氯盐侵蚀下钢绞线与混凝土间的黏结性能

2022-09-30赵衍刚武时宇卢朝辉张玄一

腐蚀与防护 2022年8期

赵衍刚,武时宇,卢朝辉,张玄一

(1.北京工业大学建筑工程学院,北京 100124; 2.北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京 100124)

预应力钢筋与混凝土的黏结性能是预应力混凝土(PC)结构正常工作的重要基础。当PC结构长期处于侵蚀环境(如海洋环境及除冰盐等化学物质)中服役时,预应力钢筋可能由于设计缺陷、不良施工等原因而发生锈蚀[1]。锈蚀导致的混凝土保护层开裂和脱落、预应力钢筋面积损失、界面锈蚀产物堆积等都会引起预应力钢筋与混凝土间黏结性能的降低[2],削弱预应力钢筋与混凝土间共同工作的能力,造成PC结构承载力退化[3]。由于PC结构通常处于高应力状态,预应力钢筋锈蚀造成的承载能力退化很可能导致结构发生毫无征兆的脆性破坏[4-5],带来严重的安全隐患。因此,有必要深入开展PC结构中锈蚀预应力钢筋与混凝土的黏结性能研究。

PC结构中使用的预应力钢筋主要包含预应力螺纹钢筋、消除应力钢丝(光面、螺纹)和钢绞线等。针对锈蚀螺纹钢筋的黏结性能,各国学者探讨了不同因素(包括锈蚀程度、保护层厚度、箍筋等)对锈蚀钢筋黏结强度的影响规律[6-7],提出了锈蚀钢筋黏结强度的分析模型[8-9]。由于钢绞线的规格和力学性能与其他预应力钢筋大不相同[10],现有锈蚀预应力钢筋的研究成果无法直接应用于锈蚀钢绞线黏结性能的分析。MORCOUS等[11]通过中心拉拔试验研究了钢绞线表面轻微锈蚀对黏结性能的影响。但该试验采用先锈蚀钢绞线后浇筑混凝土的方法,研究结果与实际锈蚀构件间存在一定的差异。为了更真实地模拟实际锈蚀情况,文献[12-16]使用将钢绞线埋置于混凝土后再锈蚀的试验方法,研究了锈蚀程度(锈蚀率和锈胀裂缝宽度)对钢绞线黏结性能的影响,获得了更为准确的研究结果。综上,在锈蚀程度对钢绞线与混凝土黏结性能的影响方面,现有研究已经取得了一定的成果,但仍存在一定的问题。首先,现有研究中试验的锈蚀程度较低(锈蚀率未超过10%),高锈蚀程度下钢绞线的黏结强度退化规律尚不明确,而实际条件下可能存在高锈蚀程度的钢绞线[12]。其次,现有研究中锈蚀钢绞线黏结性能均通过拉拔试验开展,但不同研究中拉拔试验采取的拉拔方式并不相同,因此无法将不同试验结果进行对比分析。最后,现有研究中未充分考虑箍筋对锈蚀钢绞线的影响,而箍筋作为PC结构的重要组成部分,其配置与否将对锈蚀钢绞线黏结性能造成明显的影响[17-18]。

为此,本工作在氯离子侵蚀条件下对锈蚀钢绞线开展了拉拔试验,分析了锈蚀程度、拉拔方式及箍筋的配置对锈蚀钢绞线与混凝土的黏结性能的影响规律。

1 试验

1.1 试件及材料

试验制备了偏心拉拔和中心拉拔两种试件,其构造分别如图1(a)和(b)所示。由于应力对预应力钢筋的腐蚀速率影响很小[18],故未对试件施加预应力。试件详细参数见表1。试样编号中,Z表示中心拉拔,E表示偏心拉拔,i表示目标锈蚀率,N表示无箍筋,S表示有箍筋。钢绞线两端用PVC套管形成非黏结区以消除混凝土局部受压影响。

(a) 中心拉拔试件

(b) 偏心拉拔试件图1 拉拔试件构造Fig.1 Structures of center pull-out specimen (a) and off-center pull-out specimen (b)

