黃天立，趙志彥，宋力，王寧波

(中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075)

針對鋼筋混凝土結構中鋼筋銹蝕引起的破壞問題，國內外許多學者分別從試驗和理論方面對銹蝕鋼筋混凝土梁的抗彎承載力進行了大量研究[1-12]，結果表明鋼筋混凝土梁的抗彎承載力會隨著鋼筋銹蝕率的增大而減小，影響銹蝕鋼筋混凝土抗彎承載力下降的重要因素包括鋼筋銹蝕后截面面積減小、銹蝕鋼筋力學性能下降、鋼筋銹蝕后黏結強度發(fā)生退化、混凝土銹脹開裂后構件有效面積減小等?？v筋銹蝕不僅影響鋼筋混凝土梁的抗彎承載力，而且由于其對箍筋的銷栓作用，也將影響梁的抗剪承載力。目前，針對縱筋銹蝕鋼筋混凝土梁抗剪承載力的研究較少。戴明江等[13]進行了4片具有不同縱筋銹蝕率的無腹筋鋼筋混凝土簡支梁的抗剪承載力試驗，發(fā)現(xiàn)梁的抗剪承載力隨縱筋銹蝕率的增大而減小。薛昕等[14]對箍筋進行絕緣處理后，通過恒電流加速銹蝕法得到12 片具有不同縱筋銹蝕率的鋼筋混凝土梁，對其進行抗剪試驗后發(fā)現(xiàn)，梁的抗剪承載力隨縱筋銹蝕率的增大而增大，這與戴明江等[13]得出的結論相反，因此，需要進一步研究縱筋銹蝕對鋼筋混凝土梁抗剪性能的影響。本文作者設計制作9根抗彎承載力比抗剪承載力略小的鋼筋混凝土梁試件，并將其浸泡在質量分數為5%的NaCl溶液中，對縱筋進行電化學加速銹蝕后(特別對箍筋進行了防銹處理，以排除箍筋銹蝕的影響)，采用簡支形式對試驗梁進行加載試驗，研究縱筋銹蝕對梁體銹脹裂縫平均寬度、破壞模式、抗剪承載力和變形性能的影響規(guī)律。

1 縱筋銹蝕鋼筋混凝土梁荷載試驗研究

1.1 試驗梁模型設計和制作

試驗設計9 根矩形截面鋼筋混凝土梁，截面寬度×高度×長度為150 mm×250 mm×2 100 mm，計算跨徑為1 800 mm，混凝土保護層厚度為25 mm，混凝土設計強度等級為C30，42.5R水泥、水、石子、砂子質量配合比為1.00:0.59:3.41:1.92，塌落度為55～70 mm。梁體縱向受力鋼筋選用2根直徑為20 mm的HRB 400級鋼筋(實測抗拉屈服強度為503 MPa，極限強度為628 MPa)。架立筋是直徑為10 mm的HPB 235級鋼筋，箍筋是直徑為8 mm 的HPB 235 級鋼筋。為便于主筋接線通電加速銹蝕，主筋在梁端向外伸出75 mm。試驗梁截面尺寸和配筋圖如圖1所示。為防止主筋通電時，箍筋與主筋接觸產生銹蝕進而導致主筋電流損耗，本試驗對箍筋進行絕緣處理，即在箍筋底部套絕緣管后用絕緣膠帶纏裹，并采用塑料帶綁扎箍筋和縱筋。

1.2 縱筋電化學加速銹蝕

試驗梁澆筑、養(yǎng)護28 d 后(實測長度×寬度×高度為150 mm×150 mm×150 mm 混凝土立方體試塊，抗壓強度為28.0 MPa)，在主筋兩端焊接電線，采用通電電化學方法加速銹蝕縱筋。試驗中特別在焊接部位采用環(huán)氧樹脂包裹，以防止主筋銹蝕后電線與縱筋脫落，造成銹蝕中止。通電加速銹蝕前，為使氯離子能充分侵入混凝土孔隙，首先將試驗梁浸泡在質量分數為5%的NaCl 溶液中5 d；然后，采用圖2所示通電加速銹蝕裝置進行縱筋加速銹蝕。試驗中，為模擬自然環(huán)境中氯離子從混凝土表面擴散至鋼筋表面的過程，將梁體倒置于NaCl溶液池中，電源正極連鋼筋，負極連銅棒，通過NaCl溶液形成閉合回路。9片試驗梁中除0 號梁不通電銹蝕外，其余1～8 號梁為銹蝕梁，通電電流密度統(tǒng)一為200 μA/cm2，銹蝕程度通過控制不同通電時間決定。1～8號梁期望的縱筋銹蝕率和通電時間見表1。典型銹蝕梁表面產生的銹蝕物以及由于鋼筋銹蝕產物膨脹造成混凝土開裂的情況見圖3。通過在試驗梁體表面覆蓋帶長度×寬度為50 mm×50 mm方格的軟玻璃紙，描繪各片銹蝕梁的銹脹裂縫并測量其寬度。典型銹蝕梁銹脹裂縫分布情況和寬度如圖4所示。

