近海鹽霧區(qū)鋼筋混凝土圓形截面構(gòu)件承載力退化研究

谷音，李攀

(福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福州 350108)

鋼筋混凝土圓柱暴露在氯鹽環(huán)境中，氯離子通過(guò)混凝土基質(zhì)滲透到鋼筋表面，使得鋼筋銹蝕，同時(shí)引起保護(hù)層混凝土開(kāi)裂甚至剝落[1]，從而導(dǎo)致截面承載力出現(xiàn)退化。目前，腐蝕鋼筋混凝土截面剩余承載力評(píng)估方法已被很多學(xué)者關(guān)注。Akiyma等[2]通過(guò)OpenSees有限元模型，獲得了腐蝕矩形橋墩截面承載力曲線。Tapan等[3]考慮腐蝕導(dǎo)致的鋼筋和混凝土之間粘結(jié)能力退化，通過(guò)歐拉公式來(lái)評(píng)估銹蝕鋼筋的臨界受壓屈服應(yīng)力，獲得不同腐蝕情況下鋼筋混凝土矩形截面軸力-彎矩相關(guān)曲線。Guo等[4]將矩形橋墩截面劃分為離散性纖維單元，進(jìn)一步獲得氯鹽環(huán)境下鋼筋混凝土矩形柱在不同服役期的軸力-彎矩相關(guān)曲線。目前，不同腐蝕程度下混凝土柱矩形截面剩余承載力評(píng)估方法的研究已經(jīng)相對(duì)完善。然而，已有文獻(xiàn)對(duì)圓形截面剩余承載力的研究較少。

為了確?；炷翀A柱在服役期的安全性，合理預(yù)測(cè)鋼筋混凝土圓柱開(kāi)始腐蝕時(shí)間顯得尤為重要。Colepardi等[5]考慮擴(kuò)散系數(shù)為常數(shù)，首次求解出氯離子在一維坐標(biāo)下的擴(kuò)散方程。Manget等[6]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)氯離子擴(kuò)散系數(shù)隨著時(shí)間增加而逐漸降低，可表達(dá)為時(shí)間函數(shù)，并對(duì)Colepardi等[5]提出的擴(kuò)散模型進(jìn)行更新。近年來(lái)，越來(lái)越多的學(xué)者開(kāi)始考慮截面形狀對(duì)氯離子擴(kuò)散的影響。Val等[7]采用有限差分方法對(duì)二維Fick擴(kuò)散方程進(jìn)行求解，獲得不同位置處鋼筋開(kāi)始銹蝕時(shí)間。胡守旺等[8]采用有限元軟件(Comsol Multiphysis)模擬暴露氯鹽環(huán)境下不同服役期的預(yù)應(yīng)力T梁中鋼筋表面氯離子濃度。Shafei等[9]通過(guò)利用有限元軟件模擬三維坐標(biāo)下混凝土圓柱中鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間。相比復(fù)雜的計(jì)算方法及有限元建模，簡(jiǎn)潔的數(shù)學(xué)模型更方便且更有效地預(yù)測(cè)氯離子在混凝土中擴(kuò)散。對(duì)于混凝土圓柱，Morga等[10]考慮擴(kuò)散系數(shù)為常值，采用變量分離方法對(duì)極坐標(biāo)下Fick二維擴(kuò)散方程進(jìn)行求解，獲得了圓形擴(kuò)散模型。Song等[11]指出，隨著混凝土水化作用持續(xù)發(fā)生，毛細(xì)孔率逐漸降低，擴(kuò)散系數(shù)隨著服役時(shí)間增長(zhǎng)而改變。通過(guò)對(duì)6座不同齡期普通硅酸鹽混凝土的擴(kuò)散系數(shù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析，Pack等[12]驗(yàn)證了擴(kuò)散系數(shù)強(qiáng)烈依賴(lài)服役時(shí)間。汪加梁等[13]考慮擴(kuò)散系數(shù)為時(shí)變函數(shù)，對(duì)圓形擴(kuò)散模型進(jìn)行了更新。Morga等[10]與汪加梁等[13]研究結(jié)果表明，對(duì)于混凝土圓柱，混凝土表面氯離子濃度值越小，圓形截面半徑對(duì)鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間的影響越明顯。McGee等[14]根據(jù)對(duì)位于Tasmania的1 158座橋梁的研究，結(jié)果表明，混凝土表面氯離子濃度隨著離海岸線距離增加而逐漸降低。Akiyma等[15]也指出空氣中氯離子濃度隨著海岸線距離顯著降低。由此可見(jiàn)，隨著海岸線距離增加，混凝土圓柱形狀對(duì)評(píng)估鋼筋開(kāi)始腐蝕的影響越顯著。

