腐蝕預(yù)應(yīng)力混凝土梁性能對(duì)比試驗(yàn)研究

王 鵬， 聶長(zhǎng)勇， 姚國(guó)文， 張建川

(1.橋梁工程結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 重慶 400067； 2.招商局重慶交通科研設(shè)計(jì)院有限公司， 重慶 400067； 3.重慶高速公路集團(tuán)有限公司南方營(yíng)運(yùn)分公司， 重慶 401147； 4.重慶交通大學(xué)， 重慶 400074；5.成都西南交通大學(xué)設(shè)計(jì)研究院有限公司涼山分公司， 四川 西昌 615000)

預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁耐久性失效事故時(shí)有發(fā)生，其中很大一部分失效事故源于預(yù)應(yīng)力鋼絞線的腐蝕。國(guó)外較典型的案例是英國(guó)南威爾斯的Ynys-Y-Gwas單跨后張預(yù)應(yīng)力混凝土橋突然破壞倒塌[1]；國(guó)內(nèi)近些年也有類似情況發(fā)生，如某預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，建成10年后檢測(cè)發(fā)現(xiàn)該橋主橋箱梁頂、底、腹板開裂，梁體下?lián)?，預(yù)應(yīng)力鋼束有腐蝕斷絲、滑絲現(xiàn)象，部分鋼束銹蝕嚴(yán)重[2]，后不得不拆除重建。吳文清等[3]利用3座預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)箱梁橋拆除的機(jī)會(huì)，對(duì)其鋼束銹蝕及孔道灌漿飽滿度等情況進(jìn)行了調(diào)查研究，發(fā)現(xiàn)孔洞灌漿不飽滿，預(yù)應(yīng)力鋼束銹蝕嚴(yán)重。

各國(guó)學(xué)者對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼束腐蝕后預(yù)應(yīng)力混凝土梁的破壞形態(tài)、承載能力以及變形性能進(jìn)行了一些試驗(yàn)研究。李富民、曹大富等[4-5]分別采用摻鹽加速腐蝕和不同濃度硫酸鈉溶液浸泡方式開展了腐蝕鋼絞線預(yù)應(yīng)力混凝土梁的受彎性能試驗(yàn)研究。李富民等[6]開展了先張法預(yù)應(yīng)力混凝土梁不同腐蝕程度鋼絞線與混凝土的長(zhǎng)期粘結(jié)蠕變性能試驗(yàn)研究。毛偉[7]進(jìn)行了腐蝕預(yù)應(yīng)力混凝土梁靜、動(dòng)力性能模型試驗(yàn)研究。余芳、韓基剛等[8-9]分別對(duì)不同鋼絞線腐蝕率的預(yù)應(yīng)力混凝土梁開展了彎曲疲勞試驗(yàn)，研究了疲勞荷載作用下梁的性能、疲勞壽命及破壞形態(tài)等發(fā)展規(guī)律。羊日華等[10]研究了預(yù)應(yīng)力筋腐蝕對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土梁抗剪性能的影響，對(duì)不同銹蝕程度混凝土模型梁進(jìn)行了抗剪試驗(yàn)，分析了預(yù)應(yīng)力筋腐蝕對(duì)梁開裂、變形、鋼筋受力、破壞形態(tài)以及抗剪承載力的影響。

總體上試驗(yàn)樣本較少，加之預(yù)應(yīng)力混凝土梁結(jié)構(gòu)及影響因素的復(fù)雜性，對(duì)鋼絞線腐蝕后結(jié)構(gòu)性能等的規(guī)律性還需進(jìn)一步研究。為此，本文開展了后張預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁靜力試驗(yàn)，以進(jìn)一步研究預(yù)應(yīng)力鋼鉸線腐蝕程度對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土梁力學(xué)性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

5根試驗(yàn)梁[11]采用相同的截面尺寸與配筋形式，梁截面高400 mm，上翼緣寬400 mm，下翼緣(馬蹄)寬200 mm，腹板寬100 mm，梁長(zhǎng)為4 000 mm，計(jì)算跨度3 600 mm。混凝土梁體幾何尺寸、鋼絞線布置如圖1所示。

(a) 梁端截面 (b) 梁體立面

試驗(yàn)梁混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C50，采用1Φs15.2的低松弛鋼絞線作為預(yù)應(yīng)力筋。各試驗(yàn)梁的實(shí)測(cè)混凝土強(qiáng)度如表1所示。

