钢筋混凝土梁在正常使用荷载作用下，会产生裂缝，裂缝宽度和深度(损伤程度)与初始荷载幅值密切相关。在初始荷载与海水干湿循环的综合作用下，钢筋混凝土梁结构的承载力、刚度和延性等力学性能的变化规律有待研究。混凝土桥梁结构在正常使用阶段的荷载水平约为0.4Pu且最大不超过0.7Pu(Pu为单调加载梁的极限荷载)。因此，本文试验研究了荷载幅值分别为0.3Pu、0.4Pu、0.5Pu、0.6Pu和0.7Pu的初始损伤钢筋混凝土梁试件，在经历海水干湿循环作用后力学性能的劣化规律以及混凝土氯离子含量的变化规律，以期为钢筋混凝土结构耐久性设计提供参考。
1 试验 1.1 试件设计 本试验共设计钢筋混凝土梁7根，其中参照梁试件1根(B-ref)，另外6根梁试件(B-0、B-0.3、B-0.4…B-0.7) 的初始损伤荷载幅值分别为0、0.3Pu、0.4Pu、0.5Pu、0.6Pu、0.7Pu。试件分组及试验环境见表 1。7根梁试件的几何尺寸、配筋和混凝土材料均相同。梁试件尺寸的宽×高×长=100 mm×150 mm×800 mm。混凝土保护层厚度为35 mm。梁试件中仅配受拉钢筋，配筋图如图 1所示，受拉纵筋及架立筋均采用直径为10 mm的HRB335级钢筋，箍筋采用直径6 mm的HPB300级钢筋。通过受拉纵筋的拉伸试验[14]测得其屈服强度和极限强度分别为349 MPa和456 MPa。混凝土设计强度等级为C40，采用PO42.5普通硅酸盐水泥、碎石、河沙、粉煤灰和高效萘系减水剂配制。粗骨料最大粒径为10 mm，细骨料细度模量为2.2，含泥量 < 1%，水胶比为0.4。配合比如下，水泥：水：沙：石：粉煤灰=1：0.45：1.18：1.78：0.12。
表 1 梁试件初始损伤加载幅值和试验环境 Table 1 Beam specimen initial damage load amplitude and test environment
| ??编号 | 荷载幅值 | 试验环境 |
| ??B-0 | 0 | 干湿循环 |
| ??B-0.3 | 0.3 Pu | 干湿循环 |
| ??B-0.4 | 0.4 Pu | 干湿循环 |
| ??B-0.5 | 0.5 Pu | 干湿循环 |
| ??B-0.6 | 0.6 Pu | 干湿循环 |
| ??B-0.7 | 0.7 Pu | 干湿循环 |
| ??B-Ref | 0 | 标准养护 |
表选项
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| 图 1 钢筋混凝土梁试件几何尺寸和配筋 Fig. 1 Geometry size and reinforcement of reinforced concrete beam specimen |
| 图选项 |
1.2 试验过程
1.2.1 施加初始荷载损伤 标准养护28 d时测试混凝土立方体抗压强度[15]和对参照梁进行四点弯曲(见图 2，纯弯段长度100 mm)单调加载试验。得到混凝土立方体抗压强度fcu为55 MPa，参照梁的极限荷载Pu为40.5 kN。仍采用四点弯曲加载方式对其余6根梁试件分别施加不同幅值的初始损伤荷载F，稳定5 min后卸载。测定初始损伤荷载施加后梁试件的裂缝宽度并标定测点，以便定期观测裂缝宽度变化情况。
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| 图 2 四点弯曲加载示意图 Fig. 2 Schematic diagram of 4-point bending load |
| 图选项 |
1.2.2 模拟海水干湿循环 采用自主设计的自动干湿喷淋装置对初始损伤梁试件进行海水干湿循环环境模拟。模拟海水为质量分数为3.5%的NaCl人工配制溶液，下文简称海水。采用加速风干和海水喷淋的方式分别模拟试件干燥和湿润状态。每个海水干湿循环需要6 h包括加速风干5 h和海水喷淋1 h，即干湿时间比例为5：1。共计完成120次海水干湿循环。喷淋装置示意图如图 3所示。