筆者研究了不同海岸線距離混凝土圓形截面形狀對(duì)評(píng)估鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間的影響，進(jìn)一步分析了形狀對(duì)評(píng)估截面承載能力退化率的影響，給出了更加合理評(píng)估鋼筋混凝土圓柱承載力退化率的建議。

1 鋼筋混凝土圓柱開(kāi)始腐蝕時(shí)間

1.1 氯離子擴(kuò)散模型

假設(shè)混凝土基質(zhì)為均勻材料，氯離子在圓形截面中擴(kuò)散可采用極坐標(biāo)下Fick第二定律來(lái)描述，如式(1)所示。

(1)

式中：D為氯離子擴(kuò)散系數(shù)；t為擴(kuò)散時(shí)間；C(ρ,t)為距離圓心ρ處t時(shí)刻的氯離子濃度；考慮氯離子擴(kuò)散系數(shù)為時(shí)間t的函數(shù)，如式(2)所示[6]。

(2)

式中：m為混凝土老化系數(shù)，m=2.5(w/c)-0.6，其中，w/c為水灰比；Dref為養(yǎng)護(hù)齡期tref對(duì)應(yīng)的氯離子擴(kuò)散系數(shù)，一般tref取28 d，D28可表達(dá)為D28=10-12.06+2.4(w/c)[16]。

氯離子在圓形截面擴(kuò)散中滿(mǎn)足如下假定：1)表面氯離子濃度為常值；2)截面中氯離子濃度分布滿(mǎn)足軸向?qū)ΨQ(chēng)；3)混凝土基質(zhì)中初始氯離子濃度為0。

對(duì)C(ρ,t)采用分離變量C(ρ,t)=φ(ρ)ψ(t)，結(jié)合式(2)，式(1)可更新為

(3)

對(duì)式(3)進(jìn)行變形

(4)

式(4)中，等號(hào)左側(cè)僅為變量t的函數(shù)，右側(cè)僅為ρ的函數(shù)。當(dāng)且僅當(dāng)左右兩邊的方程等于相同常數(shù)λ2時(shí)，等式(4)成立。式(4)可變形為

(5)

對(duì)方程組(5)中等式分別求解，基于氯離子在混凝土圓形截面擴(kuò)散假設(shè)，氯離子在圓形截面中的擴(kuò)散模型可更新為

Ccir(ρ,t)=

(6)

式中：C0為混凝土暴露在環(huán)境中的表面氯離子濃度；R為混凝土圓柱半徑；J0為零階貝塞爾函數(shù)；J1為一階貝塞爾函數(shù)；αn是方程J0(Rαn)=0的根。

若忽視圓形截面對(duì)氯離子擴(kuò)散的影響，評(píng)估鋼筋表面氯離子濃度時(shí)，平板擴(kuò)散模型如式(7)所示[6]。

(7)

式中：x為保護(hù)層厚度；erf為高斯誤差函數(shù)。

為了對(duì)比平板擴(kuò)散模型與圓形擴(kuò)散模型，文獻(xiàn)[17]定義了Ccir(R-x,t)/Cslab(x,t)，其中R為圓形截面半徑，分析了表面氯離子濃度C0、擴(kuò)散系數(shù)D28、老化系數(shù)m、保護(hù)層厚度x、半徑R、擴(kuò)散時(shí)間t參數(shù)對(duì)Ccir(R-x,t)/Cslab(x,t)比值的影響。通過(guò)參數(shù)分析結(jié)果，圓形擴(kuò)散模型可被簡(jiǎn)化為修正平板擴(kuò)散模型，如式(8)所示。

Ccir(x,t)=(1.8R-1.3x+1)·

(8)

平板擴(kuò)散模型評(píng)估開(kāi)始腐蝕時(shí)間Tslab，表達(dá)式為

(9)