表1 混凝土實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度

試件預(yù)應(yīng)力筋孔道采用預(yù)埋塑料波紋管成型，養(yǎng)護(hù)超過(guò)28 d后進(jìn)行單端張拉，張拉控制應(yīng)力為 1 339.2 MPa。

1.1 加速腐蝕

采用恒直流變壓方法對(duì)各梁進(jìn)行電化學(xué)腐蝕。在梁體跨中位置預(yù)留槽內(nèi)注入濃度為5%的鹽水，梁內(nèi)鋼絞線作為陽(yáng)極，槽中間的銅板作為陰極，通入直流電進(jìn)行加速腐蝕，外加0.6 A恒定電流，如圖2所示。

圖2 鋼絞線電化學(xué)腐蝕

加速腐蝕試驗(yàn)鋼絞線的設(shè)計(jì)理論腐蝕率為5%、8%、10%和12%四種，通過(guò)不同的通電腐蝕時(shí)間控制試驗(yàn)梁的腐蝕率。

1.2 加載方式

為測(cè)試梁的撓度，在跨中底面、L/4跨底面和梁兩端支座位置底面安裝百分表。試驗(yàn)采用電液伺服作動(dòng)器加載，通過(guò)反力架采用兩點(diǎn)加載法對(duì)試驗(yàn)梁進(jìn)行加載，現(xiàn)場(chǎng)加載如圖3所示。加載按預(yù)加載、循環(huán)加載、試驗(yàn)加載3個(gè)階段進(jìn)行。為使試驗(yàn)梁體的各部位緊密接觸進(jìn)入工作狀態(tài)，試驗(yàn)前預(yù)加載20 kN；而后進(jìn)行3次循環(huán)加載，每級(jí)加載20 kN，最大加載80 kN；試驗(yàn)加載階段初始每級(jí)加載20 kN，從梁體開裂至破壞階段每級(jí)加載10 kN。

圖3 現(xiàn)場(chǎng)加載

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)中，將觀察到裂縫首次出現(xiàn)時(shí)的荷載確定為開裂荷載。加載過(guò)程中，梁體破壞的主要判斷依據(jù)為預(yù)應(yīng)力筋處最大豎向裂縫寬度達(dá)到2.0 mm。5片模型試驗(yàn)梁側(cè)立面裂縫和破壞狀況如圖4所示，試驗(yàn)梁的裂縫發(fā)展和破壞過(guò)程總結(jié)如表2所示。

表2 試驗(yàn)過(guò)程及破壞形態(tài)

(a) A-1

(b) A-2

(c) A-3

(d) A-4

(e) A-5

梁體開裂前，各試驗(yàn)梁普通鋼筋、鋼絞線的應(yīng)變隨荷載的增加變化基本一致。梁體開裂后，鋼筋、鋼絞線隨著荷載的繼續(xù)增加很快屈服，腐蝕率為8%及以上的試驗(yàn)梁出現(xiàn)多處斷絲；腐蝕率越大，鋼絞線應(yīng)變隨荷載的增加變化幅度越大，在較小的荷載下即可達(dá)到極限應(yīng)變，如圖5所示。

圖5 受拉預(yù)應(yīng)力鋼束荷載-應(yīng)變曲線

各試驗(yàn)梁在加載過(guò)程中，混凝土梁頂緣壓應(yīng)變隨荷載的變化基本與前述情況一致。梁體開裂后，腐蝕率越大的試驗(yàn)梁，其梁頂緣混凝土應(yīng)變隨荷載的增加變化幅度越大。梁體破壞時(shí)，能測(cè)得的梁頂緣混凝土最大應(yīng)變達(dá)到0.002 7，接近混凝土極限應(yīng)變值，如圖6所示。

