杜朝偉， 鄭元勛， 蔡迎春， 甘 超， 韓鈺曉

(1.河南省交通運輸廳 公路管理局，河南 鄭州 450000； 2.鄭州大學 水利與環(huán)境學院，河南 鄭州 450001； 3.河南省水利勘測設計研究有限公司，河南 鄭州 450016； 4.湖北省送變電工程公司，湖北 武漢 430061)

0 引言

隨著環(huán)境問題的不斷惡化，不利環(huán)境因素如氯離子侵蝕(除冰鹽導致)、碳化、凍融循環(huán)等對橋梁結(jié)構(gòu)侵蝕日趨嚴重，進而引起結(jié)構(gòu)疲勞壽命縮短，從而降低橋梁結(jié)構(gòu)的服役壽命.鑒于此，針對混凝土結(jié)構(gòu)耐久性的研究相繼得以開展，早期研究主要針對混凝土材料本身耐久性展開[1-3]，基于對混凝土材料耐久性的研究，學者們開始嘗試從設計角度出發(fā)來改善混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性，此階段研究成果主要集中在混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性設計及評價方面[4-6].在對混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設計方法及評估方法研究中發(fā)現(xiàn)，在混凝土材料中添加適當?shù)睦w維有助于提高混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性，相關的研究陸續(xù)開展[7-8].近年來，基于細觀尺度的橋梁混凝土結(jié)構(gòu)耐久性研究也相續(xù)開展[9].在碳化侵蝕混凝土結(jié)構(gòu)研究方面，蔣金洋等[10]從材料層次分析了疲勞荷載與碳化作用對混凝土的耦合效應，建立了疲勞載荷與大氣環(huán)境復合作用下的混凝土碳化壽命預測模型.趙慶新等[11]研究了應力損傷后混凝土的抗碳化性能，指出應力損傷對混凝土碳化壽命影響較大.陸慧琳[12]分析了碳化腐蝕作用下對橋梁承載力退化的影響，對橋梁混凝土碳化作用設計基準期內(nèi)的承載力進行了預測.Neves等[13]結(jié)合快速碳化試驗，提出了一種半概率的碳化作用下混凝土結(jié)構(gòu)壽命設計理論.

關于碳化腐蝕鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的研究，早期主要是針對混凝土標準試塊在碳化腐蝕作用下的材料力學性能展開，后期逐步過渡到碳化侵蝕對構(gòu)件力學指標的影響，鑒于快速碳化試驗設備尺寸所限，針對大尺寸預應力板梁構(gòu)件開展的碳化耐久性研究還相當有限.筆者基于相似性原理，結(jié)合實際橋梁結(jié)構(gòu)參數(shù)，研究碳化侵蝕作用下耐久性損傷程度對預應力板梁結(jié)構(gòu)疲勞特性的影響，建立碳化侵蝕作用下預應力板梁耐久性指標與結(jié)構(gòu)疲勞特性間的相關關系.

1 試驗設計

1.1 模型板設計與制作

基于相似性原理，根據(jù)工程中常用20 m公路預應力空心板橋梁結(jié)構(gòu)參數(shù)， 設計并制作2 m長預應力空心板梁模型.混凝土強度等級為C50，采用先張法施工工藝，縱向預應力鋼筋3束1 860級鋼絞線，直徑12.7 mm，截面面積98.7 mm2, 預應力筋張拉力為1 395 MPa，試驗板橫、縱斷面及布筋圖如圖1.

1.2 碳化侵蝕耐久性試驗

鑒于本次碳化試驗構(gòu)件尺寸長2 m，無法在現(xiàn)有快速碳化箱開展此次耐久性試驗.根據(jù)《普通混凝土長期性能和耐久性試驗方法標準》關于快速碳化試驗的相關要求，結(jié)合本次試驗具體情況， 筆者提出并設計了一種快速碳化試驗設備以開展本次耐久性試驗，設計方案已獲得專利授權(quán)[14].

預應力混凝土空心板碳化腐蝕試驗設計及后期加載情況如表1所示.

圖1 試驗板橫、縱斷面及布筋圖Fig.1 Cross section, longitudinal section and bar arrangement drawing of test plate

試驗板編號碳化程度加載情況BO健康構(gòu)件靜載BW未碳化腐蝕構(gòu)件疲勞BQ輕度腐蝕(同條件下試塊碳化深度達到5mm)疲勞BZ重度腐蝕(同條件下試塊碳化深度達到10mm)疲勞

注：表1中每組試驗板為兩個構(gòu)件，如BQ包括BQ-1和BQ-2兩個構(gòu)件，取兩個構(gòu)件的平均值作為該組試驗構(gòu)件的試驗值.

