錨固區(qū)鋼絞線銹斷PC梁黏結(jié)性能退化試驗(yàn)研究

馬亞飛，李晶，蘇小超，王磊，張建仁

錨固區(qū)鋼絞線銹斷PC梁黏結(jié)性能退化試驗(yàn)研究

馬亞飛，李晶，蘇小超，王磊，張建仁

(長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410114)

為研究錨固區(qū)鋼絞線銹斷對(duì)后張預(yù)應(yīng)力混凝土梁黏結(jié)性能的影響，對(duì)6根預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件進(jìn)行靜力拉拔試驗(yàn)。通過設(shè)計(jì)電化學(xué)快速銹斷鋼絞線、緩慢切割鋼絞線和直接放張3種應(yīng)力釋放方式，研究應(yīng)力釋放方式、混凝土強(qiáng)度和箍筋直徑對(duì)斷后預(yù)應(yīng)力鋼絞線黏結(jié)性能的影響，揭示預(yù)應(yīng)力鋼絞線與混凝土黏結(jié)力沿縱向的分布規(guī)律，得到預(yù)應(yīng)力鋼絞線的黏結(jié)-滑移曲線以及試件達(dá)最大拉拔力時(shí)預(yù)應(yīng)力混凝土梁的裂縫分布形態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明：鋼絞線與混凝土的黏結(jié)破壞由拉拔端逐漸向自由端發(fā)展，應(yīng)力釋放速度越緩，試件初始損傷越小，拉拔過程中黏結(jié)性能越穩(wěn)定；提高混凝土強(qiáng)度等級(jí)和增大箍筋直徑均可提高預(yù)應(yīng)力鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)強(qiáng)度；試件破壞形式主要為黏結(jié)失效或預(yù)應(yīng)力鋼絞線斷裂破壞。本研究為完善銹蝕鋼絞線與混凝土間黏結(jié)性模型提供了試驗(yàn)基礎(chǔ)。

