预应力钢绞线粘结性能试验研究综述
预应力锚索粘结性能的探讨
预应力锚索粘结性能的探讨锚索施工近年来在建筑工程中，特别是岩土加固工程应用越来越广泛。
随着锚索的运用，由于锚索的失事、断裂带来的加固工程安全事故也随之越来越多。
而通过对失事锚索的调查发现锚索是否有全张拉粘结性能有很大的关系，全长粘结预应力锚索比无粘结预应力锚索安全性能高得多。
通过对我国许多重点工程的锚索支护安全性能调查，在100多例案例中，有90%多失事及腐蚀的锚索是无粘结锚索引起的。
而全长有粘结锚索一般剥开后还是颜色鲜亮，即使40年以上仍然没有收到破坏。
即使全长有粘结锚索遭到破坏，剥开受到破坏的钢绞线发现很多是由于钢绞线外的水泥浆体保护层与岩体发生摩擦遇到破坏引起的。
下面我们通过一个案例对此进行详细的解析。
该案例位于云南漫湾水电站的坝顶，对一根全长预应力粘结锚索采用小型机械进行开挖来查看锚索的情况。
该锚索由8根长25米，孔径Ф115mm的钢绞线组成。
钢绞线自由段18.5米，锚固段6.5米，自由段注425号水泥浆，锚固段425号水泥砂浆，自由段水灰比0.4，锚固段水灰比为1。
钢绞线标号GB224-85，强度级别1470mm/mm2。
该水电站一期工程装机容量125万kW于1986年开工建设，1995年建成投入使用。
本案例就是采用的一期工程施工的一根全长预应力粘结锚索进行查看。
从2009年11月25日开始开挖，直到2010年1月10日为止，锚索距离施工日期大约有20多年。
开挖期间云南发生了大旱，未下雨，开挖区域坚硬岩体，pH纸检测区域内pH=11，地层腐蚀弱。
试验通过以下三个方面进行结论：一、通过钢绞线剥出量与缩进量关系分析验证水泥粘结作用是将钢绞线变形均匀锁定到锚索自由段，进而推断全长粘结锚索有受力的局部性。
通过钢绞线剥出量与缩进量关系分析：2009年12月12日到2010年1月4日，在4~6m段每隔0.5m设一个钢绞线缩进量监测点，共5个监测点。
开始锚索剥出长度7m，边开挖边剥钢绞线，开挖结束时剥出长度18.5m，一直剥到到内锚固段，用游标卡尺测量缩进量随着时间延长，从0一直到30.90mm缩进，稳定增长。
钢绞线混凝土黏结性能试验与锚固长度分析
钢绞线混凝土黏结性能试验与锚固长度分析谢新莹;周威;王宇扬【摘要】为研究较大直径钢绞线与混凝土间的黏结锚固问题并提出合理锚固长度,针对15.2、17.8、21.6mm三类公称直径的高强低松弛钢绞线,以混凝土保护层厚度、体积配箍率及埋置长度为基本参数,完成了32个钢绞线的中心及偏心拔出试验.试验结果表明,不同参数水平条件下拉拔试件的破坏可分为两类,一是较薄保护层厚度与较小体积配箍率的少量试件劈裂破坏;二是在绝大部分试件中出现的表面未开裂但钢绞线拔出的破坏.结合破坏特征及拉拔力-滑移关系曲线,揭示了钢绞线混凝土间的黏结破坏机制,并以拉拔力-滑移曲线的峰值为破坏标志,提出了分别考虑3个参数影响的钢绞线混凝土黏结强度计算方法;结合本文试验结果,引入近似概率法,确定了满足相应可靠指标要求的钢绞线锚固长度设计值,可为装配式公共建筑结构中采用的大型先张预制预应力混凝土构件的设计提供技术支持.【期刊名称】《哈尔滨工业大学学报》【年(卷),期】2018(050)012【总页数】8页(P81-88)【关键词】预制预应力混凝土;钢绞线;黏结;锚固长度;滑移【作者】谢新莹;周威;王宇扬【作者单位】结构工程灾变与控制教育部重点实验室(哈尔滨工业大学),哈尔滨150090;土木工程智能防灾减灾工业和信息化部重点实验室(哈尔滨工业大学),哈尔滨150090;哈尔滨工业大学土木工程学院,哈尔滨150090;结构工程灾变与控制教育部重点实验室(哈尔滨工业大学),哈尔滨150090;土木工程智能防灾减灾工业和信息化部重点实验室(哈尔滨工业大学),哈尔滨150090;哈尔滨工业大学土木工程学院,哈尔滨150090;英国利物浦大学建筑学院,利物浦L693BX【正文语种】中文【中图分类】TU378.1装配式混凝土结构由预制混凝土构件拼装组合形成，是中国当前正在进行的建筑工业化进程中主要支撑结构形式之一[1-2].装配式混凝土结构正逐步由形式单一的多高层住宅建筑向公共建筑和商业建筑等拓展，这类要求大跨度、大空间的工业化建筑对于预制预应力混凝土双T板等大型先张预制构件提出了性能需求[3-5].为满足裂缝控制和变形控制要求，这种大型预制构件均按全预应力的思路基于一级裂缝控制等级施加了预应力，但其采用的预应力筋仍然沿用了中国曾大量采用的中小预制构件配置预应力钢丝的传统思路，其主导预应力筋主要为7的螺旋肋钢丝和较小公称直径钢绞线(如12.9mm的1×3钢绞线及9.5、12.7mm的1×7钢绞线等)，在相同条件下构件配筋密集、有效高度较低、施工张拉程序较繁琐，降低了预制构件的生产效率，一定程度上阻碍了大型预制构件的推广应用.采用低松弛1860级15.2、17.8及21.6mm等较大公称直径的钢绞线作为主导预应力筋，有利于保证构件的正截面承载力和降低施工难度，促进中国实现大跨度大空间的工业化建筑结构的发展[6-7].较大直径钢绞线作为先张预应力筋，需在构件端部更长范围内传递预应力效应，且钢绞线与混凝土也需更可靠的锚固.显然，较大直径钢绞线的黏结锚固机理和设计方法是其在大型预制构件中合理应用需解决的瓶颈问题之一.20世纪90年代，中国相关学者较系统开展了钢绞线混凝土黏结性能试验研究和理论分析，在黏结强度、黏结滑移本构关系、传递长度和锚固长度等方面均取得了较多成果，部分研究成果已纳入了GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》.