李進(jìn)洲

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430063)

兩種不同環(huán)境下預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞試驗(yàn)對比分析

李進(jìn)洲

(中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430063)

以我國目前普通鐵路既有線上32 m跨度全預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T梁為工程背景，通過12片1/6預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁非腐蝕環(huán)境和腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)，對預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞形態(tài)進(jìn)行研究，對其破壞機(jī)理進(jìn)行分析，結(jié)果表明非腐蝕環(huán)境下，恒、活載跨中彎矩在0.45Mu時(shí)為配筋合適的預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞時(shí)的臨界荷載點(diǎn)(Mu為跨中靜載極限彎矩，臨界點(diǎn)以疲勞壽命為200萬次進(jìn)行定義)，超過該臨界點(diǎn)后，需要適時(shí)加固；腐蝕環(huán)境下，梁底普通鋼筋銹蝕后(預(yù)應(yīng)力筋不銹蝕)，疲勞損傷程度隨銹蝕率增大而增大，銹蝕率越大疲勞壽命越短；銹蝕率7%為腐蝕疲勞破壞的臨界點(diǎn)(臨界點(diǎn)以疲勞壽命為200萬次進(jìn)行定義)，超過腐蝕臨界點(diǎn)以后，需要對預(yù)應(yīng)力混凝土梁進(jìn)行加固。兩種不同環(huán)境下預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞試驗(yàn)對比分析結(jié)果表明，預(yù)應(yīng)力混凝土梁中非預(yù)應(yīng)力筋雖然對靜載承載力貢獻(xiàn)不大，但是對疲勞抗裂作用明顯，設(shè)計(jì)中應(yīng)保證非預(yù)應(yīng)力鋼筋配置充足，包括充足的細(xì)密的箍筋、側(cè)面縱向補(bǔ)充鋼筋和梁底縱向抗裂鋼筋、錨下螺旋鋼筋等非預(yù)應(yīng)力筋，以便分散裂縫寬度，提高疲勞破壞時(shí)的延性。

普通鐵路；預(yù)應(yīng)力混凝土梁；疲勞破壞；機(jī)理分析；臨界荷載；疲勞延性

目前，我國京廣、京滬、京哈、隴海等繁忙鐵路干線大量開行時(shí)速200～250 km“和諧號”動(dòng)車組，在列車速度大幅提升、列車密度大幅增加的同時(shí)，已經(jīng)普遍開行5 000～6 500 t重載貨物列車。這種客貨共線運(yùn)行，速度、密度、載重三者并舉的運(yùn)輸組織模式.成為世界鐵路運(yùn)輸上的一項(xiàng)重大創(chuàng)舉[1-5]?？瓦\(yùn)高速、貨運(yùn)重載已成為我國鐵路建設(shè)和運(yùn)營的發(fā)展方向。

根據(jù)我國普通鐵路實(shí)施擴(kuò)能改造后，相應(yīng)行車密度不斷提高、列車軸重不斷增加的實(shí)際情況，以目前我國普通鐵路既有線上32 m跨度全預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T梁為工程背景，通過12片1/6預(yù)應(yīng)力混凝土模型梁非腐蝕環(huán)境和腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)，對兩種環(huán)境下預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞形態(tài)進(jìn)行了研究，對其破壞機(jī)理進(jìn)行了分析。通過對比，揭示普通鋼筋配筋率在預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞抗裂中的重要作用，為預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞設(shè)計(jì)提供一些參考。

1 工程背景

本文工程背景選擇利用標(biāo)準(zhǔn)圖號為專橋2059F的普通鐵路上32 m普通高度預(yù)應(yīng)力混凝土簡支直線T梁為原型梁[1-4]，其斷面見圖1。

圖1 32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支T梁橫斷面(單位：mm)

2 試件設(shè)計(jì)與制作

2.1 模型梁截面尺寸

模型梁截面尺寸按照1∶6的縮尺比例進(jìn)行加工制作[6-14]，其鋼筋材料、混凝土強(qiáng)度與工程背景中的原型梁相同，相關(guān)設(shè)計(jì)參數(shù)與截面尺寸分別見表1和圖2。

表1 模型設(shè)計(jì)參數(shù)

圖2 模型梁設(shè)計(jì)(單位：mm)

2.2 預(yù)埋傳感器

預(yù)埋傳感器主要是基于應(yīng)變量測的應(yīng)變片傳感器，分別布置在普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋及梁體跨中截面混凝土表面上[6-14]，見圖3。

