酸雨环境下低矮RC剪力墙抗震性能试验研究与抗剪强度预测

郑山锁，桑子蔚，周 炎

(1.西安建筑科技大学土木工程学院，陕西，西安 710055；2.西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部重点实验室，陕西，西安 710055；3.防灾减灾湖北省重点实验室，湖北，宜昌 443002；4.三峡大学土木与建筑学院，湖北，宜昌 443002)

我国是世界第三大酸雨区，据统计[1]，2020年中国酸雨区的面积约46.6万平方千米，占国土面积的4.8%。钢筋混凝土(RC)结构受酸雨影响较大，该环境中H+、、、等多种侵蚀离子引起的混凝土强度损失、钢筋锈蚀、保护层锈胀开裂与剥离是造成RC结构性能劣化的主要原因[2]。近年来，众多学者对酸雨环境下RC梁[3-4]、柱[5]等构件开展了试验研究，结果表明，酸雨腐蚀作用下RC构件的力学与抗震性能损失较大，其承载、变形和耗能能力等都有所降低。

RC矮墙，即高宽比小于等于2 的剪力墙，是高层建筑结构的重要抗侧力构件，可以有效抵抗地震荷载。然而，这种矮墙易发生剪切破坏，在地震发生时，墙体剪切脆性破坏将导致整体结构失效[6]。郑山锁等[7]、秦卿等[8]基于人工气候加速腐蚀技术对RC剪力墙相继进行了腐蚀试验、拟静力试验，获得了腐蚀后RC剪力墙抗震性能变化规律，结果表明，经受腐蚀后的RC构件抗震性能将发生显著劣化，从而暴露于严重的地震灾害风险中。因此，在对处于酸雨环境下的RC 矮墙进行抗震设计时，对其抗剪强度做出合理预测并保证其全寿命周期内的抗剪强度至关重要。

过去的几十年里，国内外研究人员主要采用经验回归法和力学推导法进行了RC 剪力墙抗剪强度预测。由于经验方法所得公式离散型较大[9]，研究更多基于力学推导法展开，如《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[10]、ACI 318-14规范[11]、GUPTA 等[12]、KASSEM等[13]等均是基于桁架模型提出的RC剪力墙抗剪强度预测公式。YU[14]指出，剪力墙腹板应力并非桁架模型中的均匀分布，基于该模型的预测不能真实反映剪力墙抗剪强度。在当前的研究中，研究人员多采用拉压杆模型[15]进行抗剪强度的推导，如NING等[9]、KASSEM等[16]的研究，结果表明：基于拉压杆模型提出的公式能够合理地进行RC 剪力墙抗剪强度的预测。

当前对于腐蚀RC构件抗剪强度的预测主要是基于完好RC构件抗剪强度预测公式开展的。LU 等[17]考虑箍筋锈蚀和剪跨比的影响，引入折减系数对RC梁抗剪强度进行了修正；EL-SAYED[18]将箍筋锈蚀程度引起的箍筋损伤纳入RC梁现行抗剪设计方法中，以评估腐蚀RC梁的抗剪强度；ZHANG 等[19]通过研究腐蚀程度、轴压比、水平分布筋间距和混凝土抗压强度等关键参数的影响，提出了腐蚀RC梁柱节点剪切强度的预测方程。

RC剪力墙相对RC梁、柱等构件，体积较大，施工复杂，且受限于腐蚀箱容量限制，无法进行大规模腐蚀。因此，现阶段对于腐蚀RC剪力墙试验研究较少，无法为其抗剪强度预测提供数据和理论支撑，且对于其抗剪强度预测未能充分考虑构件力学性能退化、截面损失和腐蚀后界面粘结强度退化的影响。为此，本文运用人工加速腐蚀技术模拟酸雨环境，研究设计参数变化下腐蚀RC剪力墙抗震性能劣化规律。继而，基于试验结果，对拉压杆模型进行考虑酸雨腐蚀影响的修正，提出能够合理预测腐蚀RC剪力墙抗剪强度的计算公式，以期为RC剪力墙在酸雨侵蚀环境下的全寿命周期内抗震性能评估提供理论支撑。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

