含氯鹽混凝土中坑蝕鋼絞線受拉性能退化特征試驗研究

含氯鹽混凝土中坑蝕鋼絞線受拉性能退化特征試驗研究

近年來，世界上發(fā)生了一系列預制混凝土結構耐久性事故，其中大部分是由鋼筋腐蝕造成的。因此，縮短張力的能量消耗規(guī)律對評價預制混凝土結構的耐久性具有重要的基礎意義。目前,關于腐蝕力筋力學性能退化規(guī)律的研究還比較少.文獻從一座遭受嚴重腐蝕的高架橋縱梁上的預應力鋼絲束中取下一些不同腐蝕程度的鋼絲作了靜力拉伸試驗,文獻從一根遭受腐蝕破壞的大直徑供水壓力管道中取出3根環(huán)向預應力鋼絲作了靜力拉伸試驗,二者都研究了預應力鋼絲的力學性能退化問題;文獻通過靜力拉伸試驗研究了來自拆除預應力連續(xù)梁橋中的腐蝕鋼絞線的力學性能退化問題,但檢測結果認為鋼絞線只是發(fā)生了非常輕微的均勻腐蝕,沒有坑蝕效應影響;文獻通過靜力拉伸試驗研究了通電腐蝕鋼絞線的力學性能退化問題,但腐蝕形態(tài)的差異使其研究結果不能很好地反映實際情況.本文將通過制作專門的摻鹽混凝土試件獲取腐蝕鋼絞線試樣,然后通過靜力拉伸試驗研究腐蝕鋼絞線的受拉性能退化特征,從而為基于力筋腐蝕的預應力混凝土結構耐久性研究提供基礎.1試驗計劃1.1抗壓強度的測定為獲得接近實際工程條件的腐蝕鋼絞線試樣,特制作7個摻鹽混凝土試件進行腐蝕,每個試件內(nèi)對稱放置2根鋼絞線.試件設計如圖1所示.試件混凝土強度等級按C30設計,質量配比為:m(水)∶m(水泥)∶m(砂子)∶m(石子)∶m(氯化鈉)=0.44∶1∶1.35∶2.36∶0.05,最后測得的平均立方體抗壓強度為30.4MPa.試件澆筑好以后,背向保護層側用石蠟封面以防止水和氧氣從該側侵入,以此模擬實際結構中背向保護層側具有很厚的混凝土而使水和氧氣不易從該側侵入;鋼絞線外露段涂抹黃油防銹.試件制作前稱量鋼絞線質量m0和長度l,獲取每根鋼絞線腐蝕前的線質量ml0.另外還備有4根同規(guī)格無腐蝕鋼絞線作拉伸對比試驗.1.2腐蝕環(huán)境分析試件制作好以后進行不同強度的腐蝕,達到設定腐蝕時間后破形取出腐蝕鋼絞線進行拉伸試驗.腐蝕方式包括摻鹽室內(nèi)放置和摻鹽室外鹽水間斷性半泡2種(見表1),前者擬提供較弱的腐蝕環(huán)境;后者擬提供較強的腐蝕環(huán)境,其間斷性半泡制度為:半泡(1個月)→自然干燥(5個月)→半泡(1個月)→自然干燥(6個月),半泡深度20mm,其中石蠟封面一側朝下泡于水中,另一側暴露于空氣中.鋼絞線拉伸前,首先進行打磨除銹,然后在其腐蝕段標出400mm長的稱重段標記,拉伸結束后切下該段進行稱重,從而獲取每根鋼絞線腐蝕后的線質量mlc.由ml0和mlc求出腐蝕失重率ρ.各試樣腐蝕失重率ρ見表1.1.3拉伸試驗測試拉伸試驗設計制作了1對錨具夾頭,通過夾持錨具實現(xiàn)對鋼絞線的夾持;設計制作了1對位移傳動夾條,實現(xiàn)了對標距兩端鋼絞線相對位移的量測.試驗在電液伺服機上進行,鋼絞線位移量測標距按GB/T5224—2003要求取規(guī)定最小值500mm.