鋼筋銹蝕對混凝土梁破壞模式影響的試驗研究＊

衛(wèi) 軍，張 萌，董榮珍，李 沛，余志武

（中南大學(xué) 土木建筑學(xué)院，湖南 長沙 410075）

在嚴酷的服役條件下，特別是暴露于海洋環(huán)境及嚴寒地區(qū)的除冰鹽環(huán)境中，混凝土結(jié)構(gòu)中的鋼筋銹蝕往往難以避免.鋼筋銹蝕將導(dǎo)致混凝土梁承載性能的劣化.已有許多學(xué)者開展了鋼筋銹蝕對混凝土梁正截面受彎承載性能影響的研究，建立了考慮鋼筋有效截面積的減少和力學(xué)性能的退化、保護層銹脹剝落及粘結(jié)性能的退化等因素的銹蝕混凝土梁正截面受彎承載力計算模型.而銹蝕混凝土梁的彎剪區(qū)受力復(fù)雜，鋼筋銹蝕對混凝土梁受剪性能的影響機理更為復(fù)雜，也有一些學(xué)者進行了銹蝕混凝土梁斜截面受剪性能的理論和試驗研究[1－3]，結(jié)果表明，箍筋銹蝕率、縱筋銹蝕率、粘結(jié)性能退化程度及剪跨比是控制銹蝕混凝土梁受剪性能退化的主要因素，Higgins、徐善華學(xué)者分別提出了各自的銹蝕混凝土梁受剪承載力計算模型.

盡管目前人們對銹蝕混凝土梁的受彎及受剪性能退化規(guī)律有了一定的認識，但是研究深度不夠，主要側(cè)重在鋼筋銹蝕對構(gòu)件的承載力的影響方面.基于這種局面，本文開展了箍筋和縱筋銹蝕的混凝土梁破壞模式及綜合承載性能的試驗研究，以更加深入地揭示鋼筋銹蝕對混凝土梁構(gòu)件的抗剪性能的影響規(guī)律.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

為了研究彎剪區(qū)縱筋及箍筋銹蝕對混凝土梁的受彎及受剪承載性能退化的影響，參照我國原來規(guī)范GB 50010－2002《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》[4]進行了試件的配筋設(shè)計，最后在試驗結(jié)果分析階段又按照現(xiàn)行規(guī)范《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》GB 50010－2010[5]進行了設(shè)計復(fù)核.由于本文研究的重點是彎剪區(qū)的承載性能，這里按照強彎弱剪設(shè)計原則（即鋼筋未銹蝕時，最終為斜截面抗剪破壞）進行.設(shè)計了兩種剪跨比和兩種箍筋間距的4組21根鋼筋混凝土梁試件，每組由1根不銹蝕的對比梁試件和若干根不同程度銹蝕的混凝土梁試件組成，具體設(shè)計參數(shù)如表1所示.設(shè)計混凝土強度等級為C30，試件制作時預(yù)留混凝土標準立方體試塊自然養(yǎng)護28d，實測的混凝土立方體抗壓強度為49.8MPa，縱筋的混凝土保護層厚度為25mm，縱筋采用公稱直徑為20mm的HRB335級鋼筋，實測屈服強度為355MPa，架立筋及箍筋分別采用公稱直徑為10mm及6mm的HPB235級鋼筋，實測屈服強度為275MPa，試件的配筋如圖1所示.

表1 試件設(shè)計參數(shù)Tab.1 Design parameters of test specimens

1.2 混凝土內(nèi)鋼筋的銹蝕

圖1 試件配筋示意圖（mm）Fig.1 Details of the beam specimen（mm）

采用半干法通電的方式進行縱筋和箍筋的快速銹蝕，如圖2所示.首先將澆筑成型的試件置于質(zhì)量百分比為5%NaCl溶液中浸泡1個月，使試件內(nèi)混凝土充分飽和并具備良好的導(dǎo)電性能；然后設(shè)定直流電源的電流密度icorr＝0.2mA／cm2，采用施加直流電進行試件內(nèi)鋼筋的快速通電銹蝕.縱筋及箍筋的銹蝕程度按照法拉第定律估算的通電時間和試件表面的銹脹裂縫寬度進行雙重控制.試件內(nèi)真實的鋼筋銹蝕程度，需要根據(jù)靜載試驗完成后將試件破開取出鋼筋，按照標準試驗方法[6]進行酸洗、稱重，計算得出鋼筋銹蝕率進行評價，結(jié)果見表2.