课题组以轴压比、水平分布筋配筋率和高宽比为变化参数，设计了5榀一字型短肢剪力墙。其截面尺寸均为700mm×100mm，剪力墙高度分别为700 mm 和1400mm。在剪力墙两侧设置暗柱，试件上、下两端布置的顶梁与底梁均为钢筋混凝土结构，顶梁布置有4 18纵向钢筋，箍筋采用 8@150，以此作为荷载的加载单元；底梁配置12 18纵向钢筋，腰筋为4 18，箍筋选用 8@100，以此作为试件的嵌固端。所用混凝土的强度等级为C40，墙体保护层厚度设定为10mm，腹板分布筋及暗柱箍筋均使用HPB300级钢筋，暗柱纵向钢筋使用HRB335级钢筋。腹板水平分布筋以200 mm 或150 mm 的间隔放置，分别对应于0.28%和0.38%的配筋率；暗柱纵向分布筋配筋率均为4.52%，箍筋配筋率均为0.38%。

1.2 材料力学性能

各RC剪力墙试件均所采用C40混凝土，在浇筑剪力墙试件的同时，制作边长为150mm 的标准立方体试块，以获取该规格混凝土养护28 d 时的抗压强度[20]，混凝土的力学性能参数如表1所示。试验中所用钢筋的力学性能参数由标准拉伸试验[21]获得，其测试结果如表2所示。

表1 混凝土力学性能参数Table1 Mechanical propertiesof concrete

表2 钢筋力学性能Table2 Mechanical propertiesof steel

试件制作完成后，参考文献[22]，对各试件进行360次的酸雨腐蚀循环，以期腐蚀RC剪力墙出现钢筋锈蚀、保护层锈胀开裂与脱落等性能劣化情况。表3为试件的设计参数，图1为试件、顶梁及底座的几何尺寸和配筋图。

表3 试件设计参数Table3 Design parametersof specimens

图1 试件截面尺寸及配筋图Fig.1 Size and reinforcement detailsof specimens

1.3 酸雨加速腐蚀试验方案

考虑到试件的基座或因酸雨腐蚀而影响剪力墙的破坏形态，且存在人工气候模拟实验室空间有限等问题，故采用二次浇筑法进行顶梁和基座的浇筑，即先浇筑墙体，脱模养护28 d 后取出，用环氧树脂包裹墙体两端裸漏钢筋，然后进行酸雨加速腐蚀试验，酸雨侵蚀模拟试验结束后，浇筑并养护基座。

采用周期喷淋腐蚀试验方法[23]对RC剪力墙进行加速腐蚀，以此模拟酸雨环境下RC剪力墙受到的侵蚀作用，加速腐蚀循环过程如图2所示。该方法以6 h 为一个循环周期，在室温25℃环境下进行4 h 喷淋以模拟降雨环境，0.5 h 升温至60℃来模拟高温干燥环境以加速腐蚀[22]，腐蚀1 h 后降温以开启下一轮腐蚀循环。考虑到我国酸雨类型的特点，喷淋所用腐蚀溶液的配制方案如下：首先在普通自来水中添加Na2SO4溶液调整硫酸根离子浓度至0.06 mol/L，然后通过向溶液中添加浓度为1.42 g/cm3的HNO3溶液来调节腐蚀溶液的pH 值至3.0，在该pH 值下混凝土构件加速腐蚀效果良好[3-5]。

图2 加速腐蚀过程示意图Fig.2 Schematic diagram of accelerated corrosion process

1.4 拟静力加载及量测方案

待加速腐蚀完成后，采用荷载-位移混合加载制度对各试件进行低周反复加载，测点布置及加载装置如图3所示，试验加载方式如下：为消除试件内部的不均匀性，检验加载装置及量测仪表工作状况并进行校准，在正式加载前，取各试件预估开裂荷载[24]的30%重复加载1次～2次。在试件屈服前根据荷载控制进行分级加载，每级循环1次，以30 kN 作为荷载增量。试件屈服后使用位移控制进行逐级加载，每级荷载循环3次，位移增量取屈服位移的0.5倍，直至试件承载力降低到峰值荷载的85%之后或者试件明显损坏后，完成加载。加载制度如图4所示。

