公路早期部分預應力混凝土T梁腐蝕疲勞性能試驗分析

何肖斌

(福州市公路事業發展中心, 福建 福州 350002)

0 引言

預應力混凝土T梁構造簡單, 制造方便, 具有一定的跨越能力, 在我國中、 小跨徑公路橋梁中得到廣泛應用. 我國早期建造的公路預應力混凝土T梁橋設計標準低、 年代久遠, 近年來隨著重載作用及交通量的逐年上升, 此類舊橋面臨著承受荷載與設計荷載不匹配問題, 致使其疲勞問題日益突出[1]. 一般認為, 預應力混凝土結構發生耐久性問題的可能性要比混凝土結構小得多; 然而研究表明[2], 預應力混凝土結構也存在著嚴峻的耐久性問題, 其中以預應力鋼筋腐蝕引起的受彎構件性能退化問題最為突出, 很小的銹蝕量就會導致預應力筋應力猛增, 再小的應力幅也可能引起不收斂的腐蝕疲勞損傷, 并最終導致腐蝕疲勞斷裂[3-5]. 因此, 對早期建造、 處于腐蝕環境的在役公路預應力混凝土T梁橋, 需特別關注其在腐蝕介質和反復荷載等耦合作用下的腐蝕疲勞問題.

預應力混凝土結構的腐蝕疲勞過程是力學作用與化學作用的綜合過程, 其破壞機理十分復雜, 目前尚不能完全考慮兩者耦合, 也無法通過理論的方法來預測預應力混凝土結構的腐蝕疲勞性能. 國內外對預應力混凝土梁的疲勞性能已開展了較多試驗研究[1, 6-9], 而對預應力混凝土梁的腐蝕疲勞性能的研究工作相對較少. 余志武等[10]對普通鋼筋銹蝕后的預應力混凝土矩形截面梁的疲勞破壞形態及疲勞壽命開展試驗研究, 結果表明: 混合配筋合適的預應力混凝土梁疲勞壽命隨著梁底普通鋼筋銹蝕率增大而減少, 在銹蝕率超過7%后, 容許疲勞壽命會急劇減少, 呈現出低周疲勞破壞特征, 但靜載承載力受普通鋼筋銹蝕程度影響較小, 僅在銹蝕率超過20%后, 靜載承載力才急劇降低. 文獻[11]通過對比試驗, 研究非腐蝕環境和腐蝕環境下典型鐵路預應力混凝土T梁的疲勞破壞形態和破壞機理, 發現非腐蝕環境下配筋合適的試驗梁疲勞破壞前具有明顯征兆, 而腐蝕環境下梁底普通鋼筋銹蝕后疲勞破壞征兆不明顯, 且銹蝕率越大疲勞壽命越短, 建議在普通鋼筋銹蝕率超過7%后, 需要對預應力混凝土T梁進行加固. Huang等[12]提出普通鋼筋腐蝕后部分預應力混凝土梁剛度和撓度的計算方法. 文獻[13-14]均對不同鋼絞線腐蝕率下的預應力混凝土T型截面梁進行了靜力和疲勞試驗, 結果表明: 鋼絞線腐蝕會顯著降低梁的疲勞壽命, 且破壞特征為預應力筋的腐蝕疲勞破壞, 而梁跨中撓度受鋼絞線腐蝕率的影響并不顯著. 李富民等[15]通過疲勞試驗研究了不同鋼絞線腐蝕率的預應力混凝土矩形截面梁的疲勞性能, 結果表明: 銹蝕鋼絞線表現出典型的蝕坑特征, 鋼絲疲勞斷口呈現出典型的宏觀脆性斷口特征; 梁的疲勞壽命隨著摻鹽率的增加呈指數關系退化, 且彎曲剛度隨著氯鹽作用和疲勞作用的增強而顯著下降. 李巖峰等[16-17]研究了具有不同受力筋(包括普通受力筋和預應力鋼筋)銹蝕率的部分預應力混凝土矩形截面梁的疲勞性能, 結果表明: 試驗梁的疲勞壽命隨著受力筋銹蝕率的增加而顯著減小, 且銹蝕率越大, 梁的最大位移增長速度越快. Zhang等[18]對預應力筋或普通鋼筋銹蝕的部分預應力混凝土矩形截面梁進行等幅疲勞試驗, 發現銹蝕梁疲勞破壞時出現銹蝕預應力筋或銹蝕普通筋疲勞斷裂, 預應力鋼絲腐蝕越嚴重, 試驗梁的疲勞壽命越短; 此外, 預應力度和疲勞應力幅值越大, 銹蝕梁的剛度下降越快, 疲勞壽命也越短. 劉西光等[19]研究了經歷疲勞損傷的銹蝕預應力混凝土矩形截面梁的受力性能, 試驗結果表明: 不均勻銹蝕誘發預應力筋在截面積最小且存在明顯銹坑處發生脆性斷裂; 疲勞損傷后銹蝕預應力混凝土梁初始剛度發生退化, 變形能力明顯降低, 具有脆性破壞特征. Su等[20]提出一個用于預測鋼絞線腐蝕后預應力混凝土梁疲勞壽命的模型, 并通過疲勞試驗, 對理論模型進行了驗證.

