預(yù)應(yīng)力筋局部銹蝕斷裂混凝土梁抗彎性能試驗研究

羊日華，張建仁，王磊，張旭輝

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預(yù)應(yīng)力筋局部銹蝕斷裂混凝土梁抗彎性能試驗研究

羊日華1, 2，張建仁1，王磊1，張旭輝1

(1. 長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙，410114； 2. 湖南城市學院 土木工程學院，湖南 益陽，413000)

為了研究鋼絞線腐蝕斷裂對后張預(yù)應(yīng)力混凝土梁受彎性能的影響，制作5片混凝土梁，在不同部位進行電化學快速腐蝕使鋼絞線發(fā)生局部斷裂，然后對其進行靜載試驗，研究鋼絞線局部斷裂對混凝土梁裂縫擴展、撓度變形、破壞模式和極限承載力的影響，進而探討局部斷裂的混凝土梁抗彎承載力計算分析方法和抗彎性能數(shù)值模擬方法。研究結(jié)果表明：預(yù)應(yīng)力筋局部銹蝕斷裂對開裂荷載影響較小，但導致構(gòu)件裂縫分布發(fā)生改變，裂縫數(shù)量減小，裂縫高度不均勻性明顯；構(gòu)件的破壞形式由斷筋局部損傷及對應(yīng)區(qū)域的截面內(nèi)力共同決定，若斷口處彎矩較大，則很可能引起少筋破壞；反之，鋼絞線斷裂對破壞形式影響較??；鋼絞線斷裂引起混凝土梁剛度減小，其減小程度與鋼絞線斷裂的位置相關(guān)，鋼絞線斷裂在端部錨固區(qū)對梁的剛度影響很小，從錨固區(qū)到彎剪區(qū)到純彎段，剛度減小依次增大；構(gòu)件極限承載能力受鋼絞線斷裂位置影響，鋼絞線斷裂位置越靠近跨中，其抗彎承載力減小越明顯。

橋梁工程；預(yù)應(yīng)力混凝土梁；鋼絞線腐蝕斷裂；靜力試驗；受彎性能

預(yù)應(yīng)力混凝土(PC)橋梁跨越能力強、造價小，在我國公路橋梁中占很大比例。然而，近年來，在不利環(huán)境和持久應(yīng)力等因素共同影響下，這類橋梁耐久性問題日漸顯現(xiàn)。尤其對于后張預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁，由于施工工藝容易存在孔道脫空現(xiàn)象，從而導致預(yù)應(yīng)力筋腐蝕[1]，使結(jié)構(gòu)承載能力降低、服役性能減小，嚴重時導致垮塌。世界上已經(jīng)發(fā)生多起預(yù)應(yīng)力銹蝕引起的橋梁倒塌事故，如英國的Ynys-Y-Gwas橋和意大利的Saint Stefano橋均在自重下發(fā)生垮塌[2?3]。后張預(yù)應(yīng)力混凝土橋梁基數(shù)巨大，所修建的橋梁尤其是早期探索階段修建的橋梁，其施工工藝和質(zhì)量存在一定缺陷，預(yù)應(yīng)力筋腐蝕以及橋梁服役安全問題必須予以重 視[4]。在高應(yīng)力和環(huán)境耦合作用下，預(yù)應(yīng)力筋不僅會發(fā)生與普通鋼筋類似的電化學腐蝕，而且會存在氫脆、應(yīng)力腐蝕、縫隙腐蝕等多種形式，在預(yù)應(yīng)力筋表面和內(nèi)部會伴隨著產(chǎn)生微裂紋、微空洞，并不斷擴展、聯(lián)通和貫穿，加速材料性能劣化，使得預(yù)應(yīng)力筋在遠低于屈服強度時發(fā)生脆性斷裂[5?7]。此外，在高應(yīng)力作用下，預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕速率明顯較快。VU等[8]發(fā)現(xiàn)在應(yīng)力狀態(tài)下預(yù)應(yīng)力筋的腐蝕速率比無應(yīng)力筋的腐蝕速度高10%~15%。LI等[9]指出正常使用結(jié)構(gòu)中的預(yù)應(yīng)力筋腐蝕速率比零應(yīng)力時提高27%左右。結(jié)構(gòu)中預(yù)應(yīng)力筋一旦發(fā)生銹蝕，很有可能在局部立即引起其斷裂，威脅結(jié)構(gòu)安全。一些研究者對預(yù)應(yīng)力筋銹蝕混凝土梁的抗彎性能進行了研究，如：李富民等[10?11]發(fā)現(xiàn)輕微的預(yù)應(yīng)力筋銹蝕對混凝土梁開裂彎矩、初始強化彎矩、極限彎矩以及初始強化撓度的影響都不顯著，但由于斷絲而導致梁破壞時的極限撓度明顯減?。挥喾?等[12?13]指出鋼絞線腐蝕能顯著降低梁的疲勞壽命，使其破壞轉(zhuǎn)變?yōu)轭A(yù)應(yīng)力筋腐蝕疲勞失效?，F(xiàn)有研究大多針對預(yù)應(yīng)力筋銹蝕輕微的情況進行研究，而對預(yù)應(yīng)力筋局部銹蝕斷裂后構(gòu)件性能方面的研究較少。朱爾玉 等[14]針對我國某鐵路T梁橋預(yù)應(yīng)力束整束斷裂后的使用性能進行了靜載檢測和有限元模擬。目前，預(yù)應(yīng)力束局部銹蝕斷裂后，構(gòu)件極限承載力演變規(guī)律、斷裂位置對其影響尚未明確。為此，本文作者研究預(yù)應(yīng)力鋼絞線局部銹蝕斷裂對混凝土梁抗彎性能的影響。通過自制試驗梁進行快速銹蝕實驗，模擬不同位置處預(yù)應(yīng)力腐蝕斷裂，進行抗彎試驗，探究鋼絞線局部斷裂部位對構(gòu)件裂縫擴展、破壞形式、剛度變形和極限承載力的影響，并建立預(yù)應(yīng)力鋼絞線局部銹蝕斷裂有限元模擬方法。