徐有邻等[8]通过对公称直径13.3、15.6mm的钢绞线进行拉拔试验，分析了保护层厚度、配箍率、混凝土强度等对钢绞线黏结性能的影响，发现钢绞线在受力前期接近光圆钢筋，受力后期类似于变形钢筋且锚固延性优于带肋钢筋.国际上，对于钢绞线混凝土黏结性能十分重视，且较早开展了不同直径钢绞线混凝土黏结性能研究.Salmons等[9]通过相关的钢绞线黏结强度锚固试验研究了钢绞线公称直径、混凝土强度、锚固长度等几个因素对黏结强度产生的影响；Gustavson[10]是针对混凝土强度、混凝土密度以及钢绞线外形形状3个方面的因素进行了研究；Dang等[11]基于试验数据提出了黏结应力-滑移模型，研究了钢绞线的应力分布，发现了黏结应力沿埋置长度不均匀分布的特征；Lundgren等[12]进一步分析了钢绞线外形对其黏结性能的影响.虽然，国内外均有针对性地开展了钢绞线混凝土间黏结性能试验与理论分析，并基于相关试验和分析结果确定了钢绞线锚固长度，提出了锚固措施等，但其研究对象主要是较小直径和常规直径的钢绞线，对预应力双T板等大型预制构件中逐步采用的15.2、17.8及21.6mm等较大直径钢绞线黏结性能，特别是黏结破坏机理及其相关影响因素，尚需系统研究.为此，应聚焦较大直径钢绞线混凝土间黏结性能研究，开展模型试验和理论分析，获得黏结机理与黏结破坏模式；捕捉影响黏结性能的关键参数，进行锚固长度可靠性分析，进而提出基于黏结强度的较大直径钢绞线的极限锚固长度.从而，为以较大直径钢绞线为主导预应力筋的大型先张预应力构件的推广应用提供理论支撑.1 拔出试验1.1 试验参数钢绞线黏结锚固性能试验采用拔出试验方法，结合大型预制构件通常采用的设计强度等级为C50混凝土，公称直径为15.2、17.8、21.6mm的三类钢绞线进行.试验考虑了3个主要参数：1)由于保持一定保护层厚度可提高混凝土的抗劈裂能力，保证黏结强度的发挥，且保护层厚度体现了中心拉拔和偏心拉拔受力状态，因此，将保护层厚度作为第一个基本参数；2)由于箍筋能限制可能发生的径向裂缝发展，提高黏结强度，因此，将体积配箍率作为第二个基本参数；3)由于不同埋置长度上黏结应力分布和饱满程度差异影响着黏结强度的充分发挥，因此，将埋置长度作为第三个基本参数.本试验设计制作了4组拔出试件，各试件截面尺寸均取100 mm×100 mm.其中，试验组A主要分析保护层厚度对钢绞线黏结性能的影响；试验组B主要分析配箍率对钢绞线黏结性能的影响；试验组C主要分析埋置长度对钢绞线黏结性能的影响；试验组D为公称直径21.6 mm的1×7钢绞线，以验证由A、B、C组公称直径15.2、17.8 mm的1×7钢绞线所揭示的黏结机理对公称直径21.6 mm钢绞线的适用性.拔出试件尺寸及配筋和试件设计参数分别见图1和表1.图1 拉拔件尺寸及其配筋图(mm)Fig.1 Geometric dimensions and reinforcement of specimens(mm)其中，每一试件编号由两个完全相同的试件组成，即试件总数为32个；d为钢绞线公称直径；d0为钢绞线折算直径，表示与钢绞线公称面积相同的等效圆的直径，即d0=2(Ap/π)1/2，其中Ap为钢绞线公称面积；c为保护层厚度，是指试件横截面各侧面外边缘至钢绞线外表面距离的最小值；由于各试件中箍筋直径与肢数均相同，则体积配箍率用箍筋间距表达.钢绞线沿试件长度方向通长布置，为消除试验时加载端垫块对混凝土局部挤压所造成的影响，加载端局部50 mm通过套管使其无黏结，其埋置长度为试件长度l减去50 mm；自由端钢绞线外露出试件端面长度为40 mm.1.2 材料性能试件采用设计强度等级为C50的商品混凝土，依据与拉拔试件同条件制作和养护的5组15个立方体试块，获得的混凝土抗压强度实测值平均值为fcu=57N/mm2(标准差为3.636 N/mm2)，混凝土抗拉强度实测值为ft=3.65 N/mm2，混凝土的弹性模量Ec=3.34×104 N/m m2.各试件内布置的4根纵向架立钢筋与箍筋均由HPB300级直径为6 mm光圆钢筋制作.采用的1860级与1770级两个级别的三类钢绞线,物理力学性能见表2.表1 试件设计参数Tab.1 Design parameters of specimens试件编号d/mmd0/mmc/mmSsv/mmlan/mml /mmρv/%备注A-117.815.5941.1502002502.8A-217.815.5916.0502002502.8A-315.213.3542.4502002502.8A-415.213.3516.0502002502.8A组B-117.815.5916.010********.4B-217.815.5916.0503504002.8B-315.213.3516.010********.4B-415.213.3516.0503003502.8B组C-117.815.5916.010********.4C-217.815.5916.010********.4C-315.213.3516.010********.4C-415.213.3516.010********.4C组D-121.619.0539.21003003501.4D-221.619.0539.2503003502.8D-321.619.0516.010********.4D-421.619.0516.0503003502.8D组表2 钢绞线物理力学性能Tab.2 Physical and mechanical properties of strandsN/mm2类别级别fpf0.2fuEp/105S15.218601 5851 78219821.98S17.818601 5321 7351 9151.93S21.617701 4301 6171 7871.95 注：fp为比例极限，f0.2是与残余应变0.2%对应的名义屈服强度，fu为极限强度，Ep为弹性模量.1.3 试验方案拔出试验通过四柱式辅助加载框，用1 000 kN万能拉伸试验机进行.