綜上, 目前還缺乏對國內早期建造的預應力混凝土T梁橋疲勞性能的研究工作. 本研究以此類橋梁為研究對象, 通過靜載試驗和等幅疲勞試驗, 探討鋼絞線銹蝕后部分預應力混凝土T梁在疲勞荷載作用下的破壞特征及疲勞壽命, 并根據疲勞試驗結果和應力-壽命 (S-N)理論, 提出其疲勞壽命預測公式, 研究成果可為了解其腐蝕疲勞破壞機理、 建立理論分析模型提供依據, 并為后續T梁加固設計提供依據.

1 試驗概況

1.1 試驗模型設計

為研究我國早期建造的公路預應力混凝土T梁橋的腐蝕疲勞問題, 依據《公路橋涵設計圖—裝配式預應力混凝土簡支梁(JT/GQS 024—1983 )》[21]進行試驗模型設計, 試驗原型為20 m部分預應力混凝土T梁, 采用1/4的幾何縮尺比例進行設計. 根據相似理論, 遵守控制T梁翼緣板面積、 極限承載力、 鋼筋等效后T梁慣性矩、 梁高等呈比例關系和配筋率相似的原則. 縮尺后部分預應力混凝土T梁模型總長為5 000 mm, 翼緣板寬度為240 mm, 高度為80 mm; 腹板高度300 mm、 寬度110 mm. 縱筋采用直徑10 mm的HRB335級鋼筋, 預應力筋采用1 860級As12.7(1×7)的預應力鋼絞線, 箍筋和架立筋采用直徑10 mm的HPB300級光圓鋼筋, 混凝土采用C50混凝土. 試驗模型設計如圖1所示.

圖1 試驗模型設計圖(單位: mm)Fig.1 Design drawing of the test model of T-shaped girder (unit: mm)

已有研究表明, 鋼絞線銹蝕率和疲勞荷載幅值是影響部分預應力混凝土梁疲勞性能的兩個主要因素[1, 6]. 本試驗僅考慮疲勞荷載幅值的影響, 根據刁進東[13]的研究結論, 將鋼絞線的設計銹蝕率偏不利地取為10%(普通縱向鋼筋未銹蝕). 根據現行規范疲勞荷載作用[22], 考慮超載車輛作用, 取疲勞荷載上限分別為0.4Fu、 0.5Fu、 0.6Fu(Fu為未銹蝕預應力混凝土T梁模型的極限荷載); 疲勞荷載下限一般可取為結構恒載, 本試驗取為0.1Fu. 表1列出了該試驗模型采用的試驗參數, 共設計4根部分預應力混凝土T梁模型, 其中編號為PCTBS0的模型用于靜載試驗, 其余模型用于彎曲疲勞試驗.

表1 部分預應力混凝土T梁模型試驗參數Tab.1 Test parameters of models of partially prestressed concrete T-girders

盡管在役預應力混凝土T梁橋梁實際上同時受腐蝕與疲勞耦合作用, 然而由于要開展腐蝕與疲勞長期共同作用的試驗模擬耗時過長, 幾乎所有相關研究都采用先進行加速腐蝕作用、 完成后再進行加速疲勞作用的方法[2]. 本研究也采用相同方法, 即采用電化學方法對跨中段約10 cm長的預應力鋼絞線進行人工加速腐蝕, 在預計達到設計預期的銹蝕率后, 再實施彎曲疲勞試驗.

