得到εp-2Nf、εp- ?SR擬合曲線如圖10所示，其表達(dá)式為：

圖10 εp-2Nf、εp- ?SR擬合曲線Fig.10 εp-2Nf、εp- ?SR fitting curve

由此可知，疲勞3參數(shù)Cf、Cd和α分別為0.136、0.361及0.410。

3.2 混凝土柱低周往復(fù)試驗(yàn)結(jié)果

ECE-C-0、ECE-C-3兩試件的低周往復(fù)試驗(yàn)結(jié)果，如圖11所示。

圖11 混凝土柱滯回曲線Fig.11 Hysteretic curves of concrete column

由圖11可見，ECE-C-0與ECE-C-3的滯回曲線發(fā)展穩(wěn)定飽滿，且滯回面積大，說明兩組試件都具有良好的耗能能力，且滯回曲線的形狀基本一致，峰值荷載與耗能能力也基本相同，由此說明常用電流3.0 A·m-2下的電化學(xué)修復(fù)對混凝土柱的抗震性能影響較小。

3.3 參數(shù)敏感性分析

試件ECE-C-0模擬試件SECE-C-0，與模擬未考慮疲勞性能退化ECE-C-3模擬試件（SECE-C-3）的Reinforcing Steel本構(gòu)參數(shù)選取OpenSees操作手冊推薦疲勞三參數(shù)；考慮鋼筋疲勞性能退化ECE-C-3的模擬試件（SDECE-C-3）的Reinforcing Steel本構(gòu)疲勞參數(shù)選取本文修正后疲勞三參數(shù)。

試驗(yàn)柱與模擬柱滯回曲線對比如圖12所示。

圖12 試驗(yàn)柱與模擬柱滯回曲線對比Fig.12 Comparison of hysteresis curves between test column and simulated column

由圖12（a）可見，SECE-C-0與ECE-C-0試件的滯回曲線整體較吻合，每個(gè)循環(huán)最大位移加載下的側(cè)向力接近，總體上SECE-C-0側(cè)向力略大于ECEC-0。模擬結(jié)果不足的地方為OpenSees模擬結(jié)果對ECE-C-0捏攏現(xiàn)象體現(xiàn)不充分，SECE-C-0滯回曲線略顯捏攏，這與Reinforcing Steel材料本構(gòu)對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的彈塑性模擬偏于保守有關(guān)[26]。

由圖12（b）可見，SECE-C-3及SDECE-C-3滯回曲線基本重合，表明電化學(xué)充氫后導(dǎo)致鋼筋低周疲勞性能的退化對混凝土柱抗震性能影響較小。

基于SDECE-C-3開展疲勞參數(shù)單一變化對滯回曲線結(jié)果的敏感性分析，保持兩個(gè)疲勞參數(shù)不變，分別調(diào)整Cf下降至0.056，Cd下降至0.161，α上升至0.660，對應(yīng)模擬曲線結(jié)果記為SDECE-C-3-Cf0.056、SDECEC-3-Cd0.161、SDECE-C-3-α0.660，如圖13所示。

圖13 調(diào)整疲勞參數(shù)后的滯回曲線對比Fig.13 Comparison of hysteresis curves after adjustment of fatigue parameters

由圖13可見，SDECE-C-3-Cf0.056、SDECE-C-3-Cd0.161及SDECE-C-3-α0.660的滯回曲線與SDECEC-3相比，后期均出現(xiàn)了不同程度的強(qiáng)度和剛度退化。同時(shí)，單一疲勞參數(shù)在一定范圍內(nèi)變化（0.056＜Cf≤0.136、0.161＜Cd≤0.361、0.410≤α＜0.660），并不會(huì)影響本文所用模型結(jié)果。本文試驗(yàn)得到的疲勞三參數(shù)均在上述范圍內(nèi)，進(jìn)一步表明了常規(guī)強(qiáng)度電場對混凝土柱的抗震性能影響較小。

4 結(jié) 論

1）鋼筋及混凝土柱低周往復(fù)試驗(yàn)表明，鋼筋疲勞壽命隨加載幅值增加而降低，且3.0 A/m2的電流密度對疲勞壽命存在影響，而該電流密度下混凝土柱相比未通電柱，其抗震性能沒有發(fā)生顯著變化。

2）基于不同加載幅值下鋼筋低周疲勞數(shù)據(jù)，擬合得到Reinforcing Steel疲勞本構(gòu)的關(guān)鍵參數(shù)Cf、Cd及α，并用以構(gòu)建考慮電化學(xué)修復(fù)影響的有限元分析模型，模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果接近，證實(shí)了模型的有效性。

3）基于有限元模型進(jìn)行了鋼筋疲勞參數(shù)對混凝土柱抗震性能影響的敏感性分析，結(jié)果表明，在Cf下降至0.056，Cd下降至0.161，α上升至0.660時(shí)，混凝土柱的滯回曲線在后期才出現(xiàn)強(qiáng)度及剛度的退化，說明了常規(guī)電場強(qiáng)度對混凝土柱抗震性能影響較小。