式中：erf-1為高斯誤差反函數(shù)；Ccr為氯離子濃度閾值；C0為混凝土表面氯離子濃度。

考慮圓形截面對(duì)開(kāi)始腐蝕時(shí)間的影響，通過(guò)修正平板擴(kuò)散模型評(píng)估開(kāi)始腐蝕時(shí)間，表達(dá)式為

(10)

1.2 開(kāi)始腐蝕時(shí)間計(jì)算

為了提高結(jié)構(gòu)的使用耐久性，《混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計(jì)與施工指南》(CCES 01-2004)[18]對(duì)暴露在近海鹽霧區(qū)混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)造做出了具體規(guī)定。當(dāng)距離海岸線0.1 km內(nèi)時(shí)，為重度鹽霧區(qū)，混凝土柱的最大設(shè)計(jì)水灰比為0.36，最小保護(hù)層厚度為55 mm；當(dāng)距離海岸線0.1 km外至0.3 km內(nèi)時(shí)，為輕度鹽霧區(qū)，最大設(shè)計(jì)水灰比為0.4，最小保護(hù)層厚度為50 mm。

考慮鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)處于最易遭受氯離子腐蝕狀態(tài)，保護(hù)層厚度取最小設(shè)計(jì)值，水灰比取最大設(shè)計(jì)值。待確定參數(shù)表面氯離子濃度與濃度閾值具有較大隨機(jī)性。為了簡(jiǎn)化分析，其參數(shù)取具有一般水平的均值。根據(jù)文獻(xiàn)[19]，氯離子腐蝕的濃度閾值的均值為0.9 kg/m3，混凝土表面氯離子濃度均值為海岸線距離dcoast函數(shù)，如式(11)所示。

(11)

研究半徑為40、60、80、100 cm的鋼筋混凝土柱。通過(guò)式(9)與式(10)分別評(píng)估不同dcoast下腐蝕開(kāi)始時(shí)間，結(jié)果如圖1所示。當(dāng)dcoast超過(guò)0.1 km時(shí)，鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間隨著海岸線距離顯著增加。修正平板擴(kuò)散方程與平板擴(kuò)散方程評(píng)估開(kāi)始腐蝕時(shí)間的差值如圖2所示。當(dāng)混凝土圓柱暴露在輕度鹽霧區(qū)時(shí)，開(kāi)始腐蝕時(shí)間差值保持恒定且小于5 a，當(dāng)dcoast大于0.1 km時(shí)，該差值逐漸增加。圖2中不同dcoast所對(duì)應(yīng)的開(kāi)始腐蝕時(shí)間差值見(jiàn)表1。

圖1 海岸線距離dcoast所對(duì)應(yīng)的鋼筋腐蝕開(kāi)始時(shí)間TiFig.1 The time to corrosion initiation of RC circular column corresponding to dcoast

圖2 采用修正平板擴(kuò)散方程與平板擴(kuò)散方程所產(chǎn)生的開(kāi)始腐蝕時(shí)間差值ΔTiFig.2 The difference value between the time to corrosion initiation estimated by modified slab diffusion model and this time estimated by original slab one

表1 不同半徑下dcoast所對(duì)應(yīng)的開(kāi)始腐蝕時(shí)間差值(ΔTi/a)Table 1 The difference of the time to corrosion initiation corresponding to dcoast at a series of radius

2 腐蝕鋼筋混凝土圓柱截面承載力模型

2.1 材料性能退化模型

Du等[20]提出了腐蝕鋼筋屈服強(qiáng)度退化模型，如式(12)所示。

fy(t)=(1-0.5η(t))fy0

(12)

式中：fy(t)為腐蝕時(shí)間t鋼筋剩余屈服強(qiáng)度；fy0為未腐蝕鋼筋屈服強(qiáng)度；η(t)為t時(shí)刻鋼筋質(zhì)量損失率。

自然環(huán)境下腐蝕鋼筋主要以點(diǎn)蝕形態(tài)存在，如圖3所示。若鋼筋腐蝕形態(tài)沿長(zhǎng)度方向保持一致，η(t)可采用截面積損失率表示。

(13)

式中：D0為正常鋼筋直徑；As(t)為鋼筋剩余面積，計(jì)算模型如式(14)～式(18)所示[21]。

(14)

(15)

(16)

(17)

(18)

式中：p(t)為t時(shí)刻局部銹蝕深度，根據(jù)文獻(xiàn)[22]，具體表達(dá)式為

(19)