试件加载端的外露钢绞线穿过辅助加载框下钢板中心预留孔夹持在试验机下夹头上；辅助加载框的上钢板中心布置加载钢棒，将力传感器固定在加载框上钢板下方，使其上端穿过上钢板预留孔夹持在试验机上夹头.固定在辅助加载框上钢板的位移计用于实测钢绞线自由端的滑移，加载端滑移通过拉伸试验机自动测试，加载与测量装置见图2.试验加载制度依据标准[13]的要求，每级按预估极限荷载的10%分级加载.除实测滑移外，试验过程中试件的局部破损、表面裂缝等在加载过程中也予以记录.1-加载钢棒；2-力传感器；3-位移计托架；4-位移计；5-四柱式辅助加载框；6-拉拔试件；7-加载端钢绞线； 8-拉伸试验机图2 加载与测量装置Fig.2 Setupand measuring system1.4 试验现象由图3所示典型试件的拉拔力-滑移关系可知，钢绞线黏结破坏过程可分为4个阶段：第一阶段从开始加载到化学胶结力基本消失，整个过程自由端无滑移；第二阶段钢绞线与混凝土间产生滑动摩擦，摩擦力的大小基本上与滑移量成正相关，直至钢绞线各外丝对其间隙混凝土的机械咬合力的径向分力超过滑动摩擦力，曲线出现明显转折(图3中的B点)，第二阶段峰值点对应的滑移量通常较大，该阶段的力和滑移关系较第一阶段的刚度有一定程度的减小；第三阶段主要表现为更明显的滑移，主要是由于机械咬合力的径向分力随滑移量的增加而持续增大，贡献着主要的黏结应力，力和滑移关系仍表现为正相关，与上一阶段相比其刚度降低明显，该阶段的末端拉拔力将达到第二个峰值，较第一个峰值增大明显，拔出力达到极限值，这主要是外围捻制成型的6根钢丝空隙间的硬化水泥砂浆的裂缝，将随着径向黏结应力和环向劈裂应力的增大而逐步发展；第四阶段，拉拔力和滑移关系开始下降，此时外围钢丝硬化水泥砂浆破碎，随钢绞线逐步拔出.图3 典型试件(B-3-1)拉拔力-滑移关系Fig.3 Pull-out force-slip curve of typical specimen(B-3-1)试验结果表明，依据保护层厚度和配箍率不同，其破坏现象见图4、5，钢绞线拔出试件的两种主要破坏特征为：一是对于保护层厚度和配箍率较小的试件，随着荷载的持续增加，加载端出现斜裂缝并逐渐向自由端扩展，最终可形成纵向的劈裂裂缝，这种破坏在本次试验所占比例较小(4/32)；二是对于保护层厚度或配箍率较大的试件，表面未开裂但钢绞线拔出的破坏，这主要是内部裂缝发展过程中，其径向劈裂趋势受到箍筋约束作用，这是本次试验的主要破坏特征.对于不同埋置长度拔出的试件，埋置长度相对较小的试件自由端初次滑移荷载要明显小于埋置长度较大的试件；随着拔出力增大，埋置长度较大的试件加载端易于出现裂缝并逐渐向自由端延伸，而埋置长度较小的试件，在加载全过程中，直到钢绞线拔出，试件表面未开裂，这与黏结应力沿埋置长度呈不均匀分布直接相关，典型试件破坏见图6.图4 保护层厚度影响Fig.4 Cover effect图5 配箍率影响Fig.5 Effect of volumetric stirrup ratio图6 埋置长度影响Fig.6 Effect of anchoring length2 结果与讨论2.1 破坏模式结合试验现象和钢绞线黏结破坏机理分析可知，6根外丝形成的钢绞线外表面的类螺旋状肋，随拔出发展的挤压力的径向分力使其周围混凝土环向受拉，依据配箍率和保护层厚度的不同，钢绞线混凝土发生两种黏结破坏：1)混凝土劈裂破坏.若保护层厚度较薄或配箍率较小，当环向拉力的大小大于混凝土抗拉强度后，混凝土横向变形持续发展，邻近钢绞线表面的混凝土裂缝由内而外延伸到构件表面，为脆性劈裂破坏.2)拔出破坏.具有适中的保护层厚度和配箍率时，钢绞线内部的劈裂裂缝不会延伸到试件表面，钢绞线外围钢丝间的硬化水泥砂浆的咬合齿断裂，在受力后期产生较大滑移，钢绞线拔出，为近似延性破坏.2.2 平均黏结强度按试件破坏时各试件拉拔试验结果，依据力的平衡方程，可得各级拉拔荷载下沿埋置长度分布的钢绞线混凝土间黏结应力平均值τ，当拉拔荷载达到峰值时，对应的黏结应力最大，认为达到了黏结强度τu，各试件黏结强度见表3.表3 黏结强度Tab.3 Bond strength试件编号lan/d0c/d0Ssv/d0τt u/(N·mm-2)τt u/ftτcu/(N·mm-2)τtu/τcuA-112.8292.6363.20711.3513.32913.2550.856A-212.8291.0263.20711.1453.26811.668 0.955A-314.9813.1763.74514.3974.22212.635 1.139A-414.9811.1993.74511.8823.48410.686 1.112B-122.4501.0266.4148.4482.4788.105 1.042B-222.4501.0263.2078.7612.5698.995 0.974B-322.4721.1997.4918.3012.4348.147 1.019B-422.4721.1993.74510.1472.9768.909 1.139C-112.8291.0266.41410.5783.10210.778 