近海大氣環(huán)境下低矮RC剪力墻抗震性能試驗(yàn)

鄭山鎖，秦 卿，楊 威，甘傳磊，張藝欣，丁 莎

（西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，710055西安）

近海大氣環(huán)境下低矮RC剪力墻抗震性能試驗(yàn)

鄭山鎖，秦 卿，楊 威，甘傳磊，張藝欣，丁 莎

（西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，710055西安）

為了解近海大氣環(huán)境下低矮RC剪力墻的抗震性能，采用人工氣候?qū)嶒?yàn)室對(duì)6片剪跨比1.0的低矮RC剪力墻試件進(jìn)行模擬近海大氣環(huán)境腐蝕試驗(yàn)，進(jìn)而對(duì)其進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，得到不同軸壓比和不同銹脹裂縫寬度下腐蝕試件的滯回曲線，繪制出各個(gè)試件的骨架曲線，分析軸壓比和銹脹裂縫寬度對(duì)腐蝕試件強(qiáng)度、剛度、延性、耗能能力等抗震性能指標(biāo)的影響.結(jié)果表明：隨軸壓比增加，腐蝕試件的承載力和剛度不斷提高，而延性和變形恢復(fù)能力卻降低，表明在近海大氣環(huán)境下對(duì)低矮RC剪力墻進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)需要嚴(yán)格控制其軸壓比；隨銹脹裂縫寬度的增加，試件的開(kāi)裂荷載和峰值荷載不斷降低，剛度、延性和耗能能力均變差，當(dāng)遭受腐蝕較為嚴(yán)重時(shí)，脆性破壞更為顯著，說(shuō)明在近海大氣環(huán)境下低矮RC剪力墻內(nèi)部鋼筋銹蝕越來(lái)越嚴(yán)重，抗震性能越來(lái)越差.

近海大氣環(huán)境；低矮RC剪力墻；銹脹裂縫寬度；擬靜力試驗(yàn)；抗震性能

中國(guó)擁有漫長(zhǎng)的海岸線，許多沿海建筑物飽受鹽害影響，且隨齡期的增長(zhǎng)其結(jié)構(gòu)安全性與使用性逐漸降低［1］.而某些沿海城市同時(shí)處于高烈度地震區(qū)，這就要求經(jīng)鹽害腐蝕的建筑物具有良好的抗震能力.目前，剪力墻由于良好的抗側(cè)力能力被廣泛應(yīng)用于多、高層建筑物中［2］，而低矮RC剪力墻則廣泛用于核電站等建筑物中［3］，在近海大氣環(huán)境下RC構(gòu)件因鹽害導(dǎo)致內(nèi)部鋼筋產(chǎn)生銹蝕現(xiàn)象在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中并沒(méi)有充分考慮，隨齡期增長(zhǎng)，如果對(duì)經(jīng)鹽害腐蝕的建筑物不及時(shí)進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)措施將會(huì)造成不可預(yù)計(jì)的損失.

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)氯離子侵蝕下銹蝕RC構(gòu)件抗震性能的研究，多采用人工通電方式控制RC構(gòu)件中鋼筋的銹蝕程度，文獻(xiàn)［4－6］均采用通電銹蝕進(jìn)行RC長(zhǎng)柱的擬靜力試驗(yàn)，并給出銹蝕RC柱彎曲破壞恢復(fù)力模型；文獻(xiàn)［7］也采用通電方法對(duì)2片低矮RC剪力墻進(jìn)行銹蝕，然后再對(duì)其進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)；文獻(xiàn)［8］研究了表面不同覆蓋材料的低矮RC剪力墻經(jīng)鹽害腐蝕劣化后的抗震能力，并與文獻(xiàn)［7］試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了其理論模型的準(zhǔn)確性，其結(jié)果為評(píng)估經(jīng)鹽害腐蝕劣化的建筑物抗震能力時(shí)對(duì)低矮剪力墻力學(xué)性質(zhì)折減提供了理論依據(jù)；文獻(xiàn)［9］建議采用概率退化預(yù)測(cè)模型和觀察相結(jié)合的評(píng)估方法預(yù)測(cè)鋼筋銹蝕的質(zhì)量損失率，提出了銹蝕梁、柱和銹蝕率相關(guān)的彎曲和剪切能力模型，并通過(guò)經(jīng)電化學(xué)腐蝕的足尺銹蝕梁試驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行驗(yàn)證，建立了基于pushover分析對(duì)腐蝕RC結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震性能評(píng)估的方法.然而通電銹蝕雖然在短時(shí)間內(nèi)加速了鋼筋銹蝕，但銹蝕產(chǎn)物與近海大氣環(huán)境下的銹蝕產(chǎn)物差異明顯.所以，文獻(xiàn)［10］提出人工氣候環(huán)境模擬技術(shù)，是發(fā)展RC結(jié)構(gòu)構(gòu)件耐久性試驗(yàn)方法的重要途徑，文獻(xiàn)［11］提出的沿海混凝土結(jié)構(gòu)耐久性多重環(huán)境事件相似（METS）試驗(yàn)，亦為人工氣候加速腐蝕與現(xiàn)場(chǎng)環(huán)境之間的時(shí)間關(guān)系轉(zhuǎn)化提供了理論支撐，推動(dòng)了人工氣候試驗(yàn)?zāi)M技術(shù)的應(yīng)用.

