鐘小平, 戴仁禮, 袁承斌, 夏 晉, 彭藍(lán)鴿

(1.揚(yáng)州大學(xué) 建筑科學(xué)與工程學(xué)院, 江蘇 揚(yáng)州 225127; 2.揚(yáng)州大學(xué) 水利科學(xué)與工程學(xué)院, 江蘇 揚(yáng)州 225009; 3.浙江大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程研究所, 浙江 杭州 310058)

對(duì)于氯鹽環(huán)境下的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu),氯鹽侵蝕及由此引起的鋼筋銹蝕膨脹力都將使混凝土產(chǎn)生損傷[1-3].混凝土受到損傷后,其應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系將發(fā)生改變,而鋼筋銹蝕損傷混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系是研究服役鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)剩余承載力和變形性能的基礎(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.

然而,目前有關(guān)氯鹽環(huán)境下鋼筋銹蝕損傷混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系的研究還很少.先前的研究主要關(guān)注了不同環(huán)境條件下(溫度、濕度、干濕交替等)氯鹽單因素作用對(duì)混凝土的侵蝕特性[4-5]、損傷機(jī)理[6-7]、抗壓強(qiáng)度[8]、抗折強(qiáng)度[9]、動(dòng)力學(xué)特性[10-11]及變形性能[12]等方面.研究表明,氯鹽腐蝕初期對(duì)混凝土抗壓強(qiáng)度有一定益處,但后期抗壓強(qiáng)度、抗折強(qiáng)度、動(dòng)力學(xué)特性等均有明顯降低.這些研究成果為深入分析氯鹽腐蝕混凝土的損傷機(jī)理及力學(xué)性能退化規(guī)律提供了理論基礎(chǔ).然而,實(shí)際氯鹽環(huán)境中的混凝土結(jié)構(gòu)損傷尤其是鋼筋混凝土梁、柱等的損傷,除了氯鹽腐蝕造成的損傷以外,由氯鹽侵蝕引起的鋼筋銹蝕膨脹力作用于混凝土,也會(huì)導(dǎo)致混凝土產(chǎn)生開(kāi)裂、剝落等損傷[13-14],即混凝土損傷是氯鹽腐蝕及由此引起的鋼筋銹蝕膨脹損傷共同作用的結(jié)果,僅考慮氯鹽腐蝕損傷部分不能真實(shí)反映混凝土力學(xué)性能的退化規(guī)律.鑒于此,本文通過(guò)實(shí)驗(yàn)室加速腐蝕試驗(yàn),對(duì)氯鹽環(huán)境下鋼筋銹蝕損傷混凝土的力學(xué)性能進(jìn)行試驗(yàn)研究,建立氯鹽環(huán)境下鋼筋銹蝕損傷混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型,以期為服役鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)抗力退化及結(jié)構(gòu)非線性有限元分析提供準(zhǔn)確的材料性能參數(shù).

1 試驗(yàn)

1.1 原材料及試件設(shè)計(jì)

水泥采用42.5級(jí)普通硅酸鹽水泥;粗骨料采用粒徑為5～20mm連續(xù)級(jí)配的碎石;細(xì)骨料為天然河砂,細(xì)度模數(shù)為2.49;水為普通自來(lái)水.混凝土配合比見(jiàn)表1.

表1 混凝土配合比

采用150mm×150mm×300mm的棱柱體試件.根據(jù)鋼筋混凝土構(gòu)件的布筋特點(diǎn),在試件的4個(gè)角上內(nèi)置直徑為16mm、長(zhǎng)度為240mm的HRB400級(jí)鋼筋,如圖1所示.鋼筋銹蝕對(duì)混凝土試件造成的損傷程度以鋼筋銹蝕率來(lái)表征,設(shè)計(jì)鋼筋理論銹蝕率ρ為0%(未銹蝕,對(duì)照組)、3%、6%、9%,每組制作6個(gè)試件,其中3個(gè)用于測(cè)定混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度和應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€(A組),另外3個(gè)用于測(cè)定混凝土的彈性模量(B組).澆筑試件之前,在鋼筋末端接上導(dǎo)線,用于對(duì)試件進(jìn)行通電加速腐蝕試驗(yàn).試件澆筑成型24h后拆模,在(20±2)℃和相對(duì)濕度95%以上的標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)室中養(yǎng)護(hù)至28d,之后進(jìn)行加速腐蝕試驗(yàn).