1 試驗

1.1 試件設(shè)計

本試驗共設(shè)計5片后張預(yù)應(yīng)力混凝土梁，編號分別為B1，B2，B3，B4和B5。梁長均為4.0 m，矩形梁截面長×寬為350 mm×200 mm。受拉筋和架立鋼筋分別采用3根直徑為16 mm和10 mm的HRB400鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm的HPB300鋼筋。箍筋跨中純彎段間距為100 mm，彎剪段間距為80 mm，在支座局部區(qū)域進一步加密箍筋。鋼絞線采用公稱直徑為15.2 mm、強拉強度標準值為1 860 MPa的七絲捻制鋼絞線，其重心至梁下邊緣距離為75 mm，試驗梁截面尺寸和鋼筋布置見圖1。

鋼絞線控制張拉應(yīng)力為1 395 MPa，即0.75倍鋼絞線標準抗拉強度。鋼絞線及普通鋼筋的材料特性見表1。混凝土配合比即水泥、砂、石、水質(zhì)量比為1.00:1.40:2.85:0.46。所有5片試驗梁采用同批混凝土一次性澆筑，故各試驗梁混凝土抗壓強度相同。經(jīng)測試，試驗梁的混凝土平均抗壓強度為45.3 MPa。

表1 鋼絞線和普通鋼筋的力學參數(shù)

1.2 鋼絞線局部銹蝕

混凝土梁澆筑養(yǎng)護28 d后，對其進行局部銹蝕。為對比不同位置處鋼絞線銹蝕斷裂對混凝土梁抗彎性能的影響，對5片試驗梁設(shè)置不同的銹蝕部位：B1梁為未銹蝕對比構(gòu)件，B2梁鋼絞線在端錨局部區(qū)域銹蝕斷裂；B3梁鋼絞線約在1/4跨處銹斷，距支點0.8 m；B4梁鋼絞線在加載點處斷裂，距支點1.3 m；B5梁鋼絞線在跨中銹斷。

采用電化學加速銹蝕方法。為了模擬實際工程中鋼絞線的局部銹蝕狀況，專門設(shè)計長為20 cm的局部銹蝕槽，通過結(jié)構(gòu)膠固定在混凝土梁局部區(qū)域，槽內(nèi)裝有質(zhì)量分數(shù)為5%的NaCl溶液和不銹鋼板。直流電源正、負極分別與鋼絞線、不銹鋼板連接，通過NaCl溶液構(gòu)成電流回路，加速鋼絞線局部區(qū)域銹蝕，如圖2所示。為了避免普通鋼筋銹蝕對試驗產(chǎn)生干擾，對普通鋼筋進行涂環(huán)氧防銹處理。加速銹蝕過程持續(xù)60 d，以保證鋼絞線完全斷裂。試驗后對混凝土梁進行檢查，銹蝕狀況與設(shè)計的基本一致：鋼絞線均發(fā)生局部銹蝕斷裂，而臨近區(qū)域普通鋼筋基本未銹蝕，如圖3所示。