1.2 加載及量測方案

采用四點彎曲加載方式, 對表1所列的PCTBS0模型進行靜載試驗. 加載過程采用位移分級加載, 以獲得其極限承載力Fu, 為后續的疲勞試驗加載提供依據, 試驗模型加載裝置和測點布置如圖2所示. 其中, 縱向鋼筋應變通過在跨中及距離兩端1.5 m截面粘貼的鋼筋應變片獲得; 僅測量跨中截面的混凝土應變, 分別沿梁底、 梁頂, 以及在腹板兩側距梁底5、 11、 16、 22、 27、 33 cm的高度位置布置混凝土應變片; 同時, 在模型的跨中、 加載點梁底位置分別布置3個位移計, 以量測試驗梁在各級靜載下的撓度. 利用墨斗將T梁劃分成10 cm×5 cm的網格, 以便于觀察裂縫的發展趨勢, 并及時測量每一級加載后最大裂縫寬度. 每一級加載完成后, 分別采集鋼筋和混凝土應變數據、 模型梁撓度及裂縫數據.

圖2 試驗模型加載裝置及測點布置示意圖(單位: mm)Fig.2 Schematic diagram of test model loading and layout of measuring points (unit: mm)

疲勞試驗也采用圖2所示的四點彎曲加載方式及等幅疲勞加載方案, 各銹蝕梁模型的疲勞上、 下限如表1所列, 量測方案與靜載的量測方案相同. 施加疲勞荷載前, 首先分級施加靜載, 每級加載5 kN至裂縫開展, 之后以10 kN為荷載增量, 施加靜載直到荷載上限, 然后以10 kN為增量逐級將荷載卸到0; 在靜力循環試驗后進行疲勞試驗, 加載頻率為1～2 Hz, 在疲勞循環次數N達到設定值(本試驗設定為1次、 1萬次 、 2萬次、 5萬次、 10萬次, …, 在N=10萬次之后循環次數增量取為10萬次) 后暫停疲勞循環, 實施一次循環靜載試驗. 重復以上步驟, 直至模型梁發生疲勞破壞. 每級靜載均量測混凝土應變、 鋼筋應變、 撓度和裂縫寬度.

2 試驗結果與分析

2.1 靜載試驗結果

圖3給出PCTBS0模型跨中截面的實測荷載-撓度曲線和混凝土正應變分布曲線, 從圖3可以看出, 未銹蝕模型梁跨中截面的荷載-撓度曲線呈現出典型的適筋梁“三階段”的曲線特征, 且具有較大的變形能力; 跨中截面混凝土正應變沿高度基本呈線性分布. 根據試驗過程觀測結果, 在荷載達到60 kN時, PCTBS0模型梁底純彎段首次出現肉眼可見的豎向裂縫, 最大裂縫寬度為0.06 mm; 在荷載達到95 kN時, 在彎剪段首次出現斜裂縫; 當荷載達到120 kN時, 純彎段的裂縫基本出齊; 當荷載達到285 kN時, 彎剪段出現較大縫寬的斜裂紋; 隨著荷載繼續增大, 梁內縱向鋼筋屈服, 受壓區混凝土被壓碎, PCTBS0模型梁表現出適筋梁的典型塑性破壞特征, 實測其極限承載力Fu為319.65 kN.

圖3 PCTBS0模型跨中截面荷載-撓度及混凝土正應變分布曲線Fig.3 Load-deflection and concrete normal strain curves at midspan section of PCTBS0 model

2.2 疲勞試驗結果

2.2.1疲勞破壞形態

模型梁PCTBF1～PCTBF3分別在疲勞循環次數N達到56.25、 14.70和2.83萬次時發生疲勞破壞, 破壞形態均表現為受腐蝕鋼絞線在跨中發生無征兆的斷絲破壞, 導致模型梁撓度急劇增大, 并喪失承載力, 屬于典型的脆性破壞. 可見, 在鋼絞線腐蝕較為嚴重(設計銹蝕率為10%)情況下, 模型梁的疲勞壽命均遠小于設計預期的疲勞壽命(通常為200萬次), 且隨著疲勞荷載幅值的增大而急劇下降. 試驗測得模型梁PCTBF1～PCTBF3疲勞破壞時跨中截面的最大靜載撓度分別達到17.77、 21.83和26.45 mm, 均遠大于其計算跨徑的1/600(8 mm), 說明在鋼絞線腐蝕較為嚴重情況下, 部分預應力混凝土T梁在疲勞荷載和超載車輛共同作用下的最大撓度可能會遠超過正常使用時對梁撓度的限值.