預(yù)應(yīng)力束；拉拔試驗(yàn)；應(yīng)力釋放；黏結(jié)性能

后張預(yù)應(yīng)力混凝土(PC)梁因其布置方式靈活，便于預(yù)制等優(yōu)點(diǎn)，在公路橋梁中應(yīng)用廣泛，但其施工過程中存在泌水、殘留空氣及孔道脫空等缺陷，外界不利環(huán)境長(zhǎng)期作用下預(yù)應(yīng)力筋易發(fā)生銹蝕[1]，結(jié)構(gòu)承載力降低，嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致垮塌。國內(nèi)外已有多座橋梁因預(yù)應(yīng)力束銹蝕、預(yù)應(yīng)力損失嚴(yán)重而拆除重建[2?3]。對(duì)于后張構(gòu)件，鋼絞線束銹裂后，可通過鋼絞線束與混凝土間的黏結(jié)行為實(shí)現(xiàn)應(yīng)力的傳遞與二次錨固[4]。已有鋼筋混凝土試件的拉拔試驗(yàn)結(jié)果表明鋼筋與混凝土間黏結(jié)性能與鋼筋位置、鋼筋直徑、混凝土強(qiáng)度、保護(hù)層厚度和配箍率等因素有關(guān)<[5?6]。與普通鋼筋相比，鋼絞線在拉拔過程中會(huì)沿捻制方向發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，其與混凝土間的黏結(jié)傳遞更復(fù)雜。國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)鋼絞線與混凝土間黏結(jié)性能研究主要集中在先張構(gòu)件。Gustavson[7]通過拉拔試驗(yàn)研究了混凝土強(qiáng)度、鋼絞線截面形狀以及表面微觀粗糙度對(duì)黏結(jié)性能的影響，發(fā)現(xiàn)黏結(jié)強(qiáng)度隨鋼絞線表面粗糙度的增加先增強(qiáng)再逐漸降低，并指出黏結(jié)性能受混凝土強(qiáng)度的影響較小。謝新瑩等[8]考慮混凝土保護(hù)層厚度、鋼絞線直徑、體積配箍率和埋置長(zhǎng)度對(duì)鋼絞線與混凝土間黏結(jié)性能的影響，揭示了鋼絞線與混凝土間的破壞機(jī)制，得到了鋼絞線極限黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算公式。王磊等[9]假定鋼絞線和混凝土應(yīng)力、應(yīng)變呈線性關(guān)系，提出鋼絞線黏結(jié)應(yīng)力沿黏結(jié)長(zhǎng)度方向呈非線性分布。但由于試件樣本較少，模型的適用性有待進(jìn)一步驗(yàn)證。后張構(gòu)件預(yù)應(yīng)力筋多以鋼絞線束形式置于波紋管內(nèi)，各預(yù)應(yīng)力筋間存在徑向膨脹力[10]，導(dǎo)致黏結(jié)性能與先張構(gòu)件存在差異。王英等[11]發(fā)現(xiàn)相同條件下單根鋼絞線的黏結(jié)強(qiáng)度大于鋼絞線束，鋼絞線在混凝土中的黏結(jié)強(qiáng)度大于其在后灌漿中的黏結(jié)強(qiáng)度。杜毛毛等[12]將鋼絞線束等效為直徑較大的單根鋼絞線，提出了鋼絞線束黏結(jié)長(zhǎng)度的建議公式。ZHANG等[13?14]指出分析預(yù)應(yīng)力束黏結(jié)行為時(shí)需考慮各預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力分布不均勻的影響，但鋼絞線應(yīng)力的分布形式尚不清楚。后張構(gòu)件中波紋管的布置形式也會(huì)影響鋼絞線黏結(jié)性，趙少偉等[15]發(fā)現(xiàn)波紋管直徑越大，構(gòu)件黏結(jié)性越好，但其采用平均黏結(jié)應(yīng)力進(jìn)行分析，忽略了黏結(jié)應(yīng)力沿鋼絞線長(zhǎng)度方向的差異。已有試驗(yàn)結(jié)果表明鋼絞線銹蝕會(huì)引起鋼絞線與混凝土間黏結(jié)性能退化[16]，但多針對(duì)中低銹蝕程度的混凝土構(gòu)件。張建仁等[17]指出銹脹開裂試件黏結(jié)應(yīng)力峰值隨銹脹裂縫寬度的增大而下降，且隨拉拔荷載增大有向自由端移動(dòng)的趨勢(shì)，但拉拔過程中鋼絞線未施加預(yù)應(yīng)力，與實(shí)際受力狀態(tài)不符。WANG等[18]對(duì)10個(gè)不同銹蝕程度的試件進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鋼絞線銹蝕損失小于6.24%時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度增加，銹蝕損失大于9.26%或銹蝕裂紋寬度大于0.67 mm時(shí)，黏結(jié)強(qiáng)度顯著降低，并提出了銹蝕鋼絞線與混凝土間的殘余黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算模型。LI等[19]通過拉拔試驗(yàn)得到銹蝕鋼絞線黏結(jié)滑移曲線，僅有上升和下降2個(gè)階段，且下降段的梯度隨銹蝕程度的增加而增大。李富民等[20]指出在混凝土開裂前，銹蝕導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度增大，抑制了黏結(jié)蠕變，銹脹開裂后鋼絞線黏結(jié)強(qiáng)度退化，長(zhǎng)期黏結(jié)蠕變及錨固段的裂縫寬度變大，由于試驗(yàn)梁的腐蝕程度均不高，更大范圍銹蝕水平的研究仍需深入。鋼絞線發(fā)生銹斷時(shí)，其端部回縮直徑增大形成楔形，與混凝土間產(chǎn)生擠壓變形，影響應(yīng)力的傳遞和錨固。羊日華等[21]設(shè)計(jì)了5片后張預(yù)應(yīng)力混凝土梁的快速銹蝕實(shí)驗(yàn)，模擬了不同位置預(yù)應(yīng)力銹蝕斷裂，探究了鋼絞線局部銹蝕斷裂對(duì)混凝土梁抗彎性能的影響，但試驗(yàn)梁截面尺寸較小，與實(shí)際結(jié)構(gòu)存在差異。Elie等[22]對(duì)斷后鋼絞線束的黏結(jié)錨固性能進(jìn)行了初步探索，指出二次錨固性能受鋼絞線布置密度的影響，但該研究主要針對(duì)鋼絞線束斷裂后錨固性能的優(yōu)化設(shè)計(jì)，張拉預(yù)留孔道采用的帶肋鋼管不同于現(xiàn)階段多采用的波紋管，且未考慮銹蝕的影響。目前，鋼絞線束斷裂后的黏結(jié)機(jī)理尚未明確，缺乏對(duì)斷后鋼絞線束黏結(jié)性能的系統(tǒng)研究。本文通過電化學(xué)快速銹蝕、緩慢切割以及直接放張3種不同應(yīng)力釋放方式得到鋼絞線銹斷后混凝土試件，對(duì)其進(jìn)行了拉拔試驗(yàn)。研究了試件中波紋管應(yīng)變變化、兩端滑移值及破壞形態(tài)，得到各試件波紋管應(yīng)變分布圖、黏結(jié)?滑移曲線及試件失效后側(cè)面裂縫圖，探討了混凝土強(qiáng)度、箍筋直徑和應(yīng)力釋放方式對(duì)斷后預(yù)應(yīng)力束黏結(jié)性的影響。本研究可為斷后鋼絞線束的黏結(jié)性能研究提供試驗(yàn)參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共有6個(gè)混凝土試件，截面尺寸為300 mm×500 mm，長(zhǎng)度為1 000 mm，編號(hào)S1～S6。預(yù)埋波紋管直徑為60 mm，波紋管內(nèi)預(yù)應(yīng)力筋為3束7股Φ15.2 mm鋼絞線，灌漿材料采用水灰比為0.4的水泥砂漿。梁端預(yù)埋錨墊板和內(nèi)徑為80 mm的螺旋箍筋以防止局部應(yīng)力集中和混凝土壓潰。試件內(nèi)布置4個(gè)弦式應(yīng)變計(jì)，沿長(zhǎng)度方向分別綁扎在距自由端120，360，640和880 mm的波紋管外壁，用來測(cè)量鋼絞線斷裂后波紋管周邊應(yīng)變。試件尺寸及鋼筋布置如圖1所示，鋼筋和鋼絞線基本參數(shù)見表1。設(shè)計(jì)了2種混凝土強(qiáng)度等級(jí)(C40和C50)和2種箍筋直徑(8 mm和10 mm)，考慮鋼絞線張拉和未張拉2種情況。采用3種預(yù)應(yīng)力釋放方式：銹蝕斷裂、緩慢切割和直接放張。試件設(shè)計(jì)參數(shù)見表2。