圖2 試驗梁銹蝕布置

圖3 試驗梁局部銹蝕狀況

1.3 靜載試驗裝置與測點布置

試驗梁銹蝕完成后，對試驗梁進行受彎加載測試。試驗梁的支承方式為簡支，加載方式為四點對稱加載，支座凈距為3.6 m，純彎段長度為1.0 m。采用MTS系統(tǒng)進行加載，在試驗梁的支座、加載點和跨中等5個位置布置百分表測量撓度。在試驗梁跨中截面沿梁高布置6個混凝土應(yīng)變片，采集跨中截面混凝土應(yīng)變。試驗梁加載和測點布置如圖4所示。

對構(gòu)件按荷載進行分級加載，每加載5 kN，對撓度、應(yīng)變等進行測量；接近開裂時，減少每級荷載增量，監(jiān)測開裂荷載，并對各裂縫寬度、長度和走向等進行測量；達到極限荷載后，按撓度進行控制，每級2 mm，直至變形超限或裂縫寬度過寬為止。加載試驗前，在試驗梁兩側(cè)面標定間隔，用墨斗定出長×寬為5 cm×5 cm的方格，并編號劃區(qū)，以便觀測裂縫的產(chǎn)生和發(fā)展。

數(shù)據(jù)單位：mm

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 裂縫發(fā)展

隨著荷載增大，試驗梁逐漸出現(xiàn)裂縫。由于鋼絞線斷裂位置的差異，試驗梁的開裂位置和對應(yīng)的彎矩存在一定差異。B2梁的開裂情況與B1梁的開裂情況基本類似，其首條裂縫均出現(xiàn)在跨中附近。這是因為B2梁鋼絞線斷裂在端部，距離跨中截面距離較大，鋼絞線通過二次錨固，對于跨中截面有效預(yù)應(yīng)力影響較??；而端部截面主要承受剪應(yīng)力，受開裂彎矩影響較小。

B3，B4和B5梁的裂縫與B1梁的裂縫存在較大差異，其首條裂縫均出現(xiàn)在鋼絞線腐蝕斷裂部位。這主要是因為截面受正彎矩作用，在底面產(chǎn)生拉應(yīng)力，由于鋼絞線斷裂，在斷裂區(qū)域附近有效預(yù)應(yīng)力大幅度減小，從而導致梁在該區(qū)域提前開裂。

試驗梁開裂荷載見表2。鋼絞線斷裂會引起試驗梁開裂荷載一定程度降低，并與斷裂位置相關(guān)。當斷口置于梁端至/4截面時，開裂荷載基本無變化，僅降低6.25%。但是當斷口置于/4至跨中時，開裂荷載急劇減小，降幅高達20%。其原因是B2和B3的斷裂位置距離跨中較大，通過2次錨固，對跨中截面的有效預(yù)應(yīng)力減小較少，因此，對跨中截面的剛度影響較小。B4和B5梁斷裂位置在跨中附近，受二次錨固長度的影響，開裂荷載降低較大。

表2 裂縫統(tǒng)計

荷載試驗梁極限狀態(tài)時的裂縫分布如圖5所示(其中，為千斤頂極限加載力的1/2)，具體統(tǒng)計結(jié)果如表2所示。鋼絞線不同部位斷裂導致構(gòu)件裂縫分布發(fā)生改變。對比梁B1裂縫數(shù)量較多，間距較小，基本以跨中截面為軸呈對稱分布，并且各裂縫高度基本相同。B2梁裂縫分布基本與B1梁的類似，但是裂縫數(shù)量明顯減小，裂縫間距增大，見表2。其他試驗梁裂縫分布與B1梁相比存在較大差異。首先，試驗梁各裂縫在高度上存在不均勻性，少數(shù)幾條裂縫明顯比其他裂縫的高；其次，裂縫數(shù)量也不同程度地減小，對應(yīng)的間距較大。其原因是鋼絞線斷裂引起構(gòu)件局部損傷，構(gòu)件提前失效破壞，一些裂縫還來不及擴展，甚至還未形成，構(gòu)件便在這些局部損傷區(qū)域發(fā)生失效破壞。