图3 测点布置及加载装置图Fig.3 Measuring point arrangement and test setup

图4 加载制度图Fig.4 Schematic diagram of loading process

2 试验现象描述

2.1 试件腐蚀程度

试件在经历360次腐蚀循环后，其表面颜色加深，变得粗糙不平，混凝土粗骨料开始外露，混凝土表面变得酥松，出现了蜂窝麻面、坑洼等现象，主要原因为酸雨侵蚀后产生了膨胀性物质，从而导致试件表面混凝土开裂剥落。

拟静力加载试验完成后的腐蚀RC剪力墙发生破坏，无法知晓腐蚀后混凝土材料力学性能数据，因此在进行周期喷淋腐蚀试验时将3个标准混凝土棱柱体试块放入腐蚀箱中，与5榀剪力墙试件同时进行相同次数的模拟加速侵蚀，之后对腐蚀混凝土立方体试块进行抗压试验以获得其腐蚀后轴心抗压强度。在拟静力试验加载前对RC剪力墙表面进行6个取样点的均匀选取，试验加载完成后，用钻芯机在取样点取芯，清理芯样表面粉末后用酚酞试剂滴定法获得混凝土腐蚀深度，由于酸雨腐蚀的不均匀性，取6个取样点腐蚀深度的平均值作为该剪力墙的腐蚀深度。测试结果表明，经历了相同腐蚀循环的各试件腐蚀深度差异较小，故选取5榀剪力墙的腐蚀深度平均值作为该腐蚀循环次数下试件的实际腐蚀深度。

为获取腐蚀RC剪力墙的钢筋锈蚀情况，加载完成后，取出试件内的分布筋、箍筋及纵筋各3根，通过文献[8]所提方法算出各个钢筋腐蚀率，因腐蚀程度近似相同，最后取平均值作为该腐蚀程度下各个钢筋的腐蚀率。采用质量损失率反映钢筋实际锈蚀情况，其计算表达式为：

式中：ρ为质量损失率代表的钢筋实际锈蚀率；m0为预留未锈蚀钢筋样本与标记区段相同长度的钢筋质量；m1为截取标记区段内锈蚀钢筋除锈蚀后钢筋的质量[25]。考虑到不同钢筋的锈蚀程度具有一定离散性，因此采用所选钢筋的平均锈蚀率作为该钢筋的实际锈蚀率。材料腐蚀结果见表4。

表4 试件腐蚀程度Table4 Corrosion degreeof specimens

2.2 破坏过程描述

在整个加载过程中，各腐蚀RC 剪力墙的破坏过程相似。在加载的初始阶段，各腐蚀试件均处于弹性工作状态，试件表面基本完好无裂缝出现；随着往复荷载的增加，试件底部逐渐出现少量水平细微裂纹，并继续向上倾斜拓展及发展，在各试件屈服之前，表面的剪切斜裂缝基本上已发展成斜向对角状分布；试件屈服后，交叉的对角斜裂缝在试件表面形成，试件表面被分割成网状；随着加载的继续，竖向裂缝逐渐在墙体两侧底部受压区产生，混凝土开始断裂剥离；加载到峰值荷载后，试件的承载力迅速下降，其破坏特征呈现明显的脆性，试件很快被破坏，各试件的最终破坏形态如图5所示。不同设计参数下各试件的破坏过程亦有差别，主要体现为：

图5 试件破坏形态Fig.5 Failure patternsof specimens

1)其他设计参数相同时，随着水平分布筋配筋率的增大，试件的抗剪能力提高，各RC剪力墙试件的表面剪切斜裂缝数量减少，变形能力提高，其原因为：水平分布筋可以在一定程度上约束剪力墙腹板混凝土，限制变形，且随着配筋率的增加，约束效果增强，裂缝发展变慢。

