王柏文，劉 揚(yáng)，王 龍，張 明

(1. 長沙理工大學(xué) 土木與建筑學(xué)院，湖南 長沙 410114; 2.橋梁工程安全控制省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410114)

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)結(jié)合了鋼筋與混凝土的優(yōu)點(diǎn)而成為世界上最為廣泛使用的結(jié)構(gòu)形式之一.由于混凝土對(duì)鋼筋的保護(hù)作用和混凝土自身的化學(xué)穩(wěn)定性，在相當(dāng)長一段時(shí)間內(nèi)人們重視鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度而忽視了其耐久性.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)作為一種組合材料，其力學(xué)性能不僅取決于兩種材料各自的特性，還與兩者間的相互作用有關(guān).粘結(jié)性能是確保兩種材料協(xié)調(diào)變形、共同工作的前提[1]，為方便描述，粘結(jié)作用又稱為粘結(jié)力，其本質(zhì)為一種剪切應(yīng)力[2].近年來的大量學(xué)者的研究表明,在腐蝕環(huán)境中,由于腐蝕介質(zhì)的侵蝕,鋼筋會(huì)產(chǎn)生銹蝕[3],而鋼筋的銹蝕對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)疲勞性能的影響較對(duì)靜態(tài)性能的影響嚴(yán)重得多.腐蝕介質(zhì)與循環(huán)應(yīng)力具有復(fù)合作用,循環(huán)應(yīng)力加速了腐蝕作用,腐蝕又加速了試件疲勞性能退化[4-5].陳靜[6]建立了反復(fù)荷載下銹蝕鋼筋混凝土試件粘結(jié)滑移模型.Congqi Fang[7]發(fā)現(xiàn)對(duì)于沒有限制的變形鋼筋，粘結(jié)強(qiáng)度對(duì)腐蝕程度非常敏感，在銹蝕率達(dá)到9%時(shí)，粘結(jié)強(qiáng)度僅為未銹蝕試件的三分之一.鄭曉燕[8]研究了銹蝕程度、錨固長度對(duì)鋼筋與混凝土之間粘結(jié)滑移的影響，擬合出了殘余滑移量計(jì)算公式.王磊[9]分析了鋼筋銹蝕、鋼筋類型和直徑對(duì)鋼筋與混凝土間粘結(jié)性能的影響，得到了不同條件下粘結(jié)試件破壞模式.Kapilesh Bhargava[10]進(jìn)行了腐蝕引起的鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度退化具體的分析,提出了經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃瘮?shù)來評(píng)估鋼筋腐蝕與粘結(jié)強(qiáng)度降低的關(guān)系.

目前，對(duì)銹蝕后鋼筋與混凝土之間粘結(jié)性能的研究采用的試驗(yàn)方法是合理的，但大多集中在單一影響因素條件下進(jìn)行的研究，對(duì)于銹蝕和荷載復(fù)合作用下鋼筋與混凝土粘結(jié)強(qiáng)度退化這一領(lǐng)域的研究十分匱乏.因此本文設(shè)計(jì)了復(fù)合作用下鋼筋混凝土粘結(jié)性能的試驗(yàn)，研究了復(fù)合作用對(duì)鋼筋混凝土粘結(jié)性能的影響.

1 粘結(jié)試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

立方體混凝土試件設(shè)計(jì)尺寸為150 mm×150 mm×150 mm，為模擬工程實(shí)際，保護(hù)層厚度選擇30 mm.澆筑混凝土?xí)r，混凝土試件中添加適當(dāng)濃度5%NaCl溶液.主要試驗(yàn)試件按凝土強(qiáng)度為C30的要求進(jìn)行配比澆筑，澆筑完成后養(yǎng)護(hù)28 d.養(yǎng)護(hù)后實(shí)測混凝土抗壓強(qiáng)度平均值為29.86 MPa.經(jīng)試驗(yàn)確定的混凝土配合比情況見表1.鋼筋選用直徑18 mm的變形鋼筋，測得變形鋼筋的初始屈服強(qiáng)度平均值為245.7 MPa.

