荷載-硫酸鹽共同作用下纖維混凝土柱受壓性能

張廣泰，張路楊，陳勇，姚繼濤，陳柳灼

（1.新疆大學建筑工程學院，新疆烏魯木齊 830046；2.西安建筑科技大學土木工程學院，陜西西安 710055）

長期處于鹽漬土環境下的混凝土結構承受著荷載和硫酸鹽、氯鹽等環境介質的共同侵蝕，導致混凝土結構承載力降低，耐久性退化［1-2］.荷載與硫酸鹽侵蝕共同作用下，荷載因素加速了硫酸鹽對混凝土的侵蝕作用，致使混凝土強度、彈性模量降低，從而導致混凝土結構耐久性劣化，無法達到預期的服役壽命［3-4］.為改善上述情況，國內外學者紛紛開始探索新型混凝土，其中聚丙烯纖維混凝土受到廣泛關注.聚丙烯纖維的摻入可以增強混凝土的抗折強度、劈裂抗拉強度以及抗彎韌性等，同時其橋聯作用可有效阻礙裂縫的發展，提高構件的抗裂能力［5-6］，從而減緩環境介質的侵蝕作用，增強結構的耐久性能.硫酸鹽環境下，混凝土中由于纖維的存在致使其表面剝蝕現象不明顯，這是因為纖維混凝土具有優異的抗裂性和抗滲性，比普通混凝土具有更好的抗硫酸鹽侵蝕性能［7-8］.因此，研究聚丙烯纖維混凝土構件在荷載與硫酸鹽侵蝕共同作用下的承載能力具有重要的工程意義.

目前，國內外有關鋼筋混凝土柱承載力計算方法，遵循混凝土柱正截面承載力計算的基本假定，不考慮混凝土抗拉強度的貢獻［9-10］.然而，由于纖維的存在，混凝土的抗拉強度顯著提高，為精確地預測纖維混凝土柱的承載力，進行正截面承載力計算時，不應忽略纖維混凝土抗拉強度的貢獻［11-12］；同時，在荷載與硫酸鹽的共同作用下，混凝土的力學性能必然產生變化［13］.因此，現有普通混凝土柱承載力計算模型無法準確地預測經受荷載和硫酸鹽共同作用下的纖維混凝土柱承載力，有必要綜合考慮纖維混凝土抗拉強度的貢獻、混凝土力學性能變化等的影響，研究建立荷載與硫酸鹽共同作用下的纖維混凝土柱承載力計算方法.

鑒于此，本文對荷載與硫酸鹽侵蝕共同作用下聚丙烯纖維混凝土柱的偏心受壓性能進行試驗研究，分析應力比、腐蝕時間等對纖維混凝土柱偏心受壓性能的影響，建立聚丙烯纖維混凝土柱大偏心受壓柱承載力計算公式和最大裂縫寬度計算公式，為長期處于鹽漬土環境下的鋼筋混凝土結構性能評價提供參考.

1 試驗概況

1.1 試驗材料

砂采用初步篩洗后的中砂，表觀密度為2 640 kg/m3，細度模數為2.8；石子采用6～20 mm 連續級配的卵石，表觀密度為2 680 kg/m3；水泥采用P·O 42.5水泥，比表面積為340 m2/kg；減水劑選用聚羧酸系高效減水劑，減水率40%（質量分數），含固量15%；水為生活用水；聚丙烯纖維選用潤強絲抗裂防滲纖維Ⅰ型.聚丙烯纖維的基本參數見表1，鋼筋的力學指標實測值見表2，試驗柱混凝土配合比見表3.

