劉 磊， 牛荻濤， 李 強(qiáng)， 何 真

(1.武漢大學(xué) 水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖北 武漢430072； 2.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院， 陜西 西安 710055； 3.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院, 陜西 西安 710055)

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在服役過(guò)程中，由于受到荷載、侵蝕環(huán)境或多種耦合因素的長(zhǎng)期作用，往往處于帶裂縫工作狀態(tài).荷載與侵蝕環(huán)境的交互作用將引起混凝土結(jié)構(gòu)耐久性能的退化，其中鋼筋銹蝕引起的混凝土結(jié)構(gòu)劣化問(wèn)題是工程界關(guān)注的焦點(diǎn)和熱點(diǎn).目前關(guān)于銹蝕鋼筋混凝土的研究主要針對(duì)縱向受力鋼筋，如銹蝕鋼筋混凝土梁正截面受彎性能[1]、銹蝕鋼筋混凝土偏心受壓構(gòu)件性能[2]以及銹蝕鋼筋混凝土壓彎構(gòu)件抗震性能[3]等.

相較鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中縱筋銹蝕，目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)箍筋銹蝕的研究還較少[4-8].然而實(shí)際工程中箍筋保護(hù)層一般較縱筋保護(hù)層薄，因此箍筋會(huì)更早地發(fā)生銹蝕.研究表明，箍筋直徑一般較小，銹蝕后對(duì)混凝土力學(xué)性能退化影響會(huì)更大，主要表現(xiàn)在箍筋銹蝕會(huì)降低其對(duì)核心區(qū)混凝土的約束能力，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的承載力、延性等性能不同程度的退化.銹蝕箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型是服役結(jié)構(gòu)剩余承載力和變形性能的研究基礎(chǔ)，也是服役結(jié)構(gòu)非線性有限元分析時(shí)必不可少的本構(gòu)關(guān)系.鑒于此，本課題組對(duì)箍筋銹蝕造成的混凝土損傷形態(tài)、軸壓破壞形態(tài)進(jìn)行了研究[4].研究發(fā)現(xiàn)：箍筋在角部銹蝕嚴(yán)重；箍筋銹蝕程度對(duì)試件的裂縫發(fā)展速度和破壞形態(tài)均有影響；隨著箍筋銹蝕的加重，混凝土試件的破壞形式從延性破壞向脆性破壞轉(zhuǎn)變.此外，本課題組還對(duì)不同箍筋銹蝕率下約束混凝土的強(qiáng)度和變形性能進(jìn)行了初步研究，建立了銹蝕箍筋約束混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系模型.

1 試驗(yàn)

1.1 原材料

水泥采用秦嶺牌P·O 32.5級(jí)普通硅酸鹽水泥；粗骨料為天然碎石，最大粒徑15mm；細(xì)骨料為天然中砂；拌和水為自來(lái)水.混凝土配合比m(水泥)∶m(水)∶m(砂)∶m(石子)=1.00∶0.48∶1.79∶3.04，水灰比(質(zhì)量比)為0.48.混凝土配合比見(jiàn)表1.

表1 混凝土配合比

1.2 試件設(shè)計(jì)和制作

采用5組尺寸為150mm×150mm×450mm的鋼筋混凝土棱柱體試件，每組3個(gè)，其參數(shù)設(shè)計(jì)見(jiàn)表2，尺寸和配筋見(jiàn)圖1.參照GB/T 50081—2002《普通混凝土力學(xué)性能試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》進(jìn)行混凝土力學(xué)性能測(cè)試，28d實(shí)測(cè)混凝土立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu為33.5MPa.

表2 試件的設(shè)計(jì)參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果

試件制作時(shí)，混凝土在實(shí)驗(yàn)室采用攪拌機(jī)拌制，試模采用帶縱筋定位孔的一次性木模，以精準(zhǔn)控制箍筋保護(hù)層厚度.混凝土澆筑后，放在振動(dòng)臺(tái)上振搗密實(shí)，在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)靜置48 h，然后拆模移至標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)28d.