采用人工氣候環(huán)境模擬技術(shù)實(shí)現(xiàn)低矮RC剪力墻試件海大氣環(huán)境下的加速腐蝕試驗(yàn)，進(jìn)而對(duì)加速腐蝕后不同軸壓比和不同銹脹裂縫寬度的試件進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)研究，系統(tǒng)探討近海大氣環(huán)境下鋼筋銹蝕對(duì)低矮RC剪力墻抗震性能的影響.為中國(guó)沿海地區(qū)以低矮RC剪力墻為主要抗側(cè)力構(gòu)件的建筑物抗震設(shè)計(jì)和耐久性評(píng)估提供理論依據(jù).

1 試 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了6片剪跨比為1.0的低矮RC剪力墻試件，以銹脹裂縫寬度、軸壓比為主要變化參數(shù).試件截面尺寸700mm×100mm，墻體高度700mm，墻體采用邊緣暗柱結(jié)構(gòu)，暗柱縱筋采用412，配筋率4.52%，箍筋為6，間距150mm.墻體縱向分布鋼筋采用86，配筋率0.45%，水平分布鋼筋采用86，配筋率0.32%，混凝土保護(hù)層厚度為10mm.

采用P.O 32.5R水泥配制C30混凝土，其配合比為水泥∶中砂∶細(xì)石∶水＝320∶879∶870∶135.材性試驗(yàn)結(jié)果：混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值為18MPa，彈性模量為2.85×104MPa，鋼筋力學(xué)性能見(jiàn)表1.試件尺寸與配筋見(jiàn)圖1，構(gòu)件編號(hào)及基本信息見(jiàn)表2.

表1 鋼筋力學(xué)性能 MPa

圖1 試件尺寸及配筋（mm）

表2 銹蝕低矮RC剪力墻試件設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 試驗(yàn)方案

文獻(xiàn)［11］對(duì)人工氣候環(huán)境下內(nèi)摻氯鹽與氯離子外侵兩種加速腐蝕方案進(jìn)行對(duì)比分析：認(rèn)為內(nèi)摻氯鹽的加速腐蝕效果更佳，在高溫、高濕、鹽水噴淋、紅外光照等途徑下，可在較短期限內(nèi)達(dá)到預(yù)期腐蝕效果，故本試驗(yàn)在澆注墻板混凝土?xí)r摻入5%的氯鹽（質(zhì)量比），達(dá)到鋼筋表面鈍化膜能快速脫鈍破壞的目的.

采用中性鹽霧試驗(yàn)（NSS）［12］模擬近海大氣環(huán)境，其鹽溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)為（5±1%），試驗(yàn)表明溶液質(zhì)量分?jǐn)?shù)在5%時(shí)，加速腐蝕效果最好；設(shè)定人工氣候室內(nèi)溫度45℃，濕度為90%，其中溫度采用水箱加熱，通過(guò)人工氣候室內(nèi)的溫、濕度傳感器控制.為了加速鋼筋混凝土試件的腐蝕速度，模擬干濕循環(huán)的實(shí)際環(huán)境，采用間歇式噴霧以保持鹽霧箱內(nèi)的鹽霧質(zhì)量分?jǐn)?shù)恒定，人工氣候?qū)嶒?yàn)室室內(nèi)參數(shù)設(shè)置見(jiàn)圖2.

采用精度0.01 mm，量程0～10 mm的裂縫觀測(cè)儀對(duì)剪力墻表面的銹脹裂縫定期進(jìn)入人工氣候試驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行觀察，試件銹脹裂縫達(dá)到表2設(shè)計(jì)寬度時(shí)，分批次將試件從人工氣候室內(nèi)取出.

