部分预应力混凝土(Partially Prestressed Concrete, PPC)结构已广泛应用于中小跨径桥梁工程中 ^[1]。随着桥梁运营年限的增长及车辆荷载尤其重载交通的往复作用影响,结构性能必将发生退化,甚至在正常服役期内出现超出规范限值的变形和裂缝宽度,危及桥梁运营安全。既有试验研究结果表明:在远小于极限荷载作用下,对于带裂缝工作的PPC梁,均存在发生疲劳破坏的可能 ^[2]。

　　 近年来,国内外学者开展了大量的PPC梁疲劳试验,主要研究集中在破坏形态、最大荷载作用下的结构变形和裂缝宽度、受拉钢筋应力状态及疲劳后结构静力性能上 ^[3,4,5]。少量研究表明:疲劳荷载作用后,梁体存在无法恢复的结构变形(应变),即残余变形(应变) ^[6,7,8]。文献[6]结合6根PPC疲劳试验结果,将PPC梁跨中变形分为残余变形和瞬时变形,并拟合出残余变形经验公式,但其影响因素

　　 尚不清楚;文献[7]证实了PPC梁受压区混凝土存在残余应变,其大小与应力水平和循环荷载作用下的累积变形密切相关。事实上,基于应变协调条件,当受压区混凝土产生残余应变时,受拉钢筋必将产生相应应变。然而,早期研究由于受测试方法的限制,未获得钢筋残余应变的疲劳全过程变化特征,且在进行PPC结构疲劳分析时,常忽略其影响,进而低估了钢筋的实际应力 ^[8]。由此可见,我国目前对疲劳荷载作用后的PPC梁残余性能的研究才刚刚起步,对其影响因素尚缺乏了解,故应进行相关研究,积累足够的试验资料。

　　 大量疲劳试验结果表明,PPC梁的疲劳破坏起始于非预应力钢筋,显然其残余应变将直接影响梁的疲劳寿命 ^[3];而残余变形则是结构整体刚度的反映,可作为衡量结构抗疲劳性能的重要指标。与此同时,考虑到疲劳荷载作用过程中,残余应变(变形)的变化较为稳定且易于监测;本文从疲劳荷载作用后的PPC梁残余性能入手,开展8根PPC梁的疲劳性能试验,并预埋抗疲劳性能优越的光纤布拉格光栅(Fiber Bragg Grating,FBG)传感器实时监测梁内受拉钢筋的应变变化,重点分析梁体残余变形和非预应力钢筋残余应变的变化规律及其影响因素,以期为桥梁疲劳设计提供参考。

　　 本次共开展8根PPC模型梁疲劳性能试验,所有梁均在同一时刻浇筑。图1为梁体具体外形尺寸及配筋形式。

　　 为研究配筋率对PPC梁残余性能的影响,将其分为两组(H1和H2组),其中H1组梁预应力和非预应力钢筋被布置于同一高度,以获得疲劳荷载作用过程中不同类型受拉钢筋的应变变化差异。每组选取1根作为参考梁(S1和S2梁,S代表静载),进行静载性能试验,其余试验梁按照荷载水平不同分别进行等幅疲劳性能试验,以确定其对PPC梁残余性能的影响。

　　 所有试验均采用1 000kN的MTS系统,并通过分配梁进行两点对称加载,疲劳加载波形为正弦波,相关加载参数设置如表1所示。

　　 试验梁采用商品混凝土,设计强度等级为C50,实测抗压强度如表1所示;预应力钢筋采用1860级7股钢绞线,预应力单侧张拉,控制应力为1 302MPa;非预应力钢筋采用直径为14mm和16mm的HRB400级钢筋,屈服强度分别为442,413MPa。

　　 钢筋和混凝土的应变均采用FBG传感器进行量测。为验证其有效性,电阻应变式传感器(Resistance Strain Gauge,RSG)也被布设在与FBG测点相近的混凝土及受拉钢筋表面处,其中混凝土FBG及RSG传感器布设于跨中梁顶缘处,钢筋测点布设位置如图2所示。

　　 试验开始前,在试验梁的跨中及加载点截面处安放4个位移计(跨中2个,两侧加载点各1个),测定梁体的竖向变形,同时在两端支座截面处各安放1块百分表,用于确定支座沉降。

　　 试验过程中,在达到预先设定的循环次数后卸载至零,测定残余变形(应变)值,并进行一次加载至最大荷载水平的静力试验,期间观测梁竖向变形、受力钢筋及混凝土应变变化情况,以及裂缝延伸及扩展情况。

　　 图3为H1F-0.6试验梁的典型疲劳破坏形态。临近疲劳破坏前,梁底混凝土开始出现零星剥落,最终破坏起始于梁受弯区“某一主裂缝”处的非预应力钢筋疲劳断裂。其他疲劳试验梁均表现出与此试验梁一致的破坏形态,见表2。由表2可知,在最小荷载水平(F_min/F_u)不变的情况下,随着最大荷载水平的提高,梁疲劳寿命显著降低;同一荷载水平下,因配筋率的不同,H2组梁的疲劳寿命均高于H1组梁。

