預(yù)應(yīng)力影響下混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂計(jì)算

張建仁，戴理朝，張旭輝，王磊

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預(yù)應(yīng)力影響下混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂計(jì)算

張建仁，戴理朝，張旭輝，王磊

(長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木與建筑學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙，410114)

針對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)腐蝕引起混凝土結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂問(wèn)題，考慮混凝土雙向應(yīng)力狀態(tài)和鋼絞線(xiàn)截面幾何特性等因素的影響，建立微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂及開(kāi)裂至一定寬度的銹脹開(kāi)裂3階段計(jì)算模型，分析銹脹開(kāi)裂對(duì)預(yù)應(yīng)力等各影響因素的敏感性，并通過(guò)試驗(yàn)對(duì)理論結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。研究結(jié)果表明：預(yù)應(yīng)力會(huì)對(duì)銹脹開(kāi)裂產(chǎn)生不利影響，與無(wú)應(yīng)力狀態(tài)相比，當(dāng)鋼絞線(xiàn)預(yù)應(yīng)力為75%的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)，微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂和開(kāi)裂至0.1 mm時(shí)的腐蝕率分別降低了46.14%，43.90%和9.42%；銹脹發(fā)展3階段的腐蝕率均隨鐵銹膨脹率和鋼絞線(xiàn)直徑的增加而減小，隨混凝土抗拉強(qiáng)度和保護(hù)層的增加而增大。

橋梁工程；銹脹開(kāi)裂；預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)；腐蝕；雙向應(yīng)力狀態(tài)

在高應(yīng)力與侵蝕環(huán)境耦合作用下，混凝土結(jié)構(gòu)中的預(yù)應(yīng)力筋比普通鋼筋更易被腐蝕。腐蝕產(chǎn)物體積膨脹會(huì)導(dǎo)致混凝土保護(hù)層開(kāi)裂，即所謂的銹脹開(kāi)裂[1]。銹脹裂縫的出現(xiàn)又會(huì)進(jìn)一步為有害物質(zhì)進(jìn)入結(jié)構(gòu)內(nèi)部提供通道，進(jìn)而加快預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕，造成結(jié)構(gòu)性能的提早退化，大大影響結(jié)構(gòu)耐久性[2]。因此，保護(hù)層銹脹開(kāi)裂作為混凝土結(jié)構(gòu)耐久性極限狀態(tài)的標(biāo)志，明確其開(kāi)裂機(jī)理，建立其預(yù)測(cè)模型具有重要的理論和工程意義。銹蝕膨脹對(duì)混凝土結(jié)構(gòu)耐久性極其不利。為此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼筋混凝土(RC)銹脹問(wèn)題開(kāi)展了大量試驗(yàn)和理論研究。銹脹試驗(yàn)研究多采用電化學(xué)快速腐蝕的方法，研究銹脹裂縫開(kāi)展隨腐蝕率的變化規(guī) 律[3]。目前，在銹脹開(kāi)裂的影響因素等方面已經(jīng)取得了大量成果，發(fā)現(xiàn)開(kāi)裂臨界時(shí)間隨混凝土強(qiáng)度、保護(hù)層厚度的增加而增大，會(huì)隨鋼筋直徑的增大而降 低[3?4]。在理論研究方面，針對(duì)均勻腐蝕，一些學(xué)者將銹脹作用模擬為環(huán)狀受力狀態(tài)，以彈性力學(xué)或斷裂力學(xué)為基礎(chǔ)，建立了銹脹開(kāi)裂預(yù)測(cè)模型[5?7]。對(duì)于局部坑蝕，一些學(xué)者將鋼筋腐蝕后的截面假定為橢圓形，基于厚壁圓筒理論發(fā)展了銹脹開(kāi)裂模型[8]。另外，在基于有限元方法的銹脹開(kāi)裂模擬方面，也取得了一些成果[9?11]。研究發(fā)現(xiàn)，開(kāi)裂時(shí)局部腐蝕所需的銹脹力比均勻腐蝕所需的銹脹力小[9]；非均質(zhì)模型相對(duì)均質(zhì)模型而言，能更真實(shí)地模擬保護(hù)層的開(kāi)裂和失效模式[10]。但需要指出的是，現(xiàn)有研究均是針對(duì)普通鋼筋混凝土的銹脹開(kāi)裂，預(yù)應(yīng)力構(gòu)件的銹脹開(kāi)裂問(wèn)題鮮有報(bào)道。在預(yù)應(yīng)力混凝土(PC)結(jié)構(gòu)中，預(yù)應(yīng)力筋長(zhǎng)期處于高應(yīng)力狀態(tài)，侵蝕環(huán)境下其腐蝕速率比普通鋼筋的大。再者，通常預(yù)應(yīng)力筋直徑較大，這使其腐蝕更易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂[12?14]。與普通RC構(gòu)件類(lèi)似，預(yù)應(yīng)力混凝土銹脹開(kāi)裂也可大致分為3個(gè)階段：微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)始開(kāi)裂、銹脹到一定寬度。但預(yù)應(yīng)力混凝土銹脹開(kāi)裂更為復(fù)雜，主要表現(xiàn)在以下2點(diǎn)：混凝土處于雙向應(yīng)力狀態(tài)，即橫向銹脹力和縱向預(yù)應(yīng)力，預(yù)應(yīng)力的存在會(huì)改變混凝土開(kāi)裂時(shí)所需的銹脹力；再者，混凝土結(jié)構(gòu)中預(yù)應(yīng)力鋼絞線(xiàn)由多根鋼絲捻制而成，其橫截面形狀更為復(fù)雜，這增加了其截面損失率的計(jì)算難度。現(xiàn)有文獻(xiàn)調(diào)研表明，考慮以上因素對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土銹脹開(kāi)裂影響的研究尚未見(jiàn)報(bào)道。為此，本文作者針對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，考慮混凝土雙向應(yīng)力狀態(tài)和預(yù)應(yīng)力筋截面幾何效應(yīng)影響，推導(dǎo)保護(hù)層銹脹開(kāi)裂各階段腐蝕率的計(jì)算模型，發(fā)展PC結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂全過(guò)程的計(jì)算方法，通過(guò)試驗(yàn)對(duì)該模型進(jìn)行驗(yàn)證，并分析預(yù)應(yīng)力、保護(hù)層厚度、混凝土抗拉強(qiáng)度、預(yù)應(yīng)力筋直徑和鐵銹膨脹率等參數(shù)對(duì)銹脹開(kāi)裂的影響，明確銹脹開(kāi)裂對(duì)各參數(shù)的敏感性。