1.3 試驗(yàn)方案

1.3.1箍筋快速銹蝕試驗(yàn)

采用外加直流電快速銹蝕的電化學(xué)試驗(yàn)方法對(duì)鋼筋混凝土試件CA-1，CA-2，CA-3和CA-4通電加速銹蝕，電流密度為0.2～0.4 mA/cm2.箍筋實(shí)際銹蝕率參照GB/T 50082—2009《普通混凝土長(zhǎng)期性能和耐久性能試驗(yàn)方法》，在軸壓試驗(yàn)結(jié)束后通過(guò)測(cè)量箍筋的質(zhì)量來(lái)確定.試件CA-1～CA-4的箍筋銹蝕率見(jiàn)表2.

箍筋銹蝕損傷試件裂縫展開圖見(jiàn)圖2.由箍筋銹蝕試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：銹蝕產(chǎn)物從混凝土微孔中滲出并積聚在試件表面，滲出的銹蝕產(chǎn)物越多，表明銹蝕越嚴(yán)重；銹蝕試件的銹脹裂縫寬度一般較小，且裂縫處的箍筋銹蝕率一般較大；銹蝕損傷最嚴(yán)重的試件CA-4裂縫最寬處約4.0mm，該處箍筋銹蝕嚴(yán)重甚至已經(jīng)銹斷，混凝土保護(hù)層局部已酥化，即將剝落.

1.3.2軸壓試驗(yàn)

本文軸壓試驗(yàn)采用YAW-5000F微機(jī)控制液壓伺服長(zhǎng)柱壓力試驗(yàn)機(jī)，最大試驗(yàn)力5 000 kN.采用等速位移加載制度，位移速度為0.3mm/min，單調(diào)加載，直至試件破壞.計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動(dòng)采集、記錄力和位移試驗(yàn)數(shù)據(jù).

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 破壞特征

部分試件的軸壓破壞形態(tài)如圖3所示.

由圖3可以看出：未銹蝕試件在整個(gè)受壓過(guò)程中經(jīng)歷了內(nèi)部裂縫萌生、發(fā)展、貫通以及形成破壞面最終破壞4個(gè)階段；而銹蝕損傷試件在承受壓力之前，其內(nèi)部和外部已經(jīng)存在銹脹裂縫，因此在整個(gè)受壓過(guò)程中，新裂縫產(chǎn)生的同時(shí)原有銹脹裂縫還在持續(xù)發(fā)展，試件最終受壓破壞斜面基本都是在原有銹脹裂縫基礎(chǔ)上發(fā)展形成的；隨著箍筋銹蝕率的增加，箍筋大部分屈服，銹蝕嚴(yán)重的箍筋甚至被拉斷，試件的脆性破壞特征愈加明顯.

圖3 試件軸壓破壞形態(tài)Fig.3 Failure patterns of specimens under uniaxial compression

2.2 銹蝕箍筋約束混凝土的強(qiáng)度與變形

箍筋對(duì)鋼筋混凝土柱的作用：一是為縱向受力鋼筋提供支撐，有效防止縱筋受壓提前屈曲；二是為核心區(qū)混凝土提供橫向約束作用，有效限制核心區(qū)混凝土的橫向變形.因此，與素混凝土相比，箍筋約束混凝土柱強(qiáng)度和變形均有不同程度的提高.箍筋約束混凝土柱軸壓承載力可看作是由縱筋、保護(hù)層無(wú)約束混凝土和核心區(qū)約束混凝土3部分承載力組成.

箍筋銹蝕過(guò)程產(chǎn)生的銹脹力會(huì)引起保護(hù)層混凝土開裂、酥化甚至剝落，從而會(huì)降低保護(hù)層混凝土的承載能力.而箍筋銹蝕后自身截面面積減小，屈服強(qiáng)度降低，從而對(duì)核心區(qū)混凝土提供的約束作用減小.本文試驗(yàn)研究采用最簡(jiǎn)單的單個(gè)矩形箍筋，其約束受力機(jī)理主要依靠抗彎剛度較大的箍筋轉(zhuǎn)角位置提供1對(duì)沿對(duì)角線方向的作用力，而靠近橫截面中部的箍筋水平肢段由于抗彎剛度較小，所提供的約束作用力也較小.銹蝕試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，由于角部混凝土澆筑質(zhì)量相對(duì)較差，且受到雙向氯離子侵蝕作用，箍筋角部位置銹蝕較其他部位嚴(yán)重.因此，箍筋銹蝕尤其是角部箍筋銹蝕會(huì)對(duì)約束混凝土的強(qiáng)度和變形產(chǎn)生影響.

