腐蝕預(yù)應(yīng)力混凝土梁抗剪性能試驗(yàn)

羊日華，劉 歡，張旭輝,3，王 磊，張建仁

(1. 長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410114； 2. 湖南城市學(xué)院土木工程學(xué)院，湖南益陽(yáng) 413000； 3. 湘潭大學(xué)土木工程與力學(xué)學(xué)院，湖南湘潭 411105)

0 引 言

預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁由于其強(qiáng)度高、跨度大、抗裂性好等優(yōu)勢(shì)，在中國(guó)橋梁中占有重要比重。一直以來(lái)，該類(lèi)橋梁被認(rèn)為具有較好的耐久性能，但情況不容樂(lè)觀。隨著時(shí)間的推移，混凝土橋梁中預(yù)應(yīng)力筋腐蝕的問(wèn)題不斷出現(xiàn)[1]，尤其是中國(guó)早期建設(shè)的預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁，由于施工條件以及工藝的限制，很多預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu)中還存在孔道灌漿缺陷和封錨不嚴(yán)的問(wèn)題[2]，會(huì)進(jìn)一步誘發(fā)預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕。預(yù)應(yīng)力筋腐蝕后，會(huì)引起截面損傷和力學(xué)性能退化，預(yù)應(yīng)力筋與混凝土之間黏結(jié)退化，進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)服役性能的退化[3-9]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)預(yù)應(yīng)力筋腐蝕后構(gòu)件的力學(xué)性能進(jìn)行了大量研究。李富民等[10]對(duì)鋼絞線(xiàn)腐蝕預(yù)應(yīng)力混凝土梁進(jìn)行抗彎試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，腐蝕引發(fā)的斷絲破壞會(huì)導(dǎo)致梁的極限承載力和變形能力降低。Rinaldi等[11]發(fā)現(xiàn)鋼絞線(xiàn)腐蝕會(huì)顯著減小預(yù)應(yīng)力混凝土梁抗彎承載力，隨著腐蝕程度增大，構(gòu)件由延性破壞轉(zhuǎn)變?yōu)榇嘈云茐?。這些主要是針對(duì)腐蝕構(gòu)件抗彎性能的研究。銹蝕必然也會(huì)引起預(yù)應(yīng)力混凝土(PC)構(gòu)件抗剪性能的退化，但相關(guān)方面的研究很少，尤其是混凝土構(gòu)件受剪多表現(xiàn)為脆性破壞特征，破壞前無(wú)明顯征兆，其后果也更為嚴(yán)重，因此有必要明確腐蝕PC構(gòu)件抗剪性能退化規(guī)律。

一些學(xué)者對(duì)腐蝕普通鋼筋混凝土梁抗剪性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)輕微的箍筋腐蝕對(duì)抗剪性能具有一定的促進(jìn)作用，但腐蝕嚴(yán)重時(shí)會(huì)引起抗剪性能的退化[12]，縱筋的腐蝕引起主斜裂縫向加載點(diǎn)移動(dòng)，混凝土梁抗剪的“拱機(jī)制”增強(qiáng)而“桁架機(jī)制”削弱，構(gòu)件抗剪承載力增大[13]。在布置形式和材料性能方面，預(yù)應(yīng)力筋與箍筋、縱筋均存在較大差異，腐蝕普通混凝土構(gòu)件抗剪性能方面的研究成果未必適用于腐蝕預(yù)應(yīng)力構(gòu)件，腐蝕PC梁抗剪性能退化規(guī)律尚需明確。

為此，本文設(shè)計(jì)制作了4片預(yù)應(yīng)力混凝土梁，采用電化學(xué)方法對(duì)其進(jìn)行了加速腐蝕，隨后對(duì)其進(jìn)行了抗剪性能測(cè)試，研究分析了預(yù)應(yīng)力筋腐蝕對(duì)于試驗(yàn)梁裂縫擴(kuò)展、變形、鋼筋受力、破壞形態(tài)以及抗剪承載力的影響，并在試驗(yàn)基礎(chǔ)上探討了腐蝕PC梁抗剪承載力計(jì)算預(yù)測(cè)方法。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