圖4顯示各模型梁的疲勞破壞形態和破壞時跨中及附近截面的裂縫分布. 從圖4可以看出, 各模型梁在跨中及附近截面均沒有出現受壓區混凝土被壓碎現象, 且完全卸載后的殘余變形均很小(模型梁PCTBF1～PCTBF3的實測最大殘余撓度分別為4.56、 3.39和2.85 mm), 幾乎沒有表現出延性, 表明其疲勞破壞形態與適筋梁的靜載破壞形態完全不同. 從圖4中還可以看出, 各模型梁在跨中及附近截面的豎向裂縫稀少, 也說明腐蝕疲勞破壞沒有明顯的預兆.

圖4 各模型梁疲勞破壞形態和破壞時的裂縫分布Fig.4 Fatigue failure modes and distributions of cracks of test models at fatigue failure

2.2.2鋼絞線銹蝕情況

在疲勞試驗結束后, 鑿開各模型梁取出跨中銹蝕段的鋼絞線, 發現在銹蝕鋼絞線表面形成深度及大小不一的蝕坑, 表現為明顯的局部嚴重銹蝕形態.

采用物理除銹及化學除銹相結合方法, 清除鋼絞線表面鐵銹. 鋼絞線的銹蝕率計算式為

(1)

式中:η為鋼絞線銹蝕率;m0為未銹蝕鋼絞線的質量;m1為除銹后等長銹蝕鋼絞線的質量.

表1列出了各模型梁實測的鋼絞線銹蝕率, 可以看出, 3個模型梁中鋼絞線的實際銹蝕率與設計銹蝕率均有一定偏差.

3 疲勞試驗結果分析

3.1 跨中撓度發展規律

圖5給出了模型梁PCTBF1～PCTBF3實測的撓度-循環次數曲線. 從圖5可以看出, 各模型梁在循環荷載作用下跨中截面的最大撓度和殘余撓度均呈現“三階段”發展特征: 前期快速增長、 中期平穩發展且增長速率基本一致、 后期急劇增長的發展規律, 其中平穩增長段約占整個疲勞壽命的90%.

圖5 各模型梁跨中截面撓度-循環次數曲線Fig.5 Deflection-cycle time curves of midspan section of eachtest model

圖6給出了各模型梁在循環荷載作用下跨中截面最大撓度-循環次數曲線之對比. 從圖6可以看出, 模型梁PCTBF3的跨中截面最大撓度發展最為迅速, 疲勞破壞時撓度也最大; 模型梁PCTBF1的跨中截面最大撓度發展最慢, 破壞時撓度也最小; 而模型梁PCTBF2的跨中截面最大撓度的發展介于兩者之間. 這說明在鋼絞線銹蝕率基本相同的情況下, 模型梁的剛度會受到疲勞荷載幅值的顯著影響, 疲勞荷載幅值越大, 剛度隨著循環次數增加而下降的幅度越大. 根據試驗實測結果, 在疲勞荷載作用過程中, 模型梁PCTBF1～PCTBF3跨中截面的最大動撓度分別達到了16.38、 20.91和25.11 mm, 也均遠遠超過正常使用時對梁撓度的限值.

圖6 各模型梁跨中截面最大撓度-循環次數曲線對比Fig.6 Comparioson of the maximum deflection-cycle time curves of midspan section among three test models

3.2 梁底縱向鋼筋與受壓區混凝土應變發展規律

圖7給出了模型梁PCTBF1～PCTBF3在循環荷載作用下, 跨中截面梁底縱向鋼筋拉應變-循環次數曲線及受壓區邊緣混凝土壓應變-循環次數曲線之對比. 從圖7可以看出, 梁底縱向鋼筋拉應變-循環次數曲線及受壓區邊緣混凝土壓應變-循環次數曲線也基本呈現“三階段”發展規律; 此外, 模型梁PCTBF3跨中截面的梁底縱向鋼筋拉應變及受壓區邊緣混凝土壓應變隨著循環次數的增加發展最為迅速, 破壞時兩者應變數值也最大; 模型梁PCTBF1的發展最慢, 破壞時兩者應變數值也最小; 而模型梁PCTBF2的發展介于兩者之間. 這說明在鋼絞線銹蝕率基本相同的情況下, 模型梁的梁底縱向鋼筋與受壓區混凝土應變發展也會受到疲勞荷載幅值的顯著影響, 疲勞荷載幅值越大, 梁底縱向鋼筋與受壓區混凝土應變隨著循環次數增加而增長的幅度越快.

