腐蚀预应力混凝土梁抗剪性能试验

2018-09-13羊日华张旭辉张建仁

建筑科学与工程学报 2018年5期

羊日华，刘欢，张旭辉,3，王磊，张建仁

(1. 长沙理工大学土木工程学院，湖南长沙 410114； 2. 湖南城市学院土木工程学院，湖南益阳 413000； 3. 湘潭大学土木工程与力学学院，湖南湘潭 411105)

0 引言

预应力混凝土桥梁由于其强度高、跨度大、抗裂性好等优势，在中国桥梁中占有重要比重。一直以来，该类桥梁被认为具有较好的耐久性能，但情况不容乐观。随着时间的推移，混凝土桥梁中预应力筋腐蚀的问题不断出现[1]，尤其是中国早期建设的预应力混凝土桥梁，由于施工条件以及工艺的限制，很多预应力结构中还存在孔道灌浆缺陷和封锚不严的问题[2]，会进一步诱发预应力筋的腐蚀。预应力筋腐蚀后，会引起截面损伤和力学性能退化，预应力筋与混凝土之间黏结退化，进而导致结构服役性能的退化[3-9]。

目前，国内外学者针对预应力筋腐蚀后构件的力学性能进行了大量研究。李富民等[10]对钢绞线腐蚀预应力混凝土梁进行抗弯试验发现，腐蚀引发的断丝破坏会导致梁的极限承载力和变形能力降低。Rinaldi等[11]发现钢绞线腐蚀会显著减小预应力混凝土梁抗弯承载力，随着腐蚀程度增大，构件由延性破坏转变为脆性破坏。这些主要是针对腐蚀构件抗弯性能的研究。锈蚀必然也会引起预应力混凝土(PC)构件抗剪性能的退化，但相关方面的研究很少，尤其是混凝土构件受剪多表现为脆性破坏特征，破坏前无明显征兆，其后果也更为严重，因此有必要明确腐蚀PC构件抗剪性能退化规律。

一些学者对腐蚀普通钢筋混凝土梁抗剪性能进行了研究，发现轻微的箍筋腐蚀对抗剪性能具有一定的促进作用，但腐蚀严重时会引起抗剪性能的退化[12]，纵筋的腐蚀引起主斜裂缝向加载点移动，混凝土梁抗剪的“拱机制”增强而“桁架机制”削弱，构件抗剪承载力增大[13]。在布置形式和材料性能方面，预应力筋与箍筋、纵筋均存在较大差异，腐蚀普通混凝土构件抗剪性能方面的研究成果未必适用于腐蚀预应力构件，腐蚀PC梁抗剪性能退化规律尚需明确。

为此，本文设计制作了4片预应力混凝土梁，采用电化学方法对其进行了加速腐蚀，随后对其进行了抗剪性能测试，研究分析了预应力筋腐蚀对于试验梁裂缝扩展、变形、钢筋受力、破坏形态以及抗剪承载力的影响，并在试验基础上探讨了腐蚀PC梁抗剪承载力计算预测方法。

1 试验概况

1.1 试件设计

所有试验梁均采用相同的矩形截面，梁高450 mm，梁宽160 mm，梁长3 000 mm。试验梁底部布置2根φ25的HRB400钢筋，顶部布置2根φ10的HRB400钢筋，箍筋为φ6的HRB400钢筋，间距为200 mm。试验梁浇筑过程中通过预埋塑料管预留出直径为33 mm的预应力孔道，该孔道在梁两侧按二次抛物线弯起，为使梁端锚垫板与预应力孔道垂直，在梁端锚固区设置倒角，倒角尺寸为150 mm×100 mm。待混凝土达到强度后，采用直径为15.2 mm的七丝钢绞线穿过预应力孔道，并采用千斤顶进行预应力张拉，张拉控制应力为1 395 MPa，张拉完成后对孔道进行了压浆。试验梁尺寸和预应力筋布置如图1所示。

试验前对钢筋进行了性能测试，得到普通钢筋和预应力筋的力学性能参数，如表1所示。试验梁混凝土采用P.O42.5普通硅酸盐水泥，细骨料采用湘江细砂，粗骨料采用碎石，最大粒径为20 mm。混凝土中掺杂了一定量的粉煤灰，同时为了保证混凝土强度与和易性，采用了萘系高效减水剂。混凝土配合比如表2所示。试验梁浇筑过程中预留了边长为150 mm的立方体试块，养护28 d后测得的混凝土立方体抗压强度为42.2 MPa。