所有試驗(yàn)梁均采用相同的矩形截面，梁高450 mm，梁寬160 mm，梁長(zhǎng)3 000 mm。試驗(yàn)梁底部布置2根φ25的HRB400鋼筋，頂部布置2根φ10的HRB400鋼筋，箍筋為φ6的HRB400鋼筋，間距為200 mm。試驗(yàn)梁澆筑過(guò)程中通過(guò)預(yù)埋塑料管預(yù)留出直徑為33 mm的預(yù)應(yīng)力孔道，該孔道在梁兩側(cè)按二次拋物線(xiàn)彎起，為使梁端錨墊板與預(yù)應(yīng)力孔道垂直，在梁端錨固區(qū)設(shè)置倒角，倒角尺寸為150 mm×100 mm。待混凝土達(dá)到強(qiáng)度后，采用直徑為15.2 mm的七絲鋼絞線(xiàn)穿過(guò)預(yù)應(yīng)力孔道，并采用千斤頂進(jìn)行預(yù)應(yīng)力張拉，張拉控制應(yīng)力為1 395 MPa，張拉完成后對(duì)孔道進(jìn)行了壓漿。試驗(yàn)梁尺寸和預(yù)應(yīng)力筋布置如圖1所示。

試驗(yàn)前對(duì)鋼筋進(jìn)行了性能測(cè)試，得到普通鋼筋和預(yù)應(yīng)力筋的力學(xué)性能參數(shù)，如表1所示。試驗(yàn)梁混凝土采用P.O42.5普通硅酸鹽水泥，細(xì)骨料采用湘江細(xì)砂，粗骨料采用碎石，最大粒徑為20 mm?；炷林袚诫s了一定量的粉煤灰，同時(shí)為了保證混凝土強(qiáng)度與和易性，采用了萘系高效減水劑?；炷僚浜媳热绫?所示。試驗(yàn)梁澆筑過(guò)程中預(yù)留了邊長(zhǎng)為150 mm的立方體試塊，養(yǎng)護(hù)28 d后測(cè)得的混凝土立方體抗壓強(qiáng)度為42.2 MPa。

表1 鋼筋力學(xué)性能Tab.1 Mechanical Properties of Reinforcement

表2 混凝土配合比Tab.2 Mix Proportion of Concrete kg·m-3

壓漿達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度后，對(duì)混凝土梁進(jìn)行電化學(xué)快速腐蝕。試驗(yàn)中僅對(duì)試驗(yàn)梁一側(cè)的彎剪段進(jìn)行腐蝕，以通過(guò)梁兩側(cè)的響應(yīng)對(duì)比分析腐蝕的影響。試驗(yàn)梁置于鹽溶液池，直流電源正極接通鋼絞線(xiàn)，負(fù)極接通鹽溶液中的不銹鋼板，同時(shí)在混凝土梁腐蝕端兩側(cè)沿預(yù)應(yīng)力筋布置方向分別鉆出數(shù)個(gè)直徑為6 mm的小洞，以便鹽溶液能夠接觸鋼絞線(xiàn)形成電流回路，如圖2所示。以通電時(shí)間控制混凝土梁的銹蝕程度，靜載試驗(yàn)完成后取出預(yù)應(yīng)力筋，經(jīng)酸洗、中和和干燥后，對(duì)預(yù)應(yīng)力筋質(zhì)量腐蝕率進(jìn)行了測(cè)定，鋼絞線(xiàn)銹蝕時(shí)間和腐蝕率如表3所示。

1.2 加載布置

試驗(yàn)梁簡(jiǎn)支，計(jì)算跨徑為2.6 m，采用千斤頂和分配梁對(duì)試驗(yàn)梁進(jìn)行兩點(diǎn)對(duì)稱(chēng)加載，加載點(diǎn)間距為1.0 m，剪跨比為2.1，如圖3所示。采用分級(jí)單調(diào)方式進(jìn)行加載，試驗(yàn)梁開(kāi)裂前以5 kN為一級(jí)加載，速率為5 kN·min-1，試驗(yàn)梁開(kāi)裂后，以10 kN為一級(jí)加載，速率為5 kN·min-1，每級(jí)荷載持荷5 min。接近極限荷載時(shí)，以5 kN為一級(jí)加載，調(diào)整加載速率至2 kN·min-1。以混凝土壓碎或出現(xiàn)不穩(wěn)定變形作為構(gòu)件的極限狀態(tài)，停止加載。