(a) B1梁；(b) B2梁；(c) B3梁；(d) B4梁；(e) B5梁。

2.2 破壞形態(tài)

試驗梁的破壞形態(tài)也隨鋼絞線斷口位置不同而存在一定差異，如圖5所示。B1，B2，B4和B5梁為典型的正截面受彎破壞，隨著荷載增加，試驗梁逐漸出現(xiàn)裂縫，不斷擴展，并在跨中區(qū)域形成臨界主裂縫，隨后鋼絞線屈服，臨界主裂縫頂端混凝土被壓碎而導致試驗梁破壞。B4和B5梁鋼絞線分別在加載點和跨中斷裂，截面拉力由梁底僅有的受拉鋼筋承載，破壞時多數(shù)裂縫未充分發(fā)展，具有少筋破壞特征。B3梁鋼絞線斷口位于彎剪段，鋼絞線斷裂使其抗彎承載力減小的同時也引起其抗剪承載力減小，其破壞截面位于距離梁端部約1.4 m處，與荷載作用點形成臨界主斜裂縫，臨裂縫為斜裂，且裂縫多而密，具有斜截面破壞特征。

鋼絞線的斷裂必然會造成截面損傷，引起構(gòu)件承載力減小，但通過與混凝土黏結(jié)，鋼絞線能在一定范圍內(nèi)實現(xiàn)有效應(yīng)力再次錨固，鋼絞線的斷裂損傷通常只局限在構(gòu)件局部區(qū)域，因此，荷載作用下構(gòu)件的破壞形式必然由斷筋局部損傷及對應(yīng)區(qū)域構(gòu)件的截面內(nèi)力共同決定。如端錨處鋼絞線斷裂引起損傷，但荷載作用下?lián)p傷區(qū)域所受的彎矩很小，故該局部損傷對構(gòu)件破壞形式影響不大。相反，在跨中等彎矩較大區(qū)域，鋼絞線局部斷裂會引起構(gòu)件由適筋破壞轉(zhuǎn)變?yōu)樯俳钇茐摹?/p>

2.3 撓度變形

各試驗梁的荷載?跨中撓度曲線如圖6所示，其中，各曲線均存在2個較明顯臨界點，即開裂點和屈服點，具有明顯的三階段特征。

1) 開裂之前，各試驗梁荷載?撓度曲線基本重合。這是因為開裂之前試驗梁的剛度基本上由混凝土截面控制。

1—B1梁；2—B2梁；3—B3梁；4—B4梁；5—B5梁。

2) 開裂至屈服階段，開裂后各試驗梁的荷載?撓度曲線斜率均有一定程度降低，表明梁開裂后剛度下降，但不同的斷裂位置剛度降低幅度并不一致。B2和B1的荷載?撓度曲線斜率基本一致，B3，B4和B5的荷載?撓度曲線斜率明顯比B1的小，其中B4和B5的荷載?撓度曲線基本一致，但與B1相比降低最快。這表明開裂導致試驗梁剛度減小，其減小程度與鋼絞線斷裂的位置相關(guān)，鋼絞線斷裂在端部錨固區(qū)對梁的剛度影響很小，從錨固區(qū)到彎剪區(qū)到純彎段，剛度降低依次增大。

3) 屈服后，荷載?撓度曲線基本接近水平狀態(tài)，荷載較小增大將導致位移迅速增大，到達極限狀態(tài)時，構(gòu)件所能承受的荷載達到最大。

2.4 結(jié)構(gòu)延性

延性系數(shù)(du/dy，du和dy分別為極限撓度和屈服撓度)[15]反映了梁的相對極限變形能力，它與破壞形態(tài)關(guān)系密切。梁的破壞方式與力學性能參數(shù)見表3。從表3可以看出：所有梁的延性系數(shù)都大于1.00，整體延性都基本滿足要求，但不同的斷裂位置對截面的延性產(chǎn)生影響并不一致，從支點到/4截面延性逐步降低，從/4處到跨中逐漸增大，斷裂對跨中截面的延性幾乎無影響，這主要是由于破壞形態(tài)的關(guān)系，/4截面鋼絞線的斷裂出現(xiàn)在剪彎區(qū)，導致結(jié)構(gòu)發(fā)生剪壓破壞。