圖2 人工氣候環(huán)境參數(shù)設(shè)定

1.3 試驗(yàn)加載裝置與制度

低矮RC剪力墻試件經(jīng)人工氣候?qū)嶒?yàn)室鹽霧腐蝕后，在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震重點(diǎn)試驗(yàn)室進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，采用懸臂梁式加載方案、偽靜力試驗(yàn)方法，加載裝置見(jiàn)圖3.

圖3 試驗(yàn)裝置

首先施加豎向荷載，達(dá)到試件的設(shè)計(jì)軸壓比，并在試驗(yàn)過(guò)程中保持不變.然后再由水平作動(dòng)器對(duì)試件施加往復(fù)水平荷載.由于低矮RC剪力墻的破壞屬于脆性破壞，沒(méi)有明確的屈服點(diǎn)，故采用位移控制的變幅加載制度，加載速率為0.1mm／s，見(jiàn)圖4.當(dāng)試件承載力下降到峰值承載力的85%或試件破壞明顯時(shí)停止試驗(yàn).

2 結(jié)果及分析

2.1 鋼筋銹蝕現(xiàn)象

刮去截取鋼筋表面粘附的混凝土，用12%的稀鹽酸溶液進(jìn)行酸洗，銹蝕物被除干凈經(jīng)清水漂凈后，用石灰水中和，最后再用清水洗凈、擦干后在干燥器中存放4～6 h，用分析天平稱重，并測(cè)量其長(zhǎng)度，計(jì)算出鋼筋銹蝕后單位長(zhǎng)度的重量，與制作試件之前預(yù)留的未銹鋼筋樣本的單位長(zhǎng)度重量對(duì)比，按式（1）計(jì)算獲得鋼筋的實(shí)際銹蝕率（見(jiàn)表3）.

式中：ρsv為鋼筋平均銹蝕率；g0為樣本鋼筋單位長(zhǎng)度重量；g1為除銹后單位長(zhǎng)度鋼筋的重量.

圖4 加載制度示意

表3 銹蝕鋼筋質(zhì)量損失率

由表3可知，暗柱縱筋最大銹蝕率為2.53%，相對(duì)暗柱箍筋和分布鋼筋銹蝕程度較輕，主要是暗柱縱筋相對(duì)靠近里側(cè)，其周?chē)入x子質(zhì)量分?jǐn)?shù)有限.

2.2 試件破壞過(guò)程

未經(jīng)人工氣候?qū)嶒?yàn)室鹽霧腐蝕的試件SW－2，軸壓比0.2，當(dāng)水平位移加載至4.7mm時(shí)，在墻體一側(cè)暗柱底部出現(xiàn)了第一條水平微裂縫；繼續(xù)加載，暗柱底部水平裂縫不斷向上發(fā)展并斜向腹板延伸，同時(shí)暗柱中間部分出現(xiàn)若干條水平裂縫；隨著位移不斷增加及反復(fù)，原有裂縫不斷沿對(duì)角45°方向延伸并相互貫通，將腹板分割成塊狀，在這一階段，試件總體變形不大，裂縫寬度尚小，反向加載時(shí)所產(chǎn)生的腹板斜壓區(qū)尚能恢復(fù)到加載前的位置，再加載時(shí)斜壓區(qū)還能有效傳遞壓力，承載力還能繼續(xù)提高；隨著位移幅值的進(jìn)一步增大，腹板對(duì)角斜裂縫不斷變寬，混凝土在剪壓應(yīng)力共同作用下達(dá)到其極限強(qiáng)度，開(kāi)始鼓包、剝落.破壞呈明顯的脆性，屬于剪切斜壓破壞，沒(méi)有明顯的屈服點(diǎn).

對(duì)于軸壓比相同而銹脹裂縫寬度不同的試件SW－3、SW－4和SW－5，其基本破壞特性與完好試件SW－2類(lèi)似，只是隨著銹脹裂縫寬度的增加開(kāi)裂位移、開(kāi)裂荷載、峰值位移和峰值荷載不斷減??；而且斜裂縫發(fā)展速度隨銹脹裂縫寬度的增加而變快，脆性破壞更為突然.

對(duì)于銹脹裂縫寬度相同而軸壓比不同的試件SW－1、SW－4和SW－6，其基本破壞特性與完好試件SW－2也基本相同，只是隨著軸壓比的增加其開(kāi)裂位移和峰值位移不斷減小，而開(kāi)裂荷載和峰值荷載卻不斷提高，脆性破壞更無(wú)征兆.

