DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2018.10.028

预应力筋局部锈蚀断裂混凝土梁抗弯性能试验研究

羊日华^{1, 2}，张建仁¹，王磊¹，张旭辉¹

(1. 长沙理工大学 土木工程学院，湖南 长沙，410114；

2. 湖南城市学院 土木工程学院，湖南 益阳，413000)

摘要：为了研究钢绞线腐蚀断裂对后张预应力混凝土梁受弯性能的影响，制作5片混凝土梁，在不同部位进行电化学快速腐蚀使钢绞线发生局部断裂，然后对其进行静载试验，研究钢绞线局部断裂对混凝土梁裂缝扩展、挠度变形、破坏模式和极限承载力的影响，进而探讨局部断裂的混凝土梁抗弯承载力计算分析方法和抗弯性能数值模拟方法。研究结果表明：预应力筋局部锈蚀断裂对开裂荷载影响较小，但导致构件裂缝分布发生改变，裂缝数量减小，裂缝高度不均匀性明显；构件的破坏形式由断筋局部损伤及对应区域的截面内力共同决定，若断口处弯矩较大，则很可能引起少筋破坏；反之，钢绞线断裂对破坏形式影响较小；钢绞线断裂引起混凝土梁刚度减小，其减小程度与钢绞线断裂的位置相关，钢绞线断裂在端部锚固区对梁的刚度影响很小，从锚固区到弯剪区到纯弯段，刚度减小依次增大；构件极限承载能力受钢绞线断裂位置影响，钢绞线断裂位置越靠近跨中，其抗弯承载力减小越明显。

关键词：桥梁工程；预应力混凝土梁；钢绞线腐蚀断裂；静力试验；受弯性能

中图分类号：U445.7             文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2018)10-2593-09

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

YANG Rihua^{1, 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)

Abstract: 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.

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

预应力混凝土(PC)桥梁跨越能力强、造价小，在我国公路桥梁中占很大比例。然而，近年来，在不利环境和持久应力等因素共同影响下，这类桥梁耐久性问题日渐显现。尤其对于后张预应力混凝土桥梁，由于施工工艺容易存在孔道脱空现象，从而导致预应力筋腐蚀^[1]，使结构承载能力降低、服役性能减小，严重时导致垮塌。世界上已经发生多起预应力锈蚀引起的桥梁倒塌事故，如英国的Ynys-Y-Gwas桥和意大利的Saint Stefano桥均在自重下发生垮塌^[2-3]。后张预应力混凝土桥梁基数巨大，所修建的桥梁尤其是早期探索阶段修建的桥梁，其施工工艺和质量存在一定缺陷，预应力筋腐蚀以及桥梁服役安全问题必须予以重视^[4]。在高应力和环境耦合作用下，预应力筋不仅会发生与普通钢筋类似的电化学腐蚀，而且会存在氢脆、应力腐蚀、缝隙腐蚀等多种形式，在预应力筋表面和内部会伴随着产生微裂纹、微空洞，并不断扩展、联通和贯穿，加速材料性能劣化，使得预应力筋在远低于屈服强度时发生脆性断裂^[5-7]。此外，在高应力作用下，预应力筋的腐蚀速率明显较快。VU等^[8]发现在应力状态下预应力筋的腐蚀速率比无应力筋的腐蚀速度高10%~15%。LI等^[9]指出正常使用结构中的预应力筋腐蚀速率比零应力时提高27%左右。结构中预应力筋一旦发生锈蚀，很有可能在局部立即引起其断裂，威胁结构安全。一些研究者对预应力筋锈蚀混凝土梁的抗弯性能进行了研究，如：李富民等^[10-11]发现轻微的预应力筋锈蚀对混凝土梁开裂弯矩、初始强化弯矩、极限弯矩以及初始强化挠度的影响都不显著，但由于断丝而导致梁破坏时的极限挠度明显减小；余芳等^[12-13]指出钢绞线腐蚀能显著降低梁的疲劳寿命，使其破坏转变为预应力筋腐蚀疲劳失效。现有研究大多针对预应力筋锈蚀轻微的情况进行研究，而对预应力筋局部锈蚀断裂后构件性能方面的研究较少。朱尔玉等^[14]针对我国某铁路T梁桥预应力束整束断裂后的使用性能进行了静载检测和有限元模拟。目前，预应力束局部锈蚀断裂后，构件极限承载力演变规律、断裂位置对其影响尚未明确。为此，本文作者研究预应力钢绞线局部锈蚀断裂对混凝土梁抗弯性能的影响。通过自制试验梁进行快速锈蚀实验，模拟不同位置处预应力腐蚀断裂，进行抗弯试验，探究钢绞线局部断裂部位对构件裂缝扩展、破坏形式、刚度变形和极限承载力的影响，并建立预应力钢绞线局部锈蚀断裂有限元模拟方法。