表1 試件混凝土配合比

為避免局部應(yīng)力過大導(dǎo)致試件破壞，本試驗(yàn)選取內(nèi)徑為22 mm的PVC塑料管套裹在鋼筋的加載端，并在鋼筋與PVC管的空隙中填充環(huán)氧樹脂，以此模擬無粘結(jié)段.變形鋼筋試件的無結(jié)段長度設(shè)為50 mm，粘結(jié)段長度共100 mm，如圖1所示.

圖1 變形鋼筋拔出試件(單位：mm)Fig.1 Pull-out of the deformed bar specimen(unit: mm)

1.2 拉拔試驗(yàn)設(shè)計(jì)

為了準(zhǔn)確獲得荷載作用下鋼筋應(yīng)變分布，在混凝土澆筑前，采用線切割法將鋼筋對(duì)半切開，并在所切割的鋼筋內(nèi)部開槽，凹槽尺寸為3 mm×6 mm，在槽內(nèi)均勻粘貼應(yīng)變片.每側(cè)對(duì)稱布置三個(gè)電阻應(yīng)變片，間距為30 mm，用細(xì)徑導(dǎo)線從鋼筋內(nèi)部引出，以便應(yīng)變數(shù)據(jù)測量.應(yīng)變片布置如圖2所示.粘結(jié)固定應(yīng)變片后將環(huán)氧樹脂灌入凹槽，以保證應(yīng)變片正常工作.

圖2 槽內(nèi)應(yīng)變片布置Fig.2 Groove strain gauge layout

疲勞及拉拔試驗(yàn)在300 kN的電液式脈動(dòng)試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載及腐蝕試驗(yàn)裝置如圖3所示.

圖3 疲勞荷載與銹蝕復(fù)合作用試驗(yàn)裝置Fig.3 Composite test device for fatigue loading and corrosion

2 試驗(yàn)參數(shù)設(shè)計(jì)

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)試件的極限荷載，循環(huán)應(yīng)力設(shè)計(jì)值取10～30 kN，對(duì)3個(gè)標(biāo)準(zhǔn)試件進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，測得試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.

表2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果

參考已有研究成果[11-12],本次試驗(yàn)疲勞組加載波形為正弦波，以標(biāo)準(zhǔn)試件的平均疲勞壽命的15%、30%、45%作為預(yù)設(shè)疲勞循環(huán)次數(shù)，即三個(gè)試驗(yàn)組分別設(shè)為：14萬次，28萬次，42萬次；銹蝕組試件進(jìn)行通電加速銹蝕，通過控制電流大小及通電時(shí)間使三組銹蝕率分別為：3%，6%，9%；復(fù)合作用組取疲勞及銹蝕作用組合值，并控制加載頻率及電流大小以使預(yù)設(shè)疲勞次數(shù)和銹蝕率同時(shí)滿足試驗(yàn)要求，各組試件設(shè)計(jì)預(yù)設(shè)損傷值如表3所示.

表3 試驗(yàn)損傷預(yù)設(shè)值

當(dāng)試件達(dá)到預(yù)設(shè)損傷值后，在加載端放置百分表，并采取逐級(jí)加載的方式測得各組試件的應(yīng)變與滑移值.試驗(yàn)每組各澆筑3個(gè)試件，本文試驗(yàn)結(jié)果均為三個(gè)試件的平均值.試驗(yàn)結(jié)束后，在忽略不均勻銹蝕的前提下，采用質(zhì)量損失法來測得鋼筋實(shí)際銹蝕率，鋼筋銹蝕率誤差均在10%以內(nèi).試件銹蝕情況如圖4所示，銹蝕率依次分別為3%、6%、9%.