表2 試驗結(jié)果Tab.2 Summary of experimental responses

1.3 銹蝕混凝土梁的加載

銹蝕達到預(yù)定程度后，依據(jù)GB／T 50152－92《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準》[7]規(guī)定的程序，對試件進行兩點對稱加載的靜載試驗，試驗裝置及測點布置如圖3所示.其中a為剪跨，對于λ＝2和λ＝3的試件，a分別取為570mm和855mm.試件預(yù)載后，以10kN為一加載等級進行分級加載，當(dāng)荷載接近試件破壞荷載時，則以5kN為加載等級.加載間隔不少于10min，在試件接近破壞時不少于15min.當(dāng)壓力傳感器指示荷載不再增加時，即認為荷載水平達到試件的破壞荷載.

圖2 試件的通電加速銹蝕示意圖Fig.2 Schematic representation of accelerated corrosion test setup

圖3 銹蝕試件的加載示意圖（mm）Fig.3 Loading test arrangement（mm）

2 試驗現(xiàn)象及結(jié)果分析

2.1 試驗現(xiàn)象

試件在通電加速銹蝕至預(yù)定銹蝕程度的過程中，隨著鋼筋銹蝕程度的增大，其表面逐漸出現(xiàn)銹脹裂縫.試驗過程中不僅在銹蝕試件出現(xiàn)了由于縱筋銹蝕引起的縱向順筋裂縫，而且出現(xiàn)了由于箍筋銹蝕引起的橫向銹脹裂縫，典型構(gòu)件的銹脹裂縫如圖4所示.

圖4 典型銹蝕混凝土梁試件的銹脹裂縫分布Fig.4 Crack distribution of corroded reinforced concrete beam specimen

銹蝕混凝土梁試件從開始加載至最終破壞歷經(jīng)了如下3個階段：

1）荷載水平較低時，試件內(nèi)未出現(xiàn)受力裂縫；

2）隨著荷載的增大，試件跨中純彎段和靠近支座的彎剪段底部相繼出現(xiàn)與縱筋垂直的受拉裂縫，受拉裂縫寬度伴隨荷載的增大而向上延伸，彎剪裂縫向加載點延伸；

3）縱筋及箍筋銹蝕率不同的梁，在荷載繼續(xù)增加后，出現(xiàn)3種不同的破壞現(xiàn)象：（?。┊?dāng)縱筋及箍筋銹蝕率較小時，試件純彎段受拉裂縫隨著荷載增大而向上延伸，而彎剪裂縫向加載點延伸緩慢或停滯，而荷載繼續(xù)增大，一條主要受拉裂縫寬度明顯增大，并向上延伸，跨中混凝土逐漸被壓碎剝落，即梁發(fā)生彎曲破壞，如圖5（a）所示；（ⅱ）當(dāng)縱筋及箍筋銹蝕率較大時，純彎段受拉裂縫向上延伸緩慢或停滯，彎剪裂縫由梁底繼續(xù)向加載點斜向延伸，逐漸形成臨界剪切斜裂縫，荷載繼續(xù)增大，臨界裂縫繼續(xù)向加載點延伸，寬度繼續(xù)增大，達到極限荷載時，箍筋屈服甚至被拉斷，試件剪壓區(qū)混凝土開始被壓縮，即試件發(fā)生剪壓破壞，如圖5（b）所示；（ⅲ）當(dāng)縱筋及箍筋銹蝕率更大時，試件彎剪區(qū)出現(xiàn)的剪切斜裂縫很快發(fā)展至梁頂，臨界裂縫將彎剪段梁體斜劈成兩半，同時梁底沿縱筋產(chǎn)生劈裂裂縫，保護層剝落，破壞時縱筋滑移明顯，而剪壓區(qū)混凝土并未壓碎，本文將這種破壞形態(tài)定義為剪切－粘結(jié)破壞，如圖5（c）所示.