1 微裂縫形成時(shí)臨界腐蝕率

如前所述，在PC結(jié)構(gòu)中，預(yù)應(yīng)力筋周?chē)炷脸軝M向腐蝕產(chǎn)物引起的銹脹力外，還受縱向預(yù)應(yīng)力的約束作用。另外，工程中的鋼絞線(xiàn)為多根鋼絲捻制而成，其截面形態(tài)多與普通鋼筋的形態(tài)不同。因此，銹脹分析時(shí)要考慮這2個(gè)因素。

混凝土是非均質(zhì)材料，內(nèi)部多存在較小的孔隙。鋼絞線(xiàn)開(kāi)始被腐蝕后，產(chǎn)生的腐蝕產(chǎn)物首先用于填入交界面混凝土的孔隙，為簡(jiǎn)化分析，此階段填充孔隙造成的腐蝕率忽略不計(jì)。當(dāng)腐蝕產(chǎn)物填充完交界面混凝土的孔隙后，鋼絞線(xiàn)周?chē)炷敛艜?huì)受到拉應(yīng)力作用，產(chǎn)生微裂縫。以橋梁常用的7根鋼絲捻制而成的鋼絞線(xiàn)為對(duì)象，對(duì)保護(hù)層厚度為的PC結(jié)構(gòu)，圖1所示為鋼絞線(xiàn)及其周?chē)炷潦芰顩r。其中：為保護(hù)層厚度；為交界面處銹脹應(yīng)力；為混凝土內(nèi)部任意位置到鋼鉸線(xiàn)重心的距離；t為混凝土環(huán)向應(yīng)力；()為混凝土的預(yù)壓應(yīng)力；為最大銹脹應(yīng)力處微裂縫端部至鋼絞線(xiàn)重心的距離；0為單根鋼絲的初始半徑。當(dāng)銹脹應(yīng)力產(chǎn)生的環(huán)向拉應(yīng)力等于雙向應(yīng)力狀態(tài)下混凝土的主拉應(yīng)力時(shí)，會(huì)產(chǎn)生微裂縫。