普通鋼筋的應(yīng)變片分別布置在跨中和加載點(diǎn)所在截面處的鋼筋下表面[6-14]。

預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)變片布置在模型梁1/8跨、加載點(diǎn)、跨中等5處截面鋼絞線的下表面，所有應(yīng)變片布置的方向與其所在鋼絞線邊絲的走向一致[6-14]。

梁體跨中截面混凝土表面上應(yīng)變片在腹板中均勻布置，馬蹄上居中布置[6-14]。

2.3 試驗(yàn)試件參數(shù)

本文預(yù)應(yīng)力混凝土梁兩種不同環(huán)境下疲勞試驗(yàn)共有12片模型梁，其中靜載試驗(yàn)2片，非腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)5片，腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)5片，主要參數(shù)見表2及表3。

表3中除了No.14和No.21試件疲勞上限是利用試驗(yàn)梁極限荷載Pu(Pu由靜載試驗(yàn)確定)的倍數(shù)關(guān)系確定外，其余試件疲勞上下限值分別根據(jù)相似比按照“恒載跨中彎矩相等”原則確定[8，11，14]。

圖3 應(yīng)變片布置(單位：mm)

表3中腐蝕環(huán)境采取NaCl溶液浸泡池中通電加速銹蝕(共6片梁，其中No.26梁僅浸泡不通電)[11，14]。

表2 靜載試件參數(shù)

表3 疲勞試件參數(shù)

2.4 試驗(yàn)加載前試驗(yàn)梁初始狀態(tài)參數(shù)

試驗(yàn)梁張拉階段初始應(yīng)力主要通過應(yīng)變片監(jiān)測應(yīng)變后換算；存梁至試驗(yàn)加載前的初始應(yīng)力主要通過規(guī)范公式計(jì)算；最后將兩者初始應(yīng)力迭加得到試驗(yàn)加載前的初始應(yīng)力狀態(tài)。張拉階段實(shí)測預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變(兩梁端和跨中)和拉區(qū)縱向普通鋼筋應(yīng)變(跨中)變化如圖4所示。圖中橫軸1～7表示張拉第一根鋼絞線步驟，8～14表示張拉第二根鋼絞線步驟。

圖4 模型梁張拉階段鋼筋應(yīng)變變化

根據(jù)圖4可以看出，對于普通鋼絞線預(yù)應(yīng)力混凝土梁，張拉錨固后跨中預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變?yōu)? 040 με左右，梁底普通鋼筋應(yīng)變?yōu)?380με左右，預(yù)應(yīng)力筋錨下控制應(yīng)力為987.8 MPa左右。經(jīng)過平截面假定計(jì)算張拉錨固后，梁底下翼緣混凝土壓應(yīng)力14.23 MPa左右，梁頂上翼緣受壓區(qū)混凝土拉應(yīng)力為-2.54 MPa。試驗(yàn)加載前試驗(yàn)梁初始狀態(tài)參數(shù)見表4。試驗(yàn)梁銹蝕后疲勞加載前的裂縫分布見圖5。

2.5 加載裝置及圖式

試驗(yàn)加載圖式[5，11，14]，見圖6。

表4 試驗(yàn)加載前試驗(yàn)梁初始狀態(tài)參數(shù)

圖5 試驗(yàn)梁銹蝕后疲勞加載前的裂縫分布(單位：mm)

圖6 模型梁加載(單位：mm)

3 靜載試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)梁的靜載破壞形態(tài)如圖7所示。

圖8 靜載試驗(yàn)結(jié)果

圖7 靜載試驗(yàn)破壞形態(tài)

由靜載試驗(yàn)得到的荷載-應(yīng)變及荷載-位移曲線見圖8。

No.17梁靜載試驗(yàn)結(jié)果表明，隨著荷載不斷加大，混凝土受拉區(qū)出現(xiàn)裂縫(開裂荷載60 kN左右)并逐漸開展且向上延伸，混凝土受壓區(qū)逐漸減小。與其相對應(yīng)的是混凝土壓應(yīng)力和鋼筋(普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋)拉應(yīng)力逐漸增大。受壓區(qū)混凝土進(jìn)入塑性狀態(tài)(混凝土壓應(yīng)變達(dá)2 000 με)后，力筋的應(yīng)變越來越大，梁的變形也越來越大，導(dǎo)致普通鋼筋中的應(yīng)力超過屈服點(diǎn)(495 MPa)，普通鋼筋已經(jīng)屈服，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力接近1 500 MPa左右，梁的變形很大，裂縫劇烈開展，受壓區(qū)更趨減小，最后混凝土被壓碎，但力筋尚未拉斷。試驗(yàn)結(jié)果表明，No.17梁靜載破壞屬于典型彎曲破壞，預(yù)應(yīng)力混凝土梁混合配筋合適。