加載過(guò)程中，對(duì)混凝土梁的撓度變形、鋼筋應(yīng)力和裂縫擴(kuò)展等進(jìn)行觀測(cè)。測(cè)試元件布置如圖3所示，在試驗(yàn)梁跨中、加載點(diǎn)和支點(diǎn)處分別布置了5個(gè)百分表對(duì)構(gòu)件撓度變形進(jìn)行測(cè)定；在試驗(yàn)梁腐蝕彎剪區(qū)和未腐蝕彎剪區(qū)箍筋上分別布置3個(gè)應(yīng)變片測(cè)定鋼筋應(yīng)變，編號(hào)依次為G1～G3和G4～G6。梁底縱向鋼筋跨中處布置了應(yīng)變片，記為Z1，如圖3(a)所示。采用裂縫觀測(cè)儀對(duì)混凝土梁的裂縫擴(kuò)展進(jìn)行測(cè)定。

表3 腐蝕時(shí)間及質(zhì)量腐蝕率Tab.3 Corrosion Time and Mass Corrosion Rate

2 結(jié)果及分析

試驗(yàn)測(cè)得各混凝土梁的開(kāi)裂荷載、極限荷載、主斜裂縫傾角和極限撓度等數(shù)據(jù)，匯總于表4。

表4 主要試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Main Test Results

注：Pcr1為彎曲裂縫初現(xiàn)荷載；Pcr2為斜裂縫初現(xiàn)荷載；Pu為極限荷載；θ為主斜裂縫對(duì)水平方向的傾角；w為極限荷載下的跨中撓度。

2.1 裂縫擴(kuò)展

試驗(yàn)加載過(guò)程中各梁均表現(xiàn)出相似的裂縫擴(kuò)展模式。荷載作用下，梁體首先在加載點(diǎn)間的純彎段出現(xiàn)豎向彎曲裂縫，隨荷載增加，腐蝕處理一側(cè)的彎剪段陸續(xù)出現(xiàn)多條指向加載點(diǎn)的斜向裂縫，未做腐蝕處理一側(cè)的斜裂縫出現(xiàn)稍晚。腐蝕處理一側(cè)的某條斜裂縫逐漸延伸至加載點(diǎn)附近形成臨界裂縫，極限荷載下，裂縫頂端的混凝土被壓碎，混凝土梁破壞。極限荷載下各梁的裂縫分布如圖4所示。腐蝕未引起裂縫數(shù)量、傾角等發(fā)生明顯改變。

預(yù)應(yīng)力筋腐蝕導(dǎo)致彎曲裂縫和斜裂縫出現(xiàn)時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載值降低。這是因?yàn)轭A(yù)應(yīng)力筋腐蝕越嚴(yán)重，其有效截面面積損失越大，與混凝土黏結(jié)退化越嚴(yán)重，造成有效預(yù)應(yīng)力的損失越大，試驗(yàn)梁在荷載作用下越早開(kāi)裂。預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕率分別為3.2%，7.9%，13.2%的試驗(yàn)梁彎曲裂縫、斜裂縫初現(xiàn)荷載對(duì)比未腐蝕梁分別下降11.3%，23.9%，40.8%和10%，19%，37.8%。腐蝕率較大時(shí)，開(kāi)裂荷載對(duì)比未腐蝕梁出現(xiàn)更大程度的下降，可能是由于預(yù)應(yīng)力筋的不均勻腐蝕造成的。已有研究[14]及本文試驗(yàn)結(jié)果都表明預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕程度越大，點(diǎn)蝕的情形越嚴(yán)重，甚至出現(xiàn)斷絲的狀況，預(yù)應(yīng)力損失較大，構(gòu)件開(kāi)裂大幅提前。

