唐皇，彭建新，王晗

(1.湖南城市學院 土木工程學院，湖南 益陽 413000；2.長沙理工大學 a.交通基礎(chǔ)設施安全風險管理行業(yè)重點試驗室；b.土木工程學院，長沙 410114；3.國網(wǎng)湖南省電力公司益陽供電分公司，湖南 益陽 413000)

鋼筋銹蝕是引起鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)承載性能退化的主要原因之一。中國現(xiàn)有公路橋梁中，超過15%的RC橋梁由于鋼筋銹蝕導致了保護層剝落、混凝土開裂和鋼筋斷裂等病害[1]。因此，需要合理的維修加固方式對橋梁進行加固處理，以保持其服役性能。

1 試驗研究

1.1 試件設計

表1 試驗試件設計參數(shù)

圖1 試驗梁配筋圖(單位：mm)Fig.1 Reinforcement layout of thetested beams (units: mm)

圖2 試驗梁電化學腐蝕Fig.2 Electrochemical corrosion of RC beam

圖3 不同鋼板加固方式(單位：mm)Fig.3 Different strengthening schemes (units: mm)

1.2 試驗梁加載程序

試驗梁制作完畢后，在標準養(yǎng)護條件下養(yǎng)護7 d，然后利用500 kN千斤頂進行加載。試驗中，分別在梁支座、1/4點處和跨中處安裝百分表測量試驗梁撓度?；炷翍冇裳亓焊哒迟N的6個電阻應變片測得，應變片間距為50 mm。鋼板的應變由兩錨釘之間的應變片測得。試驗梁加載如圖4所示。加載開始后，加載荷載每級2 kN，直到試驗梁出現(xiàn)裂縫。當試驗梁開裂后，荷載調(diào)至10 kN一級，每一級測量裂縫寬度，用簽字筆描繪裂縫發(fā)展情況，并記錄應變和撓度數(shù)據(jù)。

圖4 試驗梁加載程序(單位：cm)Fig.4 Loading set-up of beam specimen (units: cm)

2 試驗結(jié)果分析

所有試驗梁的試驗結(jié)果見表2。表中Pcf、Pcd和Pu分別表示出現(xiàn)彎曲裂縫時的荷載、出現(xiàn)斜裂縫時的荷載和極限荷載，Pul為試驗梁理論極限荷載，Du為極限荷載對應的跨中極限撓度。依據(jù)文獻[1]中鋼板抗剪和組合加固銹蝕RC梁承載力計算方法，以及文獻[11]中鋼板抗彎加固銹蝕RC梁承載力計算模型，獲得了各加固梁的承載力理論值，對比梁的承載力理論值采用《混凝土結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》[16]中的計算方法。文獻[1，11]中的計算模型根據(jù)試驗梁的破壞模式進行受力分析，由于篇幅有限，僅列出抗彎加固銹蝕RC梁的計算方法，見式(1)。另外，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)加固設計規(guī)范》[17]中鋼板加固RC梁抗彎和抗剪承載力計算公式，反推了極限荷載值。在規(guī)范中并沒有考慮鋼筋的銹蝕，銹蝕鋼筋截面積和屈服強度采用文獻[11]中的理論模型。

(1)

式中：fcu為立方體抗壓強度；b為梁的寬度；Py為箍筋的屈服強度；hsp為梁的有效高度；a為加載處到梁端的距離；V為極限破壞荷載。

由于抗彎加固梁是斜拉破壞，極限荷載由抗剪承載力控制，文獻[11]中運用桁架理論，并將鋼板粘結(jié)劑和鋼板作為桁架一部分來考慮抗剪作用，但加固規(guī)范中抗剪承載力并沒有考慮鋼板作用，只考慮了混凝土和箍筋的作用，因此，表2中所有抗彎加固梁的抗剪規(guī)范值相等，并小于文獻[11]中模型的計算值Pul。

表2 試驗梁試驗結(jié)果Table 2 Test results of the tested beams

對于梁PUC和梁PSU，文獻[1]中極限荷載計算模型是根據(jù)《混凝土加固設計規(guī)范》[17]抗彎承載力計算方法改進而來，并考慮U型箍對抗彎承載力的作用。梁PUC抗彎極限荷載規(guī)范值比Pul小，這是因為規(guī)范值沒有考慮U型箍對抗彎性能的影響。梁PSU極限荷載計算模型還考慮了支座處由于鋼筋銹蝕導致混凝土提前破壞時的鋼板受力情況，但規(guī)范中并沒有考慮，因此，表2中的規(guī)范計算值比Pul大。

