钢筋锈蚀下甁形压杆性能和有效系数研究.docx

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钢筋锈蚀下甁形压杆性能和有效系数研究

钢筋锈蚀下甁形压杆性能和有效系数研究

摘要：

针对许多钢筋混凝土、预应力混凝土结构由于除冰盐的使用遭受不同程度的腐蚀，开展钢筋锈蚀下甁形压杆受力性能及有效系数试验研究。

设计了2组共6个不同钢筋锈蚀率的压杆试件，通过静载试验加载至失效破坏。

结果表明：

钢筋锈蚀不仅降低瓶形压杆的承载力，同时降低了压杆刚度；压杆典型的失效模式是中部高度处突然出现一个垂直裂纹，然后开展为Y形，最后附近节点的混凝土发生破碎；统计分析了81个试件试验数据，得出ACI规范中对于压杆强度有效系数计算较AASHTOLRFD（2013）规范更加偏于保守，建议将ACI规范中瓶形压杆影响参数取βs=0.85；提出考虑钢筋锈蚀软化影响的瓶形压杆锈蚀软化系数计算式。

关键词：

瓶形压杆，钢筋锈蚀，有效系数

Abstract:

ManyexistingRCandPRCinfrastructuresaresufferingfromreinforcementcorrosionduetousingde-icingsalt.Experimentalresearchwascarriedouttostudythebehaviorsandefficiencycoefficientofbottle-shapedstrutswithreinforcementcorrosion.Sixspecimenswithdifferentreinforcementcorrosionratiosweretestedtofailure.Theresultsshowthatthereinforcementcorrosionnotonlydecreasestheloadcarrycapacityofbottle-shapedstruts,butalsoreducesthestiffnessofthem.Measuredstraindistributioncapturedthebottle-shapedeffect.Acharacteristicfailuremodewasaverticalcracksuddenappearedatmiddleheightofaspecimen,thenYshapedcrackspresented,andfinalcrushingofconcreteadjacenttothenodeoccurred.Thetesteddataof81bottle-shapedstrutswereusedtoevaluatetheefficiencycoefficientcalculatedbyACI318-08andAASHTOLRFD,theresultsconfirmedthatAASHTOLRFDexpressionswerelessconservativethanACI318-08expression.aefficiencyfactorβs=0.85inACI318-08isrecommendedforabottle-shapedstrut.Consideringreinforcementcorrosionsofteningeffect,acorrosionefficiencycoefficientforabottle-shapedstrutwasproposed.

Keywords:

bottle-shapedstruts,reinforcementcorrosion,Efficiencycoefficient,

引言

拉压杆模型（STM）由压杆、拉杆和节点区共同组成，是在钢筋混凝土结构连续体中抽象出的离散桁架模型，并在静力荷载的作用下满足静力平衡条件，用以反映结构内部力流的传递。

美国规范ACI318-08以应力迹线来区分不同的压杆，其中瓶形压杆应力迹线在截面上呈现为不均匀非线性变化的外凸形。

由于除冰盐的使用，在中国北部、欧洲、北美等地，大量的钢筋混凝土结构遭受不同程度的腐蚀。

腐蚀损伤通常表现在与底层钢筋平行的混凝土表面产生锈渍及细小裂纹。

钢筋锈蚀及裂纹的出现会导致材料强度降低、截面面积减小，改变结构传力机制，严重时可能会造成安全隐患。

近年来，学者们对拉压杆模型进行了理论及实验研究。

MicahaelD.Brown等人（2006a）进行有关确定拉压杆模型中压杆强度的试验，结果表明ACI规范中对于配筋量计算较AASHTOLRFD（2013）规范更加偏于保守。