表1 鋼筋和鋼絞線基本參數(shù)

表2 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

單位：mm

1.2 應(yīng)力釋放

采用的3種應(yīng)力釋放方式均在試件張拉、灌漿并養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行。對(duì)試件S2，S5和S6開展電化學(xué)加速銹蝕試驗(yàn)，直至鋼絞線銹斷。銹蝕裝置由自制鋼架和水槽組成，如圖2所示。銹蝕水槽與鋼架接觸面涂抹環(huán)氧樹脂，以避免鋼架銹蝕。水槽中加入質(zhì)量分?jǐn)?shù)為5%的NaCl溶液，直流電源陽極連接3束鋼絞線，陰極連接槽內(nèi)不銹鋼板。由于設(shè)計(jì)銹斷位置位于鋼絞線外露部分，對(duì)箍筋、主筋以及中部鋼絞線銹蝕的影響可忽略。

為實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力束緩慢放張，采用手持式角向磨光機(jī)逐根切斷試件S3的鋼絞線，單根鋼絲切斷后間隔5 min再切割另一根鋼絲，以控制應(yīng)力釋放速度。試件S4在張拉錨固時(shí)，在一端錨杯與試件間墊入金屬塊，應(yīng)力釋放時(shí)將金屬塊敲掉，實(shí)現(xiàn)直接放張。

圖2 銹蝕裝置示意圖

1.3 加載方案

采用二次張拉錨具和100 t穿心式千斤頂進(jìn)行拉拔試驗(yàn)。在拉拔端對(duì)稱布置2個(gè)百分表，以降低試件偏心和拉拔受力方向誤差對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。在自由端鋼絞線束處布置一個(gè)百分表，測(cè)量自由端鋼絞線滑移值。

為消除試驗(yàn)裝置間的非彈性變形，采用5 kN的拉拔力進(jìn)行預(yù)加載。正式加載時(shí)，每級(jí)拉力為5 kN，當(dāng)錨索計(jì)讀數(shù)達(dá)15 kN時(shí)，拉拔力每增加10～15 kN觀測(cè)兩端是否出現(xiàn)滑移；當(dāng)兩端出現(xiàn)滑移后，拉拔力每增加15～20 kN記錄兩端百分表讀數(shù)。每級(jí)加載完成后，持荷5 min，待數(shù)據(jù)穩(wěn)定后記錄錨索計(jì)讀數(shù)，觀測(cè)裂縫發(fā)展情況。采用2種方式判別試件失效：1) 鋼絞線被拉斷或拔出；2) 加載端滑移較大，且拉拔力無法繼續(xù)施加。試驗(yàn)裝置如圖3所示。