從表2中可以看出，文獻[1，11]中的理論模型能夠更精確地預測加固梁的極限荷載。加固梁的極限荷載試驗值和理論值之間比值在0.94～1.01之間，說明3種加固方式的加固效果達到了理論預期。

2.1 破壞模式

圖5展示了部分試驗梁的破壞模式。從圖5可以看出，梁P1和梁P2的破壞模式是由受拉鋼筋屈服和頂部混凝土壓碎所引起的受彎破壞，屬于正常的普通簡支梁破壞模式?？箯澕庸塘篜SC-0、PSC-1、PSC-2和PSC-3的破壞模式為斜拉破壞，而且抗彎加固銹蝕梁鋼板邊緣處受拉區(qū)混凝土與鋼板一起脫落。此破壞模式由以下原因造成：在鋼板邊緣與支座之間存在未加固區(qū)域，底面鋼板加固顯著增強了梁的抗彎性能，這可以從表2中的抗彎和抗剪極限荷載看出，抗彎和抗剪承載力差值較大導致加固鋼板與未加固區(qū)域邊緣容易出現(xiàn)斜裂縫，在未加固區(qū)抗剪能力沒有增強的情況下，鋼板抑制了彎曲裂縫的發(fā)展。對于未銹蝕梁PSC-0，斜裂縫出現(xiàn)后，斜裂縫迅速向斜上方約45°發(fā)展，最終導致了斜拉破壞。對于銹蝕加固梁PSC-1、PSC-2和PSC-3而言，鋼筋銹蝕導致鋼筋與受拉區(qū)混凝土之間的粘結(jié)作用降低，斜裂縫沿著縱向鋼筋與混凝土接觸面發(fā)展，最終導致混凝土隨鋼板脫落。

從圖5(c)可看出，在梁PUC跨中底面存在較寬的抗彎裂縫，說明梁PUC的破壞模式同樣為受彎破壞。與對比梁P2相比，梁PUC頂部混凝土沒有明顯的壓碎，但在梁底面出現(xiàn)了寬度大于規(guī)范中規(guī)定的界限寬度0.2 mm的受拉裂縫，此裂縫與梁前后兩面彎曲裂縫相連。引起梁PUC受彎破壞的原因是：U形箍加固能夠明顯提高銹蝕梁支座附近的抗剪性能(表2中梁PUC抗彎極限荷載規(guī)范值明顯小于抗剪極限荷載規(guī)范值)，并且U型箍錨固力能夠提高加固部位銹蝕鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)力，同時，跨中由于鋼筋銹蝕，混凝土和銹蝕鋼筋的粘結(jié)力降低，使得鋼筋對混凝土的錨固效應降低，最終導致混凝土抗開裂能力降低。另外，U形箍被壓條固定，避免U形箍末端從梁上剝落，使其能夠更好地發(fā)揮抗剪效應。

在圖5(f)中，梁PSU的破壞模式為支座附近破壞，此破壞模式為脆性破壞模式。組合加固同時提高了銹蝕梁抗剪和抗彎承載性能，抗剪極限荷載規(guī)范值略大于抗彎極限荷載規(guī)范值(見表2)。支座附近鋼筋銹蝕較為嚴重，鋼筋的錨固能力明顯減低，另外，U形箍和底面鋼板同時加固部位的剛度和強度明顯提高，導致支座附近混凝土的破碎。梁PSU也存在較為明顯的斜拉裂縫，此裂縫是底面鋼板脫離后混凝土從脫離末端起逐漸延伸的。

圖5 試驗梁的破壞模式Fig.5 Failure modes of the beam specimens

2.2 混凝土和鋼板應變

圖6為混凝土沿梁高的應變分布情況。從圖中可以看出，梁P1、P2和PUC底部混凝土應變明顯大于梁PSC-0、PSC-3和PSU，說明底面鋼板能夠較明顯地抑制混凝土的應變增長。另外，對于不銹蝕加固梁PSC-0，在荷載作用下，鋼板、混凝土、膠層和鋼筋之間組合成整體，因此，沿梁高的應變成線性，如圖6(a)、(c)。但是，在圖6(b)、(d)～(f)中，混凝土沿梁高的應變是非線性的。這是因為銹蝕導致鋼筋和混凝土之間相對滑移加大，致使受拉區(qū)混凝土應變增大。其次，銹蝕產(chǎn)物引起的銹脹裂縫進一步提高了混凝土應變。從圖中也可以看出，不銹蝕梁的中和軸高度基本在距離梁底175 mm左右，鋼筋銹蝕導致平截面假定不成立，中和軸上移，銹蝕梁P2的中和軸大約在距梁底225 mm處，銹蝕加固梁PSC-3、PUC和PSU中和軸大約在200 mm處。