0.981C-219.2431.0266.4149.1132.6738.699 1.048C-314.9811.1997.49111.4503.3589.923 1.154C-422.4721.1997.4918.3012.4348.143 1.019D-115.7482.0585.2499.7612.86310.836 0.901D-215.7482.0582.62510.1662.98111.924 0.853D-315.7480.8405.2499.3402.7399.635 0.969D-415.7480.8402.6259.9032.90410.724 0.924注：各试件的黏结强度是峰值拉拔力(破坏时)对应的平均黏结强度由极限荷载Fu 按计算确定.2.3 黏结强度分析不同试验参数对钢绞线混凝土黏结强度影响程度不同，可结合试验结果，获得考虑各关键参数影响的黏结强度表达式.钢绞线混凝土保护层厚度的影响由本次试验的A组试件予以体现，试件黏结应力-滑移曲线见图7(a).当配箍率、钢绞线公称直径、混凝土强度、埋置长度等条件相同时，黏结强度随保护层厚度增大而增大.显然，钢绞线周围混凝土的“握裹力”对内裂缝的发展具有约束作用，可使钢绞线与混凝土间的黏结更有效地发挥，破坏时可发生更大的滑移.考虑到保护层厚度与钢绞线折算直径直接相关，且不同混凝土强度条件下黏结强度也差异较大，为此，以相对保护层厚度(保护层厚度与钢绞线折算直径之比)为关键参数，获得了相对黏结强度(黏结强度与混凝土抗拉强度之比)的关系，基于A组试件试验结果，可得(1)式中:相对保护层厚度c/d0的系数为正体现了其与黏结强度成正相关;常数项e1代表其他因素对黏结强度的影响，按本组数据，e1为2.966.配箍率对黏结强度的影响由本次试验的B组试件予以体现，典型黏结应力-滑移曲线见图7(b)，可知配箍率对钢绞线黏结性能影响与保护层厚度有相似性，当保护层厚度、钢绞线公称直径、混凝土强度、埋置长度等条件相同时，黏结强度随配箍率的增大而增大.这是体现出箍筋贡献了环向拉应力，同时其侧向约束改善了钢绞线周围混凝土的“握裹力”，限制了混凝土劈裂裂缝的发展，在提供额外的抵抗径向扩张力的同时，钢绞线横肋横向力的纵向分量即机械咬合力也能增大，故黏结应力增大.由于箍筋能约束劈裂裂缝的发展，锚固失效时滑移量更大.即，随配箍率增大，黏结强度和极限滑移均增大.相似地，以相对箍筋间距(箍筋间距与钢绞线折算直径之比)为关键参数，获得了相对黏结强度的关系，基于B组试件试验结果，可得(2)式中：相对箍筋间距Ssv/d0的系数为正体现了其与黏结强度成负相关；常数项e2代表其他因素对黏结强度的影响，按本组数据，e2为2.251.图7 A组～D组试件的典型黏结应力-滑移曲线Fig.7 Bond stress-slip curves of group A-D埋置长度对黏结强度的影响由本次试验的C组试件予以体现，典型黏结应力-滑移曲线关系见图7(c).当保护层厚度、配箍率、钢绞线公称直径、混凝土强度等条件相同时，黏结强度随埋置长度的增大而减小.这是因为混凝土骨料分布不均匀导致了黏结应力沿钢绞线埋置长度的不均匀分布，加载端黏结应力较大，自由端黏结应力较小甚至降低为零，尤其是对于本试验采用的有限长度、有限截面的试件，这种不均匀性将更为突出.这将造成，在一定埋置长度范围内，较大埋置长度试件破坏时难以完全发挥相同条件下黏结应力均匀分布时所具有的黏结能力，从而使黏结强度也随着埋置长度的增加而减小.相似地，以相对埋置长度(埋置长度与钢绞线折算直径之比)为关键参数，获得了相对黏结强度的关系，基于C组试件试验结果，可得(3)式中：相对埋置长度的倒数d0/lan的系数为正体现了相对埋置长度与黏结强度成负相关；常数项e3代表其他因素对黏结强度的影响，按本组数据，e3为1.477.由于3个试验参数中相对保护层厚度、相对埋置长度以及相对箍筋间距相互独立，综合考虑式(1)～(3)，结合试验的实测结果，可得考虑3个关键参数影响的钢绞线混凝土黏结强度为(4)式(4)得黏结强度实测值与计算值的比值见表3.配箍率和保护层厚度对21.6 mm钢绞线黏结强度影响见图7(d)，需要说明的是由公称直径15.2 mm和17.8 mm的三组试验数据获得的计算公式对于公称直径21.6 mm钢绞线混凝土黏结强度预测也有较好的适应性.由式(4)得到的黏结强度实测值与计算值之比，平均值1.005，标准差0.097，变异系数0.096，可见实测值与计算值吻合程度较好.3 基于近似概率法的钢绞线锚固长度以钢绞线与混凝土间黏结应力达到峰值作为控制锚固作用丧失的极限状态.在极限锚固长度lau下，钢绞线达到名义屈服强度的同时钢绞线混凝土间发生黏结失效，按式(4)考虑3个因素影响的黏结强度，以临界锚固长度lau表示埋置长度lan，依据力的平衡条件，可得黏结失效的极限状态方程为23.462)ft-fpy=0.(5)锚固强度问题的极限状态方程保证了在钢绞线达到名义屈服强度时，钢绞线与混凝土之间不会发生锚固强度破坏，实际锚固长度大于由式(5)确定的极限锚固长度时即可保证钢绞线达到名义屈服强度时，钢绞线与混凝土间不发生黏结锚固失效.若定义式(5)的左侧第一项为抗力R，第二项为效应S.方程中所有物理量均为随机变量并且这些变量之间互相独立，故R及S不拒绝接受为对数正态分布[14].将R与S视为两个综合的基本变量，采用近似法求解.由统计资料[8]和本试验数据可知各个变量的平均值μ和变异系数δ见表4.