(a) 半剖面圖；(b) 半橫斷面圖

在單元體中，混凝土處于雙向應(yīng)力狀態(tài)，即縱向受到預(yù)壓應(yīng)力，橫向受到銹脹應(yīng)力產(chǎn)生的拉應(yīng)力。預(yù)應(yīng)力作用下，鋼絞線(xiàn)位置處混凝土的預(yù)壓應(yīng)力為

式中：p為鋼絞線(xiàn)的預(yù)壓應(yīng)力；為構(gòu)件截面面積；為構(gòu)件截面慣性矩；p為鋼絞線(xiàn)重心至中和軸的距離。

除預(yù)壓應(yīng)力外，混凝土還受環(huán)向應(yīng)力的作用。由圖1(b)可知：根據(jù)應(yīng)力的等效分布原理，微裂縫端部處的銹脹應(yīng)力Q為

雙向應(yīng)力狀態(tài)下的混凝土，雙向應(yīng)力存在如下關(guān)系[15]：

將式(1)~(3)代入式(4)得到銹脹應(yīng)力的表達(dá)式。對(duì)其求導(dǎo)，可得=0.486(+30)。進(jìn)而得混凝土微裂縫形成時(shí)最大銹脹應(yīng)力為

對(duì)于橋梁常見(jiàn)的由7根鋼絲捻制的鋼絞線(xiàn)而言，鋼絞線(xiàn)與混凝土的接觸面只有外圍的6根鋼絲，外圍鋼絲與混凝土的接觸面占單根鋼絲周長(zhǎng)的2/3，如圖2所示。圖2中：c為腐蝕后膨脹半徑；ρ為腐蝕后凈半徑；1為交界面處混凝土徑向位移；2為交界面處鐵銹徑向位移；為單根鋼絲的初始直徑。對(duì)同一結(jié)構(gòu)，以相同直徑的鋼絞線(xiàn)和普通鋼筋為分析對(duì)象，由于外圍鋼絲與混凝土的接觸面占單根鋼絲周長(zhǎng)的2/3，鋼絞線(xiàn)與混凝土交界面的周長(zhǎng)比普通鋼筋的周長(zhǎng)大。交界面處預(yù)應(yīng)力筋與混凝土的接觸面積越大其腐蝕速率越快，腐蝕速率越快則結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂所需的時(shí)間越短[3]。

(a) 銹蝕產(chǎn)物引起變形；(b) 單根鋼絲銹脹放大

當(dāng)鋼絞線(xiàn)受侵蝕物質(zhì)腐蝕時(shí)，外圍鋼絲與混凝土接觸面會(huì)先發(fā)生腐蝕，即單根鋼絲2/3表面先發(fā)生腐蝕。由于鋼絞線(xiàn)截面的復(fù)雜性，相對(duì)普通鋼筋而言，其腐蝕率與截面積減小量之間的計(jì)算也更為復(fù)雜。通過(guò)鋼絞線(xiàn)截面面積減小量和腐蝕率之間關(guān)系，可得三者關(guān)系如下：

式中：為鐵銹體積膨脹率，通常為2~4[5]；p為未腐蝕鋼絞線(xiàn)截面面積；m為微裂縫形成時(shí)臨界腐蝕率。

當(dāng)混凝土內(nèi)部產(chǎn)生微裂縫時(shí)，交界面處混凝土受到鋼絞線(xiàn)銹脹力作用會(huì)產(chǎn)生1的變形，鐵銹受銹脹力作用的變形為2，如圖2所示。

根據(jù)環(huán)狀軸對(duì)稱(chēng)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布特點(diǎn)，鋼絞線(xiàn)與混凝土交界面處的銹脹應(yīng)力為，混凝土保護(hù)層表面銹脹應(yīng)力為0 Pa[5]。可得到在銹脹力作用下，交界面處混凝土的徑向位移1表達(dá)式為

式中：c和c分別為混凝土的彈性模量和泊松比。

根據(jù)環(huán)狀軸對(duì)稱(chēng)應(yīng)力結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和位移邊界條件，膨脹半徑處的徑向應(yīng)力為，腐蝕后凈半徑處的徑向位移為0 mm[5]。得到交界面處鐵銹的徑向位移2為