Campione（2011）研究了穿孔、未穿孔两种瓶形压杆受压性能，指出孔洞及加载钢垫板面积的减小使得压杆应力应变产生变化，并且承载力降低。

Sahoo等人（2011）指出现行的设计规范与文献中有关钢筋网的作用方面难以统一，缺乏一致性。

通过一系列压杆实验，推导出防止瓶形压杆劈裂破坏所需水平钢筋配筋率的计算公式。

MicahaelD.Brown（2006b）提出一种基于平衡的方法来确定瓶形压杆水平钢筋的合理量，并在一系列的深梁试验中验证。

从以上可以看出，有关不同钢筋锈蚀率造成的瓶形压杆有效强度的影响的研究很少，甚至连试验信息都很难得到。

因此，本文的试验旨在对不同钢筋锈蚀率下瓶形压杆受力性能及有效系数研究。

试验中主要控制变量为钢筋锈蚀率和钢筋配筋角度。

许多学者对压杆强度有效系数影响参数做了研究，表1中给出美国ACI318-08和ASSHTOLRFD规范的有关规定。

表1影响参数和混凝土有效强度

Table1Strutefficiencyfactorsandstrutstrength

规范

压杆类型

影响参数

Ø

混凝土有效强度

ACI318-08

（2008）

等截面压杆

βs=1.00

0.75

有控制裂缝构件的瓶形压杆

βs=0.75

0.75

无控制裂缝构件的瓶形压杆

βs=0.60λ

0.75

受拉构件

βs=0.40

0.75

所有其他情况

0.60

0.75

AASHTO

LRFD（2013）

所有压杆

-

0.7

表中列出了一系列压杆类型，瓶形压杆作为最普遍的压杆形式之一，钢筋锈蚀将对其承载力产生重要影响，其对影响参数取值的变化必然不可忽视。

1.试验概况

1.1试件设计

本次试验的主要目的是探讨不同钢筋锈蚀率、不同钢筋配筋角度对甁形压杆受力性能的影响。

为此，试验设计了A、B两组压杆试件，试件几何尺寸为900×900×150mm，基本参数见表1。

试件布置单层正交钢筋网格，通过将钢筋网格旋转45°研究压杆钢筋配筋角度与受压方向之间的关系，压杆示意图详见图1。

表1试件基本参数

Table1Basicparametersofspeciments

分组

试件

编号

配筋

情况

锈蚀

率

A组

BSS1-1

0.0037

10@140,θ=00

0%

BSS1-2

0.0037

10@140,θ=00

3%

BSS1-3

0.0037

10@140,θ=00

6%

B组

BSS2-1

0.0045

10@140,θ=450

0%

BSS2-2

0.0045

10@140,θ=450

3%

BSS2-3

0.0045

10@140,θ=450

6%

（a）θ=00（b）θ=450

图1瓶形压杆示意图

Fig.1Schematicdiagramofbottle-shapedstrut

1.2材料性能

两组试件所用混凝土为自拌C50，配合比为水泥：

细集料：

粗集料：

水：

减水剂=1:

1.44:

2.55:

0.36:

0.012，浇筑时在同批混凝土中制作6个标准立方体试块，在标准情况下养护28d，在试件加载前根据《混凝土强度检测评定标准》相关规定测混凝土的实际抗压强度，其实测抗压强度平均值49.59MPa、标准差0.64，基本达到C50的要求。

压杆中钢筋采用HPB300，直径D=10mm，屈服强度300Mpa，极限强度420Mpa。

1.3试件加速锈蚀试验

压杆的锈蚀试验在河海大学结构试验室完成，采用通电加速锈蚀试验法，试验用的电源为鸿宝公司生产的HB176015L5A可调双路直流稳压电源，试验示意图如图2。

控制盐水池中的氯化钠溶液的浓度为3%-5%，压杆试件浸泡3d后通电锈蚀，试验通电设定电流为2A，根据法拉第定律计算每个试件的通电时间。

图2压杆试件的钢筋锈蚀装置示意

Fig.2Schematicdiagramoftheacceleratedcorrosiontestofthepanels

1.4实测钢筋试件锈蚀率

通过测量锈蚀后钢筋质量损失率来计算钢筋锈蚀率。

试验将加载后的每块试件钢筋取出，截取若干根，放入稀释成6%的稀盐酸溶液中浸泡1h后取出，将钢筋表面铁锈清除漂洗后，放入石灰水中浸泡中和钢筋表面盐酸，1h后取出用清水冲洗并烘干，用电子秤称量烘干后锈蚀钢筋试件的重量，用游标卡尺测量试件的长度，计算确定锈蚀后钢筋的质量损失率。