表1 试件设计参数Tab.1 Design parameters of specimens

试验所用钢绞线为φs15.2 mm(1 mm×7 mm)1860级钢绞线,箍筋为φ8 mm的HPB300碳钢,其力学性能参数见表2。混凝土的强度等级为C50,其配合比为:343 kg/m3水泥,686 kg/m3砂,1 072 kg/m3碎石,147 kg/m3水。试件加载时,混凝土实测立方体平均抗压强度为52.6 MPa。

表2 试验钢材的力学性能Tab.2 Mechanical properties of test steels

1.2 钢绞线锈蚀方法

为了缩短试验周期,利用直流电源加速钢绞线锈蚀,试验装置如图2所示。通电前将试件置于5%(质量分数)NaCl溶液中浸泡48 h,在通电锈蚀过程中,电流密度控制在0.2 mA/cm2左右[19-20]。

图2 加速锈蚀试验装置Fig.2 Device for accelerated corrosion test

通电时间用法拉第定律计算,为了减小混凝土保护层对钢绞线锈蚀程度的影响,采用锈蚀时间比例因子进行修正,计算公式见式(1)～(2)。

(1)

Icorr=πdlbJcorr

(2)

式中:α为锈蚀时间比例因子,取2[21];n为金属被氧化过程中失去的价电子数;CFar为法拉第常数,96 480 C/mol;mloss为钢绞线的理论锈蚀质量;M为金属的摩尔质量;Icorr为通电时的外加电流;d为锈蚀钢绞线的名义直径;lb为有效黏结长度;Jcorr为电流密度。

1.3 拉拔试验装置及加载制度

拉拔试验中的加载装置由MTS200万能试验机改装而成,自制了一个夹持系统,实现对试件的夹持并进行加载,如图3所示。采用金刚磨砂铝片夹持钢绞线,以消除钢绞线的端部滑移。加载过程采用位移控制模式,加载速率为0.5 mm/min。

图3 拉拔试验装置Fig.3 Pull-out test device

1.4 钢绞线锈蚀率测定

试验设计了目标锈蚀率,并以锈蚀率衡量试件的锈蚀程度。为了考察试件的锈蚀率是否与目标锈蚀率一致,根据钢绞锈蚀前后的质量差计算锈蚀率,如式(3)所示。

(3)

式中:η为钢绞线的实际锈蚀率;m为锈蚀前钢绞线有效黏结段的质量;mc为去除锈蚀物后钢绞线有效黏结段的质量。

根据表2中的数据计算可知,m=88.08 g。为获取mc,本次拉拔试验结束后对试件进行如下处理。首先将试件破形,取出有效黏结段的钢绞线;随后,清理钢绞线表面残留的混凝土碎块,用12%(质量分数)的盐酸溶液对钢绞线各钢丝进行刷洗,并用碱溶液中和;最后,对钢绞线进行干燥处理,测定干燥钢绞线的质量,即mc[22]。

2 结果与讨论

2.1 破坏特征

本次拉拔试验中,试件表现出4种典型的破坏模式:劈裂破坏(SP)、拔出破坏(PO)、拔出-裂缝耦合破坏(PO-CR)和拔出-劈裂耦合破坏(PO-SP)。破坏模式主要取决于箍筋的配置和锈蚀程度。

劈裂破坏通常发生于无箍筋试件,如图4(a)所示。当荷载达到峰值时,纵向劈裂裂缝完全贯穿混凝土保护层。由于没有侧向约束的存在,试件将迅速劈裂成两到三个部分。劈裂破坏发生突然,是较为典型的脆性破坏。

(a) 劈裂破坏

(b) 拔出破坏

(d) 拔出-劈裂破坏图4 试件典型破坏模式Fig.4 Failure modes of specimens: (a) fracture failure; (b) pull-out failure; (c) pull-out and crack failure; (c) pull-out and fracture failure

