我国海域辽阔, 近海建筑群越来越多, 在近海环境下, 钢筋混凝土结构遭受氯离子侵蚀、碳化、荷载以及外部其他因素的作用, 其耐久性降低造成了大量的经济损失^[1]。在众多因素中, 氯离子侵蚀作用是引起混凝土结构耐久性下降的一个主要因素^[2]。目前, 国内外学者关于腐蚀环境对混凝土结构各项力学性能的影响已做了大量的研究^[3,4,5,6,7], 但是在氯离子腐蚀环境下, 关于钢筋混凝土构件抗压力学性能的研究相对较少。

　　 鉴于此, 本文对36个钢筋混凝土棱柱体试件进行了人工盐雾加速腐蚀试验, 进而对其进行轴心抗压试验, 研究箍筋劣化对约束混凝土构件抗压性能的影响, 该研究结果将为氯离子侵蚀下混凝土结构的抗震性能分析提供参考依据。

　　 本试验共设计了12组钢筋混凝土棱柱体试件, 每组有3个完全相同试件, 共计36个。以箍筋锈蚀率 (通过控制裂缝宽度来控制箍筋锈蚀率) 、箍筋体积配箍率为主要变化参数。试件截面尺寸为150mm×150mm×450mm, 混凝土强度等级为C30, 纵筋采用, 箍筋采用ϕ8@80, ϕ6@60, ϕ6@80, 混凝土保护层厚度为10mm。

　　 混凝土制备采用P.O32.5级水泥, 搅拌水为自来水, 粗骨料为天然碎石, 试验用河砂为天然中砂, 其配合比水泥∶中砂∶细石∶水=396∶665∶1 182∶190。为加速箍筋锈蚀, 在制作试件时加入占水泥重量5%的食盐。试验用混凝土采用搅拌机拌制, 其材性试验结果为:混凝土轴心抗压强度f_c为28.18MPa, 弹性模量为2.85×10⁴MPa。箍筋力学性能见表1, 试件编号及基本信息见表2。

　　 试件脱模以后将其放入标准养护室内 (20℃±3℃, 95%RH) 养护28d取出, 然后将每组设计裂缝宽度相同的试件放入盐雾箱内。调节盐雾箱内的温湿度条件, 使喷雾时盐雾箱内的温度为45℃, 湿度为90%, 持时3h。为了加速混凝土试件的腐蚀速度, 模拟干湿循环的实际环境, 将盐雾箱进行烘干, 盐雾箱内温度升高至60℃±2℃ (风干) , 持时2h。温差15℃, 升降温度按照0.5℃/min速率, 则盐雾烘干转化时间设定为30min。试验时采用间断喷雾的方式, 以1h为周期, 喷雾20min间歇40min, 以保持盐雾箱内的盐雾浓度恒定。除了对照组, 综合盐雾腐蚀实验室的盐雾氯离子浓度取为5%。定期进入室内观察试件的顺筋裂缝发展情况, 加速锈蚀时间由顺筋裂缝宽度确定。加速锈蚀试件的过程中, 采用精度为0.01mm、量程为0～10mm的裂缝观测仪对试件表面的锈胀裂缝进行观测, 将达到设计裂缝宽度的试件搬出盐雾箱。

　　 试件轴心抗压试验采用西安外事学院微机控制电液伺服压力试验机 (图1) , 竖向最大静载出力为5 000kN。

　　 试验采用等速位移控制的加载方式, 由于大部分试验试件经受了锈蚀损伤, 位移速度经现场试验并参照以往经验选为0.3mm/min, 采用等位移速度单调加载, 直至试件受压破坏。

　　 箍筋加速锈蚀时间较短时, 红褐色锈蚀产物透过混凝土保护层微细孔渗出并部分粘附在试件表面;随着锈蚀时间的增长, 锈蚀产物逐渐增加, 混凝土保护层开始出现锈胀裂缝;随着箍筋锈蚀程度的增大, 锈蚀产物的渗出量和锈胀裂缝的宽度逐渐增大。各组试件 (裂缝宽度为0, 0.8, 1.0, 1.3mm) 的裂缝照片和损伤形态见图2 (每组试件中挑选一个试件列出) 。