2)腐蚀循环次数相同时，轴压比大的试件其交叉主裂缝发展角度和宽度较大，但水平裂缝和剪切斜裂缝发展较慢，裂缝分布范围较大且破坏时更加突然。

3)试件SW-5 并未像其余4组试件形成通长的斜裂缝，且其暗柱底部的压溃现象更为显著，其原因为SW-5试件的高宽比为2.0，相较于高宽比为1.0的试件，其弯剪破坏过程中弯曲破坏所占比重更大。

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

图6为各腐蚀RC剪力墙试件滞回曲线，总结各试件共同滞回特性如下：

图6 荷载-位移滞回曲线Fig.6 Load-displacement hysteresis curve

1)屈服前，各腐蚀试件的滞回曲线近似呈直线，刚度无明显变化，加卸载后基本未出现残余变形，滞回环面积很小。

2)随着加载的进行，试件逐渐出现刚度的退化，卸载后残余变形增加，滞回曲线有轻微的捏缩现象，但依旧相对饱满，这表明各试件依旧具有良好的耗能能力。

3)试件屈服以后，试件的刚度退化明显，随着加载位移的增加和损伤的累计，滞回环的面积不断增大，且趋于饱满，耗能能力提高，而在同级位移幅值下的3次循环加载过程中，第三次循环加载时试件的刚度退化明显，滞回环面积减小，耗能能力降低，试件的非线性特性明显。

4)在加载至峰值荷载后，试件的强度、刚度均随加载的进行逐渐减小，残余变形不断增大，滞回环也出现了明显的捏缩现象，且捏缩现象逐渐增大直至试件破坏，试件的承载力也在峰值荷载之后迅速下降，表现出较为明显的脆性。

对比各腐蚀RC剪力墙试件的滞回曲线，可以得出：随着轴压比的增大，试件的初始刚度略有增大，同一加载级下滞回环面积减小，峰值荷载增加显著，但达到峰值后承载力下降更加突然，试件变形能力变弱；随着水平分布筋配筋率的增加，腐蚀RC剪力墙承载能力提升不明显，试件的变形能力有所改善，同一加载级下滞回环面积增大，总体耗能能力提高；随着高宽比的增大，试件的峰值荷载大幅下降，但峰值位移增加明显，且下降段较缓。

3.2 骨架曲线及特征点

依据规程[24]中提到的方法进行各试件骨架曲线的绘制，图7为各个试件的骨架曲线。考虑到在人工气候模拟试验中，各试件所受腐蚀程度存在不均匀的情况，由此导致试件正、负向的损伤程度不同，故各腐蚀试件的骨架曲线呈现出不对称性。为消除不对称性的影响，对正负向特征值取平均值绘制相应试件的平均骨架曲线，并计算此试件特征点位移和荷载[26]。特征点计算方法如下：将试件出现第一批裂缝时的荷载和变形作为试件的开裂荷载和开裂位移；将平均骨架曲线荷载达到最大值时的状态作为试件的峰值状态；将骨架曲线上荷载下降至试件峰值荷载的85%时的状态作为其极限破坏状态[27]。其中屈服点的计算尤为关键，对于屈服特征不明显的构件，画图法、能量等值法、最远点法和双直线能量等效面积法应用最为广泛[28]。由于应用较广且计算更加方便，本文选择用“能量等值法”[29]进行骨架曲线屈服点的计算，因而可求出其屈服强度和屈服位移。至此，试件的开裂荷载Pcr、屈服荷载Py、峰值荷载Pmax、破坏荷载Pu可以确定，相对应的开裂位移Δcr、屈服位移Δy、峰值位移Δmax、极限位移Δu、位移延性系数μ和塑性转角θp也可得到。其中位移延性系数μ=Δu/Δy，塑性转角θp=(Δu-Δy)/H。各特征点荷载和位移计算值如表5所示。