拉拔破坏常见于锈蚀程度较低(η<5%)且配置了箍筋的试件,如图4(b)所示。荷载达到峰值后,箍筋提供的约束能够有效抑制混凝土的开裂,使得钢绞线沿其捻制的方向旋转直至拔出,属于延性破坏。

拔出-裂缝耦合破坏发生于中等锈蚀程度(5%<η<10%)且配置了箍筋的试件,如图4(c)所示。在该种破坏的初期,沿钢绞线方向可观察到明显的由锈蚀引起的保护层开裂;随着滑移的增加,这些裂纹逐渐变宽并在整个试件中扩展,但由于箍筋对裂纹的约束作用,试件不会发生劈裂,这种破坏模式属于部分延性破坏。

拔出-劈裂耦合破坏发生于高锈蚀程度(η>10%)且配置了箍筋的试件,如图4(d)所示。高锈蚀程度试件在拉拔试验前已出现较为明显的锈胀裂缝;拔出过程中,箍筋虽然会起到一定的约束作用,但是裂缝扩展仍较为迅速,最终试件会发生劈裂破坏。有别于劈裂破坏,拔出-劈裂耦合破坏不会突然发生,试件发生破坏时尚具有一定的延性。

2.2 黏结性能

钢绞线与混凝土的黏结性能通常用黏结应力表示[15],根据拉拔试验得到荷载-滑移曲线,按式(4)计算不同荷载下钢绞线与混凝土之间的黏结应力。

(4)

由于本试验的试件为短黏结试件,假设黏结应力沿钢绞线纵向均匀分布。发生黏结破坏时,达到极限荷载Fu,黏结应力达到极值,此时黏结应力定义为黏结强度τu,对应的滑移量为su。

当钢绞线滑移过大时,即使荷载还未达到峰值,但增加的黏结应力已经失去实际工程意义[23],故采用ASTM(美国试验和材料研究学会)[24]定义的特征黏结应力τ2.5(拉拔试件自由端的滑移为2.5 mm 时所对应的黏结应力)来表征局部黏结性能。

中心拉拔试件和偏心拉拔试件的试验结果(锈蚀率、极限荷载、黏结强度、滑移量、特征黏结应力和破坏模式)见表3和表4。各试件相应的黏结应力-滑移关系如图5所示。

表3 中心拉拔试件试验结果Tab.3 Experimental results of central pull-out specimens

表4 偏心拉拔试件试验结果Tab.4 Experimental results of off-center pull-out specimens

表4(续)

(a) 中心拉拔无箍筋试件

(b) 中心拉拔有箍筋试件

(d) 偏心拉拔有箍筋试件图5 各试件的典型黏结应力-滑移曲线Fig.5 Typical bonding stress—slip curves of specimens: (a) central pull-out specimens without stirrup; (b) off-center pull-out specimens without stirrup; (c) central pull-out specimens with stirrup; (d) off-center pull-out specimens with stirrup

由图5可见:无箍筋试件的黏结应力-滑移曲线由上升段和下降段组成,达到极限载荷后立即下降,呈现明显的脆性破坏特征;有箍筋试件的黏结应力-滑移曲线由上升段、水平段和下降段组成,达到极限载荷后有一段延性破坏过程。有箍筋试件的黏结应力-滑移曲线下降段较无箍筋试件的更缓慢,这说明箍筋的存在约束了混凝土的开裂变形。随着锈蚀程度的增大,黏结应力-滑移曲线的峰值点逐步下移。此外,峰值点对应的滑移也在不断减小。

由图5中还可见,当锈蚀率低于10%时,反应特征黏结应力的黏结应力-滑移曲线(自由端滑移为0～2.5 mm的曲线)大致由两折线组成。第一段直线的斜率很大,表现出很大的拔出刚度,此部分对应了钢绞线拉拔过程中化学胶着力工作的阶段;经过转折点后,进入第二段直线,此时斜率减小,呈缓慢上升趋势。当锈蚀率超过10%后,两折线逐渐退化为近似直线形式的曲线,说明锈蚀产物破坏了钢绞线与混凝土之间的化学胶着力。