　　 由图2可以看出, 裂缝宽度为0.8mm的所有试件外观基本完好, 均未发现明显锈胀裂缝, 表面锈迹较少;裂缝宽度为1.0mm的试件在箍筋处锈迹变多;裂缝宽度为1.3mm的试件锈迹较多, 开始出现锈胀裂缝, 有些角部已经脱落。同时, 在试件转角部位, 由于箍筋锈蚀产物膨胀, 混凝土保护层开裂, 且沿纵筋方向分布。

　　 完好试件经历的整个受压过程可简单描述为:内部微裂缝产生、裂缝发展与贯通、破坏斜面形成直至试件被压坏。受锈蚀损伤的试件在承受压力之前其内部和外部可能已经存在锈胀裂缝, 因此在受压的整个过程中, 新裂缝不断产生, 同时原有锈胀裂缝缓慢、持续发展, 试件最后的受压破坏斜面基本是在原有锈胀裂缝基础上发展形成的。此外, 试件的破坏特征也随着箍筋锈蚀程度不同而发生改变, 随着箍筋锈蚀量的增加, 试件从最初完好试件的延性破坏变为锈蚀严重试件的脆性破坏。图3是试验试件的轴压破坏形态照片 (每组试件中挑选一个典型破坏的试件列出) 。

　　 试验得出12组试件的实测受压应力-应变曲线, 为了比较配箍特征值和箍筋锈蚀裂缝宽度对混凝土棱柱体试件受压应力-应变曲线的影响, 本试验对每组3个试件的应力-应变曲线取平均值, 然后对其进行对比。

　　 图4为锈蚀裂缝宽度相同时, 不同配箍特征值下的混凝土应力-应变曲线。由图4可以看出:随着配箍特征值的增大, 峰值应力和峰值应变逐渐增大, 说明配置箍筋可以改善试件的受力性能, 与完好试件受配箍特征值的影响规律类似;曲线下降段的水平延伸段也变长, 说明试件的延性随着配箍特征值的增加而变好。且随着锈蚀率的增大 (对比图4 (a) 和图4 (d) ) , 不同配箍特征值下的峰值应变和峰值应力差距变大。

　　 图5为箍筋配箍率相同时, 不同箍筋锈蚀率下的混凝土应力-应变曲线, 从图5中可以看出:混凝土应力-应变曲线形状受箍筋锈蚀率影响较大。当箍筋锈蚀较轻时, 约束混凝土应力-应变曲线的上升段大部分几乎重合于未锈蚀试件的上升段, 下降段也较平缓且有明显的水平延伸段, 说明箍筋锈蚀率不大时, 试件的刚度和延性未明显降低;当箍筋锈蚀较严重时, 约束混凝土应力-应变曲线的峰值点随着箍筋锈蚀率的增加逐渐下降;上升段随着箍筋锈蚀率的增大逐渐向右下方偏移, 说明试件刚度的降低幅度随着箍筋锈蚀率的增加而增大;且箍筋锈蚀率愈大, 曲线的下降段愈陡, 下降段的水平延伸段也愈短, 说明试件的延性随着箍筋锈蚀率的增加而变差。

　　 在国内, 清华大学过镇海建立的矩形箍筋约束混凝土应力-应变全曲线模型^[8]已经得到了大家的普遍认同, 在工程实践中得到了广泛应用, 模型的数学表达式如下:

　　 $y=\{\begin{array}{l}Ax+(3-2A)x{}^2+(A-2)x{}^3(x\le 1)\\ \frac{x}{\alpha (x-1){}^2+x}(x\ge 1)\end{array}(1)$