表1 钢筋力学性能Tab.1 Mechanical Properties of Reinforcement

表2 混凝土配合比Tab.2 Mix Proportion of Concrete kg·m-3

压浆达到设计强度后，对混凝土梁进行电化学快速腐蚀。试验中仅对试验梁一侧的弯剪段进行腐蚀，以通过梁两侧的响应对比分析腐蚀的影响。试验梁置于盐溶液池，直流电源正极接通钢绞线，负极接通盐溶液中的不锈钢板，同时在混凝土梁腐蚀端两侧沿预应力筋布置方向分别钻出数个直径为6 mm的小洞，以便盐溶液能够接触钢绞线形成电流回路，如图2所示。以通电时间控制混凝土梁的锈蚀程度，静载试验完成后取出预应力筋，经酸洗、中和和干燥后，对预应力筋质量腐蚀率进行了测定，钢绞线锈蚀时间和腐蚀率如表3所示。

1.2 加载布置

试验梁简支，计算跨径为2.6 m，采用千斤顶和分配梁对试验梁进行两点对称加载，加载点间距为1.0 m，剪跨比为2.1，如图3所示。采用分级单调方式进行加载，试验梁开裂前以5 kN为一级加载，速率为5 kN·min-1，试验梁开裂后，以10 kN为一级加载，速率为5 kN·min-1，每级荷载持荷5 min。接近极限荷载时，以5 kN为一级加载，调整加载速率至2 kN·min-1。以混凝土压碎或出现不稳定变形作为构件的极限状态，停止加载。

加载过程中，对混凝土梁的挠度变形、钢筋应力和裂缝扩展等进行观测。测试元件布置如图3所示，在试验梁跨中、加载点和支点处分别布置了5个百分表对构件挠度变形进行测定；在试验梁腐蚀弯剪区和未腐蚀弯剪区箍筋上分别布置3个应变片测定钢筋应变，编号依次为G1～G3和G4～G6。梁底纵向钢筋跨中处布置了应变片，记为Z1，如图3(a)所示。采用裂缝观测仪对混凝土梁的裂缝扩展进行测定。

表3 腐蚀时间及质量腐蚀率Tab.3 Corrosion Time and Mass Corrosion Rate

2 结果及分析

试验测得各混凝土梁的开裂荷载、极限荷载、主斜裂缝倾角和极限挠度等数据，汇总于表4。

表4 主要试验结果Tab.4 Main Test Results

注：Pcr1为弯曲裂缝初现荷载；Pcr2为斜裂缝初现荷载；Pu为极限荷载；θ为主斜裂缝对水平方向的倾角；w为极限荷载下的跨中挠度。

2.1 裂缝扩展

试验加载过程中各梁均表现出相似的裂缝扩展模式。荷载作用下，梁体首先在加载点间的纯弯段出现竖向弯曲裂缝，随荷载增加，腐蚀处理一侧的弯剪段陆续出现多条指向加载点的斜向裂缝，未做腐蚀处理一侧的斜裂缝出现稍晚。腐蚀处理一侧的某条斜裂缝逐渐延伸至加载点附近形成临界裂缝，极限荷载下，裂缝顶端的混凝土被压碎，混凝土梁破坏。极限荷载下各梁的裂缝分布如图4所示。腐蚀未引起裂缝数量、倾角等发生明显改变。

预应力筋腐蚀导致弯曲裂缝和斜裂缝出现时对应的荷载值降低。这是因为预应力筋腐蚀越严重，其有效截面面积损失越大，与混凝土黏结退化越严重，造成有效预应力的损失越大，试验梁在荷载作用下越早开裂。预应力筋的腐蚀率分别为3.2%，7.9%，13.2%的试验梁弯曲裂缝、斜裂缝初现荷载对比未腐蚀梁分别下降11.3%，23.9%，40.8%和10%，19%，37.8%。腐蚀率较大时，开裂荷载对比未腐蚀梁出现更大程度的下降，可能是由于预应力筋的不均匀腐蚀造成的。已有研究[14]及本文试验结果都表明预应力筋的腐蚀程度越大，点蚀的情形越严重，甚至出现断丝的状况，预应力损失较大，构件开裂大幅提前。