2.2 試驗結(jié)果分析與討論

采用上述試驗方法，得出的銹蝕混凝土梁試件的試驗結(jié)果匯總?cè)绫?所示.由表2可以看出：

1）對于相同剪跨比、相同縱向配筋率的鋼筋混凝土梁構(gòu)件，縱筋和箍筋的銹蝕會導(dǎo)致其破壞模式發(fā)生轉(zhuǎn)變.未銹蝕時發(fā)生彎曲破壞的梁，隨著縱筋、箍筋銹蝕程度的發(fā)展，可能依次出現(xiàn)向剪壓、剪切－粘結(jié)破壞轉(zhuǎn)變；未銹蝕時發(fā)生剪壓破壞的梁，隨著縱筋、箍筋銹蝕程度的發(fā)展，可能出現(xiàn)向剪切－粘結(jié)破壞轉(zhuǎn)變；箍筋間距偏大時，鋼筋銹蝕較小的情況下破壞形態(tài)即發(fā)生轉(zhuǎn)變，而箍筋間距120mm的試件則能承受相對較大的鋼筋銹蝕程度而不發(fā)生破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變；

圖5 典型銹蝕混凝土梁試件的破環(huán)現(xiàn)象Fig.5 Failure mold of corroded reinforced concrete beam specimen

2）隨著縱筋及箍筋銹蝕率的增大，試件的承載能力顯著下降.而在箍筋銹蝕率相同的情況下，隨著縱筋銹蝕率的增大（如2（120）4和2（120）5兩根梁），試件的受剪承載能力也出現(xiàn)了明顯的降低.可見，縱筋銹蝕也會對構(gòu)件的受剪承載力產(chǎn)生不利影響.

3 銹蝕構(gòu)件受剪承載力分析

鋼筋銹蝕影響鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)協(xié)同工作性能，當(dāng)承受彎剪荷載時，鋼筋因銹蝕而背離其初始狀態(tài)，同時因鋼筋銹蝕使用鋼筋混凝土界面狀態(tài)改變，使得梁構(gòu)件整體力學(xué)行為背離其最初設(shè)計狀態(tài).

3.1 非銹蝕構(gòu)件受剪承載力

鑒于受彎構(gòu)件受剪承載機理的復(fù)雜性，目前各國規(guī)范斜截面受剪承載力公式相差較大.為了便于分析，我們參照中國規(guī)范 GB 50010－2010[5]受剪承載力設(shè)計公式的設(shè)立模式，考慮縱筋抗剪貢獻，通過對本試驗及F.J.vecchio，Gonzalez等[8－9]人的相關(guān)40組試驗結(jié)果進行回歸，建立非銹蝕試件的受剪承載力計算公式：

式中：λ為剪跨比；ft為混凝土抗拉強度；b為試件截面寬度；h0為試件截面有效高度；ρs為縱筋配筋率；fyv為箍筋屈服強度；ρsv為箍筋配筋率.

該式的計算值與實測值比值的平均值0.994，變異系數(shù)0.141，可見公式的準確度基本滿足要求.

3.2 銹蝕構(gòu)件受剪承載力

考慮梁內(nèi)縱筋及箍筋銹蝕的影響，基于彎剪區(qū)的平衡條件，建立銹蝕試件的抗剪承載力計算公式如下：

式中：κs為銹蝕引起的粘結(jié)退化系數(shù)[10－11]；ηs為縱筋銹蝕率；ηsv為箍筋銹蝕率；其余符號含義同上.

通過對銹蝕鋼筋粘結(jié)滑移試驗數(shù)據(jù)進行數(shù)據(jù)分析[12]，鋼筋銹蝕程度較小時，對鋼筋混凝土界面性能不但不會削弱，反而會增強界面能，使鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)整體力學(xué)行為有所改善，但當(dāng)鋼筋銹蝕程度較大時，即有可能產(chǎn)生粘結(jié)滑移問題，相關(guān)文獻[13]試驗研究表明，4%的鋼筋銹蝕率是鋼筋混凝土界面性能轉(zhuǎn)變的拐點，因此，銹蝕鋼筋與混凝土的粘結(jié)退化系數(shù)κs可按式（3）計算：

式中：ηs以小數(shù)形式代入計算，公示擬合結(jié)果R2＝0.802，離差σ＝0.09.

為驗證式（2）的普遍適用性，采用文獻[14]中剪跨比為2，1.5，1.8，2.2的4組共10根不同箍筋銹蝕率、不同縱筋銹蝕率的梁的試驗結(jié)果對式（2）進行校核.結(jié)果可知，式（2）計算值與實測值比值的平均值為1.064，變異系數(shù)為0.102.由此表明，式（2）有較好的精度，可以用來推算銹蝕構(gòu)件的剪切承載能力，作為本研究判斷構(gòu)件破壞轉(zhuǎn)型臨界條件的基礎(chǔ).