(20)

式中：R為局部腐蝕系數(shù)，均值為7.1。

圖3 鋼筋剩余面積計(jì)算示意圖Fig.3 Schematic diagram of resiudal corroded area bar

銹蝕產(chǎn)物的體積膨脹，導(dǎo)致保護(hù)層混凝土開(kāi)裂甚至剝落。Qi等[23]結(jié)合理論與試驗(yàn)結(jié)果，提出鋼筋腐蝕量與保護(hù)層混凝土開(kāi)裂寬度的半經(jīng)驗(yàn)與半理論模型，如式(21)～式(23)所示。

Wc=Wc1+Wc2

(21)

(22)

(23)

式中：Wc為單位長(zhǎng)度鋼筋腐蝕量；γ為鐵的密度，取為7.85 mg/mm3；ρ為體積膨脹系數(shù)，取值為3；c為保護(hù)層厚度；d為鋼筋直徑；w為保護(hù)層混凝土裂縫寬度；當(dāng)混凝土E為混凝土彈性模量；fc為混凝土28 d抗壓強(qiáng)度；α0、β0、α1、β1為修正系數(shù)。

當(dāng)鋼筋開(kāi)始腐蝕后，保護(hù)層混凝土開(kāi)裂寬度所對(duì)應(yīng)的Wc與腐蝕開(kāi)裂時(shí)間Tcr滿(mǎn)足

Wc=γp(Tcr)

(24)

式中：V為鋼筋腐蝕速率；p(Tcr)為開(kāi)裂時(shí)間Tcr所對(duì)應(yīng)的局部腐蝕深度。

當(dāng)保護(hù)層混凝土開(kāi)裂嚴(yán)重時(shí)，腐蝕速率增加，如式(25)所示[24]。

λ2(t)=(4.5-26λ1(t))λ1(t)

(25)

保護(hù)層混凝土剝落后，式(12)不再適用于評(píng)估腐蝕鋼筋抗壓強(qiáng)度。此時(shí)腐蝕鋼筋臨界受壓屈服應(yīng)力為[3]

(26)

式中：Es為腐蝕鋼筋彈性模量，腐蝕對(duì)彈模的影響可以忽略；Is(t)為t時(shí)刻腐蝕鋼筋截面慣性矩；Lexp為鋼筋暴露長(zhǎng)度。

由于Coronelli等[25]提出的保護(hù)層混凝土抗壓強(qiáng)度退化模型不適用于圓形截面，當(dāng)保護(hù)層混凝土未剝落時(shí)，假定保護(hù)層混凝土抗壓強(qiáng)度不變。根據(jù)文獻(xiàn)[26]，當(dāng)裂縫寬度到達(dá)極限值1 mm時(shí)，裂縫擴(kuò)展嚴(yán)重，可認(rèn)為保護(hù)層剝落，其抗壓強(qiáng)度為零?？紤]箍筋腐蝕對(duì)于約束混凝土的影響，在已知箍筋的剩余面積和屈服強(qiáng)度后，通過(guò)Mander模型來(lái)計(jì)算約束混凝土的抗壓強(qiáng)度。

2.2 截面承載力計(jì)算公式

如圖4所示，保護(hù)層混凝土采用拋物線本構(gòu)，保護(hù)層混凝土峰值應(yīng)力對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?yōu)?.002，極限應(yīng)變?yōu)?.003 3?？紤]鋼筋為理想彈塑性材料，采用雙線性本構(gòu)描述應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。核心混凝土采用Mander模型計(jì)算應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，細(xì)節(jié)見(jiàn)參考文獻(xiàn)[27]。

圖4 材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.4 The relationship between the stress and strain of material

對(duì)于腐蝕后圓形混凝土截面，仍滿(mǎn)足平行截面假定。圖5中，εcu為保護(hù)層混凝土極限壓應(yīng)變；xc為混凝土截面受壓高度；εsc與εst為鋼筋壓應(yīng)變與拉應(yīng)變。混凝土劃分成若干個(gè)水平層狀單元，每根鋼筋作為單獨(dú)單元處理。σco(i)為i單元處保護(hù)層混凝土抗壓強(qiáng)度，σcc(i)為i單元處核心混凝土抗壓強(qiáng)度，σsc(j)為j位置處鋼筋抗壓強(qiáng)度，σst(k)為k位置處鋼筋抗壓強(qiáng)度。當(dāng)圓形截面劃分條帶層數(shù)量較多時(shí)，每個(gè)不規(guī)則水平層狀條帶簡(jiǎn)化為矩形單元，如圖6所示。對(duì)于每個(gè)混凝土矩形單元，所提供的軸力Nc(i)與彎矩Mc(i)可表示為