1.3 碳化侵蝕標準試塊力學性能試驗

筆者通過酚酞測試方法對碳化侵蝕一定周期的標準試塊進行碳化深度測量以確定板梁構(gòu)件碳化侵蝕程度進而確定碳化試驗周期.通過壓力機結(jié)合百分表對未碳化試件、輕度碳化試件、重度碳化試件抗壓強度及彈性模量進行測試以研究碳化侵蝕對混凝土力學性能的影響.

1.4 預應力空心板梁靜載破壞試驗

預應力空心板梁靜載試驗主要用于確定板梁極限承載能力、破壞形態(tài)及變形特點等，進而基于靜載破壞試驗結(jié)果確定疲勞試驗加載應力幅及加載荷載.靜載試驗通過微機控制電液伺服壓彎試驗機進行.

1.5 碳化侵蝕預應力板梁疲勞特性試驗

1.5.1 疲勞試驗加載方案

利用疲勞試驗機(MTS)采用三分點加載方法對不同碳化程度預應力空心板梁開展疲勞試驗，加載方式如圖2所示.基于靜載試驗結(jié)果，確定疲勞加載應力幅為0.8，疲勞試驗加載方案如表2所示.

圖2 疲勞加載Fig.2 Fatigue loading diagram

試件編號最大疲勞荷載Fmax/kN最小疲勞荷載Fmin/kN頻率/HzBW200505BQ200505BZ200505

1.5.2 疲勞試驗測量內(nèi)容及儀表布置

(1)應變及位移測量.疲勞試驗開始前及每50萬次疲勞循環(huán)后，進行一次靜載試驗，記錄每級荷載作用下的應變與撓度，研究試驗梁靜力參數(shù)隨疲勞加載次數(shù)增加的衰減規(guī)律.重點觀測1/2L截面處應變及位移，應變計在1/2L截面沿梁高均勻布置，位移計在1/2L、1/4L處及梁端各布置兩個位移傳感器.

(2)動態(tài)應變位移以及動態(tài)位移.疲勞試驗開始前及每經(jīng)過50萬次疲勞荷載后，測量一次動位移與動態(tài)應變.動位移計及應變計布置同靜態(tài)，采用采集系統(tǒng)采集.

(3)基頻與阻尼.疲勞試驗開始前及每經(jīng)過50萬次疲勞試驗后，停機進行基頻與阻尼測試，研究疲勞加載次數(shù)對試驗梁板基頻及阻尼的影響.在試驗梁端部布置3個拾振器，沿梁縱軸方向每隔500 mm布置1個拾振器.

(4)裂縫開展情況以及寬度.基于靜載試驗結(jié)果，確定裂縫觀測控制點為試驗板支座剪切裂縫、試驗板頂板壓碎裂縫以及試驗板腹板豎向裂縫.一旦裂縫寬度達到0.2 mm，判定試驗板已經(jīng)疲勞損壞，停止疲勞試驗.

2 試驗分析

2.1 碳化侵蝕標準構(gòu)件力學試驗分析

測試結(jié)果如表3、表4所示.

表3 碳化侵蝕標準構(gòu)件軸心抗壓強度

注：括號內(nèi)的數(shù)為前1列數(shù)3個數(shù)值的平均值.

表4 碳化侵蝕標準構(gòu)件彈性模量

注：括號內(nèi)的數(shù)為前1列數(shù)3個數(shù)值的平均值.

表3顯示，隨著碳化侵蝕程度的增加，標準試塊抗壓強度呈逐漸增加的趨勢.表4表明，試塊彈性模量隨碳化侵蝕程度的增加呈逐漸增加的趨勢.究其原因，混凝土試塊經(jīng)過碳化腐蝕后，由于其內(nèi)部的空隙被密實的鈣化物填充，其抗壓強度和彈性模量較碳化前有所增加，且隨著碳化程度的增加，其抗壓強度和彈性模量呈正比增加.

2.2 預應力空心板梁靜載破壞試驗

2.2.1 靜載試驗破壞形態(tài)分析

試驗空心板梁在加載到165 kN時，出現(xiàn)第一條裂縫，主要破壞位置出現(xiàn)在預應力混凝土試驗空心板支座處.裂縫類型主要是出現(xiàn)于支座處斜向上45°方向處剪切裂縫.隨著荷載的逐步增加，預應力試驗板逐漸出現(xiàn)橫向貫通裂縫、豎向貫通裂縫、梁端斜向貫通裂縫甚至頂板開裂等現(xiàn)象.在加載到24.5 t時，預應力試驗空心板達到極限承載力破壞狀態(tài)，此時最大裂縫寬度為1.675 mm.加載過程中最大裂縫寬度值如表5所示，試驗板最終破壞形態(tài)如圖3所示.