加載過(guò)程中對(duì)多條斜裂縫的最大寬度進(jìn)行了連續(xù)測(cè)量。定義破壞階段的臨界斜裂縫為主斜裂縫。各試驗(yàn)梁的荷載-主斜裂縫寬度關(guān)系如圖5所示。觀察發(fā)現(xiàn)，在斜裂縫出現(xiàn)的前期，寬度較小且發(fā)展較為緩慢，大致與荷載呈線(xiàn)性關(guān)系。當(dāng)荷載達(dá)到約85%的極限荷載后，斜裂縫的寬度發(fā)展加快，在極限荷載處達(dá)到峰值?？傮w上講，腐蝕會(huì)增大同一級(jí)荷載下混凝土梁斜裂縫寬度。當(dāng)腐蝕率較小時(shí)，腐蝕梁與未腐蝕梁在線(xiàn)性發(fā)展段的差異不顯著，當(dāng)腐蝕率較大時(shí)，腐蝕梁的裂縫寬度從開(kāi)裂之初就明顯大于未腐蝕梁。這主要是因?yàn)楦g率較小時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋截面面積損失較小，輕微腐蝕會(huì)增大預(yù)應(yīng)力筋與混凝土之間的黏結(jié)作用，預(yù)應(yīng)力筋限制構(gòu)件裂縫開(kāi)展的能力下降較小。在腐蝕率較大時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋截面面積損失大，黏結(jié)退化嚴(yán)重，預(yù)應(yīng)力筋限制構(gòu)件裂縫開(kāi)展的能力嚴(yán)重下降。

考察斜裂縫的傾角(裂縫與梁縱軸線(xiàn)的夾角)，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕率分別為0%，3.2%，7.9%和13.2%的試驗(yàn)梁斜裂縫傾角分別為30°，36°，41°和35°。斜裂縫傾角沒(méi)有隨預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕率表現(xiàn)出明顯的變化規(guī)律?，F(xiàn)有研究表明，斜裂縫傾角的主要影響因素是剪跨比[15]。本文試驗(yàn)采用相同的剪跨比，可剔除該因素的影響。分析認(rèn)為可能是預(yù)應(yīng)力筋蝕坑分布的偶然性造成的。預(yù)應(yīng)力筋蝕坑的存在對(duì)其所在豎向截面的應(yīng)力分布存在影響，從而影響初始斜裂縫的發(fā)生位置，進(jìn)而影響主斜裂縫的傾角。

2.2 撓度變形

混凝土梁在各級(jí)荷載下的跨中撓度可以較好地反映其總體剛度。試驗(yàn)梁的荷載-跨中撓度關(guān)系如圖6所示。由圖6可知，在加載初期，跨中撓度同荷載之間有著較好的線(xiàn)性關(guān)系，此時(shí)試驗(yàn)梁處于彈性變形階段。達(dá)到開(kāi)裂荷載后，跨中撓度隨荷載變化略微加快，但依然大致保持線(xiàn)性關(guān)系，在接近極限荷載時(shí)，跨中撓度非線(xiàn)性增長(zhǎng)，在極限荷載下達(dá)到峰值。腐蝕率越大，混凝土梁的初始剛度越小，極限荷載下的撓度越大。

裂縫的出現(xiàn)破壞了試驗(yàn)梁的整體性，降低了試驗(yàn)梁的剛度[16]。裂縫出現(xiàn)使部分混凝土退出工作，混凝土應(yīng)力發(fā)生重分布，裂縫的出現(xiàn)也表明預(yù)應(yīng)力筋與混凝土之間出現(xiàn)滑移[17]，兩者共同工作的能力削弱，也降低了試驗(yàn)梁的剛度。到達(dá)極限荷載時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕率分別為3.2%，7.9%，13.2%的試驗(yàn)梁跨中撓度值比未腐蝕梁分別增加了2.7%，8%，11.6%。

2.3 應(yīng)變發(fā)展

2.3.1 箍筋應(yīng)變

箍筋應(yīng)變可以作為試驗(yàn)梁破壞的一個(gè)參考依據(jù)。G2及G5點(diǎn)位處的荷載-箍筋應(yīng)變關(guān)系如圖7所示。觀察發(fā)現(xiàn)，G2及G5點(diǎn)位處的荷載-箍筋應(yīng)變曲線(xiàn)有相似變化規(guī)律：在斜裂縫出現(xiàn)之前，箍筋應(yīng)變很小，腐蝕對(duì)于箍筋應(yīng)變影響較小；斜裂縫出現(xiàn)后，箍筋應(yīng)變隨著荷載增加而增大，同一級(jí)荷載下，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕率越大箍筋應(yīng)變也越大；在極限荷載下，G2處箍筋應(yīng)變平均值比G5處增大5%。