圖1 鋼筋布置示意圖Fig.1 Schematic diagram of steel bar arrangement(size：mm)

1.2 加速腐蝕試驗(yàn)

將試件放置于質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的氯化鈉溶液中進(jìn)行“恒電流-氯鹽干濕循環(huán)”加速腐蝕試驗(yàn).干濕循環(huán)周期采用14d,干濕循環(huán)比例為1∶1,即干7d濕7d,干燥時(shí)室內(nèi)平均氣溫15℃,平均相對(duì)濕度70%左右.加速銹蝕過(guò)程中將穩(wěn)壓直流電源的負(fù)極連接于包裹在試件表面的不銹鋼絲網(wǎng)上,待銹蝕鋼筋與電源的正極連接,濕態(tài)時(shí)通電開(kāi)始,干態(tài)時(shí)通電停止.腐蝕電流密度采用i=0.2mA/cm2,銹蝕鋼筋表面積選取所有待銹蝕鋼筋表面積之和,計(jì)算得到每個(gè)試件所需的通電電流大小I=0.11A.根據(jù)設(shè)計(jì)的鋼筋理論銹蝕率ρ,采用Faraday腐蝕定律計(jì)算得到預(yù)期的通電時(shí)間t、干濕循環(huán)時(shí)間tw及干濕循環(huán)次數(shù)N,結(jié)果見(jiàn)表2.分別達(dá)到各自的通電時(shí)間后,加速腐蝕試驗(yàn)結(jié)束.

表2 鋼筋銹蝕損傷混凝土試件加速腐蝕參數(shù)計(jì)算結(jié)果

1.3 加載試驗(yàn)及鋼筋銹蝕率測(cè)定

鋼筋銹蝕損傷混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€及彈性模量測(cè)試在YAW-G3000kN微機(jī)控制電液伺服高剛度巖石混凝土試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行.試件上、下端安裝激光位移計(jì),采用等變形加載.應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€測(cè)試時(shí),上升段以0.2mm/min的速率加載,達(dá)到峰值應(yīng)力后,下降段以0.15mm/min的速率進(jìn)行卸載,直至曲線逐漸平穩(wěn)試驗(yàn)結(jié)束;彈性模量測(cè)試時(shí),彈性階段以0.15mm/min的速率加載至變形為0.3mm,然后以同樣的速率卸載至變形為0.1mm,如此進(jìn)行3次加載,在最后一次加載完成后,以0.2mm/min 的速率加載至峰值,達(dá)到峰值應(yīng)力后,下降段以0.15mm/min的速率進(jìn)行卸載,直至曲線逐漸平穩(wěn)試驗(yàn)結(jié)束.試件荷載及總變形等數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)自動(dòng)采集并記錄.

應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€及彈性模量測(cè)試完成后,取出銹蝕鋼筋,除銹、烘干處理后,測(cè)定鋼筋銹蝕后質(zhì)量,然后采用失重法計(jì)算獲得全曲線組試件(A組)和彈性模量組試件(B組)的實(shí)測(cè)平均銹蝕率ρc,結(jié)果如表3所示.

表3 鋼筋實(shí)測(cè)平均銹蝕率統(tǒng)計(jì)表

2 結(jié)果與分析

2.1 鋼筋銹蝕損傷混凝土試件外觀

氯離子侵入混凝土內(nèi)部,在使混凝土遭到腐蝕的同時(shí)引發(fā)鋼筋銹蝕,當(dāng)鋼筋銹蝕膨脹力超過(guò)混凝土抗拉強(qiáng)度后,混凝土被脹裂.觀察損傷試件表觀狀況(如圖2所示)發(fā)現(xiàn),沿鋼筋長(zhǎng)度方向,試件表面均出現(xiàn)了不同程度的順筋銹脹裂縫,并且隨著鋼筋銹蝕率的增加,銹脹裂縫逐漸貫通,裂縫寬度逐漸增大,裂縫處有銹蝕產(chǎn)物溢出.

圖2 損傷試件表觀狀況Fig.2 Surface conditions of damaged specimens

2.2 破壞過(guò)程與形態(tài)

觀察未銹蝕和銹蝕損傷混凝土試件的加載過(guò)程,發(fā)現(xiàn)二者的破壞過(guò)程與破壞形態(tài)并不完全相同.未銹蝕損傷試件加載初期應(yīng)力-應(yīng)變按一定比例增長(zhǎng),隨著荷載的增大,試件逐漸進(jìn)入彈塑性階段,當(dāng)接近峰值應(yīng)力時(shí),試件中部出現(xiàn)少量豎向細(xì)微裂縫,達(dá)到峰值應(yīng)力后,承載力緩慢下降,試件出現(xiàn)多條不連續(xù)的豎向裂縫,裂縫尖端逐漸貫通形成斜向破裂面.