式中：r和r分別為鐵銹的彈性模量(N/mm2)和泊松比，文獻(xiàn)[16]中r=0.49，r=6 000(1?2r)。

圖2中鋼絞線(xiàn)與混凝土的交界面滿(mǎn)足變形協(xié)調(diào)關(guān)系，鋼絲初始半徑0加上混凝土的徑向位移1等于鋼絲腐蝕后的膨脹半徑c減去鐵銹的徑向位移2。由變形協(xié)調(diào)方程得

由式(6)知c為m的函數(shù)，將式(10)中的m用c表示，聯(lián)立式(5)和式(10)，得到c的一元三次方程為

；

；

。

求解上式得c的表達(dá)式，將c代入式(6)求得m，進(jìn)而得微裂縫形成時(shí)單根鋼絲腐蝕深度m表達(dá)式。

2 保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率

隨著腐蝕程度的增加，腐蝕產(chǎn)物的進(jìn)一步增多導(dǎo)致保護(hù)層表面出現(xiàn)開(kāi)裂。混凝土作為脆性材料，當(dāng)銹脹產(chǎn)生的拉應(yīng)力超過(guò)混凝土的抗拉強(qiáng)度時(shí)，混凝土內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生裂縫。鋼絞線(xiàn)與混凝土交界面處裂縫寬度與填入裂縫的鐵銹體積c直接相關(guān)。鐵銹體積c又取決于腐蝕深度p和臨界腐蝕率p。

由上分析可知，微裂縫形成時(shí)單根鋼絲腐蝕深度為m，鋼絞線(xiàn)與混凝土交界面處鐵銹的半徑增量為(?1)m。假定鋼絞線(xiàn)和混凝土交界面處裂縫的寬度產(chǎn)生是由鐵銹膨脹導(dǎo)致交界面處混凝土周長(zhǎng)增加所造成的[5]，如圖3所示。鋼絞線(xiàn)與混凝土交界面處裂縫寬度w之和為

保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)混凝土內(nèi)部裂縫的開(kāi)展如圖3所示。將裂縫分布近似等效為三角形，且裂縫長(zhǎng)度延伸至保護(hù)層表面，可得單位長(zhǎng)度內(nèi)填入裂縫中鐵銹體積。由于腐蝕產(chǎn)物產(chǎn)生的銹脹力會(huì)使混凝土開(kāi)裂，進(jìn)而使鐵銹填充裂縫。根據(jù)鋼絞線(xiàn)銹蝕深度與鐵銹體積之間的關(guān)系，得到保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)鋼絞線(xiàn)腐蝕深度p的表達(dá)式為

當(dāng)鋼絞線(xiàn)受到侵蝕時(shí)，外圍鋼絲先被腐蝕，可得到保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)的臨界腐蝕率p與p之間的關(guān)系為

綜上所述，將c代入式(13)得到p，再將p代入式(14)即可求得保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率。

3 保護(hù)層開(kāi)裂至一定寬度時(shí)的腐蝕率

當(dāng)腐蝕率超過(guò)保護(hù)層銹脹開(kāi)裂臨界腐蝕率時(shí)，保護(hù)層表面即開(kāi)始出現(xiàn)可見(jiàn)銹脹裂縫。銹脹裂縫加寬后，在橫截面方向，裂縫的形狀由三角形向長(zhǎng)方形發(fā)展，如圖4所示。

圖4 銹脹裂縫寬度與腐蝕率之間的關(guān)系

此時(shí)，銹脹裂縫寬度與鋼絞線(xiàn)腐蝕深度w之間的關(guān)系為

銹脹裂縫寬度對(duì)應(yīng)的腐蝕率w與w之間的關(guān)系為

將式(15)代入式(16)得w與之間的關(guān)系為

這樣即可根據(jù)銹脹裂縫的檢測(cè)寬度來(lái)推算其對(duì)應(yīng)的腐蝕率。

4 銹脹開(kāi)裂模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)設(shè)計(jì)制作了8片不同預(yù)應(yīng)力筋腐蝕程度的后張PC梁，試驗(yàn)梁的截面長(zhǎng)×高×寬為2 000 mm× 220 mm×150 mm。混凝土軸心抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值cd=31.8 MPa。預(yù)應(yīng)力筋采用直徑為15.2 mm的7絲鋼絞線(xiàn)，其屈服強(qiáng)度為1 830 MPa，極限強(qiáng)度為1 910 MPa，控制張拉荷載為194 kN，預(yù)應(yīng)力筋重心至梁下邊緣距離為60 mm。預(yù)留直徑為32 mm的預(yù)應(yīng)力筋孔洞，預(yù)留孔洞采用橡膠棒拉拔成孔，孔道壓漿材料為水泥漿，其水灰比為0.4。梁尺寸及配筋圖如圖5所示。