表5 加載試驗梁裂縫開展

圖3 試驗板靜載試驗最終破壞形態(tài)Fig.3 Static load test final failure mode of test plate

2.2.2 靜載試驗受力及變形分析

(1)應變分析.靜載破壞試驗混凝土應變沿梁高度的變化情況如圖4所示.試驗期間，以中性軸為分界線，拉應變以及壓應變均隨加載等級的增大而升高.試驗后期，隨著荷載的增加，混凝土的應變增加速度加快；當荷載超過200 kN時，由于裂縫寬度過大導致應變計測試數(shù)據(jù)失效.從試驗前期數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，混凝土應變沿梁截面高度的應變基本呈線性分布，隨著荷載的增大，受壓區(qū)高度不斷減小，中和軸不斷上升，預應力混凝土空心板受力基本符合平截面假定.

圖4 混凝土沿截面高度應變Fig.4 Concrete strain along the cross section

(2)撓度分析.靜力加載時試驗板1/4L與1/2L處撓度與荷載關系曲線如圖5所示.在試驗板出現(xiàn)裂縫之前，1/4L與1/2L處撓度隨荷載增大呈平穩(wěn)增加趨勢，但1/4L與1/2L處撓度差逐步增大，符合預應力試驗板在三分點加載時的撓度變化趨勢.隨著加載等級的逐漸增加，試驗板逐漸出現(xiàn)裂縫，下?lián)纤俣瘸试龃筅厔?當試驗板裂縫大規(guī)模出現(xiàn)時，由于預應力鋼筋逐漸參與受力，試驗板撓度變化開始逐漸放緩，該趨勢通過試驗板荷載-撓度曲線可以清晰顯示.

圖5 靜載試驗荷載-撓度曲線Fig.5 Load-deformation curves of static load test

2.3 疲勞試驗分析

2.3.1 碳化腐蝕試驗板疲勞破壞形態(tài)

不同程度碳化腐蝕試驗板梁在受到疲勞荷載時均在相同位置處出現(xiàn)第一條裂縫，且裂縫開展趨勢相似，最大寬度裂縫均為試驗板支座處的剪切裂縫.裂縫擴展如圖6所示.表6為不同碳化侵蝕試驗板最大裂縫寬度與疲勞加載次數(shù)的關系.從表6可以看出，碳化腐蝕后，隨疲勞加載次數(shù)的增加試驗板較早出現(xiàn)裂縫，且裂縫開展速度明顯大于健康構(gòu)件，侵蝕試驗板疲勞壽命下降明顯，尤其是受到重度碳化腐蝕的試驗板，疲勞壽命只有5萬次.碳化腐蝕程度越嚴重，裂縫出現(xiàn)需要的疲勞次數(shù)越少;裂縫出現(xiàn)后，相同疲勞次數(shù)下，隨著碳化腐蝕程度增大，裂縫寬度越大.隨著碳化程度的加深，裂縫從出現(xiàn)到破壞所需的疲勞次數(shù)逐漸遞減，未經(jīng)過碳化腐蝕的試驗板從裂縫出現(xiàn)到破壞用了近140萬次疲勞，受到輕度腐蝕的試驗板從裂縫出現(xiàn)到破壞用了不到130萬次疲勞，而經(jīng)過重度碳化腐蝕的試驗板，從裂縫出現(xiàn)到破壞僅僅用了3萬次疲勞.綜上，隨著碳化深度的加深，預應力試驗板無論在裂縫出現(xiàn)時間還是在裂縫發(fā)展速度上均要大于未受到碳化處理的試驗板，尤其是重度碳化試驗板.

2.3.2 碳化侵蝕試驗板靜力應變與撓度變化分析

(1)應變分析.圖7為試驗板1/2L與1/4L處拉應變隨疲勞記載次數(shù)變化圖，如圖7所示，預應力試驗板1/2L與1/4L處拉應變隨疲勞加載次數(shù)的增加呈逐漸增加的趨勢.相同疲勞次數(shù)下，碳化侵蝕試驗板的應變均小于健康試驗板.在200萬次疲勞以前，隨疲勞加載次數(shù)增加，健康試驗板與輕度碳化腐蝕試驗板1/2L處拉應變的增加較為平穩(wěn)，基本上呈現(xiàn)線性增加的趨勢.試驗板疲勞次數(shù)達到200萬次后，兩組試驗板間的應變差由原來的100 με逐漸減少為50 με左右.當試驗板梁疲勞次數(shù)達到250萬次時，兩組試驗板之間應變差最小.重度碳化試驗板應變隨疲勞次數(shù)增加應變增加速率較快，從開始到破壞近5萬次的疲勞過程中，其應變增加了100 με.