表1 聚丙烯纖維基本參數Tab.1 Basic parameters of polypropylene fiber

表2 鋼筋力學性能實測值Tab.2 Measured mechanical properties of steel bars

表3 混凝土配合比Tab.3 Mix proportion of concrete

1.2 試驗柱設計

考慮應力比、腐蝕時間對構件極限承載力的影響，共設計9 根試驗柱，其中1 根為普通混凝土（RC）柱，8 根為聚丙烯纖維混凝土（PC）柱，各試驗柱的配筋及尺寸均相同，偏心受壓柱的長細比l0/b=8，試件尺寸為l0×b×h=1 200 mm×150 mm×200 mm，采用對稱配筋，主筋為HRB400 級鋼筋，箍筋為HPB300 級鋼筋，配筋率為1.51%，配箍率為0.33%，保護層厚度為20 mm，由于聚丙烯纖維摻量為1.2 kg/m3，即體積摻量均為0.13%時混凝土力學性能最優［14］，故本文選取纖維摻量均為1.2 kg/m3，應力比選取為0.1、0.2 和0.35.試驗柱主要參數及混凝土相關性能見表4，偏心受壓構件配筋及鋼筋應變片粘貼位置見圖1.

表4 試件設計參數及相關受力性能指標Tab.4 Design parameters and mechanical properties of specimens

圖1 偏心受壓構件配筋圖及應變片粘貼位置（單位：mm）Fig.1 Details of reinforcements and positions of strain gauges for an eccentrically loaded member（unit：mm）

1.3 試驗加載方案

持續荷載加載裝置采用團隊實用新型發明專利（專利號：ZL201621062232.0）自平衡蝶形彈簧片實現持續荷載的施加，加載系統包括兩組碟形彈簧、螺桿和墊板，如圖2 所示.此加載方式避免了在受彎構件端部預留孔洞引起的應力集中問題，同時蝶形彈簧端部的螺母可避免緊固件應力松弛現象.該裝置通過WHY-1000 型壓力機測量彈簧壓縮量，之后利用胡克定律確定施加荷載值.試驗設計時，以應力比來衡量施加荷載值的大小，應力比定義為施加荷載值與極限承載力理論計算值的比值，應力比測定裝置如圖3 所示，試驗過程中為保證施加荷載的恒定，使用游標卡尺定期測量蝶形彈簧壓縮量.試驗柱在標準條件下養護28 d 后，對其施加荷載并置于硫酸鈉溶液浸泡池中浸泡，硫酸鈉溶液濃度為5%［15］，為保證溶液濃度的恒定，每15 d更換溶液一次.待浸泡時間達到設定時間后取出試件，對其進行偏心受壓試驗.試驗加載采用力-位移混合控制加載方式.第一階段為力控制階段，加載速率為0.2 kN/s，每級增量為5 kN，每級持荷時間為2 min；荷載達到預估極限荷載的80%后進入位移控制階段，加載速率為0.02 mm/s，直至加載到構件破壞.試驗采用5 000 kN微機控制電液伺服壓力試驗機進行加載，加載裝置及測點布置如圖4所示.

圖2 加載裝置Fig.2 Coupled loading device

圖3 應力比測定裝置Fig.3 Stress ratio measurement

圖4 加載裝置及測點布置Fig.4 Test setup and measuring points arrangement

2 試驗結果及其分析

2.1 破壞特征

試驗柱的破壞形態均為典型的大偏心破壞.加載過程中，首先在受拉區中部出現水平裂縫，隨著荷載的增加，水平裂縫向柱側面延伸，同時在受拉區陸續出現多條水平裂縫，但發展較為緩慢；當荷載繼續施加，受壓區和牛腿根部開始出現豎向裂縫，繼續加荷，裂縫寬度增加并延伸，并伴隨著纖維拉斷的響聲；荷載達到極限荷載時，受壓區出現斜向裂縫，試件并未出現混凝土剝落現象，受拉區裂縫寬度增加較大；荷載達到破壞荷載時，首先受拉側鋼筋屈服，之后受壓區混凝土被壓碎，且壓碎區域較大.與普通混凝土柱相比較而言，加入聚丙烯纖維的試驗柱裂縫發展較慢，試件破壞時受拉區的裂縫寬度亦相對較小，并未出現混凝土大塊剝落現象，其主要原因是聚丙烯纖維的橋聯作用阻礙了裂縫的發展，在破壞時聚丙烯纖維仍能使構件具有較好的整體性.對比未施加持續荷載的試件可知，持續荷載對試驗柱的破壞特征并無較大影響.試驗柱的破壞形態見圖5.