1  试验

1.1  试件设计

本试验共设计5片后张预应力混凝土梁，编号分别为B1，B2，B3，B4和B5。梁长均为4.0 m，矩形梁截面长×宽为350 mm×200 mm。受拉筋和架立钢筋分别采用3根直径为16 mm和10 mm的HRB400钢筋，箍筋采用直径为8 mm的HPB300钢筋。箍筋跨中纯弯段间距为100 mm，弯剪段间距为80 mm，在支座局部区域进一步加密箍筋。钢绞线采用公称直径为15.2 mm、强拉强度标准值为1 860 MPa的七丝捻制钢绞线，其重心至梁下边缘距离为75 mm，试验梁截面尺寸和钢筋布置见图1。

图1  试验梁尺寸和配筋布置

Fig. 1  Section size and reinforcement bar of testing beam

钢绞线控制张拉应力为1 395 MPa，即0.75倍钢绞线标准抗拉强度。钢绞线及普通钢筋的材料特性见表1。混凝土配合比即水泥、砂、石、水质量比为1.00:1.40:2.85:0.46。所有5片试验梁采用同批混凝土一次性浇筑，故各试验梁混凝土抗压强度相同。经测试，试验梁的混凝土平均抗压强度为45.3 MPa。

表1  钢绞线和普通钢筋的力学参数

Table 1  Mechanical properties of strand and reinforcement

1.2  钢绞线局部锈蚀

混凝土梁浇筑养护28 d后，对其进行局部锈蚀。为对比不同位置处钢绞线锈蚀断裂对混凝土梁抗弯性能的影响，对5片试验梁设置不同的锈蚀部位：B1梁为未锈蚀对比构件，B2梁钢绞线在端锚局部区域锈蚀断裂；B3梁钢绞线约在1/4跨处锈断，距支点0.8 m；B4梁钢绞线在加载点处断裂，距支点1.3 m；B5梁钢绞线在跨中锈断。

采用电化学加速锈蚀方法。为了模拟实际工程中钢绞线的局部锈蚀状况，专门设计长为20 cm的局部锈蚀槽，通过结构胶固定在混凝土梁局部区域，槽内装有质量分数为5%的NaCl溶液和不锈钢板。直流电源正、负极分别与钢绞线、不锈钢板连接，通过NaCl溶液构成电流回路，加速钢绞线局部区域锈蚀，如图2所示。为了避免普通钢筋锈蚀对试验产生干扰，对普通钢筋进行涂环氧防锈处理。加速锈蚀过程持续60 d，以保证钢绞线完全断裂。试验后对混凝土梁进行检查，锈蚀状况与设计的基本一致：钢绞线均发生局部锈蚀断裂，而临近区域普通钢筋基本未锈蚀，如图3所示。

图2  试验梁锈蚀布置

Fig. 2  Corrosion set-up of tested beam

图3  试验梁局部锈蚀状况

Fig. 3  Local corrosion of tested beam

1.3  静载试验装置与测点布置

试验梁锈蚀完成后，对试验梁进行受弯加载测试。试验梁的支承方式为简支，加载方式为四点对称加载，支座净距为3.6 m，纯弯段长度为1.0 m。采用MTS系统进行加载，在试验梁的支座、加载点和跨中等5个位置布置百分表测量挠度。在试验梁跨中截面沿梁高布置6个混凝土应变片，采集跨中截面混凝土应变。试验梁加载和测点布置如图4所示。

对构件按荷载进行分级加载，每加载5 kN，对挠度、应变等进行测量；接近开裂时，减少每级荷载增量，监测开裂荷载，并对各裂缝宽度、长度和走向等进行测量；达到极限荷载后，按挠度进行控制，每级2 mm，直至变形超限或裂缝宽度过宽为止。加载试验前，在试验梁两侧面标定间隔，用墨斗定出长×宽为5 cm×5 cm的方格，并编号划区，以便观测裂缝的产生和发展。