　　 在进行梁内钢筋应变分析前,需校对发生疲劳断裂时第一根钢筋所对应的主裂缝位置,并以距该裂缝最近的FBG传感器应变实测值作为有效读数,文中应变均以拉为正,压为负。

　　 因篇幅所限,图4仅给出了由FBG和RSG实测H1F- 0.4梁和H2F- 0.6梁受拉钢筋应变幅随循环次数的全过程变化曲线。从试验结果来看,在RSG破坏之前,两者具有较好的一致性,且在疲劳加载过程中,FBG传感器的存活率和稳定性显著优于RSG,其他试验梁均表现出与此试验梁相同的特征,由此验证了FBG传感器的长期可靠性。

　　 由图4也可看出,对于不同类型受拉钢筋同高度布置的H1组梁,其应变幅增长规律并不一致,这主要由于钢筋与混凝土之间的粘结性能和退化机理不同以及钢筋弹性模量的差异,导致在疲劳加载过程中,两类钢筋之间产生了应力重分布。该分布特性可通过预应力和非预应力钢筋的应变幅值比表征。表3给出了各疲劳试验梁的应变幅值比,由表3可知,在最后一次疲劳加载过程中,实测H1组梁的应变幅值比为0.710～0.721,对于H2组梁,其幅值比达0.609～0.637,该结果与文献[9]实测结果较为接近。由此表明,疲劳荷载引起的钢筋应力重分布使得非预应力钢筋的应力进一步增大。

　　 图5,6分别为通过静载试验得到的H1F- 0.4和H2F- 0.4梁非预应力钢筋和上缘混凝土荷载-应变曲线。由图可知,从整个循环过程来看,加卸载过程中荷载-应变曲线呈现出疏-密-疏的特点,即曲线环包面积先由大变小,后趋于平缓,临近破坏阶段再逐渐变大;在各预定次数下的循环加载结束后,上缘混凝土和非预应力钢筋均出现了无法恢复的残余应变。

　　 结合本文试验及既有研究结果,对于非预应力钢筋,其残余应变产生原因可归结为:1)因受压区混凝土存在残余应变,为保持应变协调性,受拉钢筋亦产生相应的应变;2)钢筋周围混凝土形成无法闭合的微裂缝,导致钢筋产生了约束变形 ^[10];3)钢筋应力重分布使非预应力钢筋应力进一步增大,进而加剧了微裂缝扩展,间接导致钢筋约束变形增大。

　　 图7给出了非预应力钢筋残余应变与疲劳循环比(n/N_f)的关系曲线。由图可知,在疲劳荷载作用过程中,残余应变近似符合“三阶段”发展规律,表现为应变初始增长—应变增长缓慢且稳定—应变显著增大。破坏前,残余应变可达315～425με。对于配筋率低且荷载水平高的H1F- 0.6梁,其残余应变显著高于其他试验梁,这主要因为在疲劳加载过程中,梁内非预应力钢筋过早发生屈服,致使其产生了附加塑性应变。对于其他疲劳试验梁,各根非预应力钢筋的残余应变实测值较为接近,且离散性较小,表明在钢筋不发生屈服的情况下,该残余应变受配筋率和荷载水平的影响并不显著,而主要与钢筋周围混凝土微裂缝闭合情况和受压区混凝土疲劳损伤程度密切相关,该损伤可由混凝土残余应变表征 ^[11]。

　　 图8给出了荷载-跨中变形对比曲线,因篇幅所限,仅以H1F- 0.4,H2F- 0.4梁为例。图中可见,在第1次静力加卸载阶段,疲劳试验梁与参考梁的荷载-跨中变形曲线变化趋势较为一致,且在卸载后,存在无法恢复的残余变形,其产生原因可归结为疲劳加载过程中产生无法闭合的梁体裂缝所致;从整个循环过程来看,其加卸载过程曲线呈现出与钢筋和混凝土一致的变化趋势;此外,随着循环次数的增加,残余变形随之增大。

　　 图9为残余变形与疲劳循环比(n/N_f)的关系曲线。由图可知,其变化规律可近似划分为三个阶段。第一阶段,变形发展较快,但增长速率逐渐降低,该阶段约占疲劳寿命的20%左右;第二阶段,变形增长速率变化较为稳定,基本呈现出线性变化规律,该阶段约占疲劳寿命的60%;第三阶段,梁体变形发展较快,最终导致梁很快进入破坏阶段,最后一次静载试验前,实测残余变形约占最大变形的10%～19%。

　　 从图中也可看出,在最小荷载水平不变的情况下,随着最大荷载水平的提高,残余变形显著增大;在同一荷载水平下,H1组试验梁残余变形高于H2组梁,由此表明,残余变形大小与荷载水平和配筋率密切相关。

　　 (1)疲劳荷载可导致预应力和非预应力钢筋之间产生应力重分布,两者应变幅值比约在0.62～0.7之间,这将进一步增大非预应力钢筋应力水平。

　　 (2)梁体残余变形、非预应力钢筋残余应变均呈现出典型的疲劳破坏“三阶段”变化规律:初始快速增长—增长缓慢且稳定—显著增大直至破坏。

　　 (3)梁体残余变形大小受荷载水平和配筋率影响较为显著,表现为最大荷载水平越高,残余变形越大;配筋率越高,残余变形越小。临近破坏阶段,残余变形约占最大变形的10%～19%。

　　 (4)非预应力钢筋残余应变与钢筋周围混凝土微裂缝闭合情况和受压区混凝土疲劳损伤程度密切相关,破坏前,残余应变可达315～425με。