No.28梁靜載破壞始于銹蝕縱筋被拉斷，受壓區(qū)混凝土尚未完全被壓潰；破壞時(shí)比較突然，并伴有銹蝕鋼筋被拉斷的巨響[5]。

根據(jù)靜載試驗(yàn)結(jié)果，No.17梁靜力極限破壞荷載Pu=265.4 kN[5，14]，No.28梁靜力極限破壞荷載Pu=260.0 kN[11，14]。表明只要梁底非預(yù)應(yīng)力筋鋼筋沒有發(fā)生銹蝕斷裂破壞，非腐蝕環(huán)境與腐蝕環(huán)境下混合配筋合適的預(yù)應(yīng)力混凝土梁的靜載承載力基本相同。

上述結(jié)論可以通過以下公式和圖式(圖9)進(jìn)行簡要說明[15]。

(1)

(2)

圖9 計(jì)算圖式

通過式(2)可以發(fā)現(xiàn)，由于普通鋼筋面積As和應(yīng)力σs的乘積相比預(yù)應(yīng)力筋面積Ap和應(yīng)力σp的乘積要小許多，預(yù)應(yīng)力混凝土梁的靜載承載能力M大部分靠預(yù)應(yīng)力筋來提供，非預(yù)應(yīng)力筋(普通鋼筋)所占份額較小。因此，只要預(yù)應(yīng)力混凝土普通鋼筋不發(fā)生斷裂(斷裂后，因裂縫過大失穩(wěn))，預(yù)應(yīng)力混凝土梁靠預(yù)應(yīng)力筋提供的靜載承載力變化不顯著。

4 疲勞試驗(yàn)結(jié)果及分析

4.1 疲勞破壞時(shí)裂縫分布

4.1.1 非腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)

非腐蝕環(huán)境下試驗(yàn)梁疲勞破壞裂縫分布見圖10。

圖10 非腐蝕環(huán)境下試驗(yàn)梁疲勞裂縫分布

在加載開始階段(0～75萬次)，梁底首先在純彎段出現(xiàn)零星豎向裂縫，裂縫測寬儀(采用4倍放大鏡)測得最大縫寬0.01 mm左右。

重復(fù)荷載作用下，隨著梁底非預(yù)應(yīng)力筋殘余應(yīng)變不斷增加，鋼筋與混凝土間滑移量增大，梁底裂縫寬度隨循環(huán)次數(shù)的增加而慢慢變大，這個(gè)過程與疲勞上限值大小息息相關(guān)，荷載越大過程越短，荷載越小過程越長。待最大縫寬達(dá)0.18～0.22 mm以后，純彎段內(nèi)豎向裂縫基本布滿并不再縱向發(fā)展，裂縫間距基本上與箍筋間距相同，豎向貫穿整個(gè)T梁下馬蹄。

繼續(xù)加載后，純彎段內(nèi)的正截面豎向裂縫在梁縱向上基本不再有新的裂縫出現(xiàn)，只是裂縫寬度和高度(不斷向腹板延伸)不斷發(fā)展；同時(shí)剪跨區(qū)內(nèi)開始出現(xiàn)彎剪斜裂縫和腹剪斜裂紋。在臨近梁底受拉區(qū)非預(yù)應(yīng)力筋疲勞斷裂前100～150萬次左右時(shí)，彎剪斜裂縫和腹剪斜裂紋在縱向也基本穩(wěn)定，其間距與箍筋間距接近。隨著非預(yù)應(yīng)力筋與預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變幅值增長差異拉大，純彎段裂縫以及彎剪斜裂縫和腹剪斜裂紋的裂縫寬度和高度不斷增加，直至純彎段內(nèi)出現(xiàn)縫寬0.50～55 mm的疲勞斷裂缺口為止。

4.1.2 腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)

對于腐蝕環(huán)境下預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞試驗(yàn)，其疲勞破壞時(shí)裂縫分布如圖11所示。

在試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)，未銹蝕試件疲勞反復(fù)加載時(shí)裂縫分布均勻(與箍筋基本平行)，一定循環(huán)次數(shù)下裂縫寬度也比較均勻(接近箍筋間距)，裂縫開展也比較有規(guī)律，均從梁底向中性軸方向豎向展開并且沿梁縱向中心線左右兩側(cè)基本對稱；銹蝕試件中裂縫分布不是很有規(guī)律，各級荷載下裂縫寬度不太均勻，裂縫開展常常受鋼筋縱向銹脹裂縫影響改變方向，且開展中往往是某條裂縫占據(jù)主導(dǎo)，其他裂縫要么不開展，要么開展緩慢。梁底普通鋼筋銹蝕越嚴(yán)重，裂縫分布越?jīng)]有規(guī)律。