图4  加载及测点布置

Fig. 4  Load and layout of measurement points

2  试验结果与分析

2.1  裂缝发展

随着荷载增大，试验梁逐渐出现裂缝。由于钢绞线断裂位置的差异，试验梁的开裂位置和对应的弯矩存在一定差异。B2梁的开裂情况与B1梁的开裂情况基本类似，其首条裂缝均出现在跨中附近。这是因为B2梁钢绞线断裂在端部，距离跨中截面距离较大，钢绞线通过二次锚固，对于跨中截面有效预应力影响较小；而端部截面主要承受剪应力，受开裂弯矩影响较小。

B3，B4和B5梁的裂缝与B1梁的裂缝存在较大差异，其首条裂缝均出现在钢绞线腐蚀断裂部位。这主要是因为截面受正弯矩作用，在底面产生拉应力，由于钢绞线断裂，在断裂区域附近有效预应力大幅度减小，从而导致梁在该区域提前开裂。

试验梁开裂荷载见表2。钢绞线断裂会引起试验梁开裂荷载一定程度降低，并与断裂位置相关。当断口置于梁端至L/4截面时，开裂荷载基本无变化，仅降低6.25%。但是当断口置于L/4至跨中时，开裂荷载急剧减小，降幅高达20%。其原因是B2和B3的断裂位置距离跨中较大，通过2次锚固，对跨中截面的有效预应力减小较少，因此，对跨中截面的刚度影响较小。B4和B5梁断裂位置在跨中附近，受二次锚固长度的影响，开裂荷载降低较大。

表2  裂缝统计

Table 2  Statistics of cracks

荷载试验梁极限状态时的裂缝分布如图5所示(其中，F为千斤顶极限加载力P的1/2)，具体统计结果如表2所示。钢绞线不同部位断裂导致构件裂缝分布发生改变。对比梁B1裂缝数量较多，间距较小，基本以跨中截面为轴呈对称分布，并且各裂缝高度基本相同。B2梁裂缝分布基本与B1梁的类似，但是裂缝数量明显减小，裂缝间距增大，见表2。其他试验梁裂缝分布与B1梁相比存在较大差异。首先，试验梁各裂缝在高度上存在不均匀性，少数几条裂缝明显比其他裂缝的高；其次，裂缝数量也不同程度地减小，对应的间距较大。其原因是钢绞线断裂引起构件局部损伤，构件提前失效破坏，一些裂缝还来不及扩展，甚至还未形成，构件便在这些局部损伤区域发生失效破坏。

图5  极限荷载时试验梁的裂缝分布

Fig. 5  Cracks distributions of experimental beams under ultimate load

2.2  破坏形态

试验梁的破坏形态也随钢绞线断口位置不同而存在一定差异，如图5所示。B1，B2，B4和B5梁为典型的正截面受弯破坏，随着荷载增加，试验梁逐渐出现裂缝，不断扩展，并在跨中区域形成临界主裂缝，随后钢绞线屈服，临界主裂缝顶端混凝土被压碎而导致试验梁破坏。B4和B5梁钢绞线分别在加载点和跨中断裂，截面拉力由梁底仅有的受拉钢筋承载，破坏时多数裂缝未充分发展，具有少筋破坏特征。B3梁钢绞线断口位于弯剪段，钢绞线断裂使其抗弯承载力减小的同时也引起其抗剪承载力减小，其破坏截面位于距离梁端部约1.4 m处，与荷载作用点形成临界主斜裂缝，临裂缝为斜裂，且裂缝多而密，具有斜截面破坏特征。

钢绞线的断裂必然会造成截面损伤，引起构件承载力减小，但通过与混凝土黏结，钢绞线能在一定范围内实现有效应力再次锚固，钢绞线的断裂损伤通常只局限在构件局部区域，因此，荷载作用下构件的破坏形式必然由断筋局部损伤及对应区域构件的截面内力共同决定。如端锚处钢绞线断裂引起损伤，但荷载作用下损伤区域所受的弯矩很小，故该局部损伤对构件破坏形式影响不大。相反，在跨中等弯矩较大区域，钢绞线局部断裂会引起构件由适筋破坏转变为少筋 破坏。