钢筋实测平均锈蚀率见表2。

表2钢筋实测平均锈蚀率

Table2Percentageofweightloss

试件

编号

BSS1-2

BSS1-3

BSS2-2

BSS2-3

平均锈蚀率（%）

3.83

7.71

3.66

6.61

1.5试验装置及测点布置

试验是在河海大学土木与交通实验中心结构实验室进行，试验装置如图3.1、图3.2所示，主要由球支座、垫块、荷载传感器、TDS-303静态应变采集仪、可控制反力架支座以及320T油压千斤顶组成。

每组试件顶部与底部各布置一块300×200×50mm的钢垫块。

图3.1320T液压千斤顶图3.2数据采集系统

Fig2.1320T hydraulicjackFig2.2Dataacquisitionsystem

图4试验加载装置图

Fig.4loadingdevice

混凝土应变片布置在混凝土表面，通过应变花形式得到瓶形压杆混凝土表面对称轴线上沿高度方向和中间高度沿宽度方向的混凝土竖向、横向应变情况。

图5混凝土应变片测点布置图

Fig.5Measuringpointarrangement

2试验结果分析

2.1荷载-竖向变形关系

（a）A组

（b）B组

图6荷载-竖向变形关系

Fig.6Load-longitudinalshorteningcurves

图6（a）、（b）分别显示了A、B两组试件不同锈蚀率下荷载-竖向压缩曲线。

图（a）可以看出，随钢筋锈蚀率增加，压杆承载力逐渐降低。

荷载达到峰值后，除BSS1-3外，均出现突然的陡降段，呈现明显的脆性破坏特征，这是因为钢筋锈蚀使得钢筋与混凝土之间产生细小裂纹，改变了原有传力机制，影响压杆承载力。

同时可以看出，曲线初始斜率随钢筋锈蚀率增加而减小，说明不同锈蚀率对瓶形压杆弹性模量产生影响。

对比图7（a）和（b）可以发现，配筋角度45°的B组瓶形压杆极限承载力明显高于A组，B组压杆极限承载力比A组增加了约20%-30%。

其原因可归结为45°配筋使得瓶形压杆内有更多的水平钢筋作为抵御横向张力的拉力杆。

2.2荷载-横向变形关系

（a）A组

（b）B组

图7荷载-横向变形关系

Fig.7Load-transverseextensioncurves

图7（a）、（b）分别显示了A、B两组试件中间高度处荷载横向变形关系曲线。

两组曲线中均有明显的变形转折点，其对应为试件开裂荷载，不难发现，加载达到开裂荷载后，试件横向变形变得越来越快，并在整个过程中持续增长。

同时可以看出，随锈蚀率的增加，压杆开裂荷载值有轻微的减小。

2.3荷载-应变关系

试验测得沿试件纵轴线方向竖向、横向应变分布曲线。

这里各列出其中的两幅，如图8、9。

图8可以看出，沿纵轴线方向竖向应变分布典型的特征是每块试件上下加载端附近测点应变值明显大于试件中间测点。

这是由于加载点附近的局部承压区承压面积小且有应力集中现象，而中间高度处，承压面积增大，出现应力扩散使得应变值减小。

这一现象同时验证了Guyon（1963）阐述的压力扩散理论。

（a）BSS1-3

（b）BSS2-3

图8纵轴线方向竖向应变分布

Fig.8Verticalstraindistributionalongtheverticalcenterline

图9中记录的数据由开始加载至达到开裂荷载，超过开裂荷载后的数据，因裂纹与应变计交叉导致应变计损坏失效。

可以看出，随荷载的增加，横向应变沿试件纵轴线规律分布，在试件中部附近应变达到最大值，称为破裂应变。

破裂应变由施加在压杆上的集中力分散到剩余截面间的平衡力产生。

（a）BSS1-2

（b）BSS2-2

图9纵轴线方向横向应变分布

Fig.9load-lateraldeformationinheightdirection

图10给出了沿试件水平轴线方向竖向应变分布曲线。

可以看出，压杆在初荷载作用下沿宽度方向处于全截面受压状态，应变沿宽度方向由试件中心至边缘逐渐减小；随荷载增加，应变逐渐增加，但当荷载增加到一定值后，特别是达到开裂荷载后，压杆边缘处应变逐渐减小，甚至出现拉应变，当荷载进一步增大，边缘拉应变达到混凝土极限拉应变时，部分试件侧面中间高度处产生水平裂缝。