圖5 試驗柱破壞形態Fig.5 Failure patterns of test columns

2.2 荷載-豎向位移曲線

圖6 為試驗柱的荷載-豎向位移曲線.由圖6 可知，曲線分為線性上升、非線性上升和下降三階段.在上升段時，部分曲線有下凹，其主要原因是隨著荷載的增加，混凝土被壓實并與鋼筋能更好地共同工作，從而出現斜率增大.由圖6（a）可知，隨著腐蝕時間的增加，試驗柱的峰值荷載及初始剛度均呈現先增加后降低的趨勢.腐蝕時間120 d時峰值荷載和初始剛度均達到最大，120 d 后峰值荷載及初始剛度開始降低，其主要原因是隨著腐蝕時間的增加，混凝土強度先增后減，混凝土彈性模量亦隨之變化，從而試驗柱的峰值荷載及初始剛度呈現先增加后降低的趨勢，混凝土強度具體變化規律見表4.由圖6（b）可知，隨著應力比的增加，試驗柱的峰值荷載呈現先增加后降低的趨勢.應力比增加到0.2 時，試驗柱的峰值荷載和初始剛度均到達最大；應力比由0.2增加到0.35時，試驗柱的峰值荷載和初始剛度減小.

圖6 荷載-豎向位移曲線Fig.6 Load-vertical displacement curves

2.3 鋼筋應力應變分析

圖7（a）為不同腐蝕時間對應的大偏心受壓柱荷載-鋼筋應變曲線，圖7（b）為不同應力比對應的大偏心受壓柱荷載-鋼筋應變曲線.通過對比分析可知，各試件的受拉側、受壓側鋼筋應變曲線可分為線性工作階段、非線性工作階段和破壞階段.在混凝土開裂前，鋼筋應變基本呈線性變化，且應變增長緩慢；當混凝土開裂后，受拉側鋼筋應變增長迅速加快，且隨著荷載的增加鋼筋應變增長速率加大.經計算鋼筋的理論屈服應變約為2 050 με，所有試驗柱受壓與受拉鋼筋均達到屈服.由此可知，各試驗柱均呈大偏心受壓特征，縱向鋼筋均被有效利用.

圖7 荷載-鋼筋應變曲線Fig.7 Load-steel strain curves of specimens

2.4 荷載-側向撓度曲線

圖8 為試驗柱的荷載-側向撓度曲線.由圖8 可知，加載初期，各試件的跨中撓度較小；隨著荷載的施加，撓度開始呈線性增長，試件開裂后，撓度呈非線性增長.相同應力比下，隨腐蝕時間的增長，曲線上升段斜率呈現先減小后增大的趨勢，當腐蝕時間為120 d時曲線上升段斜率最小；歷經相同腐蝕時間下，隨應力比的增加，曲線上升段斜率逐漸偏離縱軸.

圖8 荷載-側向撓度曲線Fig.8 Load-lateral deflection curves

2.5 平截面假定

應力比為0.10 的PC 柱應變隨截面高度變化的規律如圖9所示.由圖9可知，硫酸鹽侵蝕90 d前，各級荷載下的混凝土應變近似呈直線，基本符合平截面假定，試驗柱變形后仍近似保持平面；硫酸鹽侵蝕120 d 后，隨著膨脹應力的積累，中性軸有偏移的趨勢，但整體而言，試驗柱沿截面高度的混凝土應變仍基本符合平截面假定.

圖9 試驗柱跨中截面不同高度處混凝土應變Fig.9 Concrete strain at different height of mid-span section of test column

3 受力性能影響因素分析

3.1 受力性能指標

經受荷載-硫酸鹽腐蝕共同作用后纖維混凝土偏心受壓柱的峰值荷載Nu、位移延性系數u見表4.

延性反映了構件在超過彈性階段后，其承載能力無顯著下降情況下的塑性變形能力［16］，本文引入延性系數來度量構件的延性，延性系數u按式（1）計算：

式中：Δu為構件的極限位移，取承載力下降至峰值荷載85%時的位移；Δy為構件的屈服位移，采用能量等效法確定［17］.