2 結(jié)果與討論

2.1 波紋管應(yīng)變分布

拉拔過程中，內(nèi)部水泥砂漿首先出現(xiàn)斜裂縫，該裂縫延伸至波紋管內(nèi)壁，斜裂縫間的水泥漿在波紋管內(nèi)部形成梳齒形的承力結(jié)構(gòu)，并支撐在波紋管肋上，導(dǎo)致波紋管肋與周圍混凝土組成一個(gè)整體，將黏結(jié)力從鋼絞線束通過波紋管傳遞至混凝土[14]。黏結(jié)力傳遞機(jī)理如圖4所示。因此，可通過波紋管表面應(yīng)變反映波紋管上的應(yīng)力分布，從而分析兩應(yīng)變測(cè)點(diǎn)間的黏結(jié)情況。

圖4 后張預(yù)應(yīng)力混凝土構(gòu)件黏結(jié)力傳遞

圖5為各試件波紋管在不同拉拔階段測(cè)點(diǎn)處的應(yīng)變值。由圖5可知，當(dāng)拉拔力不大時(shí)，各點(diǎn)應(yīng)變變化不明顯；相同拉拔力作用下，各應(yīng)變測(cè)點(diǎn)應(yīng)變分布不均勻，隨距自由端距離的增加而增大；接近最大拉拔力時(shí)，各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化逐漸增大，且拉拔端應(yīng)變變化最顯著。說明隨拉拔力的增大，鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)破壞由拉拔端逐漸向自由端發(fā)展，且試件從屈服到破壞階段歷時(shí)較短。

無預(yù)應(yīng)力試件S1在拉拔前未經(jīng)過張拉及應(yīng)力釋放，試件內(nèi)部未出現(xiàn)應(yīng)力傳遞，因此，拉拔過程中各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化較大。試件S2與S3分別采用銹斷和切割的應(yīng)力釋放方式，由于S3應(yīng)力釋放速度較快，鋼絞線回縮膨脹現(xiàn)象更明顯，試件初始損傷較高，在達(dá)到最大張拉力時(shí)，試件S3應(yīng)變變化更顯著。直接放張?jiān)嚰4應(yīng)力釋放速度最快，達(dá)到最大張拉力時(shí)，4號(hào)測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化值達(dá)到?427 με，約為S2和S3的2倍。上述結(jié)果表明隨應(yīng)力釋放速度的增加，試件黏結(jié)性能退化更為嚴(yán)重。

對(duì)比試件S2和S5可知，同一測(cè)點(diǎn)各應(yīng)力水平下，試件S5的應(yīng)變變化均大于試件S2，在張拉力逐漸增加到75%最大張拉力時(shí)愈發(fā)明顯，說明鋼絞線的黏結(jié)性能隨混凝土強(qiáng)度的增大而增大。

對(duì)比試件S2和S6可知，箍筋直徑較大的試件S6各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變變化較為平穩(wěn)，試件S6極限應(yīng)力狀態(tài)下4號(hào)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變變化值為試件S2的0.89倍，這是因?yàn)樵龃蠊拷钪睆郊訌?qiáng)了箍筋對(duì)試件的橫向約束，對(duì)黏結(jié)性能的增強(qiáng)起到促進(jìn)作用。

(a) S1；(b) S2；(c) S3；(d) S4；(e) S5；(f) S6

2.2 黏結(jié)?滑移曲線

圖6為自由端和拉拔端的黏結(jié)?滑移曲線。拉拔試驗(yàn)中，無預(yù)應(yīng)力試件S1達(dá)到最大拉拔力時(shí)，鋼絞線被拉斷，錨索計(jì)讀數(shù)下降，千斤頂無法繼續(xù)施加拉力。根據(jù)圖6(b)～6(e)，本文將預(yù)應(yīng)力試件的黏結(jié)?滑移曲線定義為3個(gè)階段：1) 線性階段，拉拔端滑移與拉拔力基本呈線性關(guān)系，鋼絞線和混凝土間黏結(jié)性能良好；2) 屈服階段，拉拔端滑移增長(zhǎng)加快，鋼絞線與混凝土間黏結(jié)力逐漸破壞，自由端開始滑移；3) 破壞階段，滑移值迅速增加，拉拔力在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，曲線呈鋸齒狀，直至最后鋼絞線拉斷破壞。各試件拉拔極限承載力見表3。