1.3 荷載試驗裝置與加載制度

試驗梁加載如圖5所示，其中加載裝置采用單個最大量程為500 kN的千斤頂+剛性分配梁簡支方式加載，荷載由壓力傳感器記錄。加載采用分級制，每級10 kN，當荷載接近開裂荷載和失效荷載時，荷載等級降為5 kN；每級加載后停頓一段時間，直至梁體變形穩(wěn)定，同時采集梁體撓度變形并記錄梁體表面開裂情況、裂縫發(fā)展軌跡、裂縫寬度和開裂荷載；而后進入下一級加載，直至梁體破壞失效為止。

圖1 試驗梁截面尺寸及配筋圖Fig.1 Diagram of cross-section and reinforcement of beam specimen

圖2 試驗梁電化學加速銹蝕裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of electrochemical accelerated corrosion equipment for beam specimen

表1 試驗梁期望的縱筋銹蝕率和通電時間Table1 Expected reinforcement corrosion levels and electrified times of beam specimens

圖3 典型試驗梁表面銹蝕物和銹脹裂縫Fig.3 Corrosive rust and cracks on cover of typical beam specimen

圖4 典型試驗梁脹裂描繪和測量Fig.4 Description and measurement of corrosive cracks of typical beam specimen

2 試驗結果分析

2.1 荷載試驗裝置與加載制度

荷載試驗結束后，試驗梁內部的銹蝕情況見圖6。從圖6可以看出：縱筋銹蝕明顯，銹蝕產物幾乎擴散到整個縱向截面；沿梁體縱向出現(xiàn)銹脹裂縫；縱筋與混凝土黏結處布滿粉末狀銹蝕產物，表明縱筋與混凝土之間的黏結產生退化。荷載試驗結束后，從試驗梁中截取的縱筋和箍筋試樣見圖7，用于縱筋銹蝕率測定。從圖7可以看出：由于采取了良好的防銹處理措施，箍筋基本沒有產生銹蝕；0～8號梁試件的縱筋銹蝕程度逐漸增加，且為不均勻銹蝕。

依據GB/T 50082—2009“普通混凝土長期性能和耐久性能試驗方法標準”規(guī)定的鋼筋線密度測定方法，將銹蝕鋼筋除銹、酸洗、漂凈和干燥等處理后，獲取每根銹蝕鋼筋的線密度，并通過與未銹蝕鋼筋的線密度進行比較，獲得每根鋼筋的銹蝕率，計算式如下：

圖5 銹蝕鋼筋混凝土梁加載試驗Fig.5 Loading test of corroded RC beam

圖6 典型試驗梁銹蝕狀況Fig.6 Corrosive conditions of typical beam specimen

式中：ηs為鋼筋的實際銹蝕率；ω0為未銹蝕鋼筋質量(g)；ω為銹蝕鋼筋經除銹、酸洗、漂凈和干燥等處理后的質量(g)；ω01和ω02分別為基準校正用的2根鋼筋初始質量(g)；ω1和ω2分別為基準校正用的2 根鋼筋經酸洗、漂凈和干燥等處理后的質量(g)。0～8號試驗梁主筋的預期銹蝕率和實際銹蝕率見表2。從表2可以看出：試驗獲取的主筋實際銹蝕率與預期銹蝕率基本一致。

2.2 銹脹裂縫

圖7 試驗梁鋼筋銹蝕狀況Fig.7 Corrosive conditions of steel bars in beam specimens

表2 試驗梁主筋預期銹蝕率α和實際銹蝕率ηsTable2 Expected and actual reinforcement corrosion levels of beam specimens