圖11 腐蝕環(huán)境下試驗(yàn)梁疲勞裂縫分布

4.2 疲勞破壞形態(tài)

4.2.1 非腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)

對于非腐蝕環(huán)境下預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞試驗(yàn)，其疲勞破壞形態(tài)如圖11所示。

非腐蝕環(huán)境下，所有模型試驗(yàn)梁疲勞破壞均始于普通鋼筋的疲勞斷裂，預(yù)應(yīng)力鋼筋沒有出現(xiàn)斷裂的情況，模型試驗(yàn)梁的疲勞破壞有一個(gè)過程，破壞前有明顯的預(yù)兆[5，11，14]。梁的撓度、鋼筋應(yīng)變、混凝土應(yīng)變急劇增加，裂縫不斷向梁頂部延伸，梁內(nèi)不斷有響聲發(fā)出，裂縫處時(shí)有混凝土粉末脫落(圖12(a))，梁表面出現(xiàn)明顯的樹枝狀裂縫(圖12(b))。

通過對梁體疲勞倒V形斷口檢查發(fā)現(xiàn)，普通鋼筋有明顯的疲勞破壞特征(圖12(c))，預(yù)應(yīng)力鋼絞線出現(xiàn)頸縮、局部斷絲現(xiàn)象，波紋管內(nèi)水泥灌漿體全部微振磨損成松散小顆粒(圖12(d))，呈現(xiàn)出無粘結(jié)預(yù)應(yīng)力的特征。

4.2.2 腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)

對于腐蝕環(huán)境下預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞試驗(yàn)，其疲勞破壞形態(tài)如圖13所示(為便于對比，特將兩種環(huán)境下的照片放在一起)。

圖13 腐蝕環(huán)境下試驗(yàn)梁的疲勞破壞形態(tài)

根據(jù)兩種環(huán)境下照片對比分析發(fā)現(xiàn)，梁底普通鋼筋銹蝕后(預(yù)應(yīng)力鋼絞線不銹蝕)，盡管疲勞破壞也始于梁底非預(yù)應(yīng)力縱向鋼筋的疲勞斷裂，但是隨著梁底鋼筋銹蝕率的增大，非預(yù)應(yīng)力筋斷裂時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變要小于非銹蝕環(huán)境下的預(yù)應(yīng)力混凝土試件，預(yù)應(yīng)力鋼筋沒有塑性變形發(fā)展歷程，疲勞破壞征兆不明顯。

4.3 疲勞壽命

所有試件疲勞壽命見表5。其中N0.2表示梁底純彎曲豎向最大裂縫寬度在0.20 mm左右時(shí)的容許疲勞狀態(tài)下的疲勞壽命，Nf為梁底純彎曲豎向最大裂縫寬度在0.55 mm左右時(shí)的極限疲勞狀態(tài)下的疲勞壽命。

表5中結(jié)果表明，在非腐蝕環(huán)境下，疲勞下限值一定時(shí)，預(yù)應(yīng)力混凝土梁隨著疲勞上限值增大，疲勞壽命不斷縮短。若以疲勞壽命200萬次作為臨界點(diǎn)，恒、活載跨中彎矩在(0.35～0.45)Mu(極限彎矩Mu為極限荷載Pu產(chǎn)生的彎矩，對于試驗(yàn)梁有Mu=1.05Pu)時(shí)為配筋合適的預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞時(shí)的臨界荷載點(diǎn)(不含0.45Mu)，超過該臨界點(diǎn)0.45Mu后，需要適時(shí)加固。

在腐蝕環(huán)境下，梁底普通鋼筋銹蝕后(預(yù)應(yīng)力筋不銹蝕)，疲勞損傷程度隨銹蝕率增大而增大，銹蝕率越大疲勞壽命越短；銹蝕率7%為腐蝕疲勞破壞的臨界點(diǎn)(臨界點(diǎn)以疲勞壽命為200萬次進(jìn)行定義)，超過腐蝕臨界點(diǎn)以后，需要對預(yù)應(yīng)力混凝土梁進(jìn)行加固。

表5 試件疲勞壽命

5 結(jié)論

通過12片預(yù)應(yīng)力混凝土梁在非腐蝕環(huán)境和腐蝕環(huán)境下疲勞試驗(yàn)結(jié)果對比分析，可以得出以下結(jié)論。