圖6 試驗梁沿梁高混凝土應變Fig.6 Concrete strain along the beam height of tested beams

圖7為試驗梁底面鋼板應變。圖7(a)為跨中處鋼板應變，圖7(b)為不同荷載下鋼板各個部位應變平均值。從圖7(a)可以看出，在斜裂縫出現(xiàn)前，同一荷載下，所有抗彎加固銹蝕梁的鋼板應變比梁PSC-0大。這是由于銹蝕使得鋼筋與混凝土之間的滑移隨著粘結(jié)力降低而增大，鋼板應變隨著混凝土應變增大而增大。斜裂縫出現(xiàn)后，斜裂縫處的鋼板由于應力集中使其與混凝土之間出現(xiàn)剝離，斜裂縫引起的斜拉破壞是脆性的，致使鋼板應變呈現(xiàn)突然下降的情況。圖7(b)中，梁PSU底面鋼板應變整體上小于抗彎加固銹蝕梁，說明增加U形箍加固能充分發(fā)揮底面鋼板的抗變形能力，同時，由于U形箍的對底面鋼板的緊固效應，底面鋼板兩端的應變小于中間鋼板應變。

圖7 試驗梁底面鋼板應變Fig.7 Steel plate strain of tested beams on the bottom

2.3 開裂荷載和裂縫分布

從表2試驗梁的開裂荷載可以看出，銹蝕梁出現(xiàn)抗彎裂縫的荷載比不銹蝕梁的略微降低。除梁PUC外，所有銹蝕加固梁出現(xiàn)抗彎裂縫的荷載比銹蝕梁的彎曲開裂荷載提高了100%～180%，同時，抗彎加固銹蝕梁的彎曲開裂荷載隨著鋼板厚度的增加而增加。梁PUC的彎曲開裂荷載與梁P2相同，這是因為梁PUC底面無鋼板加固，荷載作用區(qū)域裂縫發(fā)展與銹蝕梁相似。

圖8為部分試驗梁裂縫分布。AX表示斜裂縫，A1-A10表示主要彎曲裂縫。在所有試驗梁中，抗彎加固梁的裂縫數(shù)量最多，間距最小，這是因為底面鋼板的加固效應使得試驗梁的抗裂性能提高，然而，由于U形箍的錨固作用，梁PUC沒有斜裂縫出現(xiàn)。對于梁PSU，底面鋼板和U形箍共同限制了試驗梁裂縫的發(fā)展，并且其破壞模式為提前破壞，裂縫在荷載較低的情況下不發(fā)展。

圖8 試驗梁裂縫分布Fig.8 Crack distribution of tested beams

2.4 荷載撓度曲線

圖9 試驗梁荷載撓度曲線Fig.9 Load-deformation curves of tested beams

2.5 試驗梁延性

Keheyroddin等[18]指出，對于雙點加載的試驗梁，在加載過程中塑性鉸由于如下原因會發(fā)生范圍和位置的變化：

1)加載過程中，試驗誤差會引起加載點微小的變化。

2)整個加載過程，左右兩加載點的微小不均勻性。

表3 試驗梁延性Table 3 Ductility of the tested beams

3 結(jié)論

1)與銹蝕梁和不銹蝕梁相比，鋼板加固能有效提高梁的極限承載力。組合加固效果最明顯，其極限承載力比銹蝕梁提高了107.7%。抗彎加固銹蝕梁鋼板厚度分別為3、4、5 mm時,厚度每增加1 mm,其極承載力增加7～18 kN。

2)每種加固方式都能提高銹蝕梁的抗變形性能，組合加固銹蝕梁的抗變形能力最強，其次是抗彎加固銹蝕梁，同時，鋼板厚度的增加對抗彎加固銹蝕梁的抗變形能力有積極作用。

3)組合加固比其他兩種加固方式能更有效地提高銹蝕梁的延性，相比銹蝕梁延性提高達320.4%，其次是抗剪加固銹蝕梁。抗彎加固銹蝕梁的延性相比前兩種梁都要小，并且隨著鋼板厚度的增加先增加后減小。評價抗彎和抗剪加固銹蝕梁的加固效果時需綜合考慮抗變形能力和延性。