图7 试件骨架曲线对比Fig.7 Comparison of the skeleton curves

从表5数据可以得出，对于腐蚀程度相同的RC剪力墙试件，当水平分布筋配筋率自0.28%增加到0.38%时，试件承载力从272 kN上升到286 kN，增强率为4.9%，其延性系数从1.65增加到2.13，增强率为22.5%，这说明水平分布筋配筋率的增大对腐蚀RC 剪力墙承载力提升不大，但对其延性改进明显；当轴压比从0.1增加到0.2和0.3时，试件承载力从286 kN分别增加到319 kN 和388 kN，增强率为11.5%和35.7%，而延性系数从2.13降低到了1.81和1.61，退化率分别为15.0%和24.4%，说明轴压比的增加能够提高RC剪力墙的承载力，但会降低其延性；高宽比从1.0增大到2.0，承载力从286 kN降低到164 kN，退化率为42.7%，延性系数从2.13增加到2.32，增强率为8.9%，其承载力退化明显但延性略有提升。

表5 各试件骨架曲线特征点数据Table5 Characteristic parameters of skeleton curves

4 腐蚀RC剪力墙抗剪强度预测

4.1 抗剪强度公式推导

软化拉压杆模型是HWANG等[30]基于拉压杆模型并考虑混凝土受压软化特性发展起来的一种理论模型，该模型能够满足平衡条件、变形协调条件和物理方程，在计算RC剪力墙构件抗剪强度方面有较好的效果[31]。酸雨环境下，RC剪力墙抗剪强度受到削弱。本节拟基于上文试验结果以及RC剪力墙传力机制，考虑轴压比、钢筋配筋率、混凝土压缩强度、钢筋屈服强度、剪力墙形状参数与高宽比等参数以及酸雨腐蚀的影响提出腐蚀RC剪力墙抗剪强度预测公式。

Mehta 教授在第二届混凝土耐久性国际学术会议上所作主题报告[32]中指出钢筋锈蚀是引发RC结构耐久性损伤与抗震性能劣化的首要原因；孙志诚等[33]认为钢筋强度会对RC 构件的抗剪强度造成很大的影响且文献[8]通过研究不同腐蚀程度下RC剪力墙的抗震性能发现，当腐蚀程度较轻即钢筋未发生腐蚀时，RC构件的抗震性能下降不大，当腐蚀程度严重时，RC构件破坏突然，抗剪强度急剧下降。由此可知腐蚀后墙体的抗剪强度退化与钢筋强度退化有直接的关联性，因此本文选用文献[34- 38]中暗柱纵筋锈蚀程度为5%～12%[39]试件的抗震试验数据，所选试件与本试验环境大体相同，该腐蚀程度下，钢筋力学性能和粘结性能退化明显，且构件力学行为具有代表性。通过Matlab程序中Fm incon 函数进行模型待定系数的确定，该函数在给定初始值后，可以在确定范围内计算出符合该受约束非线性多变量函数的最小值，进而确定该公式最合理系数。文献[40]提出完好RC剪力墙抗剪强度计算公式，并用Fm incon 程序对函数待定系数进行标定，其公式拟合效果良好，研究结果表明所得模型除反映材料强度外，还同时体现了如剪力滞后效应等未在公式中体现的影响因素。据此，本文通过参数折减来综合考虑酸雨作用下RC剪力墙力学性能退化、截面损失和腐蚀后粘结强度退化的影响，并基于试验数据进行验证。

以图8所示的RC剪力墙作为拉压杆模型推导基础，该剪力墙包含暗柱与腹板，并通过上部刚性梁和固定在底部刚性基础承受轴向荷载Pn和横向水平荷载Vn，其腹板在竖向和水平方向上分别布有以Sv和Sh为间距的均布钢筋。