表4 各变量的统计参数Tab.4 Statistical parameters of variables变量μδfpy/(N·mm-2)1770级1860级1 3471 4650.082ft /(N·mm-2)3.0200.110Ωp1.0050.096l0an/lan1.0250.077c0/c0.9000.300d00/d01.0000. 018S0sv/Ssv1.0000.060注：ft为C50混凝土抗拉强度结合式(5)，抗力R表达式为(6)式中:为计算模式的准确性系数.R的统计参数中，平均值为μR=4μΩpμL1μft，变异系数为由表4中各变量统计参数，并按偏不利情况进行分析，取c/d0=1、Ssv/d0=15，R的平均值和变异系数分别表达为：(7)(8)以钢绞线应力达到名义屈服强度，钢绞线与混凝土黏结应力达到峰值的黏结极限状态作为分析钢绞线黏结锚固强度可靠度的基础.即，结构设计时，钢绞线达到名义屈服强度前不应发生其与混凝土间的黏结失效，根据概率论，出现上述黏结极限状态的总概率为Pfa=P(σs=fpy,τ=τu)=P(σs=fpy)P(τ=τu|σs=fpy)=PfPf0.(9)取锚固承载力失效概率Pfa=4.0×10-5，相应的可靠指标βa=3.95[14].受力端锚固钢绞线应力是由构件正截面承载力设计确定的，故发生钢绞线受力端应力达到最大值(σs=fpy)事件的允许概率和相应的可靠指标应按标准[15]规定，分别取为Pf =6.9×10-4，β=3.2.式(9)可转换为(10)由Pfa=4.0×10-5、βa=3.95、Pf =6.9×10-4和β=3.2，可得“在大型预制构件中的钢绞线受力端应力达到最大值”事件已发生的条件下，进而发生“黏结应力达到最大值”事件的允许概率Pf0=5.80×10-2及相应的可靠指标β0=1.57，可作为后续分析的取值，但需要指出的是，相关文献及标准中钢绞线黏结锚固可靠指标偏低，未来有可能将对此进行有针对性的分析，确定其提高后的合理取值.由于基本变量效应S与抗力R均可认为服从对数正态分布，根据标准[15]钢绞线锚固可靠指标的表达式:(11)从而，可得到相对锚固长度表达式:(12)代入R和S的统计数据并加以整理可得:对于1770级钢绞线：(13)对于1860级钢绞线：(14)因此，混凝土强度等级为C50时按近似概率法可得1770级与1860级钢绞线锚固长度设计值lau分别为107d0和118d0.将折算直径d0换算为公称直径d，可得在要求可靠度情况下，1770级和1860级1×7的15.2 mm、17.8 mm及21.6 mm公称直径的钢绞线锚固长度设计值分别为94d和104d，分别小于现行规范的设计值113d和119d.4 结论聚焦公称直径15.2、17.8、21.6 mm三类较大直径钢绞线，以保护层厚度、配箍率及埋置长度为试验参数，设计并制作了32个拔出试件分析了黏结机理和黏结破坏机制，提出了黏结强度计算方法.1)保护层厚度、配箍率和埋置长度对所针对的三类较大直径钢绞线黏结强度影响明显.增大相对保护层厚度、减小相对埋置长度及减小相对箍筋间距可提高钢绞线黏结强度.2)综合考虑了保护层厚度、箍筋间距、埋置长度因素，通过对试验数据进行回归分析，得到了合理考虑3个相关参数影响的较大直径钢绞线极限黏结强度计算公式.3)通过近似概率法，分析了采用设计强度等级为C50的大型预制构件采用的1770级和1860级较大直径钢绞线的锚固极限状态可靠性，结合统计分析得到了满足相应可靠性水平的锚固长度设计值.参考文献【相关文献】[1] 王俊, 赵基达, 胡宗羽.我国建筑工业化发展现状与思考[J].土木工程学报, 2016, 49(5):1 WANG Jun,ZHAO Jida, HU Zongyu. 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GFRP_钢绞线复合筋黏结性能的试验研究
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配置预应力无粘结高强钢绞线混凝土柱抗震性能试验分析
山东建筑大学硕士学位论文１．３国内外研究现状对于利用高强钢绞线来有效控制柱子残余水平位移的技术，国内外部分学者已经进行了一定的试验和理论研究。
目前这种配置无粘结高强钢绞线的竖向构件的研究主要是针对桥梁工程中的桥柱，ｗ．Ｚａｔａｒ采用无粘结预应力钢绞线束减小桥柱的残余变形，前后共完成了９根试件的试验研究１５１１３３１［３４１１３５】闭，包括拟静力和伪动力荷载试验，并对试验结果进行了理论分析［２＇７１【矧。
１９９８年Ｗ．Ｚａｔａｒ和Ｈ．Ｍｕｔｓｕｙｏｓｈｉ［６１１３３】对２根比例为ｌ／５的桥柱试件进行了拟静力荷载试验，其中一根为普通钢筋混凝土试件Ｓ—ｌ，另一根则为无粘结部分预应力混凝土试件ｓ．２，由于钢绞线始终处于弹性阶段，未发生塑性变形，所以其耗能性较差，因此在试件Ｓ－２配罨的部分普通钢筋作为耗能构件，所以称Ｓ．２为部分预应力混凝土试件。
试件尺寸及其他参数见表ｌ—ｌ、表１．２及图１．１。
表Ｉ－Ｉ试件的配筋参数图１一ＩＳｏ‘譬·ＨｋｎＶ●ｒＩ．＊ｈｉｅｓ“ＰＣＰｉｅｒＳｑ）ｃＣｚｍｃＮｓＮｏ阮ＬＩⅫｎ｝ｃａｌＣｒｏｓｓＳＫＲｅｉｎｆ【，ｒｃｉｎｇＢａｒｓ＆ＰＣＳｈｅａｒＮｏｃｍａｌＳＨｍＰｆ＃ｊｉ增“Ｉｆ堰Ｔｃｎｄ，ｎ、ｔｎＣｍ“ＳｃｃｔｉｏｎＲｃｌｎ｜ｏｒｕｃｔｎｅｎｔＭＰａＲａｌ·ｕＤｉａｔｕ，ＪＲ（“＇％ＰＣ倪Ｔ·ｎ一。