2.3  挠度变形

各试验梁的荷载-跨中挠度曲线如图6所示，其中，各曲线均存在2个较明显临界点，即开裂点和屈服点，具有明显的三阶段特征。

1) 开裂之前，各试验梁荷载-挠度曲线基本重合。

图6  试验梁荷载-挠度曲线

Fig. 6  Load-deflection curves of the tested beams

这是因为开裂之前试验梁的刚度基本上由混凝土截面控制。

2) 开裂至屈服阶段，开裂后各试验梁的荷载-挠度曲线斜率均有一定程度降低，表明梁开裂后刚度下降，但不同的断裂位置刚度降低幅度并不一致。B2和B1的荷载-挠度曲线斜率基本一致，B3，B4和B5的荷载-挠度曲线斜率明显比B1的小，其中B4和B5的荷载-挠度曲线基本一致，但与B1相比降低最快。这表明开裂导致试验梁刚度减小，其减小程度与钢绞线断裂的位置相关，钢绞线断裂在端部锚固区对梁的刚度影响很小，从锚固区到弯剪区到纯弯段，刚度降低依次增大。

3) 屈服后，荷载-挠度曲线基本接近水平状态，荷载较小增大将导致位移迅速增大，到达极限状态时，构件所能承受的荷载达到最大。

2.4  结构延性

延性系数(f_du/f_dy，f_du和f_dy分别为极限挠度和屈服挠度)^[15]反映了梁的相对极限变形能力，它与破坏形态关系密切。梁的破坏方式与力学性能参数见表3。从表3可以看出：所有梁的延性系数都大于1.00，整体延性都基本满足要求，但不同的断裂位置对截面的延性产生影响并不一致，从支点到L/4截面延性逐步降低，从L/4处到跨中逐渐增大，断裂对跨中截面的延性几乎无影响，这主要是由于破坏形态的关系，L/4截面钢绞线的断裂出现在剪弯区，导致结构发生剪压破坏。

2.5  极限承载力

抗弯极限承载力定义为构件加载过程中所承受的最大荷载。各片梁的试验极限荷载见表3。从表3可见：钢绞线断裂梁的抗弯极限承载能力均有所降低，但随着钢绞线断裂位置不同，抗弯承载力的降低幅度存在差异；B2，B3，B4和B5梁的钢绞线断裂位置依次在端锚处、L/4处、加载点处和跨中处，对应的抗弯承载力相比B1梁分别下降7.2%，26.6%，6.7%和40.1%。可见，钢绞线断裂位置越靠近跨中，其抗弯承载力减小越明显。

表3  梁的破坏方式与力学性能参数

Table 3  Failure modes and characteristics parameters of mechanical behavior of failure beams

该现象可以从钢绞线锈蚀断裂引起荷载作用时混凝土梁控制截面发生改变这个方面进行解释。对于钢绞线未锈蚀断裂的B1对比梁，各截面的配筋情况相同，对应的抗弯承载力必定相同，但荷载作用下跨中纯弯段截面的弯矩增大迅速，在荷载作用下的最大弯矩必然出现在纯弯段截面。显然，跨中纯弯段为B1梁抗弯承载力的控制截面段。

对于其他试验梁，钢绞线锈蚀断裂造成局部截面损伤，此时损伤截面能够承担的最大弯矩相同，但由于其所处的位置不同，混凝土梁的抗弯承载力存在很大差异。如B2梁其钢绞线断口位于端锚处，该截面的实际抗弯承载力减小明显，但荷载作用下该区域的弯矩增大十分缓慢；随着荷载增加，极有可能还是跨中截面先到达其最大允许承载力。此时，控制截面依然是配有预应力筋的跨中截面，对应的抗弯承载力减小并不明显。

仍以B3梁为例进行分析。B3梁钢绞线断口位于L/8处，在荷载作用下，L/8截面处的弯矩增大较快，该截面可能比跨中截面先超过其允许承载力，引起构件破坏，此时构件承载力减小较明显。对于B4和B5梁，其损伤截面位于荷载作用下弯矩增大最迅速的纯弯段，必然会成为控制截面，引起抗弯承载力明显减小。以上试验结果表明：钢绞线在不同位置断裂会导致不同的破坏方式；钢绞线在梁体内断裂会导致承载能力下降，但下降程度并不一致；断裂面越靠近跨中，承载力降低越大，但降低速度从支点至跨中逐渐减小直至平稳；不同位置的断裂会导致截面延性发生变化，从端部到l/4截面延性逐渐降低，从l/4截面到跨中又逐渐增大。