2.3 滯回曲線

根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得6片低矮RC剪力墻試件的P－Δ滯回曲線，見(jiàn)圖5.

圖5 SW 1～SW 6試件滯回曲線

1）銹脹裂縫寬度不同但軸壓比相同的低矮RC剪力墻（SW－2、SW－3、SW－4和SW－5）在開(kāi)裂之前滯回曲線基本呈線性關(guān)系，且隨銹蝕程度的增加斜率不斷減小，承載能力也不斷減小；隨著銹蝕程度的不斷增長(zhǎng)，滯回曲線的豐滿程度和滯回環(huán)的面積逐漸減小，滯回循環(huán)次數(shù)也逐漸減少，說(shuō)明試件的耗能能力和延性有所降低；超過(guò)極限荷載后，試件承載力和剛度的降低更趨明顯，滯回環(huán)的形狀也越來(lái)越不穩(wěn)定.

2）軸壓比不同但銹脹裂縫寬度相同的低矮RC剪力墻（SW－1、SW－4和SW－6）在開(kāi)裂之前滯回曲線也呈線性關(guān)系，且隨軸壓比的增加斜率不斷增加；開(kāi)裂后，隨著軸壓比的增大，卸載后的殘余變形越來(lái)越大，而且同級(jí)加載循環(huán)的退化更趨明顯，強(qiáng)度退化和剛度退化也更顯著；同時(shí)隨著軸壓比的增加，峰值荷載不斷提升，但是加載循環(huán)次數(shù)卻逐漸減少，說(shuō)明變形能力越來(lái)越差，滯回環(huán)也越來(lái)越不穩(wěn)定.

2.4 骨架曲線及其特征參數(shù)

基于試驗(yàn)滯回曲線，得出低矮RC剪力墻試件的骨架曲線，見(jiàn)圖6.按照“通用屈服彎矩法”［13］確定試件的等效屈服點(diǎn)，由于低矮RC剪力墻均屬于脆性破壞，達(dá)到峰值荷載后承載力突然下降，故本文規(guī)定峰值荷載即為試件的極限荷載，峰值荷載對(duì)應(yīng)的位移即為極限位移.并通過(guò)延性系數(shù)μ和塑性轉(zhuǎn)角θp［14］作為衡量低矮RC剪力墻延性變化的指標(biāo)，計(jì)算公式：

式中：Δu為試件極限位移；Δy為試件屈服位移，H為低矮RC剪力墻的計(jì)算高度.

各剪力墻試件的屈服荷載（Py）、屈服位移（Δy）、峰值荷載（Pm）、峰值位移（Δm）、極限荷載（Pu）、極限位移（Δu）、延性系數(shù)（μ）和塑性轉(zhuǎn)角（θP）計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4.

圖6 試件骨架曲線

表4 骨架曲線特征參數(shù)

由圖6和表4可知：

1）隨著軸壓比的增加，經(jīng)腐蝕的低矮RC剪力墻的開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載都不斷提高；相反，試件的延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角則不斷減小.說(shuō)明在近海大氣環(huán)境下軸壓比直接影響銹蝕RC剪力墻的抗震性能，在進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時(shí)需要嚴(yán)格控制軸壓比.

2）隨著銹脹裂縫寬度的增加，低矮RC剪力墻的開(kāi)裂荷載、屈服荷載和極限荷載都不斷降低，試件的延性系數(shù)、塑性轉(zhuǎn)角也不斷減小.銹脹裂縫寬度為1.2 mm時(shí)，峰值荷載下降至完好試件的86%，延性系數(shù)減小為71%.說(shuō)明在近海大氣環(huán)境下鋼筋銹蝕對(duì)試件的承載力和延性影響均較顯著.

2.5 剛度退化

采用割線剛度來(lái)表示試件的剛度，試件每級(jí)循環(huán)的平均剛度用下式計(jì)算［15］：

式中：＋Pi、－Pi分別為正反向第 i次峰點(diǎn)荷載值，＋Δi、－Δi分別為正反向第i次峰點(diǎn)位移值.開(kāi)裂后的割線剛度與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線見(jiàn)圖7.

圖7 試件的剛度衰減曲線

1）隨著軸壓比的增大，試件的“嵌固效應(yīng)”使得初始剛度明顯提高，且同級(jí)循環(huán)剛度退化的趨勢(shì)基本一致；峰值荷載后，軸壓比大的SW－6剛度退化越嚴(yán)重，曲線越陡峭，相反軸壓比較小的SW－1剛度退化較平緩.