2.5 極限承載力

抗彎極限承載力定義為構(gòu)件加載過程中所承受的最大荷載。各片梁的試驗極限荷載見表3。從表3可見：鋼絞線斷裂梁的抗彎極限承載能力均有所降低，但隨著鋼絞線斷裂位置不同，抗彎承載力的降低幅度存在差異；B2，B3，B4和B5梁的鋼絞線斷裂位置依次在端錨處、/4處、加載點處和跨中處，對應(yīng)的抗彎承載力相比B1梁分別下降7.2%，26.6%，6.7%和40.1%。可見，鋼絞線斷裂位置越靠近跨中，其抗彎承載力減小越明顯。

表3 梁的破壞方式與力學性能參數(shù)

該現(xiàn)象可以從鋼絞線銹蝕斷裂引起荷載作用時混凝土梁控制截面發(fā)生改變這個方面進行解釋。對于鋼絞線未銹蝕斷裂的B1對比梁，各截面的配筋情況相同，對應(yīng)的抗彎承載力必定相同，但荷載作用下跨中純彎段截面的彎矩增大迅速，在荷載作用下的最大彎矩必然出現(xiàn)在純彎段截面。顯然，跨中純彎段為B1梁抗彎承載力的控制截面段。

對于其他試驗梁，鋼絞線銹蝕斷裂造成局部截面損傷，此時損傷截面能夠承擔的最大彎矩相同，但由于其所處的位置不同，混凝土梁的抗彎承載力存在很大差異。如B2梁其鋼絞線斷口位于端錨處，該截面的實際抗彎承載力減小明顯，但荷載作用下該區(qū)域的彎矩增大十分緩慢；隨著荷載增加，極有可能還是跨中截面先到達其最大允許承載力。此時，控制截面依然是配有預(yù)應(yīng)力筋的跨中截面，對應(yīng)的抗彎承載力減小并不明顯。

仍以B3梁為例進行分析。B3梁鋼絞線斷口位于/8處，在荷載作用下，/8截面處的彎矩增大較快，該截面可能比跨中截面先超過其允許承載力，引起構(gòu)件破壞，此時構(gòu)件承載力減小較明顯。對于B4和B5梁，其損傷截面位于荷載作用下彎矩增大最迅速的純彎段，必然會成為控制截面，引起抗彎承載力明顯減小。以上試驗結(jié)果表明：鋼絞線在不同位置斷裂會導致不同的破壞方式；鋼絞線在梁體內(nèi)斷裂會導致承載能力下降，但下降程度并不一致；斷裂面越靠近跨中，承載力降低越大，但降低速度從支點至跨中逐漸減小直至平穩(wěn)；不同位置的斷裂會導致截面延性發(fā)生變化，從端部到l/4截面延性逐漸降低，從l/4截面到跨中又逐漸增大。