3  理论及数值分析

3.1  抗弯承载力计算分析

钢绞线未锈蚀断裂时，试验梁的抗弯承载力最大。在荷载作用下截面符合平截面假定，钢绞线未断裂截面的应力分布如图7所示。

根据图7，由平衡条件可得：

        (1)

              (2)

式中：f_cu为混凝土抗压强度；b和h分别为梁宽度、梁高度；和分别为受压钢筋面积和抗压强度；A_s和f_su分别为受拉钢筋面积和抗拉强度；A_p和f_pu分别为钢绞线面积和抗拉强度；h₀为有效截面高度，h₀=h-a_s；为受压钢筋保护层厚度；d_p为钢绞线重心到梁顶缘的距离；x为混凝土受压区高度；M_μ为截面极限承载弯矩。

图7  钢绞线作用截面应力分布

Fig. 7  Stress distribution of cross section of steel strand

在试验荷载下，跨中纯弯段的弯矩最大，其即为控制截面，以此计算得到未锈蚀断裂混凝土的极限承载力为

                (3)

式中：F为千斤顶极限加载力P的1/2；a为弯剪段长度。

钢绞线锈蚀断裂造成截面损伤，可完全忽略局部区域钢绞线的作用，简化为普通钢筋混凝土构件，以计算该截面能够承受的最大弯矩，计算简图如图8所示。

根据图8，由平衡条件可得：

             (4)

      (5)

图8  钢绞线断裂后截面应力分布

Fig. 8  Cross section stress distribution of failure steel strand

以钢绞线断裂截面作为控制截面，混凝土梁对应的外加荷载为

            (6)

式中：y为所求截面至简支梁最近的支座之间的距离；F为千斤顶极限加载力的1/2。

以本试验为例，可分别求得钢绞线未断裂、钢绞线断裂并以断口为控制截面混凝土梁抗弯承载力计算值。当钢绞线断口靠近端锚时，以断口为控制截面计算得到的混凝土抗弯承载力明显比钢绞线为锈蚀断裂混凝土梁的抗弯承载力大(如B2梁)，在这种情况下，混凝土梁的控制截面必然出现在承载力相对较弱的跨中纯弯段，与对比梁B1基本相同，对应的破坏模式和抗弯承载力也必然相近。当钢绞线断口逐渐向跨中转移时，对应的计算弯矩不断降低，混凝土梁控制截面逐渐由原来跨中纯弯段截面转变为钢绞线断口截面，并引起抗弯承载力减小。各试验梁的实测抗弯承载力见图9，相应的变化规律与本文的计算结果基本接近。需要指出的是：对于B3梁，实际的破坏面在剪弯区内应向跨中移动，移动的距离与钢绞线二次锚固回缩的距离成正比，试验结果证明了这一点。从表3可看出：在L/4处钢绞线断裂，但破坏面往跨中移动了30 cm左右，与荷载作用点形成斜截面破坏。

图9  截面抵抗弯矩作用下荷载换算图

Fig. 9  Load conversion diagram under action of resistant moment

3.2  抗弯性能数值模拟分析

采用ABAQUS建立损伤混凝土梁的有限元计算模型。

结构采用分离式模型建立，选用缩减积分六面体单元(C3D8R)模拟混凝土^[16-17]，混凝土采用塑性损伤(CDP)本构^[18]，普通钢筋与预应力钢筋均采用桁架单元(T3D2)模拟，选用双折线等强硬化的本构关系模型。采用非线性弹簧单元(SPRING2)模拟钢绞线与混凝土间的黏结滑移，通过在混凝土与钢绞线共节点处分别设置平行和垂直于钢筋的单元实现。为了模拟钢绞线的断裂，通过采用接触(interaction)模块中的模型变化(model change)实现单元的钝化与激活，在第1阶段将结构的全部单元全部钝化(inactive)，然后根据实验步骤，将相应阶段的单元激活(active)，在钢绞线断裂步骤，再次将断裂处的钢绞线单元钝化(inactive)，从而实现钢绞线的断裂模拟。

各试验梁的抗弯极限荷载计算值和实测值如表4所示。从表4可见：各个构件抗弯极限承载力试验值与计算值相对误差较小，最大值仅为3.4%，均与试验值较吻合。

表4  抗弯极限荷载计算值与实测值比较

Table 4  Comparison of experimental and predicted ultimate bending strength            kN

