不同鋼板加固方式對(duì)銹蝕鋼筋混凝土梁承載性能的影響

唐皇，彭建新，王晗

(1.湖南城市學(xué)院 土木工程學(xué)院，湖南 益陽 413000；2.長沙理工大學(xué) a.交通基礎(chǔ)設(shè)施安全風(fēng)險(xiǎn)管理行業(yè)重點(diǎn)試驗(yàn)室；b.土木工程學(xué)院，長沙 410114；3.國網(wǎng)湖南省電力公司益陽供電分公司，湖南 益陽 413000)

鋼筋銹蝕是引起鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)承載性能退化的主要原因之一。中國現(xiàn)有公路橋梁中，超過15%的RC橋梁由于鋼筋銹蝕導(dǎo)致了保護(hù)層剝落、混凝土開裂和鋼筋斷裂等病害[1]。因此，需要合理的維修加固方式對(duì)橋梁進(jìn)行加固處理，以保持其服役性能。

1 試驗(yàn)研究

1.1 試件設(shè)計(jì)

表1 試驗(yàn)試件設(shè)計(jì)參數(shù)

圖1 試驗(yàn)梁配筋圖(單位：mm)Fig.1 Reinforcement layout of thetested beams (units: mm)

圖2 試驗(yàn)梁電化學(xué)腐蝕Fig.2 Electrochemical corrosion of RC beam

圖3 不同鋼板加固方式(單位：mm)Fig.3 Different strengthening schemes (units: mm)

1.2 試驗(yàn)梁加載程序

試驗(yàn)梁制作完畢后，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)7 d，然后利用500 kN千斤頂進(jìn)行加載。試驗(yàn)中，分別在梁支座、1/4點(diǎn)處和跨中處安裝百分表測(cè)量試驗(yàn)梁撓度?；炷翍?yīng)變由沿梁高粘貼的6個(gè)電阻應(yīng)變片測(cè)得，應(yīng)變片間距為50 mm。鋼板的應(yīng)變由兩錨釘之間的應(yīng)變片測(cè)得。試驗(yàn)梁加載如圖4所示。加載開始后，加載荷載每級(jí)2 kN，直到試驗(yàn)梁出現(xiàn)裂縫。當(dāng)試驗(yàn)梁開裂后，荷載調(diào)至10 kN一級(jí)，每一級(jí)測(cè)量裂縫寬度，用簽字筆描繪裂縫發(fā)展情況，并記錄應(yīng)變和撓度數(shù)據(jù)。

圖4 試驗(yàn)梁加載程序(單位：cm)Fig.4 Loading set-up of beam specimen (units: cm)

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

所有試驗(yàn)梁的試驗(yàn)結(jié)果見表2。表中Pcf、Pcd和Pu分別表示出現(xiàn)彎曲裂縫時(shí)的荷載、出現(xiàn)斜裂縫時(shí)的荷載和極限荷載，Pul為試驗(yàn)梁理論極限荷載，Du為極限荷載對(duì)應(yīng)的跨中極限撓度。依據(jù)文獻(xiàn)[1]中鋼板抗剪和組合加固銹蝕RC梁承載力計(jì)算方法，以及文獻(xiàn)[11]中鋼板抗彎加固銹蝕RC梁承載力計(jì)算模型，獲得了各加固梁的承載力理論值，對(duì)比梁的承載力理論值采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[16]中的計(jì)算方法。文獻(xiàn)[1，11]中的計(jì)算模型根據(jù)試驗(yàn)梁的破壞模式進(jìn)行受力分析，由于篇幅有限，僅列出抗彎加固銹蝕RC梁的計(jì)算方法，見式(1)。另外，根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中鋼板加固RC梁抗彎和抗剪承載力計(jì)算公式，反推了極限荷載值。在規(guī)范中并沒有考慮鋼筋的銹蝕，銹蝕鋼筋截面積和屈服強(qiáng)度采用文獻(xiàn)[11]中的理論模型。