圖4，5為約束混凝土相對(duì)峰值應(yīng)力、相對(duì)峰值應(yīng)變與箍筋最大銹蝕率δs的關(guān)系.由圖4，5可以看出，隨著箍筋銹蝕率的增加，約束混凝土的峰值應(yīng)力逐漸減小，峰值應(yīng)變先增大后減小，且箍筋銹蝕對(duì)約束混凝土相對(duì)峰值應(yīng)力的影響要大于其對(duì)相對(duì)峰值應(yīng)變的影響.

3 銹蝕箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程

在綜合比較已有混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程[9-18]基礎(chǔ)上，回歸分析本次試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建議銹蝕箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程采用下列有理分式形式：

圖4 約束混凝土相對(duì)峰值應(yīng)力隨箍筋 最大銹蝕率變化情況Fig.4 Effect of maximum corrosion rate of stirrup on relative compressive peak stress

圖5 約束混凝土相對(duì)峰值應(yīng)變隨箍筋 最大銹蝕率變化情況Fig.5 Effect of maximum corrosion rate of stirrup on relative compressive peak strain

(1)

式中：y=σ/σcc(σc/σcc,c)；x=ε/εcc(εc/εcc,c)，其中σ(σc)，ε(εc)分別為未銹蝕(銹蝕)箍筋約束混凝土的應(yīng)力和應(yīng)變；σcc(σcc,c)，εcc(εcc,c)分別為未銹蝕(銹蝕)箍筋約束混凝土的峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變；A，a分別為約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段和下降段的控制參數(shù).

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，采用統(tǒng)計(jì)回歸分析方法，可得到參數(shù)A和a的表達(dá)式：

(2)

(3)

式中：Ac，ac分別為銹蝕箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線參數(shù)；A0，a0分別為未銹蝕箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變曲線參數(shù).

圖6為實(shí)測(cè)不同銹蝕率箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€、本文建議模型、過(guò)鎮(zhèn)海模型[12]及中國(guó)規(guī)范建議公式曲線[18]的比較.由圖6可見(jiàn)，本文建議模型曲線與實(shí)測(cè)單軸受壓應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€吻合較好，可用于分析服役結(jié)構(gòu)剩余承載力、變形性能以及非線性有限元模擬.

圖6 混凝土本構(gòu)模型對(duì)比Fig.6 Comparison of concrete constitutive models

過(guò)鎮(zhèn)海模型[12]和中國(guó)規(guī)范建議的損傷本構(gòu)模型[18]均基于素混凝土構(gòu)件，未考慮箍筋對(duì)混凝土的約束作用，更未考慮因箍筋銹蝕對(duì)混凝土的損傷影響.因此，若不對(duì)上述兩模型和相應(yīng)參數(shù)進(jìn)行修正，則模型曲線與試驗(yàn)曲線偏離較大，不適用于銹蝕箍筋約束混凝土構(gòu)件的計(jì)算分析.

4 結(jié)論

(1)采用外加直流電快速銹蝕試驗(yàn)方法，箍筋呈現(xiàn)的不均勻銹蝕形態(tài)顯著.隨著箍筋銹蝕量的增加，約束混凝土試件的脆性破壞特征愈加明顯，試件最終受壓破壞斜面大多數(shù)是在原有銹脹裂縫基礎(chǔ)上發(fā)展形成的.

(2)箍筋銹蝕對(duì)約束混凝土試件的強(qiáng)度和變形會(huì)產(chǎn)生較大影響.試件的強(qiáng)度和變形性能均隨著箍筋銹蝕率的增加而降低.

(3)本文建立的軸心受壓銹蝕箍筋約束混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系模型與實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€吻合較好，可為服役結(jié)構(gòu)剩余承載力、變形性能以及非線性有限元分析提供依據(jù).