圖6 疲勞試驗板裂縫擴展Fig.6 Development of crack under fatigue test

表6 疲勞荷載用下試驗板裂縫開展

圖7 疲勞加載試驗板靜力應變Fig.7 Development of static strain under fatigue test

圖8 疲勞加載試驗板撓度Fig.8 Development of static deflection under fatigue test

(2)撓度分析.圖8為試驗板1/2L與1/4L處撓度隨疲勞加載次數(shù)的變化關系.圖8顯示，隨疲勞次數(shù)增加，試驗板1/2L與1/4L處撓度均呈緩慢增加的趨勢,在相同疲勞次數(shù)下，隨碳化腐蝕程度的增加，試驗板的撓度呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢.輕度碳化腐蝕試驗板與健康試驗板相比，兩者間撓度差距隨著疲勞次數(shù)的增加逐漸增大，且輕度碳化的試驗板在相同疲勞次數(shù)下的撓度要小于健康試驗板.而重度碳化的試驗板，從疲勞開始到疲勞破壞的5萬次疲勞過程中，撓度僅僅增加了0.126 mm，由此可見，重度碳化腐蝕的試驗板容易產(chǎn)生脆性破壞，抗疲勞性較差.

2.3.3 碳化侵蝕試驗板動態(tài)應變與撓度變化分析

(1)疲勞加載作用下試驗板動態(tài)應變.試驗板動態(tài)應變隨疲勞加載過程呈現(xiàn)正弦曲線變化，與實際加載方式相吻合.通過對數(shù)據(jù)進行分析，將經(jīng)過不同處理后的試驗板應力數(shù)據(jù)進行整合可以發(fā)現(xiàn)：隨著碳化深度的增加，相同疲勞次數(shù)下的動態(tài)應變逐漸變小.

(2)疲勞加載作用下試驗板跨中動態(tài)位移.正弦荷載作用下，試驗板的跨中動態(tài)位移呈現(xiàn)正弦曲線變化，隨著疲勞次數(shù)的增加，相同加載情況下，試驗板的跨中動態(tài)位移不斷增大.但是隨著碳化深度的加深，相同疲勞次數(shù)下的試驗板的動態(tài)位移逐漸變小.受到碳化侵蝕的試驗板的動態(tài)位移明顯小于未受到碳化侵蝕的試驗板的動態(tài)位移.

2.3.4 碳化侵蝕預應力試驗板自振頻率與阻尼

疲勞試驗開始前，腐蝕試驗板較健康試驗板自振頻率略有增加，究其原因可能是因為試驗板經(jīng)過碳化侵蝕后，混凝土中的毛細孔道被碳化反應后的反應物所填充，混凝土整體性提高，導致剛度有所增加,隨著疲勞試驗的進行，試驗板出現(xiàn)細微裂縫，試驗板的剛度下降.輕度腐蝕試驗板的自振頻率在疲勞過程中要大于健康試驗板，重度腐蝕試驗板，雖然自振頻率略有增加，但是由于在疲勞過程中裂縫出現(xiàn)較早，因此剛度下降較快.在疲勞試驗過程中，由于混凝土細微裂縫不斷出現(xiàn)，裂縫之間相互摩擦，導致阻尼上升，因此相對其它試驗構(gòu)件，重度碳化試驗板阻尼上升速率最快，一定程度上說明其抗疲勞性較差.

2.3.5 碳化侵蝕對預應力混凝土空心板疲勞撓度影響

由于重度碳化腐蝕的試驗板疲勞次數(shù)較少，因此只分析輕度碳化試驗板與健康試驗板撓度與疲勞荷載相關關系.每經(jīng)過50萬次疲勞加載后測量試驗板在靜載試驗下1/2L以及1/4L處撓度值.撓度為f，撓度增加量為f′，由于1/2L以及1/4L處撓度與撓度增加量之間關系為f=ξf′，根據(jù)1/2L處撓度與荷載加載次數(shù)之間的關系可以求得撓度增量與荷載加載次數(shù)之間的關系.

BW號試驗板1/4處撓度增加系數(shù)公式：

κ=0.099 6lgN-0.454 1；

(1)

BW號試驗板1/2處撓度增加系數(shù)公式：

κ=0.413 4lgN-1.851 7；

(2)

BQ-1號試驗板1/4處撓度增加系數(shù)公式：

κ=0.063 6lgN-0.259 4；

(3)

BQ-1號試驗板1/2處撓度增加系數(shù)公式：

κ=0.244 7lgN-1.081 7，

(4)

式中:κ為撓度增加系數(shù);N為疲勞次數(shù),萬次.