＾ｊＡ＾ｌａｌＰ（’Ｓ．１０００４０·４０５４３３：Ｄ１３２．６５Ｄ晌３ｃｍ０４７ｌ０００Ｓ－２ｎ６６４０＂４０５４３１６ＤｌＯｎ７９８ＳＷＰＲ￥１２．７Ｏ．６３峨３ａ－１０４７１．０４０三批浇注，每批试件为五个，第＿批试位为ＲＣＣ－０３０，ＲＣＣ·０Ｋ，ＵＨＳ－ＲＣＣ·０３０，ＵＨＳ—ＲＣＣ－０４５，ＵＨＳ－ＲＣＣ－叩－０２０；第二批试件为ＨＳ—ＲＣＣ－０３０，ＵＨＳ—ＲＣＣ－玎州０，ＵＨＳ·ＲＣＣ·ｆ加０５，ＵＨＳ—ＲＣＣ－ｆ－０２５，ＵＨ昏ＲＣＣ－∞－０１５；第三批试件为ＵＨＳ—ＲＣＣ－甜·０３５，ＵＨＳ－ＲＣＣ·丑·０４５，ＵＨＳ—ＲＣＣ一五一０８０，ＵＨｓ．ＲＣＣ－Ｍ，ＵＨＳ—ＲＣＣ·ＥＳ。
预应力钢绞线质量检验方法
在预应力钢绞线采购过程中，工地签收货物以后，通常需要对预应力钢绞线抽样并拿到检测机构去检测。
在检测过程中一般有哪些流程呢？（一）钢绞线试验的夹具钢绞线试验的夹具对钢绞线最大力Fm的测定有着重要的影响，而Fm的数值又直接影响到锚具效率系数的计算。
不同的检测单位使用着不同形式的夹具，夹具的夹持长度从80mm到180mm不等，夹具的牙纹有点状、细牙等，这些夹具不同程度地对钢绞线有着“缺口效应”，导致汇赢钢铁钢绞线提前破坏，断口总是发生在夹持部位，造成对同样的钢绞线使用不同的夹具进行试验会得到不同的结果这一不合理的现象。
新标准GB/T5224-2003规定：“如试样在夹头内和距钳口2倍钢绞线公称直径内断裂达不到本标准性能要求时，试验无效。
”问题在于对于“有效”的试验，虽然达到了标准规定的性能指标，钢绞线材料检验合格，但由于没有真正测出钢绞线不受损伤情况下的最大力，因而也就不能够准确地测量出钢绞线受损伤情况下锚具的锚固效率系数。
那么有没有使汇赢钢铁钢绞线不受损伤的夹持形式呢？笔者所在的实验室采用江西新华金属制品有限公司的技术所加工的夹具几近完美地解决了这一问题，试样夹持部位完全没有损伤，只是由于摩擦的缘故，变的有些粗糙(图1左)，部分试样更是断在中部，断口有颈缩，呈塑性断口状(图1右)。
这一技术的关键是必须在夹具与试样之间垫以粘有金钢沙的软金属片，以防止夹具牙纹对钢绞线的损伤，同时最大程度地握裹住试样，阻止试样打滑。
建议标准在今后的修订中增加有关试验方法、夹具形式的内容，以减少由于试验方法不同所造成的试验结果的差异。
（二）弹性模量钢绞线的弹性模量在新标准中第7、3、5条的参考值为195±10Gpa，但不作为交货条件。
实际上作为预应力施工张拉伸长量计算的重要数据，弹性模量是试验中的必测项目。
汇赢钢铁钢绞线的截面积是使用标准中所提供的参考值还是用实测值，这在检测部门一直存有分歧。
按GB/T228金属材料室温拉伸试验方法的规定，应该用实测面积，但对于如图3所示的钢绞线截面示意图，如何才能准确地测量出它的截面积呢？方法之一是分别测量7丝的面积，然后相加；文章建议用称重法测量面积，或是先测量图中对角直径D，然后按表1取值作为钢绞线的实测面积。
超低温锚固体系预应力钢绞线中心丝滑移试验
超低温锚固体系预应力钢绞线中心丝滑移试验
预应力钢绞线是由多股钢丝捻合成的一种专用张力钢材，广泛应用于各类桥梁、建筑物、水利工程、地铁、隧道等结构中。
在建设过程中，预应力钢绞线的锚固效果对结构的安全性、可靠性起着至关重要的作用。
超低温环境下的钢绞线锚固是近年来研究的热点领域之一，因为在极低温度条件下，钢材的力学性能和化学性能会发生变化，可能影响其锚固性能。
因此，本研究采用超低温环境下的试验仪器，对预应力钢绞线的锚固性能进行评估。
实验采用的预应力钢绞线为7+ω型，钢绞线直径为12.7mm，中心丝直径为7.24mm，公称抗拉强度为1860MPa。
超低温试验仪器采用的是液氮冷却的螺旋式试验台，试验室温度为-196℃。
首先，将预应力钢绞线锚固在试验台上，然后施加预应力，最后进行中心丝滑移试验。
实验结果表明，在超低温环境下，预应力钢绞线锚固性能良好。
在预应力施加至80%时，中心丝滑移量仅为0.30mm，在预应力达到额定强度后，中心丝滑移呈现出稳定状态。
此外，在预应力达到额定强度后，随着加载次数的增加，中心丝滑移量略微增加，但整体上仍处于可接受范围内。
总的来说，超低温环境下的预应力钢绞线锚固性能优良，说明钢材在低温下不会影响其力学性能和化学性能，能够保证结构的安全可靠。
因此，在冬季或极寒环境下的建设工程中，超低温环境下的预应力钢绞线锚固体系可以得到有效的应用和推广。
预应力钢绞线疲劳性能研究
中图分类号：TG115.57
文献标识码：A
文章编号：1672-545X（2018）06-0226-04
桥梁是关系社会和国家经济协调发展的生命线， 在国家大力倡导的“一带一路”的建设中，基础设施的 互联互通是先导，而桥梁则是实现交通基础设施互联 互通网络的重要枢纽。随着国民经济发展和交通工程 发展的加速，桥梁工程建设规模也不断加大，随之对 桥梁用拉索的技术要求也越来越高。斜拉索疲劳设计 一般不用活载满值，而是取（0.5~0.6）倍的活载应力幅 值[1]，一般公路实测活载强度仅达到设计活载的 13%， 特殊情况下达到 37%[2]。而随着桥梁技术的发展，对拉 索的疲劳性能需求不断提升，其疲劳应力幅从 100 多 兆帕提升至 200 多兆帕，某些工程更是达到 400 MPa 以上。FAST 工程通过最常用的耐疲劳应力谱分解方 法— ——雨流计数法[3-4]，分析得出索网工作状态下实际 疲劳应力幅最高可以达到 455 MPa[5]，考虑到 FAST 工 程结构、使用年限及工况的复杂性，要求索网主索满 足 500 MPa 疲劳应力幅[6]。相关研究结果表明，母材对 拉索疲劳性能有着重大的影响[5]，而单根钢丝的疲劳 极限到实桥索组装件的疲劳设计应力幅值，折减将近 140 MPa[1].