各片梁在不同荷载下跨中变形的试验值和计算值见图10。从图10可见：不同荷载下跨中变形的试验值和计算值较吻合，进一步验证了计算模型的有效性。

为对比同级荷载钢绞新不同断口的应力状况，从理论上分析断口位置对构件的受力影响，参考各梁的极限承载力，取荷载为135 kN，各梁混凝土应力云图如图11所示。从图11可见：与对比梁B1相比，不同部位钢绞线的断裂对于应力分布影响并不一致；B2的受压区形状和高度与B1相比改变并不显著，仅在跨中部分受压区高度有所减小；B3钢绞线断裂一侧(左侧)在L/4往跨中方向受压区高度明显减小；B4钢绞线断裂一侧(左侧)在3L/8附近受压区高度明显减小；B5则在跨中受压区高度减小。在相同荷载下，受压区高度越小，其顶面混凝土应力越大，即混凝土可能更早达到极限状态，使得构件更早进入极限状态，这与试验结果一致，进一步验证了计算模型的有效性。

图10  荷载-挠度曲线试验结果与计算结果对比

Fig. 10  Comparison of load-deflection curves between experimental results and calculation results

图11  荷载135 kN时的应力云图

Fig. 11  Stress nephograms of beams at 135 kN

4  结论

1) 不同位置的钢绞线腐蚀断裂对混凝土梁开裂荷载影响较小，但导致构件裂缝分布发生改变。构件裂缝在高度上存在不均匀性，少数几条裂缝明显高于其他裂缝，裂缝数量也不同程度地减小，对应的间距较大。

2) 在荷载作用下，构件的破坏形式由断筋局部损伤及对应区域构件的截面内力共同决定。若断口位于弯矩较大区域，则钢绞线局部断裂会引起构件由适筋破坏转变为少筋破坏；反之，断筋对构件破坏形式影响不大。

3) 钢绞线断裂引起混凝土梁整体刚度减小，其减小程度与钢绞线断裂的位置相关，钢绞线断裂在端部锚固区对梁的刚度影响很小，从锚固区到弯剪区再到纯弯段，刚度减小幅度依次增大。

4) 混凝土梁的极限承载能力受钢绞线断裂位置影响，钢绞线断裂位置越靠近跨中，其抗弯承载力减小越明显，此时，构件的抗弯承载力计算可完全忽略断裂钢绞线的作用。

本试验中钢绞线均为直线布置，且试验梁截面尺寸较小。曲线配束构件钢绞线断裂后的抗弯性能有待进一步研究。此外，考虑腐蚀对混凝土性能影响等因素也需进一步研究。

参考文献：

[1] 吴文清, 陈小刚, 李波, 等. 预应力混凝土连续箱梁施工质量评价指标调查[J]. 建筑科学与工程学报, 2009, 26(3): 42-47.

WU Wenqing, CHEN Xiaogang, LI Bo, et al. Investigation of construction quality evaluating indices in PC continuous box-girder[J]. Journal of Architecture and Civil Engineering, 2009, 26(3): 42-47.

[2] TREJO D, PILLAI R G, HUESTE M B D, et al. Parameters corrosion and tension capacity of post tensioning strands[J]. ACl Materials Journal, 2009, 106(2): l44-153.

[3] 李富民, 邓天慈, 王江浩, 等. 预应力混凝土结构耐久性研究综述[J]. 建筑科学与工程学报, 2015, 32(2): 1-20.

LI Fumin, DENG Tianci, WANG Jianghao, et al. Review of research on durability of prestressed concrete structure[J]. Journal of Architecture and Civil Engineering, 2015, 32(2): 1-20.

[4] Concreate Society. Durable post-tensioned concrete bridges technical report No.47[R]. 2nd ed. Crowthorne, UK: Concrete Society, 2002: 1-10.

[5] WANG Lei, ZHANG Xuhi, ZHANG Jianren, et al. Simplified model for corrosion induced bond degradation between steel strand and concrete[J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2017, 29(4): 04016257.

[6] PANTEKI E, MCA P, HUSSLER-COMBER U. Finite element analysis of dynamic concrete-to-rebar bond experiments in push-in configuration[J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 106: 155-170.

[7] 郑静, 曾辉辉, 朱本珍. 腐蚀对锚索力学性能影响的试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(12): 2469-2474.

ZHENG Jing, ZENG Huihui, ZHU Benzhen. Test study of influence of erosion on mechanical behavior of anchor[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(12): 2469-2474.