混凝土梁斜裂縫出現(xiàn)之前，主要由混凝土承擔(dān)剪力，箍筋尚未發(fā)揮抗剪作用，箍筋應(yīng)變較小，這與已有抗剪研究結(jié)果[12,18]一致。斜裂縫出現(xiàn)之后，箍筋開(kāi)始協(xié)同混凝土發(fā)揮抗剪作用，箍筋的應(yīng)變值隨著荷載的增大而迅速增大。腐蝕導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋的抗剪貢獻(xiàn)減小，箍筋及混凝土部分承擔(dān)的剪力增大，故在同一級(jí)荷載下，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕程度越大，箍筋應(yīng)變?cè)酱?。最終箍筋的應(yīng)變幾乎都達(dá)到甚至超過(guò)了其屈服應(yīng)變。腐蝕造成預(yù)應(yīng)力筋截面損失，主裂縫開(kāi)展于G2所在一側(cè)，是G2處箍筋應(yīng)變略大于G5處的原因。

2.3.2 縱筋應(yīng)變

試驗(yàn)梁的荷載-縱筋應(yīng)變曲線(xiàn)如圖8所示。觀察發(fā)現(xiàn)，加載初期，縱筋應(yīng)變大致隨荷載呈線(xiàn)性變化，各試驗(yàn)梁縱筋應(yīng)變水平較低且差異較小，腐蝕對(duì)于縱筋應(yīng)變的影響不顯著。當(dāng)達(dá)到60%極限荷載后，縱筋應(yīng)變隨荷載增長(zhǎng)明顯加快，且縱筋應(yīng)變發(fā)展開(kāi)始呈現(xiàn)出一定的非線(xiàn)性特征，腐蝕對(duì)于試驗(yàn)梁縱筋應(yīng)變的影響開(kāi)始凸顯，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕程度越大，同一級(jí)荷載下縱筋應(yīng)變?cè)酱?。在達(dá)到極限荷載時(shí)，B1，B2，B3梁的縱筋應(yīng)變比未腐蝕梁分別增加了5.3%，2.6%，8.3%。在加載全過(guò)程中，縱筋均沒(méi)有超過(guò)其屈服應(yīng)變，表明試驗(yàn)梁具備足夠的抗彎能力。

2.4 破壞形態(tài)

各試驗(yàn)梁破壞過(guò)程相似。在加載前期，首先在加載點(diǎn)之間的純彎段出現(xiàn)豎向裂縫。隨荷載增加，腐蝕一側(cè)的彎剪段首先出現(xiàn)一條指向加載點(diǎn)的斜裂縫，未腐蝕一側(cè)斜裂縫出現(xiàn)稍晚。梁兩側(cè)的彎剪段均陸續(xù)出現(xiàn)3～5條斜裂縫。腐蝕一側(cè)某條斜裂縫延伸至梁頂加載點(diǎn)附近，成為臨界斜裂縫，在到達(dá)極限荷載時(shí)，斜裂縫頂端的混凝土被壓碎，試驗(yàn)梁破壞。

試驗(yàn)梁發(fā)生斜截面破壞時(shí)的裂縫形態(tài)如圖9所示。試驗(yàn)梁均發(fā)生剪壓破壞，破壞形態(tài)未因腐蝕產(chǎn)生明顯改變。

2.5 抗剪承載力

試驗(yàn)梁均發(fā)生脆性剪切破壞。定義相對(duì)極限抗剪強(qiáng)度ω為腐蝕梁極限荷載與未腐蝕梁極限荷載之比。表5列出了試驗(yàn)梁的腐蝕率η和相對(duì)極限抗剪強(qiáng)度ω。

表5 試驗(yàn)梁腐蝕率η及相對(duì)極限抗剪強(qiáng)度ωTab.5 Corrosion Rate η and Relative Ultimate Shear Strength ω of Test Beams

將表5數(shù)據(jù)線(xiàn)性擬合，并與文獻(xiàn)[12],[13]試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，得到ω-η關(guān)系如圖10所示。文獻(xiàn)[12]試驗(yàn)結(jié)果來(lái)源于剪跨比為1.75配斜筋的箍筋腐蝕RC梁抗剪試驗(yàn)，文獻(xiàn)[13]試驗(yàn)結(jié)果來(lái)源于剪跨比為2.6配腹筋的縱筋腐蝕RC梁抗剪試驗(yàn)。文獻(xiàn)[12]研究結(jié)果表明，箍筋輕微腐蝕會(huì)提高構(gòu)件抗剪承載力，但腐蝕率較大時(shí)，抗剪承載力下降。文獻(xiàn)[13]研究結(jié)果表明，縱筋腐蝕引起承載機(jī)制轉(zhuǎn)變會(huì)提高構(gòu)件抗剪承載力。本文試驗(yàn)結(jié)果表明，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕導(dǎo)致構(gòu)件抗剪承載力下降，且腐蝕率η與相對(duì)極限抗剪強(qiáng)度ω之間有著較好的線(xiàn)性關(guān)系。