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| 图 3 海水干湿循环自动喷淋装置示意图 Fig. 3 Schematic diagram of automatic sprinklerfor seawater wet-dry cycle |
| 图选项 |
1.2.3 剩余力学性能及氯离子含量测试 对梁试件进行初始加载制造不同程度的损伤，再经历120次海水干湿循环后，对梁试件进行四点弯曲单调加载直至破坏，以研究初始荷载损伤和环境综合作用对钢筋混凝土梁试件的剩余承载力、刚度和延性的影响。
如图 4所示，在单调加载破坏的梁试件受拉区(编号分别为a、b、c、d)和受压区(编号分别为A、B、C、D)进行钻芯取出圆柱试样(圆柱高度等于保护层厚度)并进一步沿圆柱高度切割出5个圆形薄片。再将每个薄片磨成粉末测试水溶性氯离子含量[16]。得出不同位置、不同深度混凝土中的氯离子含量(占胶凝材料总量的百分比)并依此确定氯离子扩散系数。
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| 图 4 混凝土氯离子含量取样位置示意图 Fig. 4 Schematic diagram of sampling position of chloride ion content in concrete |
| 图选项 |
2 试验结果及分析 2.1 裂缝发展趋势及宽度变化 不同幅值初始荷载施加到梁试件后，在混凝土受拉区出现了不同宽度的荷载损伤裂缝。经历海水干湿循环前后，分别测量了梁试件上标定测点的裂缝宽度变化。由于裂缝开展程度不同，每条裂缝均布置至少3个测点，因此梁试件的裂缝测点最多的达几十个。图 5给出了试件B-0.4的裂缝趋势和测点位置示意图，其他试件裂缝测点布置类似。干湿循环前后的裂缝宽度变化统计见表 2。图 6给出了各个试件的裂缝宽度统计情况，从表 2和图 6中可以看出，随着初始损伤荷载的增大，裂缝数量增多，平均裂缝宽度增大。初始损伤荷载较低的试件B-0.3的最大裂缝宽度小于0.1 mm, 经历海水干湿循环后所有裂缝均自行完全修复; 梁试件B-0.4的最大裂缝宽度小于0.2 mm, 在海水干湿循环过程中大部分测点的裂缝自行修复, 小部分裂缝测点基本保持稳定。初始损伤荷载幅值较大的梁试件B-0.5、B-0.6、B-0.7中, 裂缝宽度大于等于0.2 mm的测点数量占总测点数量的比例分别为11.1%、14.8%和20%。从表 2中可以看出，大量裂缝宽度小于0.1 mm的裂缝呈现了自修复现象，宽度介于0.1~0.2 mm之间的裂缝出现了部分修复现象，而裂缝宽度超过0.2 mm的裂缝则基本保持稳定。混凝土表面宽度小于0.1 mm的裂缝会发生自愈合，是由于混凝土水化反应在裂缝处生成难溶的CaCO3填补了裂缝, 可以通过裂缝表面X射线光电子能谱分析(XPS)检测得到证实[4]。图 7给出了海水干湿循环前后3种典型的裂缝宽度变化对比图。
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| 图 5 梁试件B-0.4裂缝趋势和测点位置示意图 Fig. 5 Schematic diagram of cracking tendency and test point position for beam specimen B-0.4 |
| 图选项 |
表 2 干湿循环前后梁试件裂缝宽度变化统计 Table 2 Variation statistics of crack width of beam specimen before and after wet-dry cycles
| 编号 | 最大裂缝宽度/mm | 干湿循环前裂缝宽度/mm | 总测点数量 | 干湿循环后裂缝变化测点数量 | ||
| 完全愈合 | 部分愈合 | 基本稳定 | ||||
| B-0.3 | 0.08 | < 0.1 | 7 | 5 | 2 | 0 |
| 0.1~0.2 | 0 | 0 | 0 | 0 | ||
| ≥0.2 | 0 | 0 | 0 | 0 | ||