圖8 典型混凝土表面銹脹裂縫示意圖Fig.8 Schematic diagrams of corrosive cracks on concrete covers

由于鋼筋銹蝕產生的2種典型混凝土表面銹脹裂縫即縱筋銹蝕會引起混凝土梁底面或2個側面產生裂縫，見圖8?？紤]到對于同一鋼筋混凝土構件，當銹蝕率一定時，銹蝕產物量一定，因此，針對圖8所示裂縫情況，本文分別采用w=w1和w=w2+w3定義銹脹裂縫寬度w。幾片典型銹蝕鋼筋混凝土梁電化學加速銹蝕結束時梁表面的銹脹裂縫分布及其寬度見圖9。從圖9可以看出：在試驗梁的側面和底面縱筋位置處出現(xiàn)了明顯的縱向銹脹裂縫，其寬度隨著鋼筋銹蝕率的增大而增大；在梁的端部，由于電位差較大，銹蝕更嚴重，銹脹裂縫更大。此外，由于箍筋與縱筋絕緣良好，箍筋和架立筋均未發(fā)生銹蝕，因此，箍筋位置處和梁頂都沒有出現(xiàn)銹脹裂縫。

圖9 典型銹蝕鋼筋混凝土梁銹脹裂縫分布圖Fig.9 Distribution patterns of corrosive cracks on concrete covers of corroded RC beams

對于現(xiàn)役鋼筋混凝土構件，準確獲取其內部鋼筋的銹蝕程度比較困難，而銹脹裂縫暴露在構件表面容易被觀測。CHEN等[15-16]建議通過建立銹脹裂縫平均寬度與鋼筋銹蝕率之間的關系，間接判斷銹蝕鋼筋混凝土構件銹蝕程度，并進一步推斷其承載力。各試驗梁銹脹裂縫平均寬度wavr與縱筋銹蝕率ηs、抗剪承載力Vs的關系曲線見圖10。從圖10可以看出：銹脹裂縫平均寬度wavr與縱筋銹蝕率之間大致呈線性增加關系，與抗剪承載力呈近似線性減小關系；銹脹裂縫平均寬度可用于估算縱筋銹蝕率，特別是當試驗梁發(fā)生剪切破壞時，還可作為癥狀指標判定銹蝕鋼筋混凝土梁的殘余抗剪承載力。但需指出的是，此結論僅基于本次少量構件試驗結果提出，考慮到銹脹裂縫寬度不僅與鋼筋銹蝕率有關，而且與鋼筋直徑、混凝土保護層厚度等因素有關，因此，需要進行更多試驗，以期建立更準確、合理的銹脹裂縫平均寬度與縱筋銹蝕率、抗剪承載力之間的定量關系。

圖10 試驗梁銹脹裂縫平均寬度與縱筋銹蝕率、抗剪承載力之間的關系Fig.10 Relationship between average corrosive crack widths and reinforcement corrosion rates,and bearing capacity of beam specimens

2.3 破壞模式

圖11所示為銹蝕鋼筋混凝土梁的3種主要破壞模式即彎曲破壞、剪壓破壞和剪切-黏結破壞。發(fā)生彎曲破壞時，受力鋼筋和混凝土的材料性能可充分發(fā)揮；剪壓破壞時，縱筋強度未充分利用，箍筋和混凝土達到材料強度；而發(fā)生剪切-黏結破壞時，所有材料強度都沒有得到充分利用，梁體破壞由縱筋與混凝土之間的黏結強度控制。

通過試驗觀察，本次試驗中各銹蝕鋼筋混凝土梁的破壞過程包括：

1)梁體未開裂，處于彈性工作狀態(tài)。

圖11 縱筋銹蝕鋼筋混凝土梁破壞模式示意圖Fig.11 Schematic diagrams of failure modes of corroded RC beams