图8 剪力墙外力分布与形状参数Fig.8 Force distribution and shape parameters of shear wall

在混凝土出现斜裂缝后，钢筋承受拉力，裂缝间的混凝土承受压力，形成拉压杆作用。拉压杆模型把RC剪力墙分解成两种传力模式，一种为斜向机构(图9(a))，另一种为水平与垂直机构(图9(b)和图9(c))，用以考虑剪力墙内的传力机制。剪力墙最终抗剪强度Vcalc也是由两个独立部分组成，如式(2)所示。

式中：Vd为斜向机构提供的抗剪强度；Vw为水平与垂直机构提供的抗剪强度。

4.1.1 斜向机构

如图9(a)所示，低矮RC剪力墙的斜向机构主要由单个对角混凝土斜压杆表示，水平力从作用点通过斜压杆传递到相对角。通常会假设对角斜压杆呈现成瓶状面板区域。根据水平平衡条件，可以通过斜向机构确定抗剪强度：

图9 剪力墙拉压杆模型Fig.9 Strut-and-tie model of shear wall

式中：N为对角斜压杆的压力；α 为对角斜压杆与水平轴向的夹角的倾斜度；hw为水平力至基点的高度；dw为暗柱中拉力和压力之间的水平长度。

KASSEM[16]认为斜向机构的抗剪强度主要由斜向混凝土压缩柱承担，但NING[9]则认为斜向传力机构的抗剪强度主要由暗柱纵筋所得拉力和剪力墙轴向压缩荷载控制，郑山锁等[7]通过研究发现暗柱纵筋对RC剪力墙抗剪强度提升明显，因此本文采用NING所提传力原理对拉压杆模型进行推导。基于垂直平衡条件，可以得到：

式中：Cd为压缩边界处的作用力；Td为拉伸边界处的作用力；P为剪力墙所受轴向荷载。

从图9(a)中可以看出，Td主要用于抵抗拉伸边界处的暗柱纵向分布筋，因此可以得到：

式中：k1为暗柱纵筋抗剪强度系数；ρvb为暗柱纵向配筋率；fvb为暗柱纵向钢筋屈服强度；tw为剪力墙厚度；as为剪力墙斜向压杆高度[13]，按下式计算：

式中：Aw为墙体截面面积；fc为混凝土抗压强度；Lw为剪力墙长度。将Td代入式(6)可以得对角斜压杆的压力为：

将式(9)和式(10)代入式(3)可得斜向机构提供的抗剪强度Vd为：

4.1.2 水平与垂直机构

除混凝土斜向机构外，水平和垂直腹板钢筋的存在提供了另外的传力路径用以传递剪力墙的水平荷载。其中水平机构是由1个水平拉杆以及2个倾角较小的压杆构成(图9(b))；而垂直机构是由1个垂直拉杆和2个倾角较大的压杆组成(图9(c))。通过研究水平和垂直腹板钢筋力的分布，可以得出水平和垂直机构提供的抗剪强度：

式中：θ2为垂直机构中压杆与水平轴向的夹角；Fsv为纵向钢筋的平均拉力；Fsh为水平钢筋的平均拉力，可以得出：

式中：fhw为水平分布钢筋的屈服强度；ρhw为水平分布钢筋配筋率；k2为腹板水平钢筋抗剪强度系数。同理，得到纵向钢筋的平均拉力Fsv，有：

式中：fvw为纵向钢筋的屈服强度；ρvw为纵向钢筋配筋率；k3为腹板纵向钢筋抗剪强度系数。将式(13)与式(14)代入式(12)可得水平和垂直机构提供的抗剪强度：

垂直机构中压杆的倾斜角(图9(c))与斜向机构中斜压杆的倾斜角(图9(a))存在如下几何关系：

因此，水平与垂直机构提供的抗剪强度Vw为：

将式(11)和式(17)替换式(2)中的Vd和Vw，可以得到RC剪力墙抗剪强度计算公式：

在拉压杆模型中，RC剪力墙的抗剪强度主要由其节点区域混凝土的受压承载力承担，其受压承载力由水平机构、垂直机构和斜向机构三者提供的剪力共同作用所得[31]。考虑酸雨腐蚀的影响，将式(18)修正为：