3 理論及數(shù)值分析

3.1 抗彎承載力計算分析

鋼絞線未銹蝕斷裂時，試驗梁的抗彎承載力最大。在荷載作用下截面符合平截面假定，鋼絞線未斷裂截面的應(yīng)力分布如圖7所示。

根據(jù)圖7，由平衡條件可得：

(a) 截面示意圖；(b) 截面受力圖

在試驗荷載下，跨中純彎段的彎矩最大，其即為控制截面，以此計算得到未銹蝕斷裂混凝土的極限承 載力為

式中：為千斤頂極限加載力的1/2；為彎剪段 長度。

鋼絞線銹蝕斷裂造成截面損傷，可完全忽略局部區(qū)域鋼絞線的作用，簡化為普通鋼筋混凝土構(gòu)件，以計算該截面能夠承受的最大彎矩，計算簡圖如圖8 所示。

根據(jù)圖8，由平衡條件可得：

(a) 截面示意圖；(b) 截面受力圖

圖8 鋼絞線斷裂后截面應(yīng)力分布

Fig. 8 Cross section stress distribution of failure steel strand

以鋼絞線斷裂截面作為控制截面，混凝土梁對應(yīng)的外加荷載為

式中：為所求截面至簡支梁最近的支座之間的距離；為千斤頂極限加載力的1/2。

以本試驗為例，可分別求得鋼絞線未斷裂、鋼絞線斷裂并以斷口為控制截面混凝土梁抗彎承載力計算值。當鋼絞線斷口靠近端錨時，以斷口為控制截面計算得到的混凝土抗彎承載力明顯比鋼絞線為銹蝕斷裂混凝土梁的抗彎承載力大(如B2梁)，在這種情況下，混凝土梁的控制截面必然出現(xiàn)在承載力相對較弱的跨中純彎段，與對比梁B1基本相同，對應(yīng)的破壞模式和抗彎承載力也必然相近。當鋼絞線斷口逐漸向跨中轉(zhuǎn)移時，對應(yīng)的計算彎矩不斷降低，混凝土梁控制截面逐漸由原來跨中純彎段截面轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻g線斷口截面，并引起抗彎承載力減小。各試驗梁的實測抗彎承載力見圖9，相應(yīng)的變化規(guī)律與本文的計算結(jié)果基本接近。需要指出的是：對于B3梁，實際的破壞面在剪彎區(qū)內(nèi)應(yīng)向跨中移動，移動的距離與鋼絞線二次錨固回縮的距離成正比，試驗結(jié)果證明了這一點。從表3可看出：在/4處鋼絞線斷裂，但破壞面往跨中移動了30 cm左右，與荷載作用點形成斜截面破壞。

圖9 截面抵抗彎矩作用下荷載換算圖

3.2 抗彎性能數(shù)值模擬分析

采用ABAQUS建立損傷混凝土梁的有限元計算模型。

結(jié)構(gòu)采用分離式模型建立，選用縮減積分六面體單元(C3D8R)模擬混凝土[16?17]，混凝土采用塑性損傷(CDP)本構(gòu)[18]，普通鋼筋與預(yù)應(yīng)力鋼筋均采用桁架單元(T3D2)模擬，選用雙折線等強硬化的本構(gòu)關(guān)系模型。采用非線性彈簧單元(SPRING2)模擬鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)滑移，通過在混凝土與鋼絞線共節(jié)點處分別設(shè)置平行和垂直于鋼筋的單元實現(xiàn)。為了模擬鋼絞線的斷裂，通過采用接觸(interaction)模塊中的模型變化(model change)實現(xiàn)單元的鈍化與激活，在第1階段將結(jié)構(gòu)的全部單元全部鈍化(inactive)，然后根據(jù)實驗步驟，將相應(yīng)階段的單元激活(active)，在鋼絞線斷裂步驟，再次將斷裂處的鋼絞線單元鈍化(inactive)，從而實現(xiàn)鋼絞線的斷裂模擬。

各試驗梁的抗彎極限荷載計算值和實測值如表4所示。從表4可見：各個構(gòu)件抗彎極限承載力試驗值與計算值相對誤差較小，最大值僅為3.4%，均與試驗值較吻合。

表4 抗彎極限荷載計算值與實測值比較

各片梁在不同荷載下跨中變形的試驗值和計算值見圖10。從圖10可見：不同荷載下跨中變形的試驗值和計算值較吻合，進一步驗證了計算模型的有效性。

為對比同級荷載鋼絞新不同斷口的應(yīng)力狀況，從理論上分析斷口位置對構(gòu)件的受力影響，參考各梁的極限承載力，取荷載為135 kN，各梁混凝土應(yīng)力云圖如圖11所示。從圖11可見：與對比梁B1相比，不同部位鋼絞線的斷裂對于應(yīng)力分布影響并不一致；B2的受壓區(qū)形狀和高度與B1相比改變并不顯著，僅在跨中部分受壓區(qū)高度有所減??；B3鋼絞線斷裂一側(cè)(左側(cè))在/4往跨中方向受壓區(qū)高度明顯減小；B4鋼絞線斷裂一側(cè)(左側(cè))在3/8附近受壓區(qū)高度明顯減??；B5則在跨中受壓區(qū)高度減小。在相同荷載下，受壓區(qū)高度越小，其頂面混凝土應(yīng)力越大，即混凝土可能更早達到極限狀態(tài)，使得構(gòu)件更早進入極限狀態(tài)，這與試驗結(jié)果一致，進一步驗證了計算模型的有效性。