这一现象表明试验中压杆的有效宽度由宽到窄的变化过程，由集中荷载产生的剥落力使得压杆边缘产生裂缝。

（a）Bss1-1

（b）Bss1-2

（c）Bss2-1

（d）Bss2-3

图10水平轴线方向竖向应变分布

Fig.10Verticalstraindistributionalongthehorizontalcenterline

3破坏模式

通过对甁形压杆试验全过程观察，裂缝出现、最终破坏形态等特点分析，可以得出不同钢筋锈蚀率的甁形压杆破坏模式。

初始裂缝在甁形压杆试件正反面中间高度附近出现，裂缝方向近似平行于竖向对称轴。

随着荷载值的增加，中间高度处的裂缝沿压杆的竖向对称轴向顶面和底面局部受压区延伸，最终成为主裂缝。

在试件的顶部或底部一端裂缝贯穿，而另一端接近局部受压区的附近薄弱部位，竖向裂缝不会直接延伸到试件的顶面或底面局部受压区，而是在局部受压区附近时改变了延伸方向，开始往节点区扩散，形成Y形裂缝，试件的最终破坏是由于接近压杆顶面或底面的局部受压区混凝土起皮、剥落，达到混凝土极限压应变而压碎。

（a）BSS1-1（b）BSS1-2（c）BSS1-3

（d）BSS2-1（e）BSS2-2（f）BSS2-3

图11试件破坏模式

Fig.11Failuremodesoftestedspecimens

试验中采用拉压杆模型（STM）来描述应力场的重分布，为研究瓶形压杆破坏机理提供思路。

图12给出瓶形压杆不同加载阶段的拉压杆模型。

图12（a）给出竖向主裂缝出现前拉压杆模型:

外力施加在承压板上后，由下方节点区向压杆中轴线两侧混凝土扩散，扩散形成的斜压杆倾角按ACI318-8规范建议取2:

1，由内力平衡，斜压杆间形成拉杆以平衡其侧向分力。

试件在中间高度全截面受压，当开裂后，模型发生明显变化，如图12（b）。

原先混凝土承担的拉应力消失而由水平钢筋承担的拉应力增加，并在试件边缘产生较大的拉应力场，形成平行、垂直于载荷的拉杆。

这也解释了试验中在试件顶部及边缘产生裂缝的原因。

（a）开裂前

（b）开裂后

图12拉压杆模型示意

Fig.12Strutandtiemodelforfailuremodel

4ACI和AASHTOLRFD中压杆强度有效系数试验研究

有关压杆强度有效系数的研究，Brown等人（2006）、Arabzadeh（2012）均在实验数据基础上提出计算压杆强度有效系数的计算公式：

（1）

式中：

为极限荷载，

为压杆载面面积，

为混凝土圆柱体单轴抗压强度。

以下通过本文试验及相关文献的试验数据（共计81个试件）回归计算压杆强度有效系数。

选取试验数据考虑的影响因素包括：

水平钢筋配筋率（0%-1.53%）、混凝土强度（22.3MPa-85.7MPa）、钢筋网格布筋角度（0°、45°）、钢筋锈蚀率（0%-6%）。

具体列于表4~表8。

由表4~表8，可以看出ACI规范中压杆强度有效系数取值相较于试验结果过于保守。

其中一个原因在于影响参数

取值过于保守。

所有试验中压杆强度有效系数随水平钢筋配筋率的变化如图13所示。

有效系数平均值1.065，协方差0.307。

图中红线为ACI318-08规范瓶形压杆强度有效系数建议值。

当水平钢筋配筋率ρ≥0.003时，规范建议取0.64（0.85×0.75），ρ≤0.003时，取0.51（0.85×0.60），可见绝大部分试验结果在红线之上。

从作者的试验结果看，有效系数随水平钢筋配筋率增加而增加，但从图中很难看出有效系数由水平钢筋配筋率之间的其他任何关系。

因此，结合试验结果，作者建议取0.72为统一的压杆强度有效系数（图13绿线所示），即将ACI318-08中有关不同瓶形压杆影响参数

统一取值为0.85。

表4数据1（Sahoo,2011）有效系数分析

Table4EfficiencycoefficientanalysisresultsforTestData1（Sahoo,2011）

试件

编号

配筋（mm）

ρ,%

fc’