(27)

(28)

Nc(i)=Nco(i)+Ncc(i)

(29)

Mc(i)=(R-id)N(i)

(30)

若劃分混凝土條帶層狀單元不包含核心混凝土?xí)r，Ncc(i)變?yōu)?，Nco(i)重新表達(dá)為

(31)

整個(gè)圓形截面軸力和彎矩的平衡條件為

(32)

(33)

式中：p為混凝土條帶層狀單元數(shù)量；m為截面受壓鋼筋數(shù)量；n為截面受拉鋼筋數(shù)量。

圖5 鋼筋混凝土圓形截面應(yīng)變-應(yīng)力分布及條帶層劃分Fig.5 The strain-stress distribution and layer element division of circular section of reinforced concrete

圖6 第i個(gè)混凝土條帶層示意圖Fig.6 Schematic diagram of the ith concrete layer element

基于Matlab，編制混凝土圓柱截面彎矩承載力計(jì)算程序。給定截面軸向荷載Np，通過(guò)圖7所示流程可得截面彎矩承載力。

圖7 計(jì)算指定軸力下截面彎矩承載力示意圖Fig.7 Flow chart of calculating bending moment capacityunder specified axial force at circular across-section

2.3 模型驗(yàn)證

《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[28]對(duì)正常圓形截面承載力計(jì)算公式進(jìn)行了詳細(xì)描述。若鋼筋腐蝕率為0，即鋼筋未發(fā)生腐蝕的情況，將規(guī)范與筆者所提出的計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比。假定鋼筋混凝土圓柱截面半徑為60 cm，保護(hù)層厚度為5 cm，截面配置24@25 mm、設(shè)計(jì)屈服強(qiáng)度為360 MPa的縱筋。箍筋采用直徑為10 mm、間距為80 mm的HPB300，設(shè)計(jì)屈服強(qiáng)度為270 MPa。混凝土抗壓強(qiáng)度分別取30、40、50 MPa。計(jì)算結(jié)果如圖8所示。需指出的是，筆者考慮了截面處于軸心受壓狀態(tài)。在軸力-彎矩相關(guān)曲線中，彎矩為零對(duì)應(yīng)為截面所能承受的最大軸力值。在彎矩為零附近未考慮水平直線段。

圖8 規(guī)范(GB50010-2010)與本文計(jì)算模型對(duì)比Fig.8 Comparison between Code (GB50010-2010) and calculation method proposed in the paper

由圖8可見(jiàn)，當(dāng)豎向軸力較小時(shí)，采用的計(jì)算方法與規(guī)范計(jì)算結(jié)果吻合很好。當(dāng)軸力增加時(shí)，混凝土受壓高度增加，所對(duì)應(yīng)的彎矩承載力大于規(guī)范計(jì)算值，這是由于規(guī)范中未考慮箍筋對(duì)核心的約束作用，核心混凝土強(qiáng)度取值與保護(hù)層混凝土強(qiáng)度一致。對(duì)比結(jié)果表明，計(jì)算方法對(duì)未腐蝕性圓形截面同樣適用，一定程度上反映了腐蝕圓形截面承載力計(jì)算方法的合理性。

Ma等[29]設(shè)計(jì)了13個(gè)不同腐蝕程度的混凝土圓形柱來(lái)研究墩柱的力學(xué)性能退化規(guī)律。選取其中5個(gè)發(fā)生彎曲破壞的圓形橋墩試驗(yàn)信息進(jìn)行對(duì)比?？v筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為373.2 MPa，箍筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為327 MPa，28 d混凝土實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為32.4 MPa，加載高度為0.82 m。朱杰[30]對(duì)不同腐蝕程度的鋼筋混凝土圓柱進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，構(gòu)件均發(fā)生彎曲破壞?？v筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為355.626 MPa，箍筋實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為230.677 MPa，28 d混凝土實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為30.43 MPa。加載高度為1.1 m，以上試驗(yàn)構(gòu)件中的鋼筋質(zhì)量損失率與軸壓比信息分別列于表2和表3中，試驗(yàn)樣本的截面及配筋信息如圖9所示。Ma等[29]試驗(yàn)信息中，未對(duì)箍筋腐蝕率進(jìn)行描述。參考已有文獻(xiàn)[31-32]試驗(yàn)結(jié)果，取箍筋腐蝕率為縱筋腐蝕率的2倍。