(1)

式中：fcu為立方體抗壓強(qiáng)度；b為梁的寬度；Py為箍筋的屈服強(qiáng)度；hsp為梁的有效高度；a為加載處到梁端的距離；V為極限破壞荷載。

由于抗彎加固梁是斜拉破壞，極限荷載由抗剪承載力控制，文獻(xiàn)[11]中運(yùn)用桁架理論，并將鋼板粘結(jié)劑和鋼板作為桁架一部分來考慮抗剪作用，但加固規(guī)范中抗剪承載力并沒有考慮鋼板作用，只考慮了混凝土和箍筋的作用，因此，表2中所有抗彎加固梁的抗剪規(guī)范值相等，并小于文獻(xiàn)[11]中模型的計(jì)算值Pul。

表2 試驗(yàn)梁試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of the tested beams

對(duì)于梁PUC和梁PSU，文獻(xiàn)[1]中極限荷載計(jì)算模型是根據(jù)《混凝土加固設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]抗彎承載力計(jì)算方法改進(jìn)而來，并考慮U型箍對(duì)抗彎承載力的作用。梁PUC抗彎極限荷載規(guī)范值比Pul小，這是因?yàn)橐?guī)范值沒有考慮U型箍對(duì)抗彎性能的影響。梁PSU極限荷載計(jì)算模型還考慮了支座處由于鋼筋銹蝕導(dǎo)致混凝土提前破壞時(shí)的鋼板受力情況，但規(guī)范中并沒有考慮，因此，表2中的規(guī)范計(jì)算值比Pul大。

從表2中可以看出，文獻(xiàn)[1，11]中的理論模型能夠更精確地預(yù)測(cè)加固梁的極限荷載。加固梁的極限荷載試驗(yàn)值和理論值之間比值在0.94～1.01之間，說明3種加固方式的加固效果達(dá)到了理論預(yù)期。

2.1 破壞模式

圖5展示了部分試驗(yàn)梁的破壞模式。從圖5可以看出，梁P1和梁P2的破壞模式是由受拉鋼筋屈服和頂部混凝土壓碎所引起的受彎破壞，屬于正常的普通簡(jiǎn)支梁破壞模式?？箯澕庸塘篜SC-0、PSC-1、PSC-2和PSC-3的破壞模式為斜拉破壞，而且抗彎加固銹蝕梁鋼板邊緣處受拉區(qū)混凝土與鋼板一起脫落。此破壞模式由以下原因造成：在鋼板邊緣與支座之間存在未加固區(qū)域，底面鋼板加固顯著增強(qiáng)了梁的抗彎性能，這可以從表2中的抗彎和抗剪極限荷載看出，抗彎和抗剪承載力差值較大導(dǎo)致加固鋼板與未加固區(qū)域邊緣容易出現(xiàn)斜裂縫，在未加固區(qū)抗剪能力沒有增強(qiáng)的情況下，鋼板抑制了彎曲裂縫的發(fā)展。對(duì)于未銹蝕梁PSC-0，斜裂縫出現(xiàn)后，斜裂縫迅速向斜上方約45°發(fā)展，最終導(dǎo)致了斜拉破壞。對(duì)于銹蝕加固梁PSC-1、PSC-2和PSC-3而言，鋼筋銹蝕導(dǎo)致鋼筋與受拉區(qū)混凝土之間的粘結(jié)作用降低，斜裂縫沿著縱向鋼筋與混凝土接觸面發(fā)展，最終導(dǎo)致混凝土隨鋼板脫落。