2）隨著銹脹裂縫寬度的增大，各個(gè)試件初始剛度的退化趨勢(shì)基本保持一致；當(dāng)達(dá)到峰值荷載后，SW－2、SW－3剛度退化較平緩，趨勢(shì)基本一致，而SW－4、SW－5的退化較為嚴(yán)重，曲線也相對(duì)陡峭，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，SW－5的同級(jí)位移下剛度退化加快.

2.6 強(qiáng)度衰減

經(jīng)人工氣候?qū)嶒?yàn)室鹽霧腐蝕的試件內(nèi)部鋼筋截面削弱，且其表面的銹蝕物減小了鋼筋截面與混凝土的粘結(jié)力，從而使試件的力學(xué)性能發(fā)生一定的退化，其中強(qiáng)度衰減是反映這種退化的重要宏觀物理量之一［16］，可以充分體現(xiàn)鋼筋銹蝕對(duì)試件抗震性能的影響.不同軸壓比和不同銹蝕程度試件在開(kāi)裂后的強(qiáng)度與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線見(jiàn)圖8.

1）隨著軸壓比的增加，加載初期，試件同級(jí)強(qiáng)度退化基本一致；但是在加載后期，高軸壓比SW－6同級(jí)強(qiáng)度衰減更為嚴(yán)重.這主要是因?yàn)檩S壓比增加可以提高試件的承載力，但是降低了試件的延性，促使試件在破壞階段強(qiáng)度衰減加快，脆性相應(yīng)增加.

2）隨著銹脹裂縫寬度的增大，加載初期，各個(gè)試件同級(jí)強(qiáng)度退化趨于一致；但是在加載后期，銹蝕程度嚴(yán)重的SW－4和SW－5強(qiáng)度退化較為顯著.這主要是因?yàn)辂}霧腐蝕對(duì)鋼筋的影響更為嚴(yán)重，加載初期，試件主要通過(guò)鋼筋與混凝土共同受力，故對(duì)其同級(jí)循環(huán)強(qiáng)度退化影響不大；而到加載后期，混凝土破碎，試件則主要靠鋼筋承受荷載，故強(qiáng)度退化會(huì)越來(lái)越嚴(yán)重.

圖8 試件強(qiáng)度衰減退化規(guī)律

2.7 耗能特性

采用等效粘滯阻尼系數(shù)來(lái)描述鋼筋銹蝕對(duì)低矮RC剪力墻滯回耗能特性的影響，等效粘滯阻尼系數(shù)he［13］計(jì)算公式為

式中：面積SABCD為荷載正反交變一周時(shí)結(jié)構(gòu)所耗散的能量；SOBE和SODF為理想彈性結(jié)構(gòu)在達(dá)到相同位移時(shí)所吸收的能量，見(jiàn)圖9.

圖9 粘滯阻尼系數(shù)計(jì)算簡(jiǎn)圖

結(jié)構(gòu)變形恢復(fù)能力直接影響結(jié)構(gòu)震后的使用性能、可修復(fù)程度和修復(fù)費(fèi)用［13］.銹蝕低矮RC剪力墻的變形恢復(fù)能力可用殘余變形率η來(lái)表示，其表達(dá)式為

式中：Δe為試件的最大殘余變形，Δu為試件的極限變形.低矮RC剪力墻試件在峰值點(diǎn)處的殘余變形Δr、等效粘滯阻尼系數(shù)計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表5.

表5 銹蝕低矮RC剪力墻的變形恢復(fù)能力與耗能特性

此外，本文給出了不同軸壓比和不同銹蝕程度低矮RC剪力墻試件累積滯回耗能隨位移幅值的變化曲線，見(jiàn)圖10.

圖10 累積耗能與水平位移關(guān)系曲線

由表5和圖10可知：

1）隨著試件軸壓比的不斷增大，殘余變形率先減小后增大，即試件的變形恢復(fù)能力先減小后增大，整體呈下降趨勢(shì)；試件等效粘滯阻尼系數(shù)卻逐漸減小，表明試件的耗能能力不斷降低；而最終試件的累積耗能基本趨于一致.總體上，隨軸壓比的增加，銹蝕試件的耗能能力不斷減小，同樣說(shuō)明近海大氣環(huán)境下在進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時(shí)需嚴(yán)格控制低矮RC剪力墻軸壓比.