| B-0.4 | 0.19 | < 0.1 | 15 | 9 | 4 | 2 |
| 0.1~0.2 | 15 | 2 | 3 | 10 | ||
| ≥0.2 | 0 | 0 | 0 | 0 | ||
| B-0.5 | 0.34 | < 0.1 | 15 | 12 | 2 | 1 |
| 0.1~0.2 | 17 | 1 | 4 | 12 | ||
| ≥0.2 | 4 | 0 | 0 | 4 | ||
| B-0.6 | 0.63 | < 0.1 | 26 | 15 | 6 | 5 |
| 0.1~0.2 | 20 | 2 | 3 | 15 | ||
| ≥0.2 | 8 | 0 | 0 | 8 | ||
| B-0.7 | 1.16 | < 0.1 | 22 | 15 | 5 | 2 |
| 0.1~0.2 | 14 | 0 | 1 | 13 | ||
| ≥0.2 | 9 | 0 | 0 | 9 | ||
表选项
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| 图 6 梁试件裂缝宽度统计箱线图 Fig. 6 Boxplot of crack width of beam specimen |
| 图选项 |
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| 图 7 干湿循环前后3种典型的裂缝宽度变化 Fig. 7 Three typical changes of crack width before and after wet-dry cycles |
| 图选项 |
2.2 单调加载试验结果 表 3给出了经历初始损伤荷载和海水干湿循环综合作用后，梁试件的4点弯曲单调加载试验结果以研究其剩余力学性能。表中：Py为屈服荷载，δy为屈服荷载对应的梁跨中挠度；Pm为极限荷载，δm为极限荷载对应的梁跨中挠度；δu为极限挠度，即越过极限荷载后下降至85%极限荷载时对应的挠度, δu/δy为延性系数。图 8给出了6个试件的荷载-挠度曲线。从表 3和图 8可以看出，经历过120次海水干湿循环后，随着初始损伤荷载的增大，梁试件的剩余屈服荷载、剩余极限荷载和延性系数快速降低。可见，初始损伤荷载幅值和海水干湿循环的综合作用对梁试件的力学性能劣化的影响不容忽视。
表 3 梁试件单调加载试验结果 Table 3 Testing results of beam specimen under monotonic loading
| 编号 | Py/kN | δy/mm | Pm/kN | δm/mm | δu/mm | δu/δy |
| B-0 | 41.09 | 2.06 | 50.50 | 17.37 | 37.82 | 18.4 |
| B-0.3 | 38.05 | 2.85 | 47.48 | 26.31 | 33.11 | 11.6 |
| B-0.4 | 36.81 | 2.75 | 46.51 | 31.23 | 36.25 | 13.2 |
| B-0.5 | 33.03 | 2.56 | 41.99 | 20.56 | 26.89 | 10.5 |
| B-0.6 | 27.32 | 2.27 | 38.79 | 17.54 | 17.81 | 7.8 |
| B-0.7 | 27.25 | 2.33 | 34.14 | 18.86 | 25.02 | 10.7 |
表选项
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| 图 8 梁试件的荷载-挠度曲线 Fig. 8 Load-deflection curves of beam specimens |
| 图选项 |