2)隨著荷載增加，純彎段及靠近加載點附近的彎剪段出現(xiàn)垂直于受力縱筋的受拉裂縫。

3)隨著荷載增加，純彎裂縫不斷向上延伸，彎剪裂縫向加載點處延伸，形成彎剪斜裂縫。

4)隨著荷載增加，梁體進入破壞階段。在破壞階段中，對于0號梁，當荷載達到一定值后，跨中梁頂混凝土被壓碎，受拉鋼筋屈服，試驗梁發(fā)生典型彎曲破壞，如圖12(a)所示；對于1～3號梁，縱筋銹蝕率小于7%，當荷載到一定值后，純彎裂縫延伸緩慢甚至停滯，彎剪裂縫相對發(fā)展較快，并形成1 條主裂縫；荷載繼續(xù)增加，裂縫寬度不斷增大，剪壓區(qū)混凝土壓縮，最終試驗梁斷為2段，發(fā)生剪壓破壞，如圖12(b)所示；對于4～8 號梁，縱筋銹蝕率范圍為9.1%至13.0%，與1～3 號梁類似，梁體同樣出現(xiàn)純彎裂縫發(fā)展停滯、彎剪裂縫快速延伸至加載點的現(xiàn)象，但與之不同的是，隨荷載繼續(xù)增加，出現(xiàn)多條始發(fā)于銹脹裂縫的彎剪裂縫，如圖12(c)和(d)所示，本文將這種破壞形式稱為剪切-黏結破壞。需指出的是：這種梁體產生破壞時，銹脹裂縫寬度較大，縱筋周圍混凝土破碎，縱筋與混凝土之間黏結退化嚴重，甚至可能出現(xiàn)鋸齒形黏結滑移裂縫，黏結失效。此外，梁體表面常有1條始發(fā)于銹脹裂縫的彎剪裂縫成為主裂縫，但此裂縫并沒有延伸至加載點處，梁體就已經達到極限承載力，剪壓區(qū)混凝土完好。

因此，隨著縱筋銹蝕率增大，梁體破壞模式由彎曲破壞轉變?yōu)榧魤浩茐?，進而轉變?yōu)榧羟?黏結破壞，破壞由延性破壞逐步轉變?yōu)榇嘈云茐摹?/p>

2.4 剪切裂縫寬度和抗剪承載力

0～8號試驗梁剪切裂縫寬度與施加荷載之間的關系見圖13，其中，0號梁選擇梁某一端的最大剪切裂縫寬度，1～8號梁選擇破壞處的剪切裂縫寬度。從圖13可以看出：隨著縱筋銹蝕率增加，梁體破壞區(qū)域的剪切裂縫發(fā)展由兩階段模式向三階段模式轉變；對于剪切裂縫兩階段發(fā)展試驗梁(如圖13(a)和(b)所示)，第1階段時剪切裂縫發(fā)展速率相近，不會隨著縱筋銹蝕率的增大而發(fā)生變化，而第2階段時剪切裂縫發(fā)展速率隨著縱筋銹蝕率的增大而增大，失效荷載隨之減?。粚τ诩羟辛芽p三階段發(fā)展試驗梁(如圖13(c)所示)，其第1和第2階段裂縫發(fā)展緩慢，當進入第3階段即荷載達到極限荷載時，裂縫寬度突然增大，梁體失效；第3階段中各試驗梁的剪切裂縫發(fā)展速率都趨于無窮大，不再隨縱筋銹蝕率的變化而變化；當縱筋銹蝕率達到約11%時，試驗梁剪切裂縫發(fā)展模式從兩階段模式進入三階段模式，這可能是當縱筋銹蝕率達到11%時，縱筋與混凝土的黏結失效發(fā)生滑移所致。此試驗結果與文獻[17]中給出的銹蝕鋼筋混凝土梁黏結失效時臨界銹蝕率為10%的計算結果很接近。

圖12 縱筋銹蝕鋼筋混凝土梁典型破壞模式Fig.12 Typical failure modes of corroded RC beams

圖13 銹蝕鋼筋混凝土梁剪切裂縫寬度與荷載關系曲線Fig.13 Relationship between shear crack widths and applied loadings on beam specimens

1～8號試驗梁縱筋銹蝕率與抗剪承載力關系曲線見圖14。從圖14可以看出：隨著縱筋銹蝕率增大，試驗梁的抗剪承載力不斷減小，兩者大致呈線性關系；當縱筋銹蝕率從2.5%增長到13.0%時，抗剪承載力下降17.5%；與發(fā)生彎曲破壞的0號試驗梁相比，極限承載力下降29%。從試驗梁內部觀測的銹蝕狀況可知本試驗梁中，提供抗剪承載力的箍筋雖然沒有發(fā)生銹蝕，但6～8號梁箍筋的抗剪強度并沒有得到充分利用，因此，縱筋銹蝕對抗剪承載力的影響可推斷為3個因素：1)銹蝕導致縱筋截面面積減小，力學性能下降，其對混凝土和箍筋的銷栓作用力降低，導致“拱作用”減弱；2)銹脹裂縫使混凝土有效截面面積減小，同時加速了荷載裂縫的發(fā)展；3)銹蝕導致縱筋與混凝土黏結力下降甚至消失，從而“梁作用”減弱甚至消失。