4 鋼筋銹蝕對構(gòu)件破壞形態(tài)的影響

銹蝕混凝土梁的破壞模式受到剪跨比、箍筋銹蝕率、縱筋銹蝕率及銹蝕引起的粘結(jié)退化系數(shù)等眾多因素的影響.鑒于規(guī)范要求工程實踐中構(gòu)件的設(shè)計應(yīng)發(fā)生剪壓破壞，故本文試驗及分析中選取λ＝2和λ＝3兩組具有控制意義的剪跨比，并主要針對鋼筋銹蝕對構(gòu)件破壞形態(tài)的影響展開研究.

4.1 彎曲向剪切破壞的轉(zhuǎn)變

試驗研究發(fā)現(xiàn)，試件的受彎承載力M與縱筋銹蝕率ηs之間存在較好的相關(guān)性.根據(jù)本文實驗結(jié)果及金偉良[15]等人試驗結(jié)果的回歸分析，試件的受彎承載力為：

式中：M0為未銹蝕構(gòu)件的受彎承載力.式（4）的計算值與實測值比值的平均值為1.007，變異系數(shù)為0.052，可見公式的準確度滿足要求.顯然，試件由彎曲向剪切破壞的轉(zhuǎn)變，實際上是由式（2）確定的受剪承載力Vu與根據(jù)梁彎剪跨內(nèi)平衡條件與彎矩關(guān)系確定的受剪承載力V＝M／λh0之間大小關(guān)系的轉(zhuǎn)變決定的.故：

式（5）為隨縱筋、箍筋銹蝕程度的變化，試件由彎曲破壞向剪切破壞形態(tài)的轉(zhuǎn)變界限.

根據(jù)式（2），式（4），式（5）可用式（6）具體表示為：

由此可知，當(dāng)構(gòu)件實際的抗剪能力大于發(fā)生彎曲破壞時所產(chǎn)生的剪切強度即滿足式（7（a））時，試件發(fā)生彎曲破壞；當(dāng)構(gòu)件實際的抗剪能力小于發(fā)生彎曲破壞時所產(chǎn)生的剪切強度即滿足式（7（b））時，試件發(fā)生剪切破壞.

4.2 剪壓向剪切－粘結(jié)破壞的轉(zhuǎn)變

對于發(fā)生剪切破壞的試件，當(dāng)縱筋與混凝土間的粘結(jié)強度不足以保證縱筋和箍筋協(xié)同工作時，縱筋粘結(jié)失效，在試件破壞階段，縱筋被緩緩拔出，彎剪段如同機構(gòu)一樣轉(zhuǎn)動，因此，銹蝕縱筋臨界粘結(jié)強度是剪壓破壞向剪切－粘結(jié)破壞轉(zhuǎn)變的控制因素.根據(jù)本系列研究的有關(guān)研究成果，銹蝕縱筋臨界粘結(jié)強度Tcri的表達式為[12]：

式中，n為縱筋根數(shù)；d為縱筋直徑；ˉτ為縱筋平均極限粘結(jié)應(yīng)力；lm為縱筋有效粘結(jié)長度.

同理，試件由剪壓破壞向剪切－粘結(jié)破壞的轉(zhuǎn)變，實際上是由式（2）確定的剪切強度Vu與根據(jù)梁彎剪跨內(nèi)平衡條件與剪力關(guān)系確定的剪切強度V＝ηT／λ之間大小關(guān)系的轉(zhuǎn)變決定的.根據(jù)粘結(jié)平衡關(guān)系，縱筋粘結(jié)強度始終與縱筋內(nèi)拉力保持平衡，即Tcri＝T.故：

式（9）為隨縱筋、箍筋銹蝕程度的變化，試件由剪壓破壞向剪切－粘結(jié)破壞形態(tài)的轉(zhuǎn)變界限.由式（3）可知，ηs≤4%時，混凝土與鋼筋的粘結(jié)系數(shù)大于1且隨ηs的增大而增大，故ηs＞4% 考慮時的轉(zhuǎn)變界限.根據(jù)式（2）、式（8）、式（9）可用式（10）具體表示為：

由此可知，當(dāng)構(gòu)件臨界粘結(jié)強度大于試件破壞時的縱筋拉力即滿足式（11（a））時，試件發(fā)生剪壓破壞；當(dāng)構(gòu)件臨界粘結(jié)強度小于試件破壞時的縱筋拉力即滿足式（11（b））時，試件發(fā)生粘結(jié)－剪壓破壞.

4.3 破壞形態(tài)區(qū)域

依據(jù)上述鋼筋銹蝕程度對混凝土梁破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變的影響分析，分別計算式（6）和式（10），可劃分破壞形態(tài)區(qū)域如圖6所示，并同時將本文試驗數(shù)據(jù)見圖6中.