試驗裝置如圖2所示.為獲得全程拉伸曲線,全部加載過程采用位移控制方式,加載速度為0.5mm/min.腐蝕試樣加載至出現(xiàn)3批斷絲時停止試驗,無腐蝕試樣加載至出現(xiàn)1批斷絲時停止試驗.2試驗結果與分析2.1靜力拉伸試驗現(xiàn)象通過對除銹后鋼絞線腐蝕形態(tài)的觀察,發(fā)現(xiàn)其具有典型的坑蝕形態(tài)特征,其中有些蝕坑面積不大,一個個孤立存在,如圖3(a)所示;而有些蝕坑則在較大范圍內(nèi)連片存在,如圖3(b)所示.之所以出現(xiàn)上述腐蝕形態(tài),這與鋼絞線鋼絲光潔表面的幾何特征以及典型的拉伸珠光體微結構有關,具體解釋詳見文獻.通過靜力拉伸試驗,14根腐蝕鋼絞線共出現(xiàn)了46根斷裂鋼絲,4根無腐蝕鋼絞線共出現(xiàn)了24根斷裂鋼絲.對這70根斷裂鋼絲斷口的觀察發(fā)現(xiàn),共出現(xiàn)了5種典型的斷口形式:劈裂式、銑刀式、杯錐式、劈裂-銑刀式、杯錐-銑刀式,其中劈裂式斷口和劈裂-銑刀式斷口沒有出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象,屬于宏觀脆性斷口,其余3種斷口則出現(xiàn)了頸縮現(xiàn)象,屬于宏觀延性斷口.兩類拉伸試樣中每種斷口出現(xiàn)的次數(shù)如表2所示,從中可以看出,腐蝕試樣的脆性斷口比例較無腐蝕試樣有明顯增大.各種斷口的宏觀特征和微觀機制詳見文獻.2.2拉伸斷裂試驗通過靜力拉伸試驗分析得到了腐蝕及無腐蝕試樣的荷載-拉伸變形曲線和應力-應變曲線,圖4為其中腐蝕試樣CS5和CS7與無腐蝕試樣S1的曲線對比.在由荷載計算應力時,鋼絲斷裂前按無腐蝕鋼絞線總橫截面積計算;鋼絲斷裂后按剩余鋼絲無腐蝕時的總橫截面積計算.根據(jù)實際測量,無腐蝕鋼絞線總橫截面積取100.2mm2,其中外絲直徑取4.25mm,單根截面積取14.19mm2;內(nèi)絲直徑取4.38mm,截面積取15.07mm2.另外,應力-應變曲線圖中(見圖4)還標注了腐蝕鋼絞線的名義彈性模量E,該模量是以線彈性階段中應力等于1300MPa所對應點的應力與應變比值獲得;同法獲得的無腐蝕鋼絞線CS1的彈性模量為195GPa.從拉伸過程來看,無腐蝕試樣的斷裂是在完成較大拉伸變形后突然一次性出現(xiàn)多根斷絲(4根無腐蝕試樣中S3在斷絲時的拉伸應變最小,也達到了0.0447),而腐蝕試樣則往往是從拉伸變形不大時就開始斷絲(14根腐蝕試樣中CS7在首根斷絲時的拉伸應變最小,僅為0.0080),而且基本上是隨著拉伸變形的不斷增大而逐根間斷性斷絲;反映在拉伸曲線上則表現(xiàn)為每次斷絲后曲線出現(xiàn)臺階性下降.