圖14 試驗梁縱筋銹蝕率與抗剪承載力和跨中最大撓度關系曲線Fig.14 Relationship between reinforcement corrosion rates and shear bearing capacities,mid-span deflections of beam specimens

2.5 變形性能

試驗梁縱筋銹蝕率與梁破壞時跨中最大撓度關系曲線見圖14。從圖14可以看出：1)由于0 號試驗梁呈彎曲破壞，其跨中最大撓度遠比發(fā)生剪切破壞的1～8 號試驗梁的大；2)隨著縱筋銹蝕率增加，1～8 號試驗梁的變形能力先減小后增大，其跨中最大撓度逐漸增加，但不具有明顯的線性增加規(guī)律；3)縱筋銹蝕率達11.0%后，跨中最大撓度增大速度明顯加快，這是由于此時縱筋與混凝土之間黏結失效，兩者失去協(xié)同工作能力，彎剪段梁體類似剛體繞支座發(fā)生轉動。

圖15 試驗梁跨中撓度與荷載關系曲線Fig.15 Relationship between the maximum mid-span deflections and applied loadings on beam specimens

試驗梁跨中撓度與荷載關系曲線見圖15。從圖15(a)可以看出0～2號試驗梁跨中撓度與荷載關系曲線可分為3 個階段：第1 階段，梁體處于彈性工作階段，梁體未開裂，跨中撓度-跨中荷載曲線呈直線上升；第2階段，梁體開裂，進入帶裂縫工作階段，但仍沒破壞失效，此時，跨中撓度隨荷載增加呈直線增大，但增長速率比第1階段的高；第3階段，梁體破壞失效，跨中撓度-荷載曲線出現(xiàn)明顯轉折點，變?yōu)樗骄€，梁體無法承載更大的荷載，而跨中撓度不斷增大。此外，隨鋼筋銹蝕率增大，跨中撓度-荷載曲線的屈服平臺逐漸縮短，不再明顯。從圖15(b)和(c)可以看出3～8號試驗梁跨中撓度與荷載關系曲線呈現(xiàn)2 個階段：第1 階段，跨中撓度隨荷載增加而增大，不同的是，跨中撓度-荷載曲線在加載初期便表現(xiàn)出非線性，這是由于縱筋銹蝕率增加，梁體在加載前就有明顯的銹脹裂縫損傷，隨著荷載增加，銹脹裂縫和荷載裂縫共同發(fā)育；第2階段，梁體破壞失效，跨中撓度-荷載曲線除3 號試驗梁中存在一段較小的屈服平臺外，其余各梁中均沒有出現(xiàn)屈服平臺；當荷載達到失效荷載后，跨中撓度迅速增大，荷載驟減，梁體破壞表現(xiàn)出明顯的脆性。

綜上所述，隨著縱筋銹蝕率增加，銹蝕鋼筋混凝土梁的銹脹裂縫平均寬度線性增加，抗剪承載力呈線性減??；梁體破壞模式由彎曲破壞向剪壓破壞、剪切黏結破壞轉變，由延性破壞向脆性破壞轉變；梁體破壞區(qū)域的剪切裂縫發(fā)展由兩階段模式向三階段模式轉變；跨中撓度-荷載曲線發(fā)展由三階段模式逐漸轉變?yōu)閮呻A段模式，由線性變化逐漸轉變?yōu)榉蔷€性變化，屈服平臺逐漸縮短甚至消失。

3 結論

1)銹脹裂縫平均寬度與縱筋銹蝕率之間呈線性關系，在剪切破壞模式下，銹脹裂縫平均寬度可用于評估銹蝕鋼筋混凝土梁的縱筋銹蝕率和殘余抗剪承載力。

2)隨著縱筋銹蝕率增加，銹蝕鋼筋混凝土梁的破壞模式由彎曲破壞向剪壓破壞、剪切-黏結破壞轉變，由延性破壞轉變?yōu)榇嘈云茐?。當縱筋銹蝕率達11.0%時，縱筋與混凝土梁之間黏結基本失效，梁體混凝土表面出現(xiàn)鋸齒形黏結滑移裂縫。

3)隨著縱筋銹蝕率增加，對于發(fā)生剪切破壞的試驗梁，其抗剪承載力減小，兩者之間基本服從線性關系；變形能力先減小后增大，跨中最大撓度逐漸增加，但不具有明顯的線性增加規(guī)律。當縱筋銹蝕率達11.0%時，跨中最大撓度明顯增大。