　　 其中:x=ε/ε₀, y=σ/σ₀, A=E_hε₀/σ₀, α=φ/ (φ-1) ², φ=ε_0.5/ε₀。

　　 式中:ε₀为应力-应变曲线的峰值应变;σ₀为曲线的峰值应力;E_h为混凝土初始弹性模量;α, φ均为应力-应变曲线下降段参数;ε_0.5为曲线下降段最大应力下降50%时的极限点;A, α分别为上升段、下降段曲线控制系数。

　　 本文将采用过镇海模型^[8]对试验所得混凝土应力-应变全曲线进行拟合。

　　 由于自然环境作用, 在役结构随着时间增长必然产生一定程度的耐久性损伤。考虑到碳化只发生在构件保护层且对构件抗震性能影响较小, 本节从约束指标和核心区混凝土抗压强度两方面研究箍筋锈蚀对约束混凝土应力-应变的影响。

　　 Lee, Noguchi和Tomosawa^[9]基于试验得出锈蚀钢筋的屈服强度和弹性模量的回归公式。该公式同时考虑均匀锈蚀和坑状锈蚀对钢筋的屈服强度和弹性模量的影响, 表达式如下:

　　 屈服强度 (均匀锈蚀) :

　　 $f{}_{\text{y}\text{x}}=(1-1.24\eta )f{}_{\text{y}}(2)$

　　 弹性模量 (均匀锈蚀) :

　　 $E{}_{\text{s}\text{x}}=(1-0.75\eta )E{}_{\text{s}}(3)$

　　 式中:f_yx, f_y分别为锈蚀、未锈蚀钢筋的屈服强度;E_sx, E_s分别为锈蚀、未锈蚀钢筋的弹性模量;η为锈蚀钢筋的重量损失率。

　　 本文以过镇海模型^[8]为基础, 综合考虑锈蚀箍筋的约束作用对核心混凝土应力-应变曲线的影响, 建立锈蚀箍筋约束混凝土应力-应变全曲线的理论模型。

　　 1) 箍筋锈蚀对约束指标的影响

　　 箍筋锈蚀对钢筋混凝土构件的影响主要表现在以下两个方面:1) 减小箍筋截面面积;2) 减小箍筋的屈服强度。假定箍筋为均匀锈蚀, 箍筋重量损失率为η时的半径变化为Δr, 由截面面积相等原则, 有:

　　 $\frac{\text{π}(r-\text{Δ}r){}^2}{\text{π}r{}^2}=1-\eta (4)$

　　 则横向箍筋的体积配箍率为:

　　 $\mu {}_{\text{t}}=\frac{\text{π}(r-\text{Δ}r){}^{2}C}{sA{}_{\text{c}\text{o}\text{r}}}=\frac{\text{π}r{}^2(1-\eta )C}{sA{}_{\text{c}\text{o}\text{r}}}(5)$

　　 式中:r为箍筋的半径;C为箍筋轴线总长度;s为箍筋间距;A_cor为核心区约束混凝土截面面积, 取箍筋内皮直径计算。

　　 箍筋锈蚀造成箍筋屈服强度的减小, 将式 (5) 代入式 (2) 得到考虑箍筋锈蚀时的约束指标λ_t′为:

　　 $\begin{array}{l}\lambda {}_{{\text{t}}^{\prime }}=\mu {}_{\text{t}}\frac{f{}_{\text{y}\text{x}}}{f{}_{\text{c}}}=\frac{\text{π}r{}^2(1-\eta )C}{sA{}_{\text{c}\text{o}\text{r}}}\cdot \frac{(1-1.24\eta )f{}_{\text{y}}}{f{}_{\text{c}}}=\\ (1-\eta )(1-1.24\eta )\lambda {}_{\text{t}}(6)\end{array}$

　　 式中: f_c为混凝土的单轴抗压强度;λ_t为不考虑箍筋锈蚀时的约束指标。

　　 2) 箍筋锈蚀对约束混凝土抗压强度的影响

　　 箍筋对核心混凝土提供侧向约束, 使约束区混凝土处于三轴受力状态, 可提高混凝土的强度和变形能力。根据文献[10]有:

　　 $f{}_{\text{c}\text{c}}=f{}_{\text{c}\text{o}}+k{}_{1}f{}_l(7)$

　　 式中:f_cc, f_co分别为约束和非约束混凝土强度;k₁为衡量泊松比的函数, 其值越小, 则混凝土构件的侧向压力越大, 其值可由试验测得; f_l为混凝土的侧向约束应力。

　　 Saatcioglu^[11]通过试验数据, 回归拟合出k₁=6.7 f_l^-0.017, 可看出, 该系数只随着侧向压应力变化而变化。对文献[11]和文献[12]中试验数据统计分析后发现, 即使侧向约束力大小相同, 相同的箍筋形式对普通混凝土和高强混凝土的约束效果也不同, 由此推断混凝土强度对约束效果也有影响。因此, 将系数k₁定义为 f_l/f_co的函数。采用文献[13]和文献[14]中试验数据, 拟合参数k₁, 表达式如下:

　　 $k{}_1=4.122(f{}_l/f{}_{\text{c}\text{o}}){}^{-0.1}(8)$

　　 Saatcioglu^[11]等人引入等效平均约束应力 f_le, 进一步提出了适用于矩形截面约束混凝土峰值应力的计算模型, 表达式如下:

　　 $f{}_{\text{c}\text{c}}/f{}_{\text{c}\text{o}}=1+k{}_{1}f{}_{l\text{e}}/f{}_{\text{c}\text{o}}(9)$

　　 其中, f_le=k₂f_l, k₂是为了减少平均应力引入的参数, 确定该模型的参数, 需准确掌握每个构件的箍筋配置情况, 工作量较大, 不利于应用到实际。考虑到配箍特征值λ_t是约束混凝土性能的综合参数, 该参数不仅体现配箍量, 也包含了混凝土强度和箍筋强度因素的影响。现将配箍特征值λ_t和截面尺寸作为模型参数^[13], 引入系数k₂:

　　 $k{}_2=0.511(b/a){}^{0.08}\lambda {}_{\text{t}}{}^{-0.2}(10)$

　　 式中:a为矩形截面短边长度;b为矩形截面长边长度。

　　 将式 (6) 带入式 (9) 得:

　　 $k{}_2=0.511(b/a){}^{0.08}(1-\eta ){}^{0.7}(1-1.24\eta ){}^{0.7}\lambda {}_{\text{t}}{}^{0.7}(11)$

　　 将式 (8) 和式 (11) 代入式 (9) 可得锈蚀箍筋约束混凝土强度计算模型:

　　 $\begin{array}{l}f{}_{\text{c}\text{c}}/f{}_{\text{c}\text{o}}=1+1.13(b/a){}^{0.08}(1-\eta ){}^{0.7}(1-\\ 1.24\eta ){}^{0.7}\lambda {}_{\text{t}}{}^{0.7}(12)\end{array}$

　　 锈蚀箍筋通过影响约束混凝土的抗压强度f_cc和约束指标λ_t而引起约束混凝土应力-应变全曲线模型中各参数的变化, 使曲线形状发生改变。由文献[8]对试验数据的回归分析, 各参数可表示如下。

　　 混凝土初始模量E_h:在初始加载阶段, 箍筋应力值很小, 其对核心区混凝土的约束作用还不能发挥, 故初始弹性模量仍为E_h。

　　 峰值应力σ₀′为:

　　 $\sigma {}_{0^{\prime }}=0.913f{}_{\text{c}\text{c}}(13)$

　　 式中: f_cc为约束混凝土的抗压强度, 是箍筋锈蚀率的函数, 按式 (12) 取值。

　　 峰值应变ε₀′为:

　　 $\epsilon {}_{0^{\prime }}(\times 10{}^{-3})=\epsilon {}_{\text{o}\text{s}}+\left(31.8\frac{b^{\prime }}{s}-17.8\right)\mu {}_{\text{t}}(14)$