分析其原因,無腐蝕試樣中各鋼絲未受到蝕坑的損傷,它們之間在斷裂效應和斷裂抗力上均相差不大,因而可以在完成較大拉伸變形后發(fā)生基本同步的斷裂;而腐蝕試樣中各鋼絲受到蝕坑不同程度的損傷,它們之間在斷裂效應和斷裂抗力上互不相同,從而引起各鋼絲不同步的斷裂,其中損傷較嚴重的鋼絲在拉伸變形不大時就開始斷裂.2.3腐蝕率質量分數(shù)對鋼絞線初始屈服率的影響從拉伸曲線可以看出,在首根(批)鋼絲斷裂時,所有腐蝕試樣中有CS1和CS7兩個試樣未出現(xiàn)屈服(曲線未轉向近似水平方向),其余試樣則達到了屈服(曲線轉向了近似水平方向).由于這些試樣的腐蝕率相差不大,因而屈服與否與腐蝕率沒有明顯的對應關系.因此認為,腐蝕導致鋼絞線的脆性增加,從而導致有些鋼絞線首根(批)鋼絲的斷裂發(fā)生在對應無腐蝕試樣的屈服點以下.分析其原因,由于蝕坑的應力集中效應及截面削弱效應導致鋼絲的斷裂效應大幅增加,從而可能導致其在全截面平均應力未達到屈服強度之前出現(xiàn)斷裂;但是,在腐蝕率相差不大的范圍內(nèi),坑蝕效應的隨機特性導致其與腐蝕率沒有明顯對應關系.當然,可以預計,總體上隨腐蝕率的增大,坑蝕效應也將更加顯著,因而未屈服而先斷裂的幾率也將增大.2.4腐蝕率的變化從荷載-拉伸變形曲線可以看出,所有鋼絞線的最大承拉力Fmax出現(xiàn)在首根(批)鋼絲斷裂時,而且腐蝕引起了Fmax的降低(見表3).根據(jù)表1,試樣CS1～CS14的腐蝕率在接近0～0.85%之間,而根據(jù)表3,其最大承拉力約降低了9%～23%.顯然,最大承拉力降低的幅度要比平均截面損失的幅度(腐蝕率)更大,原因很簡單,這是由坑蝕效應引起的.以首根(批)鋼絲斷裂時鋼絞線的平均應變作為極限平均應變(εmax),則腐蝕引起該指標的顯著降低,如表3所示.顯然,CS1～CS14試樣的極限平均應變約降低了50%～80%,遠大于其腐蝕率(0～0.85%).因此,腐蝕對極限平均應變的影響非常顯著,其原因也歸于坑蝕效應.而且,坑蝕效應對極限平均應變的影響要比最大承拉力的影響更為顯著.2.5腐蝕率不同時造成的平均截面損失率的降低根據(jù)應力-應變曲線可知,各腐蝕試樣的名義彈性模量在198～175GPa之間,其中小于190GPa的有6個,可認為總體未出現(xiàn)明顯降低,這主要是因為各試樣的腐蝕率較低,未造成平均截面損失率的明顯降低,而蝕坑處的局部塑性變形又對總體變形的貢獻很小.但是可以推理,當試樣腐蝕率很大時,會造成平均截面損失率較大,從而可以導致名義彈性模量明顯降低.3坑蝕導致鋼絞線應變1)含氯鹽混凝土中鋼絞線具有典型的坑蝕形態(tài),蝕坑或孤立存在,或在較大范圍內(nèi)連片存在.2)坑蝕鋼絞線鋼絲的靜力拉伸斷口有5種典型形式:劈裂式、劈裂-銑刀式、銑刀式、杯錐式、杯錐-銑刀式,前二者屬于宏觀脆性斷口,后三者屬于宏觀延性斷口;坑蝕引起鋼絞線鋼絲脆性斷口的比例增大.3)由于坑蝕鋼絞線中各鋼絲的蝕坑形狀、尺寸以及分布不同,使得其在靜力拉伸時出現(xiàn)了各鋼絲不同步斷裂的現(xiàn)象,從而使拉伸曲線在每次斷絲后出現(xiàn)臺階性下降.4)坑蝕導致鋼絞線的最大承拉力和極限平