(a) B1梁；(b) B2梁；(c) B3梁；(d) B4梁；(e) B5梁

(a) B1梁；(b) B2梁；(c) B3梁；(d) B4梁；(e) B5梁。

4 結(jié)論

1)不同位置的鋼絞線腐蝕斷裂對混凝土梁開裂荷載影響較小，但導致構(gòu)件裂縫分布發(fā)生改變。構(gòu)件裂縫在高度上存在不均勻性，少數(shù)幾條裂縫明顯高于其他裂縫，裂縫數(shù)量也不同程度地減小，對應(yīng)的間距較大。

2)在荷載作用下，構(gòu)件的破壞形式由斷筋局部損傷及對應(yīng)區(qū)域構(gòu)件的截面內(nèi)力共同決定。若斷口位于彎矩較大區(qū)域，則鋼絞線局部斷裂會引起構(gòu)件由適筋破壞轉(zhuǎn)變?yōu)樯俳钇茐模环粗?，斷筋對?gòu)件破壞形式影響不大。

3)鋼絞線斷裂引起混凝土梁整體剛度減小，其減小程度與鋼絞線斷裂的位置相關(guān)，鋼絞線斷裂在端部錨固區(qū)對梁的剛度影響很小，從錨固區(qū)到彎剪區(qū)再到純彎段，剛度減小幅度依次增大。

4)混凝土梁的極限承載能力受鋼絞線斷裂位置影響，鋼絞線斷裂位置越靠近跨中，其抗彎承載力減小越明顯，此時，構(gòu)件的抗彎承載力計算可完全忽略斷裂鋼絞線的作用。

本試驗中鋼絞線均為直線布置，且試驗梁截面尺寸較小。曲線配束構(gòu)件鋼絞線斷裂后的抗彎性能有待進一步研究。此外，考慮腐蝕對混凝土性能影響等因素也需進一步研究。

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(編輯 陳燦華)

Experimental research for flexural behavior on concrete beams with local corrosion fracture of strands

YANG Rihua1, 2, ZHANG Jianren1, WANG Lei1, ZHANG Xuhui1

(1. School of Civil Engineering, Changsha University of Science and Technology, Changsha 410114, China; 2. School of Civil Engineering, Hunan City University, Yiyang 413000, China)

In order to study the degradation bending property of the post tensioned prestressed concrete beam with the corroded and fractured strand, five kinds of beams were manufactured. An accelerated corrosion test was used to obtain different locally corroded and fractured strands, then all beams were subjected to static load test. The influences of local breakage of steel strands on the crack propagation, deflection deformation, failure mode and ultimate bearing capacity of concrete beams were studied. The calculation method of bending capacity of local fractured concrete beams and numerical simulation method of bending performance were discussed. The results show that the local corrosion fracture of the prestressed tendon has little effect on the cracking load, but it leads to the change of the crack distribution of the component, the decrease of the number of cracks, and the inhomogeneity of the crack height. The failure mode of the beam is determined by the local damage of the broken strand and the internal force of the section in the corresponding region. If the moment at the fracture is large, it causes less rib damage. Conversely, the breakage of the strand has little effect on the damage mode. The stiffness of the concrete beam is degraded due to fracture of the strand, and the degree of degradation is related to the location of the strand fracture. Strand fracture has little effect on the stiffness of the beam at the end anchorage zone, but the stiffness degradation is gradually increased from the anchorage zone to the bending shear zone and then to the purely curved zone. The ultimate load-carrying capacity of the component is affected by the breaking position of the strand. When the fracture location of the steel strand is closer to the middle of the span, the bending capacity is more deteriorated.

bridge engineering; prestressed concrete beam; strand corrosion and fracture; static load test; flexural behavior

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.10.028

U445.7

A

1672?7207(2018)10?2593?09

2018?04?23；

2018?06?22

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃(973計劃)項目(2015CB057705)；國家自然科學基金資助項目(51708477,51678069)；湖南省高管局科技計劃與創(chuàng)新項目(gs201501)；益陽市科技項目(201625)(Project(2015CB057705) supported by the National Basic Research Development Program(973 Program) of China; Projects(51708477,51178060) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(gs201501) supported by the Science and Technology Plan and Innovation Foundation of Hunan Expressway Administration; Project(201625) supported by the Science and Technology Foundation of Yiyang City)

王磊，博士，教授，從事既有橋梁可靠性和耐久性研究；E-mail：leiwang@csust.edu.cn