對(duì)于銹蝕損傷混凝土試件,由于加載前已經(jīng)受到損傷,存在與受力方向大致平行的銹脹裂縫,因此,從開(kāi)始加載到試件破壞的整個(gè)受力過(guò)程中,銹脹裂縫寬度逐漸增大,應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)較快.臨近峰值荷載時(shí),棱柱體試件中部相繼出現(xiàn)了豎向細(xì)微加載裂縫,并向試件兩端發(fā)展,試件端部的混凝土開(kāi)始剝落.達(dá)到峰值應(yīng)力后,銹脹裂縫和試件中部的加載裂縫寬度發(fā)展迅速,橫向變形加劇,棱柱體沿銹脹裂縫和加載裂縫被劈裂成幾個(gè)小柱體,這些微小柱體繼續(xù)失穩(wěn)破壞,棱柱體的承載力逐漸降低,核心混凝土被壓壞,最后形成以銹脹裂縫為主的破裂面.

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€

2.3.1實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€

將實(shí)測(cè)荷載和縱向位移分別換算為應(yīng)力σc和應(yīng)變?chǔ)與,得到不同鋼筋銹蝕率試件的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€(見(jiàn)圖3),每條曲線均取自3個(gè)試件的平均值.由圖3可見(jiàn)：不同鋼筋銹蝕率試件應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€形狀及特征大體相同,均由上升段和下降段組成;在應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€上升段,隨著鋼筋銹蝕率的增加,應(yīng)力-應(yīng)變曲線的斜率逐漸減小,峰值應(yīng)變?cè)龃?峰值應(yīng)力降低,說(shuō)明銹蝕損傷對(duì)混凝土的強(qiáng)度和變形均產(chǎn)生了一定的影響;當(dāng)應(yīng)力超過(guò)峰值應(yīng)力后,曲線進(jìn)入下降段,不同鋼筋銹蝕率試件的強(qiáng)度并不完全消失,隨著應(yīng)力的減小(卸載),應(yīng)變?nèi)匀辉黾?

圖3 不同鋼筋銹蝕率試件的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€Fig.3 Stress-strain curves of specimens with different corrosion ratios

2.3.2力學(xué)性能指標(biāo)

表4給出了各混凝土試件的峰值應(yīng)力σ0,c、峰值應(yīng)變?chǔ)?,c和極限應(yīng)變?chǔ)與u,c.其中,極限應(yīng)變?chǔ)與u,c取鋼筋銹蝕損傷混凝土應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€下降段0.85倍峰值應(yīng)力處對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值[15-16].

表4 各混凝土試件的峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變

由表4可見(jiàn),鋼筋銹蝕損傷混凝土的峰值應(yīng)力σ0,c均低于未銹蝕損傷試件,當(dāng)鋼筋實(shí)測(cè)平均銹蝕率ρc從0增加到2.88%時(shí),峰值應(yīng)力σ0,c降低速率較快,較未銹蝕損傷試件降低了6.1%;隨著ρc的增加,σ0,c降低速率減小,當(dāng)ρc達(dá)到7.60%時(shí),鋼筋銹蝕損傷混凝土的峰值應(yīng)力σ0,c較未銹蝕損傷試件降低了9.8%.分析原因：鋼筋銹蝕作用初期,銹蝕膨脹力使混凝土內(nèi)部產(chǎn)生了微裂縫,并已發(fā)展到試件表面形成了可見(jiàn)的銹脹裂縫,見(jiàn)圖2(b),試件由里及表受到損傷,外圍脹裂部分混凝土對(duì)核心混凝土的橫向約束能力快速減弱,其受力狀態(tài)基本上相當(dāng)于核心區(qū)域混凝土的受力狀態(tài),因而峰值應(yīng)力降低較快;隨著腐蝕時(shí)間延長(zhǎng),ρc增加,抗壓強(qiáng)度主要由核心混凝土提供,由于銹脹力尚未使面積較大的核心混凝土脹裂,銹蝕對(duì)核心混凝土強(qiáng)度降低的影響減小,因而峰值應(yīng)力降低速率減小.由表4還可以看出,試件峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變隨著ρc的增加,基本呈線性增長(zhǎng).當(dāng)ρc達(dá)到7.60%時(shí),試件峰值應(yīng)變和極限應(yīng)變較未銹蝕損傷試件分別增長(zhǎng)了81.7%和64.6%.可見(jiàn),鋼筋銹蝕損傷對(duì)試件峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、極限應(yīng)變均有較大的影響.通過(guò)對(duì)表4中試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,得到了峰值應(yīng)力、峰值應(yīng)變、極限應(yīng)變與實(shí)測(cè)平均銹蝕率之間的關(guān)系：

σ0,c=57.047-0.6708ρc,ρc≤7.6%

(1)

ε0,c=0.0028+0.0003ρc,ρc≤7.6%

(2)

εcu,c=0.0037+0.0003ρc,ρc≤7.6%

(3)

式(1)～(3)的擬合相關(guān)系數(shù)分別為0.8684、0.9937、0.9756,可見(jiàn)擬合結(jié)果較好.