圖4 鋼筋銹蝕情況Fig.4 Corrosion of steel bar

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 粘結(jié)應(yīng)力的分布

本次試驗(yàn)采用有限差分法[13]計(jì)算試驗(yàn)各工況下所得鋼筋應(yīng)變數(shù)據(jù)，得出試驗(yàn)試件粘結(jié)段內(nèi)各位置的應(yīng)力值.以各試驗(yàn)組分級(jí)加載下計(jì)算所得粘結(jié)應(yīng)力與的試驗(yàn)測得的滑移值，取平均值繪制粘結(jié)應(yīng)力沿錨固長度分布圖如圖5所示.

圖5 不同條件下粘結(jié)應(yīng)力分布Fig.5 Bond stress distribution under different conditions

(1)對(duì)于僅在疲勞作用下的試件，由于疲勞循環(huán)次數(shù)較少時(shí)對(duì)接觸面的損傷較小，導(dǎo)致粘結(jié)應(yīng)力最大值出現(xiàn)在近加載端.但隨著預(yù)加疲勞循環(huán)次數(shù)增加，鋼筋不斷擠壓肋前混凝土導(dǎo)致近加載端鋼筋周圍逐漸出現(xiàn)順筋裂紋，粘結(jié)性能逐步退化，相比預(yù)加疲勞次數(shù)較少的試件，粘結(jié)應(yīng)力由加載端向自由端傳遞的速度逐漸加快.

(2)對(duì)于僅在銹蝕作用下的試件，由于銹蝕程度較低，粘結(jié)中段的應(yīng)變增長速度滯后于近加載端，因此，應(yīng)變曲線出現(xiàn)明顯臺(tái)階狀；但隨著銹蝕程度增加，粘結(jié)應(yīng)力迅速向自由端傳遞，近自由端的粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到最大值，此時(shí)充分發(fā)揮了自由端的粘結(jié)力，同時(shí)粘結(jié)中段至自由端的粘結(jié)應(yīng)力增長速度變緩，臺(tái)階逐漸消失，分析其原因是鋼筋的銹蝕產(chǎn)物充分發(fā)揮了其膨脹產(chǎn)生的徑向力，導(dǎo)致粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到極值.但隨著銹蝕程度增加，銹蝕產(chǎn)物逐漸剝落，粘結(jié)應(yīng)力開始迅速下降，且下降速度遠(yuǎn)大于疲勞組試件.

(3)單一影響因素作用下的試件粘結(jié)應(yīng)力分布基本呈“單峰”狀，復(fù)合工況下試件的粘結(jié)應(yīng)力分布出現(xiàn)兩次極值，粘結(jié)應(yīng)力分布曲線呈“雙峰 狀；相較于僅在疲勞或銹蝕的單一影響因素下的粘結(jié)應(yīng)力，復(fù)合作用后粘結(jié)應(yīng)力分別下降了約37.14%(對(duì)比疲勞組)、54.23%(對(duì)比銹蝕組).進(jìn)一步分析產(chǎn)生雙峰現(xiàn)象的原因是由于在疲勞荷載循環(huán)的同時(shí)，鋼筋受到氯離子的侵蝕的作用，銹蝕產(chǎn)物的膨脹作用導(dǎo)致裂紋更早的萌發(fā)，因此錨固中段的粘結(jié)剛度迅速降低，出現(xiàn)第一次粘結(jié)應(yīng)力極值.同時(shí)自由端鋼筋一直處于負(fù)載狀態(tài)，使得自由端的粘結(jié)強(qiáng)度得到小幅度強(qiáng)化，這導(dǎo)致了第二次極值的出現(xiàn).

3.2 粘結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

根據(jù)有限元差分法計(jì)算得到粘結(jié)應(yīng)力，同時(shí)根據(jù)實(shí)測自由端滑移值，繪出粘結(jié)應(yīng)力滑移曲線如圖6所示.