2.3 梁试件力学性能的劣化 与试件B-0相比，各梁试件的屈服荷载降幅ΔPy、极限荷载降幅ΔPm和位移延性系数降幅Δμ汇总于表 4。图 9给出了不同初始损伤荷载下，试件屈服荷载、极限荷载和位移延性系数的变化趋势。从表 4和图 9中可以看出，初始损伤梁试件经历120次海水干湿循环后，随着初始损伤荷载幅值的增大，试件的屈服荷载、极限荷载和延性的降幅具有增大的趋势。初始损伤荷载幅值小于0.4Pu时，梁试件的屈服荷载和极限荷载降幅大体为10%；初始损伤荷载幅值大于等于0.4Pu时，梁试件的屈服荷载和极限荷载降幅快速增大。其中，梁试件B-0.7的屈服荷载和峰值荷载降幅分别达到33.7%和32.4%。可见，偶然超载对结构力学性能劣化仍有重要影响。由表 4和图 9中梁试件的位移延性系数降幅表明，初始损伤与海水干湿循环综合作用对结构延性劣化的影响更显著。从表 2中可知初始损伤荷载为0.3Pu时梁试件B-0.3的最大裂缝宽度为0.08 mm，不超过《钢筋混凝土结构设计规范》[17]中的最大裂缝宽度0.2 mm，但其屈服荷载和极限荷载的降幅均超过5%，延性系数降幅达20.0%以上。可见，初始损伤荷载与海水干湿循环综合作用下，即使初始损伤荷载幅值小于0.4Pu，梁试件力学性能劣化幅度仍不可忽视。
表 4 梁试件屈服荷载和极限荷载降幅 Table 4 Decreasing amplitude of yield load and ultimate load of specimens
| 编号 | ΔPy/% | ΔPm/% | Δμ/% |
| B-0.3 | 7.4 | 6.0 | 37.0 |
| B-0.4 | 10.4 | 7.9 | 28.3 |
| B-0.5 | 19.6 | 16.9 | 42.9 |
| B-0.6 | 33.5 | 23.2 | 57.6 |
| B-0.7 | 33.7 | 32.4 | 41.8 |
表选项
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| 图 9 极限荷载、屈服荷载及位移延性系数随初始损伤荷载的变化 Fig. 9 Variation of ultimate load, yield load and displacement ductility coefficient with initial damage load |
| 图选项 |
表 5给出了各梁试件在经历初始损伤加载和120次海水干湿循环后再次加载时的抗弯刚度。图 10分别给出了经历初始损伤加载和120次海水干湿循环后，梁试件抗弯刚度随初始损伤荷载幅值的变化趋势以及抗弯刚度的降幅。从表 5和图 10可以看出，在初始损伤和海水干湿循环的综合作用下，试件的抗弯刚度迅速下降，并且随着初始损伤荷载幅值的增大，试件的抗弯刚度降幅增大。当初始损伤荷载幅值不大于0.4Pu时，梁试件的抗弯刚度降幅小于5%，初始损伤荷载幅值大于0.4Pu时，梁试件的抗弯刚度降幅快速增加。
表 5 梁试件抗弯刚度变化和降幅 Table 5 Variation of bending rigidity of specimens and decreasing amplitude
| 编号 | 干湿循环前抗弯刚度/(kN·m2) | 干湿循环后抗弯刚度/(kN·m2) | 降幅/% |
| B-0.3 | 32.63 | 31.96 | 2.1 |
| B-0.4 | 33.82 | 32.14 | 4.9 |
| B-0.5 | 27.43 | 25.18 | 8.2 |
| B-0.6 | 28.88 | 24.36 | 15.7 |
| B-0.7 | 30.34 | 20.58 | 32.2 |
| B-0 | 41.03 |
表选项
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| 图 10 干湿循环前后梁试件抗弯刚度变化 Fig. 10 Variation of bending rigidity of specimens before and after wet-dry cycles |
| 图选项 |