根據(jù)理論分析得到碳化侵蝕后試驗板在受到荷載作用下的撓度變化系數(shù)小于健康試驗板，一定程度上表明碳化侵蝕后，試驗板更容易發(fā)生脆性破壞，導致其疲勞壽命急劇降低.

3 結(jié)論

(1)碳化侵蝕后混凝土抗壓強度及彈性模量均有所增加，相對健康構(gòu)件，重度碳化試件軸心抗壓強度與彈性模量分別增加了26.8%和26.4%.

(2)靜力特性方面：同一疲勞加載次數(shù)下，碳化腐蝕試驗板撓度小于健康構(gòu)件撓度，隨疲勞加載次數(shù)增加，兩者間差距呈逐漸增加的趨勢.

(3)動力特性：隨著碳化程度的增加，試驗板動態(tài)應變、位移均呈現(xiàn)反增長趨勢；且隨碳化腐蝕程度的增加，試驗板自振頻率增加，阻尼下降.

(4)疲勞特性：健康構(gòu)件疲勞160萬次開始出現(xiàn)裂縫，從裂縫出現(xiàn)到破壞經(jīng)受了140余萬次疲勞；輕度腐蝕的試驗板在疲勞加載120萬次時開始出現(xiàn)裂縫，從裂縫出現(xiàn)到破壞經(jīng)歷了近130萬次疲勞；而經(jīng)過重度碳化腐蝕的試驗板，加載2萬次時開始出現(xiàn)裂縫，從裂縫出現(xiàn)到破壞僅僅用了3萬次疲勞.

(5)通過對不同碳化條件下試驗板撓度變化進行了統(tǒng)計分析，建立了不同碳化條件下?lián)隙仍鲩L率與疲勞次數(shù)之間的數(shù)理模型.

[1] 馬建, 孫守增, 楊琦,等.中國橋梁工程學術(shù)研究綜述2014[J].中國公路學報，2014,27(5):1-96.

[2] 鄭元勛,楊培冰,康海貴. 凍融環(huán)境下混凝土結(jié)構(gòu)耐久性研究綜述[J]. 鄭 州 大 學 學 報 (工 學 版),2016,37(5):27-32.

[3] 趙卓, 張敏, 曾力. 受氯離子侵蝕鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的耐久性檢測診斷[J]. 鄭 州 大 學 學 報 (工 學 版),2006,27(3):30-33.

[4] 金偉良,呂清芳,趙羽習，等.混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設計方法與壽命預測研究進展[J].建筑結(jié)構(gòu)學報,2007,28(1):7-13.

[5] BERGER J,BRUSCHETINI-AMBRO S,KOLLEGGER J. An innovative design concept for improving the durability of concrete bridges [J].Structural concrete, 2011，12(3): 155-163.

[6] NGANGA G,ALEXANDER M, BEUSHAUSEN H. Practical implementation of the durability index performance-based design approach[J].Construction and building materials,2013,45(2):251-261.

[7] ZHENG Y, YU G Y, PAN Y F. Investigation of ultimate strengths of concrete bridge deck slabs reinforced with GFRP bars [J]. Construction and building materials, 2012, 28(1): 482-492.

[8] 彭建新,張建仁.考慮全壽命性能和成本的碳化腐蝕下RC梁橋耐久性參數(shù)確定方法[J].土木工程學報,2013,46(1):69-75.

[9] 陳艾榮,潘子超,馬如進,等. 基于細觀尺度的橋梁混凝土結(jié)構(gòu)耐久性研究新進展[J]. 中國公路學報,2016,29(11):42-48.

[10] 蔣金洋,孫偉,金祖權(quán),等. 疲勞載荷與碳化耦合作用下結(jié)構(gòu)混凝土壽命預測[J]. 建筑材料學報,2010, 13(3):30-35.

[11] 趙慶新,許宏景,閆國亮.應力損傷對混凝土抗碳化性能的影響[J]. 建筑材料學報，2013,16(3)：503-507.

[12] 陸慧琳. 預應力混凝土梁橋承載力退化研究[D].鄭州:鄭州大學土木工程學院,2014.

[13] NEVES R, BRANCO F A, BRITO J D. A method for the use of accelerated carbonation tests in durability design [J].Construction and building materials,2012, 36:585-561.

[14] 鄭元勛,楊培冰,蔡迎春,等.便于搬運試樣的大尺寸碳化池:ZL201610078369.3[P]. 2016-04-20.