（MPa）

Fcr

（kN）

Fu

（kN）

εs

Fu/Fcr

有效系数

试验

ACI

AASHTO

N-0

-

0.00

25.4

324

333.9

-

1.03

1.31

0.51

-

N-0.2

6@140

0.20

25.4

338

357.6

0.0025

1.06

1.41

0.51

0.82

N-0.4

6@70

0.40

26.1

372

387.8

0.003

1.04

1.49

0.64

0.76

N-0.6

6@47

0.60

26.1

358

416.3

0.003

1.16

1.60

0.64

0.76

N-0.8

6@35

0.81

24

374

411.6

0.0022

1.10

1.72

0.64

0.85

N-1.0

6@28

1.01

24

314

386.2

0.0012

1.23

1.61

0.64

1.00

M-0

-

0.00

62

558

558.2

-

1.00

0.90

0.51

-

M-0.2

6@140

0.20

62

561

586.2

0.0007

1.04

0.95

0.51

1.09

M-0.4

6@70

0.40

56

575

724.6

0.0175

1.26

1.29

0.64

0.26

M-0.6

6@47

0.60

63.3

590

783.3

0.012

1.33

1.24

0.64

0.35

M-0.8

6@35

0.81

57.8

728

971.2

0.0065

1.33

1.68

0.64

0.52

M-1.0

6@28

1.01

57.8

729

974.5

0.0064

1.34

1.69

0.64

0.53

H-0

-

0.00

85.7

662

662

-

1.00

0.77

0.51

-

H-0.2

6@140

0.20

85.7

692

847.5

0.0004

1.22

0.99

0.51

1.15

H-0.4

6@70

0.40

83.2

648

960.9

0.0211

1.48

1.15

0.64

0.23

H-0.6

6@47

0.60

83.2

709

947.1

0.0173

1.34

1.14

0.64

0.27

H-0.8

6@35

0.81

83.1

774

1169.8

0.007

1.51

1.41

0.64

0.50

H-1.0

6@28

1.01

83.1

735

1031.5

0.0051

1.40

1.24

0.64

0.60

H-1.4

6@20

1.41

74.3

863

1228.1

0.0049

1.42

1.65

0.64

0.61

平均值

1.24

1.33

0.60

0.64

协方差

0.16

0.32

0.06

0.28

注：

试件尺寸为600×300×100mm；εs—极限荷载下横向钢筋最大应变；ρ=∑（Asi/bsi）sinαi,—为水平钢筋配筋率；Fcr—开裂荷载；Fu—极限荷载；-—无。

表5数据2（Arabzadeh,2012）有效系数分析

Table5EfficiencycoefficientanalysisresultsforTestData2（Arabzadeh,2012）

试件

编号

配筋（mm）

ρ,%

fc’

（MPa）

Fcr

（kN）

Fu

（kN）

Fu/Fcr

有效系数

试验

ACI

A-1

1Φ8

0.21

65

205

258

1.26

0.55

0.51

A-2

2Φ8

0.42

65

271

371

1.37

0.79

0.64

A-3

3Φ8

0.63

65

307

432

1.41

0.92

0.64

A-4

4Φ8

0.84

65

330

465

1.41

0.99

0.64

A-5

5Φ8

1.05

65

325

479

1.47

1.02

0.64

A-6

6Φ8

1.26

65

325

481

1.48

1.03

0.64

B-1

Φ6@180

0.26

65

172

221

1.28

0.47

0.51

B-2

Φ8@180

0.47

65

257

343

1.33

0.73

0.64

B-3

Φ8@120

0.70

65

288

418

1.45

0.89

0.64

B-4

Φ8@90

0.93

65

323

461

1.43

0.99

0.64

B-5

Φ8@72

1.16

65

293

465

1.59

0.99

0.64

C-1

2Φ8

0.42

65

155

268

1.73

0.57

0.64

C-2

4Φ8

0.84

65

170

343

2.02

0.73

0.64

C-3

6Φ8

1.26

65

260

423

1.63