Equipment Manufacturing Technology No.06，2018
三种预应力钢筋粘结性能试验研究_王清湘
第44卷第6期2004年11月大连理工大学学报Journal of Dalian University of TechnologyVol .44,No .6Nov .2004文章编号:1000-8608(2004)06-0848-06收稿日期:2003-09-19; 修回日期:2004-10-20.作者简介:王清湘*(1945-),男,教授,博士生导师.三种预应力钢筋粘结性能试验研究王清湘*1, 牟晓光1, 司炳君1, 许兴华2( 1.大连理工大学海岸和近海工程国家重点实验室,辽宁大连 116024;2.辽宁大工建设科技有限责任公司,辽宁沈阳 110179)摘要:预应力钢筋与混凝土之间的粘结性能对预应力构件设计有很大影响,特别是对先张法构件的锚固长度及预应力传递长度的确定十分重要.对3种不同外形的预应力钢筋螺旋肋钢丝、异形钢棒、钢绞线的粘结性能进行了试验研究.通过典型的荷载-滑移曲线,对三者的粘结性能进行了比较,发现螺旋肋钢丝和异形钢棒的粘结性能比光圆钢棒好,钢筋表面形状与锚固长度等因素对粘结性能均有影响.最后分析发现螺旋状钢筋的粘结机理是界面混凝土的抗剪及摩擦作用.关键词:螺旋肋钢丝;异形钢棒;钢绞线;粘结锚固;荷载-滑移曲线中图分类号:T U 375文献标识码:A0 引 言螺旋肋钢丝、异形钢棒、钢绞线,均是高性能材料,非常适用于预应力混凝土结构.对于预应力混凝土而言,钢筋与混凝土之间的粘结锚固性能对结构设计有很大影响.日本、韩国对异形钢棒的各方面性能均进行了研究.国内也曾对直径为4～8mm 的螺旋肋钢丝进行过研究[1],得出螺旋肋钢丝具有锚固强度高、锚固刚度大的优点.本文研究3种预应力钢筋螺旋肋钢丝、异形钢棒、钢绞线的粘结锚固性能,为拓宽高性能材料的应用,指导工程设计提供理论依据.1 试验概况1.1 试件设计本次试验主要对不同表面形状、不同直径、不同锚固长度的预应力钢筋粘结锚固性能进行研究.采用的预应力钢筋为<9.0螺旋肋钢丝;<9.0光圆钢棒、<9.0异形钢棒、<12.6异形钢棒(光圆钢棒与异形钢棒统称为预应力钢棒);钢绞线d =15.0m m(7<5),各种预应力钢筋的标准强度均为1570级[2、3].各预应力钢筋的粘结锚固长度L a 取为50d 、70d 、100d (d 为钢筋直径).试件参数如表1所示,试件尺寸及锚固位置如图1所示.混凝土表1 预应力钢筋粘结试验试件一览表T ab.1 L ist of bond test specimens of pr est ressed r einfor cements预应力钢筋外形 d /mm L a 50d 70d 100d 螺旋肋钢丝螺旋肋9.0450630900预应力钢棒 光圆钢棒异形钢棒光圆螺旋槽9.09.012.64504506306306308829009001260预应力钢绞线捻制绳状15.0(7<5)75010501500a <12.6异形钢棒;b <9.0异形钢棒;c <9.0螺旋肋钢丝;d <9.0光圆钢棒;e 7<5钢绞线;1锚固长度为100d ;2锚固长度为70d ;3锚固长度为50d图1 试件尺寸及锚固位置图Fig.1 Schematics of specimen dimension and anchor age po sitio n的设计强度等级为C40,实测两个试件的强度分别为38.3M Pa(试件1)、46.6M Pa(试件2).1.2 试验装置及测试内容本次试验采用拔出试验的方式,试验装置如图2所示.采用穿心千斤顶,在穿心千斤顶前安装1个荷载传感器,在拔出面处的钢筋上固定夹具(圆盘状),其上对称地设置2个位移传感器,采用计算机自动采集试验数据.在试验中随着千斤顶加力,钢筋滑移,计算机按照设定的荷载或位移步长可记录下整个拔出过程(包括钢筋拉断)一系列时刻的荷载及张拉端相应的钢筋滑移量.图2 试验装置图F ig.2 T est setup2 试验结果及分析2.1 典型的荷载-滑移曲线图3给出了锚固长度为100d 的各种预应力钢筋的荷载-滑移(F -s )曲线.由图可以明显看出:光圆钢棒的粘结性能很差,F -s 曲线的线性段很短,胶着力丧失后滑移量迅速增加,拔出力迅速下降,很快即被拔出;而螺旋肋钢丝和异形钢棒的粘结性能要比光圆钢棒好得多,其粘结破坏过程主要分如下几个阶段:(1)微滑阶段当荷载较小时,加载端位移很小,此时F -s 曲线近似成线性关系,如图3(c)oa 段,微滑阶段荷载约为极限荷载的1/5～1/3.