(1)從圖6(a)中發(fā)現(xiàn)，鋼筋混凝土試件在預(yù)加荷載循環(huán)作用后其本構(gòu)關(guān)系沒有太大改變.粘結(jié)應(yīng)力退化過程仍然分為三個(gè)階段：彈性階段、強(qiáng)化階段、破壞階段.試件在承受疲勞循環(huán)荷載時(shí)，當(dāng)荷載達(dá)到最大值時(shí)，鋼筋會(huì)混凝土造成擠壓作用并產(chǎn)生相對(duì)滑動(dòng)，導(dǎo)致裂縫萌發(fā).當(dāng)荷載降至最小值時(shí)，試件的擠壓狀態(tài)得到一定恢復(fù)，以此往復(fù)循環(huán)，最終形成一個(gè)較為光滑區(qū)域，因此，承受疲勞次數(shù)較多的試件滑移值增長較快.當(dāng)該光滑區(qū)域的粘結(jié)強(qiáng)度不足以抵抗加載端傳遞而來的拉力時(shí)鋼筋被拔出，并且在強(qiáng)化階段三組試件的曲線斜率出現(xiàn)了一定的差別.

圖6 不同條件下粘結(jié)應(yīng)力-滑移曲線Fig.6 Bond stress-slip curve under different conditions

(2)相較于參考試件，C-3試件粘結(jié)強(qiáng)度達(dá)到1.53 MPa時(shí)開始出現(xiàn)相對(duì)滑移，初始粘結(jié)強(qiáng)度增加了8.9%.這是由于銹蝕產(chǎn)物膨脹，增加了鋼筋與混凝土的摩擦力，使得其粘結(jié)強(qiáng)度略有提高.當(dāng)滑移達(dá)到0.23 mm時(shí)，試件逐漸出現(xiàn)裂紋，裂紋首先發(fā)生在加載端，隨著荷載等級(jí)提高，裂紋逐漸向自由端延伸，粘結(jié)應(yīng)力急劇下降.隨著腐蝕程度的提高，銹蝕產(chǎn)物膨脹導(dǎo)致鋼筋徑向力增加，加速了裂紋的發(fā)展，逐漸脫落的銹蝕產(chǎn)物開始進(jìn)入裂紋縫隙中，膨脹產(chǎn)生的徑向力逐漸消失，同時(shí)，由于鋼筋橫肋的銹蝕導(dǎo)致鋼筋與混凝土間的機(jī)械咬合力迅速衰減，使得極限粘結(jié)應(yīng)力大幅度降低.從試驗(yàn)結(jié)果來看，當(dāng)銹蝕率達(dá)到9%時(shí)，初始粘結(jié)強(qiáng)度和破壞時(shí)的滑移值較其他兩組試件(C-3/C-6)有一定程度下降.初始粘結(jié)強(qiáng)度約為另兩組的11.9%、16.8%；破壞時(shí)的滑移約為兩組的78.7%、87.6%.粘結(jié)滑移曲線由參考試件原有的三個(gè)階段變?yōu)閮蓚€(gè)階段：彈性階段和強(qiáng)化階段.由此可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)鋼筋混凝土試件銹蝕嚴(yán)重時(shí)，鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)力下降速度較快，發(fā)生較小的位移時(shí)試件即會(huì)達(dá)到破壞狀態(tài).