圖7 各模型梁跨中截面縱向鋼筋/混凝土應變-循環次數曲線對比Fig.7 Comparioson of longitudinal bar/concrete strain-cycle time curves of midspan section among three models

從圖7中還可以發現, 疲勞破壞時PCTBF2模型和PCTBF3模型跨中截面梁底縱向鋼筋拉應變均已超過其屈服應變, 而PCTBF1模型跨中截面梁底縱向鋼筋拉應變尚未超過其屈服應變; 此外, 各模型跨中截面受壓區邊緣混凝土壓應變均未達到其峰值壓應變, 說明發生腐蝕疲勞破壞時模型梁混凝土材料的抗壓強度未得到充分發揮.

3.3 裂縫寬度發展規律

圖8給出了模型梁PCTBF1～PCTBF3在循環荷載作用下梁體最大裂縫寬度-循環次數曲線之對比. 從圖8可以看出, 梁體最大裂縫寬度-循環次數曲線也基本呈現“三階段”發展規律; 此外, 模型梁PCTBF3的梁體最大裂縫寬度隨著循環次數的增加發展最為迅速, 破壞時實測最大裂縫寬度為3.51 mm; 模型梁PCTBF1的發展最慢, 破壞時實測最大裂縫寬度為3.86 mm; 而模型梁PCTBF2的發展介于兩者之間, 破壞時實測最大裂縫寬度為3.26 mm. 這說明在鋼絞線銹蝕率基本相同的情況下, 梁體最大縫寬度的發展同樣會受到疲勞荷載幅值的顯著影響, 疲勞荷載幅值越大, 最大縫寬度隨著循環次數增加而增長的幅度也越快; 此外, 腐蝕疲勞破壞時, 各模型梁的梁體最大裂縫寬度均遠遠超過普通鋼筋混凝土受彎構件的裂縫寬度限值, 且其最大裂縫寬度同時受到疲勞荷載幅值和循環總次數的影響, 后者反映梁體的累積損傷效應.

圖8 各模型梁最大裂縫寬度-循環次數曲線對比Fig.8 Comparioson of maximum vertical crack width-cycle time curves among three models

3.4 疲勞壽命預測公式

基于S-N理論, 利用本試驗及文獻[13-14]的試驗實測結果, 以鋼絞線銹蝕率和疲勞應力幅值作為影響參數, 對鋼絞線銹蝕后的部分預應力混凝土T梁的疲勞壽命Nf進行回歸分析, 擬合公式為

lgNf=(8.263+54.200η)-(1.046+25.280η)lg ΔS

(2)

式中: ΔS為疲勞應力幅值(全幅, 單位為MPa), ΔS=Smax-Smin.

圖9給出了鋼絞線銹蝕后的部分預應力混凝土T梁疲勞壽命Nf的理論計算結果與試驗實測結果之對比, 圖中數據點的縱、 橫坐標分別對應Nf的理論計算結果與試驗實測結果. 從圖9可以看出, 理論計算結果與試驗實測結果總體吻合良好, 但仍有個別數據點超出±20%偏差范圍, 反映疲勞試驗結果的離散性較大. 統計分析表明, 理論公式計算值與試驗值之比的均值和標準差分別為0.91和0.02, 變異系數為3.21%, 說明本研究所建立的實用預測公式具有較好的精度.

圖9 疲勞壽命計算值與試驗值對比 Fig.9 Comparison of fatigue lifes betwwen theoretical and experimental results

4 結語

1) 在鋼絞線腐蝕較為嚴重時(鋼絞線銹蝕率在10%左右, 普通鋼筋未銹蝕), 部分預應力混凝土T梁模型的彎曲疲勞破壞特征為受腐蝕鋼絞線在跨中發生無征兆的斷絲破壞, 破壞模式為脆性破壞.

2) 鋼絞線腐蝕后, 部分預應力混凝土T梁模型跨中截面的撓度、 梁底縱向鋼筋和受壓區混凝土應變及豎向裂縫寬度均隨著循環次數增加而呈現“快速增長-平穩增長-急劇增長”的三階段發展規律; 在鋼絞線銹蝕率基本相同時, 模型梁的受彎性能隨著疲勞荷載幅值的增大而顯著下降, 且疲勞壽命也隨著疲勞荷載幅值的增大而急劇下降.

3) 在鋼絞線腐蝕較為嚴重情況下, 部分預應力混凝土T梁在疲勞荷載和超載車輛共同作用下的最大撓度和裂縫寬度均可能會遠超過正常使用時的規范限值, 而且疲勞壽命也遠小于設計預期值.

4) 基于S-N理論, 提出鋼絞線銹蝕后的部分預應力混凝土T梁的疲勞壽命預測公式, 可用于初步評估鋼絞線銹蝕后的部分預應力混凝土T梁的疲勞壽命.