圖9 試驗(yàn)樣本構(gòu)造圖(單位:mm)Fig.9 The detail of experiment specimen (unit: mm)

表2 Ma等試驗(yàn)樣本腐蝕率和軸壓比信息Table 2 The specimens about corrosion degree and ratio of axial compression stress to strength by Ma et al

表3 朱杰試驗(yàn)樣本腐蝕率和軸壓比Table 3 The specimens about corrosion degree and ratio of axial compression stress to strength by Zhu

由于鋼筋的不均勻腐蝕，試驗(yàn)樣本的骨架曲線往往出現(xiàn)不對(duì)稱(chēng)現(xiàn)象。需指出的是，Ma等[29]試驗(yàn)資料中未給出正負(fù)加載方向的承載力信息。給出的承載力試驗(yàn)值為構(gòu)件正負(fù)加載方向的均值。預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值的比值分布如圖10(a)所示。朱杰[30]試驗(yàn)資料中，給出了構(gòu)件正負(fù)加載時(shí)各自承載力試驗(yàn)值。預(yù)測(cè)值與正向承載力比值如圖10(b)所示，預(yù)測(cè)值與負(fù)向承載力比值如圖10(c)所示。通過(guò)統(tǒng)計(jì)分析，試驗(yàn)與預(yù)測(cè)比值分布的均值為0.88，方差為0.07。由此可見(jiàn)，預(yù)測(cè)值略低于試驗(yàn)值。在加速腐蝕過(guò)程中，縱筋的截面損失率沿墩高并非一致。保護(hù)層混凝土考慮完全剝落，受壓鋼筋采用歐拉公式即式(26)計(jì)算得到。實(shí)際情況中，保護(hù)層混凝土具有分布裂縫而并非完全脫落。這些原因?qū)е骂A(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值的比值分布具有較大離散性，且普遍小于1。文獻(xiàn)[4]將腐蝕鋼筋混凝土矩形截面承載力預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明了相同現(xiàn)象?？紤]腐蝕截面的安全富余，該模型可作為圓形截面的剩余承載力評(píng)估。圖10中的數(shù)據(jù)信息匯總見(jiàn)表4。

圖10 預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值比值分布Fig 10 The distribution of the ratio of predicted value and experiment value

表4 試驗(yàn)樣本的預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison between predicted value and experimental value of specimens

續(xù)表4

3 算例分析

以半徑為40、60、80 cm的鋼筋混凝土圓柱為研究對(duì)象，柱高4 m，采用C40混凝土，設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度為19.1 MPa，水灰比為0.4?；炷帘Ｗo(hù)層厚度為50 mm。當(dāng)半徑為40 cm時(shí)，配置12@25 mm的HRB400縱向鋼筋，半徑分別為60、80 cm時(shí)，截面分別配置24@25 mm與44@25 mm的HRB400縱向鋼筋，縱筋設(shè)計(jì)屈服強(qiáng)度為360 MPa。箍筋采用直徑為10 mm、間距為80 mm的HPB300，設(shè)計(jì)屈服強(qiáng)度為270 MPa。通過(guò)式(21)～式(24)可得，鋼筋開(kāi)始腐蝕后，保護(hù)層混凝土剝落時(shí)間為3.6 a。不同銹蝕時(shí)間Tc下圓形截面時(shí)變軸力-彎矩相關(guān)曲線如圖11所示。

圖11 鋼筋銹蝕時(shí)間對(duì)截面N-M曲線影響Fig.11 The effect of corrosion time on N-M curve of RC circular column