(a) 試驗(yàn)梁尺寸；(b) 截面尺寸單位：mm

試驗(yàn)采用電化學(xué)快速腐蝕法對(duì)試件內(nèi)的預(yù)應(yīng)力筋進(jìn)行加速腐蝕。為單獨(dú)研究預(yù)應(yīng)力筋腐蝕的影響，利用環(huán)氧樹(shù)脂對(duì)所有普通鋼筋進(jìn)行防腐處理，保證普通鋼筋不被腐蝕。將試驗(yàn)梁浸泡在質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%的NaCl溶液中，恒定直流電源的陽(yáng)極與試驗(yàn)梁的預(yù)應(yīng)力筋連接，陰極與腐蝕溶液中的不銹鋼連接，通過(guò)腐蝕槽中的NaCl溶液形成電流閉合回路。在電流作用下，陽(yáng)極預(yù)應(yīng)力筋釋放出的電子被氧化，從而導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋被腐蝕。

為明確預(yù)應(yīng)力筋腐蝕與銹脹裂縫之間的關(guān)系，試驗(yàn)梁加速腐蝕后，對(duì)試驗(yàn)梁表面的銹脹裂縫進(jìn)行測(cè)量，試驗(yàn)梁的兩側(cè)和底面分別標(biāo)記為A~C。各腐蝕梁3個(gè)面預(yù)應(yīng)力筋位置處均出現(xiàn)了銹脹裂縫，典型銹脹裂縫的開(kāi)展情況如圖6所示。

(a) A面；(b) B面；(c) C面

選取其中5片平均腐蝕率較低的試驗(yàn)梁作為研究對(duì)象。沿縱向梁長(zhǎng)方向每隔10 cm測(cè)量一次銹脹裂縫的寬度。表1所示為各試驗(yàn)梁銹脹裂縫寬度試驗(yàn)值與理論值。水泥漿與普通混凝土材料力學(xué)特性存在差異性，為簡(jiǎn)化分析，理論模型將水泥漿和混凝土假定為同一種材料。現(xiàn)有研究表明鐵銹膨脹率通常為2~4[5]，本文基于現(xiàn)有文獻(xiàn)研究成果取為平均值3。表1所示平均腐蝕率為質(zhì)量腐蝕率，試驗(yàn)梁A和B面的保護(hù)層厚度相同，為便于分析，當(dāng)保護(hù)層厚度為67.4 mm時(shí)，平均銹脹裂縫寬度取為梁長(zhǎng)方向A和B面銹脹裂縫寬度的平均值，當(dāng)保護(hù)層厚度為52.4 mm時(shí)，平均銹脹裂縫寬度取梁長(zhǎng)方向C面銹脹裂縫寬度的平均值。

表1 平均銹脹裂縫寬度試驗(yàn)值與理論值的比較

結(jié)合本文銹脹至一定寬度腐蝕率計(jì)算模型，對(duì)試驗(yàn)梁銹脹裂縫寬度進(jìn)行了理論分析。保護(hù)層厚度為52.4 mm的面，理論值與試驗(yàn)值的最大相對(duì)誤差為16.17%，平均相對(duì)誤差為7.84%；當(dāng)保護(hù)層厚度為67.4 mm時(shí)，理論值與試驗(yàn)值的最大相對(duì)誤差為17.87%，平均相對(duì)誤差為6.21%。理論值和試驗(yàn)值存在一定誤差，這是混凝土強(qiáng)度不確定性以及預(yù)應(yīng)力筋腐蝕率和裂縫寬度測(cè)量過(guò)程中存在誤差等原因造成的，整體上理論值與試驗(yàn)值誤差是可以接受的。

試驗(yàn)過(guò)程中直接測(cè)量保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)的臨界腐蝕率十分困難。文獻(xiàn)[3]研究表明：當(dāng)腐蝕率不大時(shí)，銹脹裂縫寬度隨腐蝕率的增大呈線(xiàn)性增長(zhǎng)。為此，保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率可通過(guò)試驗(yàn)值擬合得到。平均銹脹裂縫寬度與平均腐蝕率之間的關(guān)系如圖7所示。