(a) S1；(b) S2；(c) S3；(d) S4；(e) S5；(f) S6

表3 試件拉拔極限承載力

為研究不同參數(shù)對(duì)試件黏結(jié)性能的影響，圖7給出了不同應(yīng)力釋放方式、混凝土強(qiáng)度、箍筋直徑和鋼絞線是否張拉影響下的拉拔端黏結(jié)?滑移曲線。由圖7(a)可知，3種不同應(yīng)力釋放形式的試件在線性階段滑移量增速較為接近。隨拉拔力的增大，試件S4首先達(dá)到屈服階段，產(chǎn)生較大滑移，S2和S3的最大拉拔力分別比S4提高了11.6%和9.7%。這說明降低應(yīng)力釋放速度可提高鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)性。試件S2與S3最大拉拔力相差較小，但試件S2在滑移過程中拉拔力波動(dòng)較小，主要原因是應(yīng)力釋放速度越緩，對(duì)試件的初始損傷越小，鋼絞線與混凝土間黏結(jié)性能越穩(wěn)定。

(a) 不同應(yīng)力釋放方式；(b) 不同混凝土強(qiáng)度；(c) 不同箍筋直徑；(d) 有無施加預(yù)應(yīng)力

由圖7(b)可知，兩試件具有相同的黏結(jié)?滑移趨勢(shì)，在相同拉拔力作用下，試件S2滑移量小于S5，且S2極限拉拔力大于S5。相比S2，試件S5均較早進(jìn)入3個(gè)階段，主要原因是混凝土強(qiáng)度越高，對(duì)鋼絞線的徑向擠壓作用越大，延緩了試件內(nèi)部微裂縫與劈裂裂縫的出現(xiàn)，增強(qiáng)了構(gòu)件黏結(jié)強(qiáng)度，即提高混凝土強(qiáng)度可增強(qiáng)鋼絞線與混凝土間的黏 結(jié)性。

由圖7(c)可知，試件S6線性階段黏結(jié)?滑移曲線斜率較S2大，說明S6滑移量增長(zhǎng)速度比S2慢。且S6的最大滑移量遠(yuǎn)小于S2，試件破壞形式由鋼絞線整體拔出轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻g線拉斷，這表明增大箍筋直徑增強(qiáng)了試件的橫向約束，提高了鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)強(qiáng)度。

由圖7(d)可知，無預(yù)應(yīng)力試件的拉拔力達(dá)到590 kN時(shí)，鋼絞線發(fā)生無預(yù)兆斷裂而退出工作。預(yù)應(yīng)力試件的最大拉拔力高于無預(yù)應(yīng)力試件，且達(dá)到最大拉拔力時(shí)，前者滑移量持續(xù)增加、界面協(xié)同工作能力未完全喪失，其黏結(jié)?滑移曲線多呈鋸齒狀。

2.3 破壞形態(tài)

試件S1和S6的破壞形式為鋼絞線斷裂，鋼絞線斷裂位置位于端錨夾片處；其余試件均發(fā)生鋼絞線整體拔出破壞，鋼絞線與波紋管間水泥漿體一同被拔出。試件破壞形式如圖8所示。圖9為最大拉拔力時(shí)各試件的側(cè)面裂縫圖。由圖9可知，試件S1表面無裂縫產(chǎn)生，這是由于其內(nèi)部無初始損傷，達(dá)到最大拉拔力時(shí)無裂縫延伸至試件表面。預(yù)應(yīng)力試件均能清晰觀測(cè)到劈裂裂縫，主裂縫位于預(yù)應(yīng)力束孔道處，由拉拔端向自由端延伸，該裂縫與其他裂縫交叉，形成Y字型裂縫。

(a) 整體拔出；(b) 鋼絞線斷裂

(a) S1；(b) S2；(c) S3；(d) S4；(e) S5；(f) S6

緩慢放張?jiān)嚰2和S3主裂縫與次裂縫依次出現(xiàn)，并向多個(gè)方向延伸。與試件S2相比，試件S3的次裂縫較寬，主裂縫、次裂縫與橫向裂縫在拉拔端相交；直接放張?jiān)嚰4在達(dá)到最大拉拔力時(shí)，2條貫穿劈裂裂縫同時(shí)出現(xiàn)，且延伸速度較快，這是由于快速放張引起試件內(nèi)部徑向應(yīng)力突變，壓漿界面在某一方向伴隨有微裂縫的產(chǎn)生，在拉拔過程中裂縫較早地延伸至試件表面，形成劈裂裂縫。