從圖5(c)可看出，在梁PUC跨中底面存在較寬的抗彎裂縫，說明梁PUC的破壞模式同樣為受彎破壞。與對(duì)比梁P2相比，梁PUC頂部混凝土沒有明顯的壓碎，但在梁底面出現(xiàn)了寬度大于規(guī)范中規(guī)定的界限寬度0.2 mm的受拉裂縫，此裂縫與梁前后兩面彎曲裂縫相連。引起梁PUC受彎破壞的原因是：U形箍加固能夠明顯提高銹蝕梁支座附近的抗剪性能(表2中梁PUC抗彎極限荷載規(guī)范值明顯小于抗剪極限荷載規(guī)范值)，并且U型箍錨固力能夠提高加固部位銹蝕鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)力，同時(shí)，跨中由于鋼筋銹蝕，混凝土和銹蝕鋼筋的粘結(jié)力降低，使得鋼筋對(duì)混凝土的錨固效應(yīng)降低，最終導(dǎo)致混凝土抗開裂能力降低。另外，U形箍被壓條固定，避免U形箍末端從梁上剝落，使其能夠更好地發(fā)揮抗剪效應(yīng)。

在圖5(f)中，梁PSU的破壞模式為支座附近破壞，此破壞模式為脆性破壞模式。組合加固同時(shí)提高了銹蝕梁抗剪和抗彎承載性能，抗剪極限荷載規(guī)范值略大于抗彎極限荷載規(guī)范值(見表2)。支座附近鋼筋銹蝕較為嚴(yán)重，鋼筋的錨固能力明顯減低，另外，U形箍和底面鋼板同時(shí)加固部位的剛度和強(qiáng)度明顯提高，導(dǎo)致支座附近混凝土的破碎。梁PSU也存在較為明顯的斜拉裂縫，此裂縫是底面鋼板脫離后混凝土從脫離末端起逐漸延伸的。

圖5 試驗(yàn)梁的破壞模式Fig.5 Failure modes of the beam specimens

2.2 混凝土和鋼板應(yīng)變

圖6為混凝土沿梁高的應(yīng)變分布情況。從圖中可以看出，梁P1、P2和PUC底部混凝土應(yīng)變明顯大于梁PSC-0、PSC-3和PSU，說明底面鋼板能夠較明顯地抑制混凝土的應(yīng)變?cè)鲩L。另外，對(duì)于不銹蝕加固梁PSC-0，在荷載作用下，鋼板、混凝土、膠層和鋼筋之間組合成整體，因此，沿梁高的應(yīng)變成線性，如圖6(a)、(c)。但是，在圖6(b)、(d)～(f)中，混凝土沿梁高的應(yīng)變是非線性的。這是因?yàn)殇P蝕導(dǎo)致鋼筋和混凝土之間相對(duì)滑移加大，致使受拉區(qū)混凝土應(yīng)變?cè)龃?。其次，銹蝕產(chǎn)物引起的銹脹裂縫進(jìn)一步提高了混凝土應(yīng)變。從圖中也可以看出，不銹蝕梁的中和軸高度基本在距離梁底175 mm左右，鋼筋銹蝕導(dǎo)致平截面假定不成立，中和軸上移，銹蝕梁P2的中和軸大約在距梁底225 mm處，銹蝕加固梁PSC-3、PUC和PSU中和軸大約在200 mm處。

圖6 試驗(yàn)梁沿梁高混凝土應(yīng)變Fig.6 Concrete strain along the beam height of tested beams

圖7為試驗(yàn)梁底面鋼板應(yīng)變。圖7(a)為跨中處鋼板應(yīng)變，圖7(b)為不同荷載下鋼板各個(gè)部位應(yīng)變平均值。從圖7(a)可以看出，在斜裂縫出現(xiàn)前，同一荷載下，所有抗彎加固銹蝕梁的鋼板應(yīng)變比梁PSC-0大。這是由于銹蝕使得鋼筋與混凝土之間的滑移隨著粘結(jié)力降低而增大，鋼板應(yīng)變隨著混凝土應(yīng)變?cè)龃蠖龃蟆Ｐ绷芽p出現(xiàn)后，斜裂縫處的鋼板由于應(yīng)力集中使其與混凝土之間出現(xiàn)剝離，斜裂縫引起的斜拉破壞是脆性的，致使鋼板應(yīng)變呈現(xiàn)突然下降的情況。圖7(b)中，梁PSU底面鋼板應(yīng)變整體上小于抗彎加固銹蝕梁，說明增加U形箍加固能充分發(fā)揮底面鋼板的抗變形能力，同時(shí)，由于U形箍的對(duì)底面鋼板的緊固效應(yīng)，底面鋼板兩端的應(yīng)變小于中間鋼板應(yīng)變。