3 抗剪承載力計(jì)算探討

根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)[19]，配置箍筋及彎起鋼筋的預(yù)應(yīng)力混凝土受彎構(gòu)件的斜截面抗剪承載力可按下式計(jì)算

Vu=Vcs+Vp+0.8fyAsbsin(αs)+0.8fpyApbsin(αp)

(1)

Vcs=1.75ftbh0/(λ+1)+fyvAsvh0/s

(2)

計(jì)算時(shí)，鋼材抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值以實(shí)測(cè)的屈服強(qiáng)度替代。αp取主裂縫與預(yù)應(yīng)力筋交點(diǎn)處切線(xiàn)與水平方向夾角。由于預(yù)應(yīng)力筋在腐蝕率較大時(shí)出現(xiàn)較嚴(yán)重的不均勻腐蝕現(xiàn)象，以質(zhì)量腐蝕率來(lái)考慮截面面積均勻折減顯然不合適，為此以實(shí)測(cè)的最大截面損失來(lái)考慮腐蝕的影響。彎起預(yù)應(yīng)力筋抗剪貢獻(xiàn)項(xiàng)記為Vpb。計(jì)算得到試驗(yàn)梁的抗剪承載力如表6所示。

表6 試驗(yàn)梁抗剪承載力計(jì)算結(jié)果Tab.6 Calculation Results of Shear Capacity of Test Beams

注：Vcs為箍筋和混凝土提供的抗剪承載力；Vue為試驗(yàn)梁的實(shí)測(cè)抗剪承載力。

考慮預(yù)應(yīng)力筋截面損失，依據(jù)規(guī)范計(jì)算得到的抗剪承載力計(jì)算值均略大于試驗(yàn)值。這是因?yàn)樵诶靡?guī)范公式計(jì)算抗剪承載力時(shí)，僅考慮了預(yù)應(yīng)力筋截面損失，未考慮預(yù)應(yīng)力筋腐蝕導(dǎo)致的預(yù)應(yīng)力筋與混凝土之間黏結(jié)性能退化以及預(yù)應(yīng)力筋力學(xué)性能退化對(duì)構(gòu)件抗剪性能的影響?？辜舫休d力規(guī)范計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值比值的均值為1.083，標(biāo)準(zhǔn)差為0.03。規(guī)范公式用于預(yù)測(cè)腐蝕PC梁的抗剪承載力具有較高的精度。

4 結(jié) 語(yǔ)

(1)剪跨比相等的情況下，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕對(duì)于試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)影響甚微，試驗(yàn)梁均發(fā)生剪壓破壞。

(2)預(yù)應(yīng)力筋腐蝕顯著影響試驗(yàn)梁的開(kāi)裂行為，腐蝕率越大，開(kāi)裂荷載下降越多。腐蝕率分別為3.2%，7.9%，13.2%的試驗(yàn)梁彎曲裂縫、斜裂縫初現(xiàn)荷載比未腐蝕梁分別下降11.3%，23.9%，40.8%和10%，19%，37.8%。

(3)開(kāi)裂之前預(yù)應(yīng)力筋腐蝕對(duì)其剛度影響不大；開(kāi)裂之后，預(yù)應(yīng)力腐蝕會(huì)較明顯地降低構(gòu)件的剛度。

(4)預(yù)應(yīng)力筋腐蝕導(dǎo)致相同荷載下箍筋、縱筋應(yīng)變?cè)龃?，引起結(jié)構(gòu)抗剪承載力的退化。本文試驗(yàn)中，3.2%，7.9%，13.2%的預(yù)應(yīng)力筋腐蝕率引起試驗(yàn)梁的抗剪承載力分別下降了5.8%，9.1%，15.5%。

(5)考慮腐蝕引起預(yù)應(yīng)力筋截面損失，采用規(guī)范公式計(jì)算得到的試驗(yàn)梁抗剪承載力具有較高的精度。