3.2 應力比

圖10 為峰值荷載和位移延性系數隨應力比的變化關系.由圖10 可知，試驗柱峰值荷載隨著應力比的增大呈現先增加后降低的變化趨勢，應力比由0.1 增加至0.2，峰值荷載提高了6.6%；應力比由0.2增加至0.35，峰值荷載降低了17.1%.試驗柱位移延性系數隨著應力比的增大而降低，應力比由0.1分別增加至0.2、0.35，位移延性系數分別降低了15.1%、23.6%.原因是，在侵蝕齡期為90 d時，隨應力水平的增加，試件微觀結構呈現出密實度先增大而后又出現微裂縫和小孔洞等［18］現象，從而引起試件的峰值荷載呈現先增加后降低的趨勢.同時，在侵蝕齡期為90 d 時，隨應力水平的增加，鈣礬石和石膏等膨脹性產物產生的膨脹應力較大使得抗裂性能下降，從而導致試件延性隨之降低［18］.

圖10 應力比對峰值荷載和位移延性系數的影響Fig.10 Influence of stress ratio on peak load and ductility coefficient of displacement

3.3 腐蝕時間

圖11 為峰值荷載和位移延性系數隨腐蝕時間的變化關系.由圖11 可知，在應力比為0.10 時，隨著腐蝕時間的增加，試驗柱的極限荷載呈現先增加后降低的趨勢，腐蝕時間由30 d 增加到60 d、90 d、120 d 時，試件的峰值荷載分別增加了2.67%、5.54%和12.83%；腐蝕時間由120 d增加到150 d時，試件的峰值荷載降低了15.83%.在應力比為0.1 時，隨著腐蝕時間的增加，試驗柱的位移延性系數呈現先增加后降低的趨勢，腐蝕時間由30 d增加到60 d時，試驗柱的位移延性系數增加了7.12%；腐蝕時間由60 d增加到90 d、120 d、150 d時，試件的位移延性系數分別降低了2.49%、8.31%和15.79%.原因是，在低應力比下，隨腐蝕時間的逐漸增加，硫酸鹽溶液不斷侵入混凝土內部，初期侵蝕產物填充了混凝土內部的微裂縫和孔洞，使混凝土更加密實，增強了混凝土的抗壓強度，進而使試驗柱的極限荷載呈現增加趨勢，但在后期隨著鈣礬石和石膏等膨脹性產物的不斷積累，膨脹應力達到一定程度后會破壞混凝土內部的孔結構，引起界面過渡區的微裂縫發展，致使其抗壓強度逐漸降低［19-20］，從而導致試驗柱的極限荷載開始出現下降趨勢.

圖11 腐蝕時間對峰值荷載和位移延性系數的影響Fig.11 Influence of corrosion time on peak load and ductility coefficient of displacement

4 正截面承載力計算

4.1 持續荷載與硫酸鹽作用下的混凝土力學性能

混凝土抗壓強度與靜彈性模量的關系為［21］：

式中：Ec為混凝土靜彈性模量；fcu為混凝土初始抗壓強度.

根據靜彈性模量與動彈性模量的關系［22］可得硫酸鹽侵蝕作用下不同時刻混凝土動彈性模量表達式：

以混凝土相對動彈性模量衡量混凝土的損傷：

式中：D為混凝土損傷；為初始時刻混凝土動彈性模量.

聯立式（2）～（4），可得硫酸鹽侵蝕作用下的混凝土抗壓強度為：

4.2 基本假定

荷載與硫酸鹽共同作用后纖維混凝土大偏心受壓柱承載力計算可作如下假設：

1）截面應保持平面；

2）采用等效矩形應力圖來替代纖維混凝土受壓區、受拉區的實際應力圖形；

3）忽略制作誤差引起的附加偏心，只考慮偏心距增大系數的影響.

4.3 聚丙烯纖維混凝土大偏心構件承載力計算公式

考慮到聚丙烯纖維混凝土具有較高的抗拉強度，進行試驗柱正截面承載力計算時，需考慮纖維混凝土抗拉性能的貢獻.試驗柱的實際應力分布及等效應力分布如圖12 所示，實際應力分布圖參照《纖維混凝土結構技術規程》（CECS：2004）［23］中受彎構件正截面計算簡圖.