(1)靜載時(shí)發(fā)生典型彎曲破壞形態(tài)的預(yù)應(yīng)力混凝土梁，在非腐蝕環(huán)境下，疲勞破壞時(shí)有一個(gè)過程，疲勞破壞前具有明顯預(yù)兆；疲勞破壞主要是梁內(nèi)受拉普通鋼筋的疲勞斷裂引起，非預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力幅值(預(yù)應(yīng)力鋼筋和受壓區(qū)混凝土的應(yīng)力幅值較小)是影響預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁疲勞性能的關(guān)鍵因素，非預(yù)應(yīng)力筋的疲勞斷裂控制著預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁的彎曲疲勞裂縫分布形式和破壞形態(tài)。

(2)在非腐蝕環(huán)境下，恒、活載跨中彎矩在(0.35～0.45)Mu時(shí)為配筋合適的預(yù)應(yīng)力混凝土梁疲勞破壞時(shí)的臨界荷載點(diǎn)(Mu為跨中靜載極限彎矩，臨界點(diǎn)以疲勞壽命為200萬次進(jìn)行定義)，超過該臨界點(diǎn)后，需要適時(shí)加固。

(3)在腐蝕環(huán)境下，梁底普通鋼筋銹蝕后(預(yù)應(yīng)力筋不銹蝕)，疲勞損傷程度隨銹蝕率增大而增大，銹蝕率越大疲勞壽命越短；銹蝕率7%為腐蝕疲勞破壞的臨界點(diǎn)(臨界點(diǎn)以疲勞壽命為200萬次進(jìn)行定義)，超過腐蝕臨界點(diǎn)以后，需要對預(yù)應(yīng)力混凝土梁進(jìn)行加固。

(4)非腐蝕環(huán)境和腐蝕環(huán)境下，預(yù)應(yīng)力混凝土梁中非預(yù)應(yīng)力筋雖然對靜載承載力貢獻(xiàn)不大，但是對疲勞抗裂作用明顯，設(shè)計(jì)中應(yīng)保證非預(yù)應(yīng)力鋼筋配置充足，包括充足的細(xì)密的箍筋、側(cè)面縱向補(bǔ)充鋼筋和梁底縱向抗裂鋼筋、錨下螺旋鋼筋等非預(yù)應(yīng)力筋，以便分散裂縫寬度，提高疲勞破壞時(shí)的延性。

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Comparative Test Analysis of Fatigue Failure of Prestressed Concrete (PC) Beam in Two Different Environments

LI Jin-zhou

(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co.， Ltd.， Wuhan 430063， China)

With reference to the engineering practices of 32m-span PC simply supported T-type beams on the existing lines and the test of a total of 12 1/6-scale PC model beams under non-corrosion and corrosion environments， an analysis of fatigue pattern and mechanism of PC beams is conducted. The results show that the mid-span moment 0.45Mu (Mu is the limit bending moment) under the dead and live loads is the critical loading point of fatigue failure of PC beams with proper mixed-reinforcement (the critical loading point of fatigue failure is defined by the fatigue life of two million cycles) under non-corrosion environment. Beyond the critical point， 0.45Mu， the fatigue reinforcement of beam should be properly provided. As to PC beams with corroded steel bars (the prestressed tendons are not no corrosive)， the fatigue damage becomes heavier and the fatigue life shorter with the increase of corrosion rate. And the corrosion rate 7% is the corrosion fatigue critical point (the point is defined by the fatigue life of two million cycles) and the beam should be strengthened if the corrosion rate of steel bars is over 7%. The results also indicate that although the non-presstressed steel bars may contribute little to the static load carrying capacity of PC beam， they have an obvious effect on the fatigue cracking. Thus， it shall be addressed that there shall be sufficient non-prstressed steel bars while designed， including stirrups， longitudinal reinforcement and anchor spiral reinforcement to disperse the crack width and improve the ductility in case of fatigue failure.

Conversional railway; Prestressed concrete (PC) beam; Fatigue failure; Mechanism analysis; Critical loading; Fatigue ductility

2014-12-16

國家863高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(2009AA11Z101)；國家自然科學(xué)基金(51278496)

李進(jìn)洲(1975—)，男，工程師，2013年畢業(yè)于中南大學(xué)土木工程學(xué)院，工學(xué)博士，E-mail：Li_jinzhou0910@126.com。

1004-2954(2015)09-0076-07

U441+.4

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2015.09.018