保護(hù)層厚度/mm：1—67.4；2—52.4。

由圖7可知：當(dāng)保護(hù)層厚度為52.4 mm時(shí)，保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率的試驗(yàn)值為0.246 0%，而相應(yīng)的理論值為0.275 8%，相對(duì)誤差為12.11%；當(dāng)保護(hù)層厚度為67.4 mm時(shí)，保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率的試驗(yàn)值為0.370 3%，理論值為0.407 2%，相對(duì)誤差為9.97%。理論值與試驗(yàn)值相對(duì)誤差可以接受。

以上2個(gè)方面的試驗(yàn)驗(yàn)證了該理論模型的適用性，可以有效計(jì)算預(yù)應(yīng)力混凝土銹脹開(kāi)裂。

5 各階段腐蝕率的影響因素

銹脹開(kāi)裂受預(yù)應(yīng)力、混凝土抗拉強(qiáng)度、保護(hù)層厚度、鐵銹膨脹率和鋼絞線(xiàn)直徑等因素的影響。

5.1 預(yù)應(yīng)力的影響

以本文試驗(yàn)梁為分析對(duì)象，取鐵銹膨脹率為3.0，研究微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂和開(kāi)裂至一定寬度時(shí)腐蝕率隨預(yù)應(yīng)力的變化，如圖8所示。

1—保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率ρp；2—微裂縫形成時(shí)臨界腐蝕率ρm；3—保護(hù)層開(kāi)裂至0.1 mm時(shí)的腐蝕率ρw。

由圖8可知：微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂以及保護(hù)層開(kāi)裂至0.1 mm時(shí)腐蝕率均隨預(yù)應(yīng)力的增加而降低。JTG D62—2004“公路鋼筋混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土橋涵設(shè)計(jì)規(guī)范”規(guī)定[17]：鋼鉸線(xiàn)的張拉控制應(yīng)力應(yīng)小于75%的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。與無(wú)應(yīng)力狀態(tài)相比，鋼絞線(xiàn)預(yù)應(yīng)力在75%的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)，微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂和開(kāi)裂至0.1 mm時(shí)的腐蝕率分別降低了46.14%，43.90%和9.42%。當(dāng)預(yù)應(yīng)力取0 MPa時(shí)，其值為RC結(jié)構(gòu)的臨界腐蝕率。這表明，侵蝕環(huán)境下PC結(jié)構(gòu)比RC結(jié)構(gòu)更易導(dǎo)致銹脹開(kāi)裂。

5.2 混凝土抗拉強(qiáng)度和鐵銹膨脹率的影響

同樣，以本文試驗(yàn)梁為研究對(duì)象，腐蝕率對(duì)混凝土抗拉強(qiáng)度和鐵銹膨脹率的敏感性如圖9所示。

圖9 混凝土抗拉強(qiáng)度和鐵銹膨脹率對(duì)腐蝕率的影響

微裂縫形成時(shí)臨界腐蝕率、保護(hù)層開(kāi)裂時(shí)臨界腐蝕率和開(kāi)裂至0.1 mm時(shí)腐蝕率隨混凝土抗拉強(qiáng)度的增加而增大，隨鐵銹膨脹率的增加而減小。鐵銹膨脹率對(duì)開(kāi)裂前和開(kāi)裂后腐蝕率均有較大影響；而混凝土抗拉強(qiáng)度僅對(duì)保護(hù)層開(kāi)裂前有較大影響，提高混凝土抗拉強(qiáng)度對(duì)銹脹開(kāi)裂后的影響不大。

5.3 混凝土保護(hù)層和鋼絞線(xiàn)直徑的影響

依舊以本文試驗(yàn)梁為對(duì)象，取鐵銹膨脹率為3.0，分析保護(hù)層厚度和鋼絞線(xiàn)直徑對(duì)腐蝕率的影響，如圖10所示。

圖10 保護(hù)層厚度和鋼絞線(xiàn)直徑對(duì)腐蝕率的影響

3種情況下，腐蝕率均隨保護(hù)層厚度的增加而增大，隨鋼絞線(xiàn)直徑的增大而減小。降低鋼絞線(xiàn)直徑和提高保護(hù)層厚度對(duì)混凝土保護(hù)層開(kāi)裂前和開(kāi)裂后的影響均有較明顯的作用。提高混凝土保護(hù)層厚度和采用小直徑的鋼絞線(xiàn)能有效延緩銹脹裂縫的開(kāi)展。在3個(gè)腐蝕率中，混凝土開(kāi)裂至一定寬度的臨界腐蝕率對(duì)保護(hù)層厚度和鋼筋直徑更為敏感。