根據圖12（d），由平衡條件可得聚丙烯纖維混凝土偏心受壓柱正截面承載力計算公式：

圖12 極限狀態和等效矩形應力圖Fig.12 Limit state and equivalent rectangular stress block

式中：k為受拉區等效系數；x為受壓區高度；α1、β根據《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）［21］取值；fc根據式（5）計算；fft為腐蝕后纖維混凝土抗拉強度實測值；ea為附加偏心距；e0為初始偏心距；h為截面高度；h0為截面有效高度；η為彎矩增大系數；as、為保護層厚度；l0為構件計算長度；ξc為截面曲率修正系數，按《混凝土結構設計規范》（GB 50010—2010）［21］計算.

根據式（6）和式（7）可得：

聯立式（11）和式（12）可得：

對于對稱配筋的構件fyAs=，則：

則受壓區高度x的表達式為：

將纖維混凝土構件的極限荷載實測值Nu代入式（15）即可得到受壓區高度x，將受壓區高度x代入式（11）或式（12）即可得出等效系數k.

基于上述計算公式對本文及文獻［11］、［24-25］中22 個試驗柱進行正截面承載力計算并與試驗值對比，以驗證其準確性，各試驗柱的理論計算結果、試驗結果以及兩者之間的比值見表5.試驗柱計算值與試驗值比值的平均值為0.983 2，標準差為0.051 0，變異系數為0.051 2.其計算值與試驗值比值接近于1.0，說明考慮受拉區纖維混凝土抗拉強度的計算值與試驗值吻合較好.

表5 試驗值與計算值比較Tab.5 Comparison of experimental and calculated values

5 最大裂縫寬度計算方法

與普通混凝土試驗柱相比，聚丙烯纖維摻入阻礙了試驗柱裂縫的開展，相同荷載作用下最大裂縫寬度明顯減小，故需考慮摻入聚丙烯纖維對構件裂縫寬度的影響.

參考我國現行的《纖維混凝土結構技術規程》（CECS：2004）［23］采用以黏結-滑移理論為基礎的理論模型，建立聚丙烯纖維混凝土柱在硫酸鹽與荷載作用下的最大裂縫寬度計算公式：

式中：wmax為不考慮聚丙烯纖維的影響，按現行混凝土結構設計規范計算方法計算的最大裂縫寬度；βcw為聚丙烯纖維對試驗柱裂縫寬度的影響系數，取βcw=0.58［26］；λf為聚丙烯纖維特征參數，λf=；m為硫酸鹽腐蝕對試驗柱裂縫寬度的影響系數，根據本文試驗數據，對m進行回歸分析，取m=1.05.

將各參數代入式（16），得到試驗柱的最大裂縫寬度計算值，見表6.由表6 可知，計算值與試驗值吻合較好，平均值為1.026，標準差為0.093，變異系數為0.091.

表6 最大裂縫寬度試驗值與計算值比較Tab.6 Comparison between test value and calculated value of maximum crack width

6 結論

1）聚丙烯纖維混凝土柱與普通混凝土柱的破壞形態相同，持續荷載對試驗柱的破壞形態無影響；試驗柱在腐蝕前期，延性有所提高，腐蝕時間超過120 d后，延性開始下降.

2）隨著腐蝕時間的增加，試驗柱的極限荷載呈現先增加后降低的趨勢，在120 d 后極限荷載開始降低；基于《纖維混凝土結構技術規程》（CECS：2004）［23］，綜合考慮纖維、荷載與硫酸鹽共同作用的影響，建立了聚丙烯纖維混凝土柱在硫酸鹽與荷載作用下的最大裂縫寬度計算公式，計算值與試驗值吻合較好.

3）考慮纖維混凝土的抗拉性能對試驗柱偏心受壓承載力的影響，采用等效矩形應力圖簡化計算方法，提出了荷載與硫酸鹽作用下聚丙烯纖維混凝土柱的承載力計算公式.