(3)相較單一影響因素的情況，復(fù)合作用后試件粘結(jié)滑移曲線有較大的改變.對(duì)于復(fù)合作用下的試件，隨著銹蝕程度和疲勞次數(shù)的增加，極限粘結(jié)應(yīng)力較單一因素下(以疲勞組為例)分別下降了10.1%、15.7%、34.6%.隨著荷載等級(jí)的增加，滑移量逐步增大，對(duì)于FC-3試件，當(dāng)滑移值達(dá)到0.78 mm時(shí)，粘結(jié)強(qiáng)度達(dá)到極限粘結(jié)強(qiáng)度，隨后出現(xiàn)劈裂跡象，粘結(jié)強(qiáng)度急劇下降，當(dāng)滑移為0.96 mm時(shí)，試件發(fā)生劈裂破壞(見圖7).對(duì)于FC-6和FC-9試件，其粘結(jié)滑移曲線未出現(xiàn)破壞階段，即在達(dá)到極限粘結(jié)強(qiáng)度后直接發(fā)生剪切破壞(見圖8)，且破壞時(shí)的滑移量隨銹蝕率及疲勞作用次數(shù)的增加而降低.相較單一因素作用下(以銹蝕組為例)，破壞時(shí)滑移分別下降了11.80%、12.2%、6.2%.其原因?yàn)樵谄诤奢d作用下，變形鋼筋肋紋的斜上方逐漸產(chǎn)生微裂紋，隨著疲勞次數(shù)的增加，裂紋不斷向混凝土表面延伸，氯離子通過微裂紋形成的通道直接進(jìn)入混凝土內(nèi)部，氯離子擴(kuò)散這一過程被迅速實(shí)現(xiàn)，進(jìn)而加速了鋼筋銹蝕的速率.在鋼筋銹蝕后，銹蝕產(chǎn)物進(jìn)入裂縫，銹蝕產(chǎn)物填充了縫隙使疲勞荷載更直接的傳遞到裂縫處，導(dǎo)致裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展，因此在疲勞與銹蝕復(fù)合作用下，粘結(jié)性能退化速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于單一因素作用.由此可以發(fā)現(xiàn)，復(fù)合作用中的兩種因素之間具有放大效應(yīng)，這加速了鋼筋混凝土試件粘結(jié)性能的劣化.進(jìn)一步分析，對(duì)比C-9與FC-9破壞時(shí)的滑移量發(fā)現(xiàn)，該組降幅與另兩組相比較小.其原因是當(dāng)銹蝕率達(dá)到一定程度，較小的滑移即會(huì)發(fā)生拔出破壞，由此說明鋼筋混凝土試件粘結(jié)強(qiáng)度對(duì)銹蝕因素更加敏感.

不同影響因素下試件的破壞形態(tài)有一定差別，疲勞荷載多次循環(huán)后在加載端的初始階段的小裂縫最終形成了貫穿整個(gè)試件的大裂縫，甚至有部分試件由鋼筋位置向混凝土四周崩裂成多個(gè)小塊，并伴隨有較大的響聲；銹蝕鋼筋試件并沒有發(fā)生劈裂破壞，同時(shí)也沒有清脆的響聲，而是鋼筋拔出時(shí)伴隨著悶響的剪切破壞.

圖7 劈裂破壞形態(tài)Fig.7 Splitting failure morphology

圖8 剪切破壞形態(tài)Fig.8 Shear failure morphology

4 結(jié)論

(1)復(fù)合作用對(duì)粘結(jié)性能的劣化具有放大效應(yīng)，疲勞作用加快裂紋的發(fā)展，使氯離子加速侵入試件；鋼筋的銹蝕膨脹又使裂紋進(jìn)一步拓展，最終加速粘結(jié)性能的退化，復(fù)合作用下粘結(jié)應(yīng)力較單一因素作用時(shí)下降最高值達(dá)34.6%.

(2)在銹蝕疲勞復(fù)合作用下，鋼筋混凝土試件破壞模式大致可分為兩類：劈裂破壞與剪切破壞.試件對(duì)銹蝕因素較為敏感，當(dāng)銹蝕率達(dá)到6%時(shí)，破壞模式多為剪切破壞.同時(shí)粘結(jié)滑移曲線由三階段變?yōu)閮蓚€(gè)階段：彈性階段和強(qiáng)化階段.

(3)單一因素作用下，試件的粘結(jié)應(yīng)力沿錨固長度分布基本呈“單峰”狀，而在復(fù)合作用下，應(yīng)力分布曲線呈“雙峰”狀，即粘結(jié)應(yīng)力出現(xiàn)兩次極值.

(4)疲勞與銹蝕作用的相關(guān)性值得進(jìn)一步研究；在工程實(shí)際應(yīng)用中，應(yīng)注意調(diào)整混凝土配合比或添加劑以增強(qiáng)鋼筋與混凝土間的粘結(jié)強(qiáng)度，并合理設(shè)置保護(hù)層厚度.