经历初始损伤荷载和海水干湿循环作用后，钢筋混凝土梁试件的剩余力学性能(极限荷载、屈服荷载、延性和刚度)劣化的主要原因是：① 初始损伤荷载产生的裂缝和塑性变形，使得钢筋混凝土梁再次加载时刚度下降。随着初始损伤荷载加大，梁试件的塑性变形增大，干湿循环后再次加载时梁试件的变形能力(延性)下降；② 海水干湿循环过程中，氯离子更容易通过裂缝侵入混凝土[9]，造成钢筋过早锈蚀，构件中氯腐蚀钢筋的屈服强度和塑性性能降低，脆性增强[18]，导致经历荷载损伤和氯腐蚀作用的钢筋混凝土梁剩余力学性能的劣化。
2.4 混凝土氯离子含量 图 11~图 13给出了不同初始荷载损伤梁试件受压区和受拉区混凝土中氯离子含量(质量分数)随保护层深度的变化。各个梁试件氯离子含量随深度变化趋势相似，仅以B-0.3、B-0.5和B-0.7梁试件为例说明。对于不同初始损伤荷载幅值的梁试件，均表现出梁受拉区氯离子含量高于受压区的趋势，且氯离子含量随着深度增加而逐渐降低。
 |
| 图 11 B-0.3梁试件氯离子含量随深度变化 Fig. 11 Variation of chloride ion content with depth of beam specimen B-0.3 |
| 图选项 |
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| 图 12 B-0.5梁试件氯离子含量随深度变化 Fig. 12 Variation of chloride ion content with depth of beam specimen B-0.5 |
| 图选项 |
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| 图 13 B-0.7梁试件氯离子含量随深度变化 Fig. 13 Variation of chloride ion content with depth of beam specimen B-0.7 |
| 图选项 |
图 14(a)给出了受拉钢筋表面处氯离子含量随梁试件初始损伤荷载幅值的变化。对于初始损伤荷载幅值为0.3Pu和0.4Pu的试件，受拉钢筋表面氯离子含量小于0.1%。而当损伤荷载幅值大于0.5Pu时，随着初始损伤荷载幅值增加，钢筋表面处氯离子含量显著增大，超过《钢筋混凝土结构设计规范》[17]中建议海岸环境下的最大氯离子含量0.1%。图 14(b)给出了受拉混凝土保护层的总氯离子含量随着梁试件初始损伤荷载幅值的变化，其中总氯离子含量是指沿保护层厚度取圆柱试样并切割成5个圆片后，测得的5个氯离子含量数据之和。从中可以看出随着初始损伤荷载幅值的增大，其混凝土保护层内的总氯离子含量不断增大，即较宽的裂缝增加了梁氯离子渗透性。
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| 图 14 钢筋表面氯离子含量和混凝土保护层总氯离子含量与初始损伤荷载幅值 Fig. 14 Chloride ion content at reinforcement surface and total chloride ion content in concrete cover with initial damage load amplitudes |
| 图选项 |
2.5 初始损伤荷载幅值对于梁试件耐久性的影响 氯离子在混凝土中的扩散属于非稳态扩散，可以应用描述物质迁移的菲克第二定律对其迁移进行分析，其方程式为
 | (1) |
式中：C为氯离子体积浓度；t为氯离子扩散时间；D为氯离子扩散系数；x为混凝土内部距表面的深度。
式(1) 基于3点假设：① 混凝土中氯离子扩散是一维的；② 扩散系数D为常数；③ 氯离子在扩散过程中不发生吸附。
对于方程式(1)，应用3个边界条件：① 混凝土表面氯离子含量恒定不变，C(x=0, t)=Cs，Cs为混凝土表面氯离子浓度；② 初始时刻混凝土内部氯离子含量为C0, C(x, t=0)=C0；③ 混凝土内部无穷远处氯离子含量为C0，C(x=∞, t)=C0。基于3个边界条件，方程式(1) 可以求出特解, 即
 | (2) |
整理式(2) 可得
 | (3) |