2.3.3應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€方程

對(duì)實(shí)測(cè)的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€進(jìn)行無(wú)量綱化處理,橫坐標(biāo)采用εc/ε0,c表示,縱坐標(biāo)采用σc/σ0,c表示,如圖4所示.

圖4 本構(gòu)模型與實(shí)測(cè)曲線對(duì)比Fig.4 Comparison of constitutive models with experimental curves

由圖4可見(jiàn),實(shí)測(cè)曲線的上升段和下降段有明顯的區(qū)別,上升段各曲線基本重合,近似線性發(fā)展;達(dá)到峰值應(yīng)力后,隨鋼筋實(shí)測(cè)平均銹蝕率增加,曲線下降段坡度變陡,說(shuō)明鋼筋實(shí)測(cè)平均銹蝕率越大,試件脆性越明顯.根據(jù)曲線上升段和下降段各自的特點(diǎn),分別選用不同的函數(shù),采用最小二乘法擬合試驗(yàn)結(jié)果，得到應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€本構(gòu)模型.

上升段[17]:

y=ax+(3-2a)x2+(a-2)x3, 0≤x≤1

(4)

下降段:

y=bxβ,x>1

(5)

式中:y=σc/σ0,c;x=εc/ε0,c;a為曲線上升段控制參數(shù);b、β為曲線下降段控制參數(shù).

通過(guò)擬合分析,得到曲線上升段和下降段控制參數(shù)a、b和β隨ρc變化的表達(dá)式：

a=0.0035ρc2-0.017ρc+0.641

(6)

b=-0.0043ρc2+0.0271ρc+1.0297

(7)

β=-0.0043ρc2-0.026ρc-0.7182

(8)

為了驗(yàn)證本文給出的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€本構(gòu)模型的適用性,圖4給出了本構(gòu)模型與實(shí)測(cè)曲線的比較.由圖4可見(jiàn),應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€本構(gòu)模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好,將此模型應(yīng)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是可行的.

2.4 彈性模量

采用反復(fù)加載、卸載的方式對(duì)不同鋼筋銹蝕損傷混凝土彈性模量進(jìn)行測(cè)試,結(jié)果如圖5所示.

圖5 鋼筋銹蝕損傷混凝土彈性模量測(cè)試結(jié)果Fig.5 Elastic modulus test results of concretes damaged by rebar corrosion

由圖5可見(jiàn),由于鋼筋銹蝕損傷混凝土的非彈性性質(zhì),每次卸載至零時(shí),變形不能完全恢復(fù),存在殘余應(yīng)變,且隨著鋼筋實(shí)測(cè)平均銹蝕率的增加,殘余應(yīng)變?cè)龃?當(dāng)荷載重復(fù)3次后,不同銹蝕損傷混凝土的應(yīng)變基本趨于穩(wěn)定,應(yīng)力-應(yīng)變曲線接近于直線.取最后一次加載的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€上應(yīng)力σ=0.4σ0,c處割線的斜率作為混凝土彈性模量的取值[18],得到銹蝕損傷混凝土彈性模量Ec,c與鋼筋實(shí)測(cè)平均銹蝕率的關(guān)系：

Ec,c=21.604-1.3364ρc,ρc≤10%

(9)

式(9)的擬合相關(guān)系數(shù)R2=0.9033,擬合結(jié)果較好,用其預(yù)測(cè)氯鹽環(huán)境下鋼筋銹蝕損傷混凝土的彈性模量是可行的.

3 結(jié)論

(1)鋼筋銹蝕損傷混凝土試件的破壞多為微柱失穩(wěn)破壞,大致平行于受力方向的銹脹裂縫是主要的破裂面.

(2)鋼筋銹蝕損傷混凝土實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線與未銹蝕損傷混凝土相似.但是,隨著鋼筋銹蝕率的增加,應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)€上升段的斜率逐漸減小,峰值應(yīng)變?cè)龃?當(dāng)曲線進(jìn)入下降段后,鋼筋銹蝕率越大的試件,曲線下降段坡度相對(duì)越陡,脆性越明顯.

(3)鋼筋銹蝕損傷試件的峰值應(yīng)力均低于未銹蝕損傷試件,峰值應(yīng)變、極限應(yīng)變隨著鋼筋銹蝕率的增加而增大,彈性模量隨著鋼筋銹蝕率的增加而減小.

(4)所建立的鋼筋銹蝕損傷混凝土應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型計(jì)算值與實(shí)測(cè)值吻合較好,可為氯鹽環(huán)境下服役鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)承載力、變形性能以及非線性有限元分析提供理論依據(jù).