圖7 試驗(yàn)梁底面鋼板應(yīng)變Fig.7 Steel plate strain of tested beams on the bottom

2.3 開裂荷載和裂縫分布

從表2試驗(yàn)梁的開裂荷載可以看出，銹蝕梁出現(xiàn)抗彎裂縫的荷載比不銹蝕梁的略微降低。除梁PUC外，所有銹蝕加固梁出現(xiàn)抗彎裂縫的荷載比銹蝕梁的彎曲開裂荷載提高了100%～180%，同時(shí)，抗彎加固銹蝕梁的彎曲開裂荷載隨著鋼板厚度的增加而增加。梁PUC的彎曲開裂荷載與梁P2相同，這是因?yàn)榱篜UC底面無鋼板加固，荷載作用區(qū)域裂縫發(fā)展與銹蝕梁相似。

圖8為部分試驗(yàn)梁裂縫分布。AX表示斜裂縫，A1-A10表示主要彎曲裂縫。在所有試驗(yàn)梁中，抗彎加固梁的裂縫數(shù)量最多，間距最小，這是因?yàn)榈酌驿摪宓募庸绦?yīng)使得試驗(yàn)梁的抗裂性能提高，然而，由于U形箍的錨固作用，梁PUC沒有斜裂縫出現(xiàn)。對(duì)于梁PSU，底面鋼板和U形箍共同限制了試驗(yàn)梁裂縫的發(fā)展，并且其破壞模式為提前破壞，裂縫在荷載較低的情況下不發(fā)展。

圖8 試驗(yàn)梁裂縫分布Fig.8 Crack distribution of tested beams

2.4 荷載撓度曲線

圖9 試驗(yàn)梁荷載撓度曲線Fig.9 Load-deformation curves of tested beams

2.5 試驗(yàn)梁延性

Keheyroddin等[18]指出，對(duì)于雙點(diǎn)加載的試驗(yàn)梁，在加載過程中塑性鉸由于如下原因會(huì)發(fā)生范圍和位置的變化：

1)加載過程中，試驗(yàn)誤差會(huì)引起加載點(diǎn)微小的變化。

2)整個(gè)加載過程，左右兩加載點(diǎn)的微小不均勻性。

表3 試驗(yàn)梁延性Table 3 Ductility of the tested beams

3 結(jié)論

1)與銹蝕梁和不銹蝕梁相比，鋼板加固能有效提高梁的極限承載力。組合加固效果最明顯，其極限承載力比銹蝕梁提高了107.7%?？箯澕庸啼P蝕梁鋼板厚度分別為3、4、5 mm時(shí),厚度每增加1 mm,其極承載力增加7～18 kN。

2)每種加固方式都能提高銹蝕梁的抗變形性能，組合加固銹蝕梁的抗變形能力最強(qiáng)，其次是抗彎加固銹蝕梁，同時(shí)，鋼板厚度的增加對(duì)抗彎加固銹蝕梁的抗變形能力有積極作用。

3)組合加固比其他兩種加固方式能更有效地提高銹蝕梁的延性，相比銹蝕梁延性提高達(dá)320.4%，其次是抗剪加固銹蝕梁?？箯澕庸啼P蝕梁的延性相比前兩種梁都要小，并且隨著鋼板厚度的增加先增加后減小。評(píng)價(jià)抗彎和抗剪加固銹蝕梁的加固效果時(shí)需綜合考慮抗變形能力和延性。