由圖6可知，不同剪跨比下鋼筋銹蝕對混凝土受彎構(gòu)件破壞模式區(qū)域劃分有不同影響：

1）縱筋銹蝕率在4%以內(nèi)時，縱筋銹蝕程度較低，縱筋與混凝土之間的粘結(jié)性能略有提高且縱筋具有足夠的錨固，故無論λ＝2或λ＝3，隨著箍筋銹蝕率的逐漸增大，試件的受剪承載力逐漸降低，可能發(fā)生由彎曲破壞向剪壓破壞轉(zhuǎn)變；

2）對于λ＝3且S＝120的試件，箍筋銹蝕率較低（如ηsv＜16%）且縱筋銹蝕率也較低時，試件將發(fā)生彎曲破壞；隨著縱筋銹蝕率的增加，縱筋銹蝕率大于4%時，銹蝕縱筋與混凝土之間的粘結(jié)性能逐漸降低，外荷載作用下當(dāng)縱筋拉力超過銹蝕鋼筋與混凝土的臨界粘結(jié)力時，試件將出現(xiàn)由彎曲破壞向粘結(jié)—剪壓破壞轉(zhuǎn)變；當(dāng)箍筋銹蝕率較大（如ηsv＞16%）時，試件的受剪承載力顯著退化，并下降至試件正截面受彎破壞對應(yīng)的極限荷載以下而起控制作用，此時隨著縱筋銹蝕程度的增大，試件將出現(xiàn)由剪壓破壞向粘結(jié)—剪壓破壞轉(zhuǎn)變；而由圖6（a）和圖6（c）可知，相同配筋率下不同配箍率對破壞轉(zhuǎn)型的劃分也有影響.

圖6 破壞轉(zhuǎn)型分界示意圖Fig.6 Damage transformation boundary

3）對于λ＝2的試件，當(dāng)箍筋銹蝕率ηsv＜20%時，試件可能出現(xiàn)由彎曲破壞向粘結(jié)－剪壓破壞轉(zhuǎn)變；當(dāng)箍筋銹蝕率ηsv＞20%時，試件則可能出現(xiàn)由剪壓破壞向粘結(jié)－剪壓破壞轉(zhuǎn)變.

4）試驗結(jié)果與理論分析得出的破壞形態(tài)的分區(qū)比較表明，二者吻合較好，可見本文建立的分析模型能較好地反映鋼筋銹蝕對試件破壞形態(tài)的影響.

需要指出的是，本文試驗及分析中主要針對λ＝2和λ＝3的試件展開研究，實際工程中剪跨比變化的條件下，也可以采用類似的方法分析縱筋及箍筋銹蝕對混凝土梁破壞形態(tài)的影響.

5 結(jié) 論

通過鋼筋銹蝕對混凝土梁破壞形態(tài)影響的試驗和理論研究，本文得出的主要結(jié)論如下：

1）試驗結(jié)果表明，當(dāng)鋼筋銹蝕率較大時，鋼筋銹蝕不僅會引起混凝土構(gòu)件的承載能力的顯著下降，而且會導(dǎo)致其破壞形態(tài)的轉(zhuǎn)變.在相同剪跨比和相同配筋率的情況下，未銹蝕時發(fā)生彎曲破壞的梁，隨著縱筋、箍筋銹蝕程度的發(fā)展，則可能出現(xiàn)向剪壓、剪切－粘結(jié)破壞轉(zhuǎn)變.這意味著對于有耐久性要求的混凝土構(gòu)件，為了防止由于鋼筋銹蝕而產(chǎn)生的破壞模式轉(zhuǎn)變，應(yīng)對構(gòu)件建立相應(yīng)的配筋率和配箍率的限定取值.

2）考慮梁內(nèi)縱筋及箍筋銹蝕的影響，本文首先基于彎剪區(qū)的平衡條件建立了銹蝕混凝土梁受剪承載力的計算公式；并據(jù)此提出了考慮剪跨比、箍筋及縱筋銹蝕率、粘結(jié)退化系數(shù)等因素影響的銹蝕混凝土梁的破壞模式轉(zhuǎn)變的分析模型.繪出了基于縱筋銹蝕率、箍筋銹蝕率及剪跨比的梁破壞形態(tài)區(qū)域分布圖，與試驗結(jié)果對比，吻合較好.借此可根據(jù)鋼筋銹蝕狀態(tài)的檢測結(jié)果，對銹蝕構(gòu)件的破壞模式等進行估算.

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