6 結(jié)論

1)在預(yù)應(yīng)力混凝土銹脹開(kāi)裂計(jì)算過(guò)程中，應(yīng)有效考慮預(yù)應(yīng)力的影響。預(yù)應(yīng)力筋的預(yù)加力作用會(huì)對(duì)銹脹裂縫產(chǎn)生不利影響，銹脹開(kāi)裂的臨界腐蝕率隨預(yù)應(yīng)力的增大而減小。與無(wú)應(yīng)力狀態(tài)相比，鋼絞線(xiàn)預(yù)應(yīng)力在75%的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)，微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂和開(kāi)裂至0.1 mm時(shí)的腐蝕率分別降低了46.14%，43.90%和9.42%。

2) 在相同直徑條件下，捻制而成的鋼絞線(xiàn)與混凝土交界面的周長(zhǎng)較普通鋼筋的周長(zhǎng)大。

3) 微裂縫形成、保護(hù)層開(kāi)裂及開(kāi)裂至一定寬度時(shí)腐蝕率均隨混凝土抗拉強(qiáng)度和保護(hù)層厚度的增加而增大，隨鐵銹膨脹率和鋼絞線(xiàn)直徑的增加而減小。

4) 采用厚保護(hù)層、小直徑鋼絞線(xiàn)以及高強(qiáng)度混凝土等措施，對(duì)延遲PC結(jié)構(gòu)的銹脹開(kāi)裂有較好的作用。

5) 該模型可以有效計(jì)算PC結(jié)構(gòu)的銹脹開(kāi)裂，誤差在可接受范圍內(nèi)。但需要指出的是，本文對(duì)腐蝕PC結(jié)構(gòu)銹脹開(kāi)裂進(jìn)行受力分析時(shí)，假定混凝土為理想彈性體，而混凝土材料本身為非理想彈性體。如何準(zhǔn)確地考慮混凝土材料性能和腐蝕產(chǎn)物對(duì)銹脹開(kāi)裂的影響尚需深入研究。

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Calculation of corrosion-induced cracking in prestressed concrete structure

ZHANG Jianren, DAI Lizhao, ZHANG Xuhui, WANG Lei

(School of Civil Engineering & Architecture, Changsha University of Science & Technology, Changsha 410114, China)

An analytical model of three stages of micro-crack, the initiation and the propagation of the corrosive cracks was proposed for the problem of the concrete corrosion cracking induced by prestressing strand corrosion. The concrete under the biaxial stress state, and the geometric properties of strand were incorporated in the model. The sensitivity of influencing factors on corrosion-induced cracking was discussed based on the proposed model. The proposed model was verified with the experimental results. The results show that the prestress of strand has an adverse effect on the corrosion-induced cracking. The corrosion loss in the micro-crack formation, cover cracking, and 0.1 mm wide cracking decreases by 46.14%, 43.90% and 9.42%, respectively, when the prestress changes from stress-free to 75% the standard value of tensile strength. The corrosion loss of the three stages decreases with the increase of rust expansion rate and strand diameter, while it increases with the increase of concrete tensile strength and concrete cover.

bridge engineering; corrosion-induced cracking; prestressing strand; corrosion; biaxial stress state

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.09.043

TU375

A

1672?7207(2016)09?3231?08

2015?09?13；

2015?11?03

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計(jì)劃)項(xiàng)目(2015CB057705)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51678069)；湖南省杰出青年基金資助項(xiàng)目(14JJ1022) (Project(2015CB057705) supported by the National Basic Research Development Program (973 Program) of China; Project(51678069) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(14JJ1022) supported by the National Science Foundation for Distinguished Young Scholars of Hunan Province)

王磊，博士，教授，從事既有橋梁可靠性和耐久性研究；E-mail: leiwlei@hotmail.com

(編輯 劉錦偉)