[8] VU N A, CASTEL A, FRANOIS R. Effect of stress corrosion cracking on stress-strain response of steel wires used in prestressed concrete beams[J]. Corrosion Science, 2009, 51(6): 1453-1459.

[9] LI Fumin, YUAN Yingshu, LI Chunqing. Corrosion propagation of prestressing steel strands in concrete subject to chloride attack[J]. Construction and Building Materials, 2011, 25(10): 3878-85.

[10] 李富民, 袁迎曙. 腐蚀钢绞线预应力混凝土梁的受弯性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2010, 31(2): 78-84.

LI Fumin, YUAN Yingshu. Experimental study on bending property of prestressed concrete beams with corroded steel strands[J]. Journal of Building Structure, 2010, 31(2): 78-84.

[11] 蔺恩超. 预应力筋应力腐蚀后预应力混凝土梁的受力性能研究[D]. 扬州: 扬州大学建筑科学与工程学院, 2006: 50-68.

LIN Enchao. Experimental reseach on the properties of prestressed concrete beams after the SCC of prestressed bars[D]. Yangzhou: Yangzhou University. College of Civil Science and Engineering, 2006: 50-68.

[12] 余芳, 贾金青, 宋玉普. 钢绞线腐蚀后的部分预应力混凝土梁抗弯疲劳性能试验研[J]. 建筑结构, 2012, 42(1): 97-100.

YU Fang, JIA Jinqing, SONG Yupu. Experimental research on fatigue behavior of prestressed concrete beams with corroded steel strands[J]. Building Structure, 2012, 42(1): 97-100.

[13] 李富民, 杨俊, 施小飞. 腐蚀钢绞线预应力混凝土梁的弯曲疲劳性能退化特征[J]. 建筑科学与工程学报, 2016, 33(1): 22-29.

LI Fuming, YANG Jun, SHI Xiaofeil. Degradation characteristics of flexural fatigue property of prestressed concrete beam with corroded steel strand[J]. Journal of Architecture and Civil Engineering, 2016, 33(1): 22-29.

[14] 朱尔玉, 刘椿, 何立, 等. 预应力混凝土桥梁腐蚀后的受力性能分析[J]. 中国安全科学学报, 2002, 16(2): 136-140.

ZHU Eryu, LIU Chun, HE Li, et al. Stress performance analysis on corroded prestressed concrete beam[J]. China Safety Science Journal, 2002, 16(2): 136-140.

[15] 刘海成, 郭全全, 吴金国. 部分预应力混凝土环形截面压弯构件延性系数计算[J]. 沈阳建筑大学学报(自然科学版), 2006, 22(1): 15-20.

LIU Haicheng, GUO Quanquan, WU Jinguo. Study on ductility factor of compress-bend member for partial prestressed concrete with ring section[J]. Journal of Shengyang Jianzhu University, 2006, 22(1): 15-20.

[16] 王春江, 朱震宇, 李向民, 等. 砌体墙侧间受力性能精细有限元模拟[J]. 浙江大学学报(工学版), 2016, 50(6): 1025-1030.

WANG Chunjiang, ZHU Zhenyu, LI Xiangmin, et al. High-precision finite element simulation on lateral mechanical behavior of masonry wall[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2016, 50(6): 1025-1030.

[17] 王翔翔, 闫明, 庞苗. 考虑温度荷载的砌体结构分离式有限元分析[J]. 土木工程学报, 2010, 43(增刊): 252-257.

WANG Xiangxiang, YAN Ming, PANG Miao. Finite element analysis of masonry structure based on micro-model[J]. China Civil Engineering Journal, 2010, 43(Suppl): 252-257.

[18] 方自虎, 周海俊, 赖少颖, 等. ABAQUS 混凝土应力-应变关系选择[J]. 建筑结构, 2013, 43(10): 559-561.

FANG Zihu, ZHOU Haijun, LAI Shaoying, et al. Choose of ABAQUS concrete stress-strain curve[J]. Building Structure, 2013, 43(10): 559-561.

(编辑  陈灿华)

收稿日期：2018-04-23；修回日期：2018-06-22

基金项目(Foundation item)：国家重点基础研究发展规划(973计划)项目(2015CB057705)；国家自然科学基金资助项目(51708477,51678069)；湖南省高管局科技计划与创新项目(gs201501)；益阳市科技项目(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)

通信作者：王磊，博士，教授，从事既有桥梁可靠性和耐久性研究；E-mail：leiwang@csust.edu.cn