劉 磊， 牛荻濤， 李 強， 何 真

(1.武漢大學 水資源與水電工程科學國家重點實驗室， 湖北 武漢430072； 2.西安建筑科技大學 土木工程學院， 陜西 西安 710055； 3.西安科技大學 建筑與土木工程學院, 陜西 西安 710055)

鋼筋混凝土結構在服役過程中，由于受到荷載、侵蝕環(huán)境或多種耦合因素的長期作用，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構耐久性能的退化，其中鋼筋銹蝕引起的混凝土結構劣化問題是工程界關注的焦點和熱點.目前關于銹蝕鋼筋混凝土的研究主要針對縱向受力鋼筋，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件性能[2]以及銹蝕鋼筋混凝土壓彎構件抗震性能[3]等.

相較鋼筋混凝土結構中縱筋銹蝕，目前國內(nèi)外針對箍筋銹蝕的研究還較少[4-8].然而實際工程中箍筋保護層一般較縱筋保護層薄，因此箍筋會更早地發(fā)生銹蝕.研究表明，箍筋直徑一般較小，銹蝕后對混凝土力學性能退化影響會更大，主要表現(xiàn)在箍筋銹蝕會降低其對核心區(qū)混凝土的約束能力，從而導致結構的承載力、延性等性能不同程度的退化.銹蝕箍筋約束混凝土應力-應變關系模型是服役結構剩余承載力和變形性能的研究基礎，也是服役結構非線性有限元分析時必不可少的本構關系.鑒于此，本課題組對箍筋銹蝕造成的混凝土損傷形態(tài)、軸壓破壞形態(tài)進行了研究[4].研究發(fā)現(xiàn)：箍筋在角部銹蝕嚴重；箍筋銹蝕程度對試件的裂縫發(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變.此外，本課題組還對不同箍筋銹蝕率下約束混凝土的強度和變形性能進行了初步研究，建立了銹蝕箍筋約束混凝土的應力-應變本構關系模型.

1 試驗

1.1 原材料

水泥采用秦嶺牌P·O 32.5級普通硅酸鹽水泥；粗骨料為天然碎石，最大粒徑15mm；細骨料為天然中砂；拌和水為自來水.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.混凝土配合比見表1.

表1 混凝土配合比

1.2 試件設計和制作

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，其參數(shù)設計見表2，尺寸和配筋見圖1.參照GB/T 50081—2002《普通混凝土力學性能試驗方法標準》進行混凝土力學性能測試，28d實測混凝土立方體抗壓強度fcu為33.5MPa.

表2 試件的設計參數(shù)及試驗結果

試件制作時，混凝土在實驗室采用攪拌機拌制，試模采用帶縱筋定位孔的一次性木模，以精準控制箍筋保護層厚度.混凝土澆筑后，放在振動臺上振搗密實，在實驗室內(nèi)靜置48 h，然后拆模移至標準養(yǎng)護室養(yǎng)護28d.

1.3 試驗方案

1.3.1箍筋快速銹蝕試驗

采用外加直流電快速銹蝕的電化學試驗方法對鋼筋混凝土試件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.箍筋實際銹蝕率參照GB/T 50082—2009《普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法》，在軸壓試驗結束后通過測量箍筋的質(zhì)量來確定.試件CA-1～CA-4的箍筋銹蝕率見表2.

箍筋銹蝕損傷試件裂縫展開圖見圖2.由箍筋銹蝕試驗發(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；銹蝕損傷最嚴重的試件CA-4裂縫最寬處約4.0mm，該處箍筋銹蝕嚴重甚至已經(jīng)銹斷，混凝土保護層局部已酥化，即將剝落.

1.3.2軸壓試驗

本文軸壓試驗采用YAW-5000F微機控制液壓伺服長柱壓力試驗機，最大試驗力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.計算機數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動采集、記錄力和位移試驗數(shù)據(jù).

2 試驗結果分析

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：未銹蝕試件在整個受壓過程中經(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，因此在整個受壓過程中，新裂縫產(chǎn)生的同時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度與變形

箍筋對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、保護層無約束混凝土和核心區(qū)約束混凝土3部分承載力組成.

箍筋銹蝕過程產(chǎn)生的銹脹力會引起保護層混凝土開裂、酥化甚至剝落，從而會降低保護層混凝土的承載能力.而箍筋銹蝕后自身截面面積減小，屈服強度降低，從而對核心區(qū)混凝土提供的約束作用減小.本文試驗研究采用最簡單的單個矩形箍筋，其約束受力機理主要依靠抗彎剛度較大的箍筋轉角位置提供1對沿對角線方向的作用力，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.銹蝕試驗發(fā)現(xiàn)，由于角部混凝土澆筑質(zhì)量相對較差，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重.因此，箍筋銹蝕尤其是角部箍筋銹蝕會對約束混凝土的強度和變形產(chǎn)生影響.

圖4，5為約束混凝土相對峰值應力、相對峰值應變與箍筋最大銹蝕率δs的關系.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力逐漸減小，峰值應變先增大后減小，且箍筋銹蝕對約束混凝土相對峰值應力的影響要大于其對相對峰值應變的影響.

3 銹蝕箍筋約束混凝土應力-應變?nèi)€方程

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

圖4 約束混凝土相對峰值應力隨箍筋 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 約束混凝土相對峰值應變隨箍筋 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力和應變；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力和峰值應變；A，a分別為約束混凝土應力-應變曲線上升段和下降段的控制參數(shù).

根據(jù)試驗結果，采用統(tǒng)計回歸分析方法，可得到參數(shù)A和a的表達式：

(2)

(3)

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

圖6為實測不同銹蝕率箍筋約束混凝土應力-應變?nèi)€、本文建議模型、過鎮(zhèn)海模型[12]及中國規(guī)范建議公式曲線[18]的比較.由圖6可見，本文建議模型曲線與實測單軸受壓應力-應變?nèi)€吻合較好，可用于分析服役結構剩余承載力、變形性能以及非線性有限元模擬.

圖6 混凝土本構模型對比Fig.6 Comparison of concrete constitutive models

過鎮(zhèn)海模型[12]和中國規(guī)范建議的損傷本構模型[18]均基于素混凝土構件，未考慮箍筋對混凝土的約束作用，更未考慮因箍筋銹蝕對混凝土的損傷影響.因此，若不對上述兩模型和相應參數(shù)進行修正，則模型曲線與試驗曲線偏離較大，不適用于銹蝕箍筋約束混凝土構件的計算分析.

4 結論

(1)采用外加直流電快速銹蝕試驗方法，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上發(fā)展形成的.

(2)箍筋銹蝕對約束混凝土試件的強度和變形會產(chǎn)生較大影響.試件的強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力-應變本構關系模型與實測應力-應變?nèi)€吻合較好，可為服役結構剩余承載力、變形性能以及非線性有限元分析提供依據(jù).