　　 式中:ε_os为素混凝土的峰值应变;b′为箍筋的边长;s为箍筋间距, 按相邻箍筋的中心至中心计算;μ_t为体积配箍率, 是箍筋锈蚀率的函数, 按照式 (5) 取值。

　　 参数ε_0.5′为:

　　 $\epsilon {}_{0.5}´(\times 10{}^{-3})=\epsilon {}_{0.5\text{s}}+14\sqrt{(1.8b^{\prime }/s)\lambda {}_{{\text{t}}^{\prime }}}(15)$

　　 式中:ε_0.5s为素混凝土曲线下降段最大应力下降50%时的极限应变;λ_t′为考虑箍筋锈蚀后的约束指标, 参照式 (6) 取值。

　　 根据以上分析, 最终得到锈蚀箍筋约束混凝土的应力-应变全曲线模型, 为:

　　 $\sigma =\{\begin{array}{l}\sigma {}_{0^{\prime }}\left[A\left(\frac{\epsilon }{\epsilon {}_{0^{\prime }}}\right)+(3-2A)\left(\frac{\epsilon }{\epsilon {}_{0^{\prime }}}\right){}^2+(A-2)\left(\frac{\epsilon }{\epsilon {}_{0^{\prime }}}\right){}^3\right](\epsilon \le \epsilon {}_{0^{\prime }})\\ \sigma {}_{0^{\prime }}\frac{\left(\frac{\epsilon }{\epsilon {}_{0^{\prime }}}\right)}{\alpha \left[\left(\frac{\epsilon }{\epsilon {}_{0^{\prime }}}\right)-1\right]{}^2+\left(\frac{\epsilon }{\epsilon {}_{0^{\prime }}}\right)}(\epsilon \ge \epsilon {}_{0^{\prime }})\end{array}(16)$

　　 式中:A=E_hε₀′/σ₀′, α=φ′/ (φ′-1) ², φ′=ε_0.5′/ε₀′。

　　 通过采用过镇海模型^[8]对试验所得锈蚀箍筋约束混凝土应力-应变全曲线进行拟合, 利用EXCEL中“规划求解”功能, 以“拟合值与试验值差值平方和最小”为目标, 拟合出系数A, α, 发现较好符合试验结果, 将其归纳于表3中。

　　 由表3看出, 理论值和试验拟合值存在一定误差, 原因可能是试件制作和试验加载等过程产生了一定的误差。总体而言, 理论值和试验拟合值基本吻合, 验证了锈蚀箍筋约束混凝土应力-应变曲线理论方程的合理性。

　　 (1) 对36个试件进行盐雾加速锈蚀试验, 发现试件内箍筋锈蚀较不均匀, 直线区段锈蚀较轻, 转角区域箍筋锈蚀严重;箍筋锈蚀产物膨胀导致混凝土保护层开裂, 裂缝在试件转角处产生, 且沿纵筋方向分布;在试件转角部位仅产生一条竖向主裂缝, 试件锈胀裂缝的宽度、长度随着锈蚀时间的延长而逐渐增大。

　　 (2) 在箍筋锈蚀裂缝相同情况下, 随着箍筋配箍率的增大, 试件的峰值应力和峰值应变也增大, 试件的承载力提高, 延性变好;在箍筋配箍率相同的情况下, 随着箍筋锈蚀裂缝宽度的增大, 试件的峰值应力减小, 混凝土应力-应变曲线上升段向右下方偏移, 下降段变得越陡直, 下降段的水平延伸段逐渐变短, 延性变差。

　　 (3) 通过改变约束混凝土抗压强度和约束指标, 并考虑箍筋锈蚀对核心区混凝土本构关系的影响所建立的本构关系理论模型, 将其与试验数据拟合回归得到的锈蚀箍筋约束混凝土受压应力-应变全曲线进行对比, 两者吻合良好, 故该理论模型可应用于锈蚀钢筋混凝土结构、构件的非线性分析中。