圖6 梁頂緣荷載-壓應(yīng)變曲線

5片試驗(yàn)梁的荷載-撓度曲線如圖7所示。由圖7可知，梁體未開裂前，預(yù)應(yīng)力鋼束腐蝕率對(duì)梁的剛度影響較小；隨著腐蝕率增長(zhǎng)，與未腐蝕梁A-1相比，試驗(yàn)梁A-2、A-3、A-4、A-5的開裂荷載分別降低0、8.3%、16.7%和33.3%；以裂縫寬度2.0 mm作為梁體破壞控制標(biāo)準(zhǔn)，試驗(yàn)梁A-2、A-3、A-4、A-5的極限荷載則分別降低2.9%、25.7%、34.3%和42.9%。由此可見，腐蝕率為5%及以內(nèi)時(shí)，其對(duì)梁體的開裂荷載和極限荷載影響較?。欢?dāng)腐蝕率超過(guò)5%時(shí)，隨著腐蝕率的增大，試驗(yàn)梁的開裂荷載和極限荷載均有較大幅度的降低，其中極限荷載降低幅度更大，說(shuō)明腐蝕率對(duì)試驗(yàn)梁的開裂荷載，尤其是極限荷載影響較大。與未腐蝕梁A-1相比，試驗(yàn)梁A-2、A-3、A-4、A-5與極限荷載相應(yīng)撓度則分別降低27.2%、63.4%、69.0%和74.2%，腐蝕率為12%時(shí)，極限撓度值僅為計(jì)算跨徑的1/318。由此可見，隨著腐蝕率的增加，試驗(yàn)梁延性大大降低，呈現(xiàn)脆性破壞特征。

圖7 試驗(yàn)梁荷載-撓度曲線

試驗(yàn)后將梁體敲開，可見鋼絞線的實(shí)際腐蝕及斷絲情況，如圖8所示。鋼絞線的實(shí)際腐蝕與斷絲情況與試驗(yàn)分析判斷基本一致。

圖8 腐蝕率12%鋼絞線的斷絲情況

3 仿真分析對(duì)比

基于以上所述模型試驗(yàn)研究，采用FEA對(duì)各試驗(yàn)梁的受力全過(guò)程進(jìn)行了有限元仿真分析。其中，混凝土本構(gòu)關(guān)系采用總應(yīng)變裂縫模型[12]，鋼絞線本構(gòu)關(guān)系采用雙線性強(qiáng)化模型，其條件屈服強(qiáng)度取為極限強(qiáng)度的0.85倍；在計(jì)算模型中，通過(guò)改變鋼束的彈性模量[11，13]和截面面積來(lái)模擬其在不同腐蝕率下的狀態(tài)。計(jì)算得到梁體破壞時(shí)的應(yīng)力云圖如圖9所示，仿真分析得到的模型梁破壞形態(tài)與試驗(yàn)情況基本一致。仿真分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表3所示，開裂荷載相差不超過(guò)23.25%，極限荷載相差不超過(guò)17.65%，較為接近。但由于混凝土的非線性本構(gòu)模型與實(shí)際情況存在差異，仿真分析得到的荷載-撓度曲線無(wú)下降段，如圖10所示。

圖9 腐蝕率為10%的試驗(yàn)梁梁體破壞時(shí)的應(yīng)力云圖

表3 仿真分析與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

4 結(jié)論

本文通過(guò)模型梁的靜力試驗(yàn)，對(duì)比了鋼絞線在不同腐蝕程度下預(yù)應(yīng)力混凝土梁的受力性能，得出以下結(jié)論：

1) 腐蝕率為5%及以內(nèi)時(shí)，其對(duì)梁體的開裂荷載和極限荷載影響較?。欢?dāng)腐蝕率超過(guò)5%時(shí)，隨著腐蝕率的增加，試驗(yàn)梁的開裂荷載和極限荷載均有較大幅度的降低，極限荷載降低幅度更大。其中，腐蝕率為5%、8%、10%、12%試驗(yàn)梁的極限荷載較未腐蝕梁分別降低2.9%、25.7%、34.3%和42.9%。

2) 未腐蝕梁體和腐蝕率為5%的梁體在加載過(guò)程中沒有發(fā)生斷絲，且裂縫開展較均勻；腐蝕率為8%和10%的梁體達(dá)到極限荷載附近才開始出現(xiàn)斷絲，且繼續(xù)加載伴隨多次斷絲、裂縫寬度超限，導(dǎo)致梁體破壞；腐蝕率為12%的梁體在加載過(guò)程中出現(xiàn)多次斷絲，達(dá)到極限荷載時(shí)，跨中位置裂縫寬度超限導(dǎo)致梁體破壞，試驗(yàn)梁延性大大降低，其破壞模式為脆性破壞。

3) 仿真分析得到的模型梁破壞形態(tài)與試驗(yàn)情況基本一致，仿真分析結(jié)果與試驗(yàn)較為接近。

由于試驗(yàn)樣本數(shù)量有限，上述試驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)論僅供參考。