加载过程中对多条斜裂缝的最大宽度进行了连续测量。定义破坏阶段的临界斜裂缝为主斜裂缝。各试验梁的荷载-主斜裂缝宽度关系如图5所示。观察发现，在斜裂缝出现的前期，宽度较小且发展较为缓慢，大致与荷载呈线性关系。当荷载达到约85%的极限荷载后，斜裂缝的宽度发展加快，在极限荷载处达到峰值。总体上讲，腐蚀会增大同一级荷载下混凝土梁斜裂缝宽度。当腐蚀率较小时，腐蚀梁与未腐蚀梁在线性发展段的差异不显著，当腐蚀率较大时，腐蚀梁的裂缝宽度从开裂之初就明显大于未腐蚀梁。这主要是因为腐蚀率较小时，预应力筋截面面积损失较小，轻微腐蚀会增大预应力筋与混凝土之间的黏结作用，预应力筋限制构件裂缝开展的能力下降较小。在腐蚀率较大时，预应力筋截面面积损失大，黏结退化严重，预应力筋限制构件裂缝开展的能力严重下降。

考察斜裂缝的倾角(裂缝与梁纵轴线的夹角)，预应力筋腐蚀率分别为0%，3.2%，7.9%和13.2%的试验梁斜裂缝倾角分别为30°，36°，41°和35°。斜裂缝倾角没有随预应力筋的腐蚀率表现出明显的变化规律。现有研究表明，斜裂缝倾角的主要影响因素是剪跨比[15]。本文试验采用相同的剪跨比，可剔除该因素的影响。分析认为可能是预应力筋蚀坑分布的偶然性造成的。预应力筋蚀坑的存在对其所在竖向截面的应力分布存在影响，从而影响初始斜裂缝的发生位置，进而影响主斜裂缝的倾角。

2.2 挠度变形

混凝土梁在各级荷载下的跨中挠度可以较好地反映其总体刚度。试验梁的荷载-跨中挠度关系如图6所示。由图6可知，在加载初期，跨中挠度同荷载之间有着较好的线性关系，此时试验梁处于弹性变形阶段。达到开裂荷载后，跨中挠度随荷载变化略微加快，但依然大致保持线性关系，在接近极限荷载时，跨中挠度非线性增长，在极限荷载下达到峰值。腐蚀率越大，混凝土梁的初始刚度越小，极限荷载下的挠度越大。

裂缝的出现破坏了试验梁的整体性，降低了试验梁的刚度[16]。裂缝出现使部分混凝土退出工作，混凝土应力发生重分布，裂缝的出现也表明预应力筋与混凝土之间出现滑移[17]，两者共同工作的能力削弱，也降低了试验梁的刚度。到达极限荷载时，预应力筋腐蚀率分别为3.2%，7.9%，13.2%的试验梁跨中挠度值比未腐蚀梁分别增加了2.7%，8%，11.6%。

2.3 应变发展

2.3.1 箍筋应变

箍筋应变可以作为试验梁破坏的一个参考依据。G2及G5点位处的荷载-箍筋应变关系如图7所示。观察发现，G2及G5点位处的荷载-箍筋应变曲线有相似变化规律：在斜裂缝出现之前，箍筋应变很小，腐蚀对于箍筋应变影响较小；斜裂缝出现后，箍筋应变随着荷载增加而增大，同一级荷载下，预应力筋腐蚀率越大箍筋应变也越大；在极限荷载下，G2处箍筋应变平均值比G5处增大5%。

混凝土梁斜裂缝出现之前，主要由混凝土承担剪力，箍筋尚未发挥抗剪作用，箍筋应变较小，这与已有抗剪研究结果[12,18]一致。斜裂缝出现之后，箍筋开始协同混凝土发挥抗剪作用，箍筋的应变值随着荷载的增大而迅速增大。腐蚀导致预应力筋的抗剪贡献减小，箍筋及混凝土部分承担的剪力增大，故在同一级荷载下，预应力筋腐蚀程度越大，箍筋应变越大。最终箍筋的应变几乎都达到甚至超过了其屈服应变。腐蚀造成预应力筋截面损失，主裂缝开展于G2所在一侧，是G2处箍筋应变略大于G5处的原因。