由圖11可見(jiàn)，當(dāng)保護(hù)層混凝土剝落時(shí)，截面承載力出現(xiàn)驟降。選取截面最大軸向承載力Nmax，最大彎矩承載力Mmax以及截面軸力為零對(duì)應(yīng)的彎矩承載力M0作為研究對(duì)象。基于圖11中數(shù)據(jù)，Nmax、Mmax及Nmax在不同腐蝕時(shí)間時(shí)所對(duì)應(yīng)的退化率如圖12。由圖12可見(jiàn)，對(duì)于M0，不同銹蝕時(shí)間下，各半徑所對(duì)應(yīng)的退化率基本保持一致。然而，對(duì)于Mmax和Nmax，半徑越小，相同銹蝕時(shí)間所對(duì)應(yīng)的退化率越高。對(duì)比M0、Mmax和Nmax，截面M0退化程度最為顯著，其次為Mmax。這是由于截面受壓高度越大，半徑越大，鋼筋對(duì)承載力的貢獻(xiàn)越小，腐蝕對(duì)截面承載的影響越小。從擬合方程可見(jiàn)，退化率與銹蝕時(shí)間很好地滿(mǎn)足了線性關(guān)系，且不同半徑下，退化率隨銹蝕時(shí)間增長(zhǎng)速率基本相同。

由圖2和圖12可見(jiàn)，采用平板擴(kuò)散模型將高估鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間，從而低估截面承載力的退化率。由于M0的退化程度最為明顯，通過(guò)圖12(a)中的擬合方程，不同海岸線距離下所對(duì)應(yīng)的M0退化率差值如圖13所示。從圖13可以看出，對(duì)于重度鹽霧區(qū)，各半徑所對(duì)應(yīng)的退化率差值均小于4%。隨著海岸線距離增加，退化率差值逐漸增加，采用平板擴(kuò)散模型對(duì)評(píng)估承載力退化率的影響逐漸增加。對(duì)于輕度鹽霧區(qū)，圖12中不同半徑所對(duì)應(yīng)的退化率差值見(jiàn)表5。由表5可見(jiàn)，當(dāng)半徑為40 cm時(shí)，退化率差值的均值為6.6%。當(dāng)半徑增加為60 cm時(shí)，差值降低到4.2%。

圖12 鋼筋銹蝕時(shí)間對(duì)M0、Mmax、Nmax的退化率影響Fig.12 The effect of corrosion time on the degradation rate of M0、Mmax、Nmax

圖13 截面M0退化率差值隨海岸線距離變化圖Fig.13 The difference value of bearing capacity M0 degradation rate varying with dcoast

表5 不同海岸線距離dcoast下M0退化率差值Table 5 The difference of M0 degradation rate under a series of dcoast

4 結(jié)論

推導(dǎo)與驗(yàn)證了腐蝕鋼筋混凝土圓形截面承載力計(jì)算模型?？紤]近海鹽霧區(qū)截面形狀對(duì)鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間的影響，對(duì)比了分別采用修正平板擴(kuò)散模型與平板擴(kuò)散模型對(duì)評(píng)估鋼筋混凝土圓柱截面承載力退化率的影響，得到如下結(jié)論：

1)采用平板擴(kuò)散模型將高估近海鹽霧區(qū)鋼筋混凝土圓截面中鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間。海岸線距離越大、半徑越小，高估現(xiàn)象越明顯。

2)保護(hù)層混凝土剝落，使得截面承載力出現(xiàn)急劇下降。鋼筋銹蝕對(duì)軸力為0所對(duì)應(yīng)的彎矩承載力M0的影響最為明顯。隨著半徑增大，鋼筋腐蝕對(duì)截面承載力的影響逐漸減小。

3)鋼筋混凝土圓柱在重度鹽霧區(qū)時(shí)，采用平板擴(kuò)散模型所引起的截面承載力退化率差值小于4%，可以直接采用平板擴(kuò)散模型評(píng)估鋼筋開(kāi)始腐蝕時(shí)間。位于輕度鹽霧區(qū)時(shí)，當(dāng)半徑為40 cm，該承載力退化率差值的均值為7%，當(dāng)半徑為60 cm，該差值的均值變?yōu)?%左右。為了控制差值在5%以?xún)?nèi)，當(dāng)鋼筋混凝土圓柱半徑小于等于60 cm且暴露在輕度鹽霧區(qū)時(shí)，建議使用修正平板擴(kuò)散方程評(píng)估圓柱鋼筋腐蝕開(kāi)始時(shí)間，進(jìn)一步評(píng)估截面剩余承載力。