試件S5的混凝土強(qiáng)度低于S2，其裂縫數(shù)量為S2的2.6倍，劈裂破壞較為嚴(yán)重。試件S6的箍筋直徑較大，增大了試件橫向約束作用，延緩了劈裂裂縫的發(fā)展速率，S6縱向裂縫雖較多，但與箍筋直徑較小的試件S2相比，其裂縫長(zhǎng)度較短且未相交。這說明提高混凝土強(qiáng)度和增加箍筋直徑均能有效提高鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)性。

3 結(jié)論

1) 鋼絞線與混凝土的黏結(jié)破壞由拉拔端逐漸向自由端發(fā)展，試件的應(yīng)力釋放速度越緩，其拉拔過程中黏結(jié)性能越穩(wěn)定；提高混凝土強(qiáng)度等級(jí)和增大箍筋直徑均可提高預(yù)應(yīng)力鋼絞線與混凝土間的黏結(jié)強(qiáng)度。

2) 預(yù)應(yīng)力試件的拉拔過程可分為為3個(gè)階段：線性階段，拉拔端滑移與拉拔力基本呈線性關(guān)系，鋼絞線和混凝土間黏結(jié)性能良好；屈服階段，拉拔端滑移增長(zhǎng)加快，鋼絞線和混凝土間黏結(jié)力逐漸破壞，自由端開始滑移；破壞階段，滑移值迅速增加，拉拔力在一定范圍內(nèi)波動(dòng)，曲線呈鋸齒狀，直至最后鋼絞線拉斷破壞。達(dá)到最大拉拔力后，試件發(fā)生黏結(jié)失效或預(yù)應(yīng)力鋼絞線斷裂破壞。

3) 應(yīng)力釋放速度較快的試件，縱向裂縫均為貫穿縫，試件劈裂較為嚴(yán)重；提高混凝土強(qiáng)度可減少劈裂裂縫數(shù)量；增加箍筋直徑會(huì)增多縱向裂縫、減少橫向裂縫，可顯著減少裂縫長(zhǎng)度。

此外，本試驗(yàn)銹斷位置位于鋼絞線外露部分，未考慮箍筋、主筋以及中部鋼絞線的銹蝕。實(shí)際工程中鋼絞線既可能端部銹蝕斷裂同時(shí)也會(huì)發(fā)生沿軸線方向通長(zhǎng)銹蝕。本文試件數(shù)量較少，關(guān)于鋼絞線銹蝕斷裂后PC梁的黏結(jié)性能有待進(jìn)一步研究。

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Experimental investigation on bond behavior of PC beams with strand corrosion in anchorage zone

Ma Yafei, LI Jing, SU Xiaochao, WANG Lei, Zhang Jianren

(School of Civil Engineering, Changsha University of Science & Technology, Changsha 410114, China)

To study the influence of the strand corrosion in anchorage zone on the bond performance of post-tensioned prestressed concrete beams, static pull-out tests were conducted on six prestressed concrete members. Three types of stress release methods were designed: Accelerated corrosion-induced fracture of steel strands, cutting steel strands and direct release strands. The effects of stress release forms, concrete strength, and stirrup diameter on the bond behavior of fractured tendons were analyzed. The distribution of the bond between prestressed strands and concrete in longitudinal direction was revealed. The bond-slip curves and the crack distribution of the prestressed concrete beam when the specimen reaches the ultimate pullout force were also discussed. The results show that the bond failure between steel strands and concrete gradually develops from the loading end to the free end. The bond performance of member with a slow stress release rate is smaller the initial damage of the specimen and more stable in the loading process. Increasing the concrete strength level and stirrup diameter can increase the bond between prestressed strands and concrete. The main failure mode of the specimen is bond failure orprestressed strands fracture. This study provides an experimental basis for improving the bond model between corroded prestressing strands and concrete.

prestressing strand; pull-out test; stress relief; bonding performance

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200584

TU375.1

A

1672 ? 7029(2021)04 ? 0966 ? 10

2020?06?22

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51778068，51678069)；湖南省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2019JJ30024)；長(zhǎng)沙市杰出創(chuàng)新青年培養(yǎng)計(jì)劃項(xiàng)目(kq1802012)

馬亞飛(1984?)，男，河北安新人，副教授，博士，從事橋梁可靠性和耐久性研究；E?mail：yafei.ma@csust.edu.cn

(編輯 涂鵬)