2.3.2 纵筋应变

试验梁的荷载-纵筋应变曲线如图8所示。观察发现，加载初期，纵筋应变大致随荷载呈线性变化，各试验梁纵筋应变水平较低且差异较小，腐蚀对于纵筋应变的影响不显著。当达到60%极限荷载后，纵筋应变随荷载增长明显加快，且纵筋应变发展开始呈现出一定的非线性特征，腐蚀对于试验梁纵筋应变的影响开始凸显，预应力筋腐蚀程度越大，同一级荷载下纵筋应变越大。在达到极限荷载时，B1，B2，B3梁的纵筋应变比未腐蚀梁分别增加了5.3%，2.6%，8.3%。在加载全过程中，纵筋均没有超过其屈服应变，表明试验梁具备足够的抗弯能力。

2.4 破坏形态

各试验梁破坏过程相似。在加载前期，首先在加载点之间的纯弯段出现竖向裂缝。随荷载增加，腐蚀一侧的弯剪段首先出现一条指向加载点的斜裂缝，未腐蚀一侧斜裂缝出现稍晚。梁两侧的弯剪段均陆续出现3～5条斜裂缝。腐蚀一侧某条斜裂缝延伸至梁顶加载点附近，成为临界斜裂缝，在到达极限荷载时，斜裂缝顶端的混凝土被压碎，试验梁破坏。

试验梁发生斜截面破坏时的裂缝形态如图9所示。试验梁均发生剪压破坏，破坏形态未因腐蚀产生明显改变。

2.5 抗剪承载力

试验梁均发生脆性剪切破坏。定义相对极限抗剪强度ω为腐蚀梁极限荷载与未腐蚀梁极限荷载之比。表5列出了试验梁的腐蚀率η和相对极限抗剪强度ω。

表5 试验梁腐蚀率η及相对极限抗剪强度ωTab.5 Corrosion Rate η and Relative Ultimate Shear Strength ω of Test Beams

将表5数据线性拟合，并与文献[12],[13]试验结果对比，得到ω-η关系如图10所示。文献[12]试验结果来源于剪跨比为1.75配斜筋的箍筋腐蚀RC梁抗剪试验，文献[13]试验结果来源于剪跨比为2.6配腹筋的纵筋腐蚀RC梁抗剪试验。文献[12]研究结果表明，箍筋轻微腐蚀会提高构件抗剪承载力，但腐蚀率较大时，抗剪承载力下降。文献[13]研究结果表明，纵筋腐蚀引起承载机制转变会提高构件抗剪承载力。本文试验结果表明，预应力筋腐蚀导致构件抗剪承载力下降，且腐蚀率η与相对极限抗剪强度ω之间有着较好的线性关系。

3 抗剪承载力计算探讨

根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[19]，配置箍筋及弯起钢筋的预应力混凝土受弯构件的斜截面抗剪承载力可按下式计算

Vu=Vcs+Vp+0.8fyAsbsin(αs)+0.8fpyApbsin(αp)

(1)

Vcs=1.75ftbh0/(λ+1)+fyvAsvh0/s

(2)

计算时，钢材抗拉强度设计值以实测的屈服强度替代。αp取主裂缝与预应力筋交点处切线与水平方向夹角。由于预应力筋在腐蚀率较大时出现较严重的不均匀腐蚀现象，以质量腐蚀率来考虑截面面积均匀折减显然不合适，为此以实测的最大截面损失来考虑腐蚀的影响。弯起预应力筋抗剪贡献项记为Vpb。计算得到试验梁的抗剪承载力如表6所示。

表6 试验梁抗剪承载力计算结果Tab.6 Calculation Results of Shear Capacity of Test Beams

注：Vcs为箍筋和混凝土提供的抗剪承载力；Vue为试验梁的实测抗剪承载力。

考虑预应力筋截面损失，依据规范计算得到的抗剪承载力计算值均略大于试验值。这是因为在利用规范公式计算抗剪承载力时，仅考虑了预应力筋截面损失，未考虑预应力筋腐蚀导致的预应力筋与混凝土之间黏结性能退化以及预应力筋力学性能退化对构件抗剪性能的影响。抗剪承载力规范计算值与试验实测值比值的均值为1.083，标准差为0.03。规范公式用于预测腐蚀PC梁的抗剪承载力具有较高的精度。