式(3) 即为混凝土内部氯离子含量随深度和时间变化的函数。其中有3个未知参数：混凝土表面氯离子含量Cs、混凝土内部初始氯离子含量C0和氯离子扩散系数D。为了得到试验中氯离子含量的分布函数，将混凝土分层切片的实测氯离子含量使用式(3) 进行非线性最小二乘拟合，可以得出3个未知参数的估计值。由于干湿交替作用的影响，在混凝土近表面同时存在氯离子迁移的对流区和扩散区并形成浓度峰值(图 11~图 13)。式(3) 是基于扩散作用推导出的，在进行数据拟合时应避开对流区仅选取扩散区混凝土的氯离子含量(即深度大于15 mm的区域)的数据。使用MATLAB软件进行拟合，拟合函数的残差平方和小于1×10-4。部分拟合曲线如图 15所示。
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| 图 15 氯离子含量拟合曲线 Fig. 15 Fitting curves of chloride ion content |
| 图选项 |
表 6给出了不同试件受拉裂缝区与非裂缝区的参数拟合结果。由于针对扩散区混凝土的氯离子含量数据进行拟合，故表 6中的Cs并非混凝土表面的实测氯离子含量，而是基于扩散式(3) 当x=0时的C(x, t)拟合值。
表 6 氯离子含量分布函数的参数拟合结果 Table 6 Fitting results of parameters of chloride ion content distribution function
| 编号 | 裂缝区 | 非裂缝区 |  | ||
| Cs/% | D/(mm2·d-1) | Cs/% | D/(mm2·d-1) | ||
| B-0.3 | 2.05 | 2.10 | 1.75 | 1.65 | 1.17 |
| B-0.4 | 2.09 | 1.62 | 1.49 | 1.67 | 1.40 |
| B-0.5 | 3.65 | 1.31 | 1.84 | 2.19 | 1.98 |
| B-0.6 | 2.84 | 1.61 | 1.37 | 2.23 | 2.07 |
| B-0.7 | 3.16 | 1.39 | 1.25 | 2.59 | 2.53 |
表选项
从表 6中可以看出，仅考虑扩散作用时，不同初始荷载损伤的梁试件其裂缝区的氯离子扩散系数D变化不明显，非裂缝区的氯离子扩散系数随初始损伤荷载的增加而增大。与Djerbi等[2]的研究结果相似。Djerbi等[2]的研究还发现，当裂缝宽度大于0.08 mm时扩散系数为常数，本文梁试件裂缝区最大裂缝宽度均大于0.08 mm(见表 2)，故氯离子扩散系数变化规律不明显，而非裂缝区内无明显的宏观裂缝，其氯离子扩散系数随着混凝土初始损伤荷载的增大而增大。裂缝区宏观裂缝宽度均大于0.08 mm，使得该其余氯离子迁移包含对流和扩散2种方式，表 6中裂缝区Cs值比非裂缝区Cs大，反映出2种迁移方式的综合影响。随着初始损伤荷载幅值的增大，裂缝区Cs和非裂缝区Cs的比值逐渐增大，即同一深度下裂缝区的混凝土氯离子含量与非裂缝区的含量差距逐渐增大。
可见，荷载损伤钢筋混凝土梁经历海水干湿循环作用后，混凝土抵抗氯离子渗透的能力降低，会对钢筋混凝土结构耐久性产生显著影响。
3 结论 1) 不同初始荷载损伤钢筋混凝土梁试件经历120次海水干湿循环后，其屈服荷载、极限荷载和延性均随初始荷载幅值的增加而降低。与无损伤梁试件相比，初始荷载为0.4Pu梁试件的屈服荷载和极限荷载降幅分别为10.4%和7.9%，随着初始荷载增大，屈服荷载和极限荷载快速下降，当初始荷载为0.7Pu时，屈服荷载和极限荷载降幅分别达33.7%和32.4%。
2) 梁试件混凝土的氯离子含量均呈现出受拉区高于受压区的趋势。当初始荷载不超过0.5Pu时，试件受拉钢筋位置处的氯离子含量差别不大且小于0.1%；当初始荷载幅值超过0.5Pu时，钢筋处的氯离子含量明显增加，最大达到0.14%。
3) 梁试件最大裂缝宽度大于0.08 mm时，裂缝区混凝土氯离子扩散系数变化规律不明显，非裂缝区混凝土氯离子扩散系数随着初始荷载增加而增大。
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