2.3 讨论

2.3.1 锈蚀程度对黏结性能的影响

根据表3中的试验数据以黏结强度为纵轴、锈蚀率为横轴绘图,结果如图6所示。从图6中可知,随着锈蚀率的增大,钢绞线与混凝土之间的黏结强度呈现线性降低。为更清楚表述黏结强度退化关系,针对不同拉拔方式和箍筋配置组合情况,通过最小二乘法进行线性回归拟合试验数据,得到了不同类型试件的锈蚀率与黏结强度线性退化关系,如式(5)～(8)所示。

图6 锈蚀程度对黏结强度的影响Fig.6 Effect of corrosion degree on bonding strength

(5)

(τu)Z-S=12.59-0.57η

(6)

(τu)E-N=12.70-0.80η

(7)

(τu)E-S=13.89-0.76η

(8)

式中:(τu)Z-N,(τu)Z-S,(τu)E-N,(τu)E-S分别表示不同锈蚀率的中心无箍筋试件、中心有箍筋试件、偏心无箍筋试件、偏心有箍筋试件的黏结强度;η为钢绞线的锈蚀率。

观察式(5)～(8),发现不同类型试件的黏结强度退化关系的斜率相近,所以将4种类型试件的黏结强度退化关系并置拟合,可得到锈蚀钢绞线与混凝土间的黏结强度退化关系,如式(9)所示。

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τu(η)=12.61-0.66η

(9)

式中,τu(η)为锈蚀钢绞线与混凝土之间的黏结强度。

黏结强度对锈蚀程度较为敏感,其原因可能如下:锈蚀产物削弱钢绞线与混凝土之间的胶着力;锈蚀产物体积增大至原体积1.7～6.15倍[25],产生径向挤压而使外围约束混凝土产生环向拉应力，当锈蚀产物积累到一定程度后混凝土产生锈胀裂缝,此时混凝土保护层对钢绞线的约束作用减小,导致黏结强度减小。

2.3.2 箍筋对黏结性能的影响

为了衡量箍筋对锈蚀钢绞线黏结性能的影响,选择相同锈蚀程度(锈蚀率偏差在3%内)、相同拉拔方式的无箍筋试件和有箍筋试件进行对比分析,结果如图7所示。锈蚀试验前对箍筋进行了防腐蚀处理,因此不考虑箍筋锈蚀带来的影响。

图7 箍筋对黏结强度的影响Fig.7 Effect of stirrup on bonding strength

从图7中可以发现,无箍筋试件的黏结强度均比有箍筋试件的黏结强度低,如:无锈蚀(锈蚀率为0)有箍筋中心拉拔试件(Z0-S)的黏结强度比无锈蚀无箍筋中心拉拔试件(Z0-N)的黏结强度大15.6%,无锈蚀有箍筋偏心拉拔试件(E0-S1)的黏结强度比无锈蚀无箍筋偏心拉拔试件(E0-N1)大22.7%。随着锈蚀程度的增大,箍筋对中心拉拔试件黏结强度的提高不明显,而对偏心拉拔试件黏结强度的提高非常明显,如:对于中心拉拔试件,锈蚀率为10%左右时,箍筋使其黏结强度提高了16.8%,无锈蚀时提高15.6%，两者差别不大；而对于偏心拉拔试件,锈蚀率为10%左右时,箍筋使其黏结强度提高了35.3%,无锈蚀时提高22.7%，提高明显。当锈蚀程度相同时,有箍筋试件的黏结强度相比无箍筋试件最少可提高15.6%左右。箍筋的存在延缓了裂缝开展,有效约束了混凝土的环向变形,从而提高了钢绞线与混凝土之间的黏结强度[17]。

2.3.3 拉拔方式对黏结性能的影响

为了衡量拉拔试验中拉拔方式对黏结性能的影响,选择相同锈蚀程度、相同配箍条件,不同拉拔方式的试件进行对比分析,结果如图8所示。