4.2 抗剪强度未知系数待定

使用Matlab中的Fm incon 函数并基于文献[34-36]以及本文试验数据对式(19)进行参数标定，获得上述、、、k4等系数的值，继而基于文献[37-38]中试验数据对所得模型进行验证。Fm incon 函数在给定初始值后，可以在确定范围内计算出符合该受约束非线性多变量函数的最小值，进而确定该公式的最合理系数。未知系数的上下边界分别为1和0，本文所采用的非线性约束为实测抗剪强度与计算抗剪强度之比等于1。通过计算得到腐蚀RC剪力墙的系数为：=0.70、=0.15、=0.35、k4=0.20。

由此，可以得到腐蚀RC剪力墙的抗剪强度计算公式如下：

4.3 模型验证

基于上述所提腐蚀RC剪力墙抗剪强度计算模型，对用于拟合的试验数据和本文中腐蚀RC剪力墙试件的抗剪强度进行计算分析，以验证模型拟合效果和预测准确性，结果如图10与表6所示。由图10可知，用于拟合的试件抗剪强度试验值与本文模型计算值符合较好，数据分布在等值线附近且均处于±25%误差线内。其中，试验值与计算值之比的平均值Avg(Vtest/Vcalc)为0.96，变异系数Cov(Vtest/Vcalc)为0.12。由上可见，本文所提模型拟合效果良好。

图10 所得公式抗剪强度预测Fig.10 Shear strength predictions using the formula

表6 本文试件抗剪强度试验值与计算值对比Table6 Comparison of shear capacity

由表6中试件试验值与计算值的分析结果可以得出，腐蚀RC剪力墙基于拉压杆模型的抗剪强度计算结果与本文试验结果较为吻合，预测误差均小于20%，均值为6.49%，表明所提方法将腐蚀RC剪力墙力学性能退化、截面损失及粘结强度退化的影响通过系数进行综合考虑，能够合理地反映腐蚀RC剪力墙抗剪强度的损伤变化，可用于腐蚀RC剪力墙抗剪强度预测。

5 结论

通过人工气候实验室模拟酸雨环境，继而对RC剪力墙试件进行酸雨腐蚀试验与拟静力试验，主要研究了相同酸雨腐蚀程度下不同设计参数对RC剪力墙承载力、变形等抗震性能指标的影响，进而基于拉压杆模型提出了适用于腐蚀RC剪力墙的抗剪强度计算公式。主要结论如下：

(1)对于轴压比较大的腐蚀RC剪力墙，其水平裂缝的出现较晚，交叉主裂缝的宽度和倾角较大，但发展较慢，破坏时更加突然且裂缝分布范围较大；随着水平配筋率的增加，腐蚀RC剪力墙表面剪切斜裂缝数量减少，变形能力提高，因此在进行酸雨区剪力墙结构设计时可适当增加水平分布筋配筋率以保证剪力墙发生延性破坏。

(2)在其他条件不变情况下，轴压比的增加将导致腐蚀RC剪力墙的承载力增加，但变形能力变差，轴压比从0.1提高至0.3时，承载力提升了35.7%，而延性系数降低了24.4%；水平分布筋配筋率的增加对腐蚀RC 剪力墙的承载力提升不明显，但对延性提升较大，当水平分布筋配筋率从0.28%增加到0.38%时，延性提高了22.5%；高宽比的增大使得试件抗剪承载力显著减小，但延性得到改善，当高宽比从1.0 变为2.0时，承载力降低了42.7%。

(3)以拉压杆模型为基础，采用试验数据标定的方法提出了考虑酸雨腐蚀的RC剪力墙抗剪强度预测模型。比较分析得出，试验结果与模型预测结果有良好的一致性，其误差大部分在10%以内，表明预测公式的准确性较好，可为腐蚀RC剪力墙抗剪强度计算提供理论依据。