2）隨銹脹裂縫寬度不斷增加，殘余變形率整體呈增加趨勢(shì)，表明試件變形恢復(fù)能力越來(lái)越差；而試件的等效粘滯阻尼系數(shù)先增加后減小，主要是由于銹蝕試件隨銹蝕率增加殘余變形不斷增大，致使滯回環(huán)趨于飽滿，表現(xiàn)出具有良好的耗能能力，但是由于銹蝕嚴(yán)重的試件SW－5后期脆性加重，試件較早破壞，其殘余變形率、粘滯阻尼系數(shù)和累積滯回耗能都降低.

3 結(jié) 論

1）近海大氣環(huán)境主要導(dǎo)致了低矮RC剪力墻內(nèi)部鋼筋銹蝕，通過(guò)觀察試件表面和加載后取出的鋼筋表面，以及測(cè)量截取鋼筋的質(zhì)量損失率，可知分布鋼筋和暗柱箍筋的腐蝕相對(duì)嚴(yán)重，暗柱縱筋腐蝕較輕.

2）銹蝕程度基本相同的低矮RC剪力墻試件，隨著軸壓比的增加，試件的屈服荷載、極限荷載、剛度不斷增大，相反，試件的延性、塑性轉(zhuǎn)角、等效粘滯阻尼系數(shù)卻不斷減小，殘余變形率隨軸壓比增加整體呈下降趨勢(shì)，但是由于高軸壓比的試件后期脆性增加，致使不同軸壓比試件累積滯回耗能基本相同.綜合考慮各項(xiàng)參數(shù)，在近海大氣環(huán)境下進(jìn)行結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時(shí)需嚴(yán)格控制低矮RC剪力墻的軸壓比.

3）軸壓比相同的低矮RC剪力墻試件，隨試件銹脹裂縫寬度的增加，試件的屈服荷載、極限荷載、剛度、延性、塑性轉(zhuǎn)角、累積滯回耗能都不斷減小，而試件的殘余變形率和等效粘滯阻尼系數(shù)先增后減，主要是由于銹蝕嚴(yán)重的試件后期脆性加重所致，試驗(yàn)現(xiàn)象表現(xiàn)為：斜裂縫發(fā)展速度隨銹脹裂縫寬度的增加而變快，且銹蝕率的增大導(dǎo)致試件破壞時(shí)脆性更為顯著.近海大氣環(huán)境下，建筑物隨齡期增長(zhǎng)，內(nèi)部鋼筋銹蝕愈發(fā)嚴(yán)重，銹脹裂縫寬度增大，低矮RC剪力墻試件抗震性能越差.

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（編輯趙麗瑩）

Experimental research on theseism ic behaviors of squat RC shear walls under offshore atmospheric environment

ZHENG Shansuo，QIN Qing，YANGWei，GAN Chuanlei，ZHANG Yixin，DING Sha

（School of Civil Engineering，Xi’an University of Architecture and Technology，710055 Xi’an，China）

The accelerated corrosion tests of six squat shearwallswith span ratio of 1.0 were conducted by artificial climate laboratory to understand the seismic performance of squat RC shear walls under offshore atmospheric environment.Their quasi-static experimentswere implemented.The hysteresis loops regarding the relation between horizontal load and displacement of specimenswith differentaxial compression ratio and various degrees of corrosion crack width were obtained.The skeleton curves of specimenswere further achieved.Based on the test results，some performance aspects，such as the ultimate capacity，rigidity，ductility and energy dissipation capacity，were analyzed.The result shows that with the increase of axial compression ratio the bearing capacity and stiffness of corrosion specimens continued to improve，while their ductility and the deformation recovery capability are reduced.Thesemanifest that the axial compression ratio must be strictly controlled during seismic design under offshore atmospheric environment.In addition，the crack load and the ultimate load，rigidity，ductility，energy dissipation capacity decrease with the increase of corrosion crack width of specimens.Moreover，when the specimen subjected to serious corrosion，the brittle failure ismore obvious without any warning.Above findings demonstrate that with concrete ages growing over time，the internal rebar under this condition suffers increasingly severe corrosion and behavesworse in seismic performance.

offshore atmospheric environment；squat RC shear wall；corrosive crack width；quasi-static tests；seismic behavior

TU375

A

0367－6234（2015）12－0064－06

10.11918／j.issn.0367-6234.2015.12.011

2014－11－04.

國(guó)家科技支撐計(jì)劃（2013BAJ08B03）；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專(zhuān)項(xiàng)科研基金（20136120110003）.

鄭山鎖（1960—），男，教授，博士生導(dǎo)師.

秦 卿，qinqing.2007.qq＠163.com.