微滑阶段的滑移量在0.5mm 以内.(2)拔出端滑移阶段当荷载增加到某一值时,钢筋加载端开始有微小的转动,这是具有螺旋状外形钢筋滑移的显著特点.它既不同于光圆钢棒,又不同于普通带纵肋的螺纹或月牙纹钢筋,而此时钢筋的自由端未开始转动,滑移量有所增加,F -s 曲线开始呈非线性状态,如图3(c)ab 段.该段的荷载约为极限荷载的1/3～1/2.(3)钢筋整体滑移破坏阶段荷载继续增加,钢筋自由端开始滑移,这时滑移量迅速增加,F -s 曲线非线性状态已十分明显,如图3(c)bc 段,直至钢筋最后被拉断.螺旋肋钢丝的F -s 曲线与异形钢棒的大体相同,也可分为3个阶段,但第2阶段的荷载更大些,约为极限荷载的1/3～2/3.本次试验中所得到的螺旋肋钢丝和异形钢棒的F -s 曲线没有下降段,均为随着拉拔力的持续增加,最终钢筋被拉断.这是因为钢筋的锚固长度较长,如果减小锚固长度,将在F -s 曲线中出现下降段.849 第6期 王清湘等:三种预应力钢筋粘结性能试验研究2.2 影响螺旋肋钢丝和异形钢棒粘结锚固性能的主要因素影响钢筋粘结锚固性能的因素很多,F-s曲线是粘结性能的综合反映.以往研究表明:混凝土强度、钢筋表面形状、保护层厚度以及锚固长度都对钢筋与混凝土的粘结性能有影响.螺旋肋钢丝、异形钢棒的外形特点相似(文中统称为螺旋状预应力钢筋),与普通变形钢筋(如带纵肋的螺纹钢、月牙纹钢筋)的主要差别是无纵肋,且钢筋横肋与轴线的夹角B较小.外形的差异,导致了其粘结机理与普通变形钢筋有较大差别.因此,本次研究主要针对钢筋的表面形状、钢筋直径、锚固长度、浇注混凝土时钢筋所处位置等因素对预应力钢筋的粘结性能进行讨论.2.2.1 钢筋表面形状对粘结性能的影响 本次试验的<9.0光圆钢棒与普通光面钢筋的粘结性能基本相同,由化学胶着力、摩擦力提供的粘结抗力值很小,在较低荷载下化学胶着力即丧失,又因表面光滑摩擦阻力也很快被克服,钢筋即被拔出.螺旋肋钢丝与异形钢棒(如图4)的凹槽深度基本相同,均为0.3mm,但凹槽的宽度不同:螺旋肋钢丝的凹槽宽度约为2.5mm,异形钢棒的凹槽宽度约为1.5mm.正是由于外形尺寸的差别导致了粘结性能不同.比较图3中(b)、(c)可看出,螺旋肋钢丝的粘结性能要比异形钢棒的粘结性能好.图4 螺旋状预应力钢筋表面形状F ig.4 Surface co nfigur atio n of spir al pr estressedr einfor cement2.2.2 锚固长度对粘结性能的影响 (1)不同锚固长度的螺旋肋钢丝、异形钢棒的粘结性能图5给出了<9.0螺旋肋钢丝与<9.0异形钢棒在不同锚固长度下的F-s曲线.可以看出:两种螺旋状预应力钢筋粘结性能都随着锚固长度的增加有所提高.但相比之下,螺旋肋钢丝的锚固性能受锚固长度影响更为明显,相同锚固长度下其粘结性能比异形钢棒好得多.因此可以推断螺旋肋钢丝的表面形状比异形钢棒更有利于锚固,其螺旋的凸肋和凹槽起到了更好的摩擦、咬合阻止拔出的作用.试验中一个值得注意的现象是,螺旋肋钢丝与异形钢棒因具有螺旋状的外形,在拔出过程中都发生了明显的旋转,而这一现象在光圆钢棒和普通变形钢筋的拔出过程中是从未见到的.(2)不同锚固长度的异形钢棒、钢绞线的粘结性能图6给出了7<5钢绞线与<12.6异形钢棒在不同锚固长度下的F-s曲线.由图可以看出:2种预应力钢筋粘结性能都随着锚固长度的增加有所850大连理工大学学报第44卷 提高.尽管在拔出过程中钢筋都发生了旋转,但由于钢绞线的凹槽较深,咬合作用较强,在相同锚固长度下其粘结性能更好. 为具体说明3种预应力钢筋的粘结性能,表2给出了3种钢筋在不同锚固长度下、特定位移下(0.5、1.0、2.0、3.0mm)的拉拔力F 数值.本次试验有一部分钢筋(除光圆钢棒外)在拔出过程中被拉断,拉断时的拔出位移量与钢筋的类别、锚固长度、加载方式有关.除光圆钢棒外的其他预应力钢筋在锚固长度大于50d 时均可拉断.钢筋拉断时的滑移量s f 如表3所示.表2 拉拔力与预应力钢筋滑移量一览表T ab.2 L ist of pull capacity and slippag e of prestr essed r einfor cem ents预应力钢筋L a /d F /kN s =0.5m m s = 1.0mm s = 2.0m m s = 3.0mm 7<5钢绞线(d =15mm )100705064575088827012511295155134108<12.6异形钢棒1007050544730706448102885613810168<9.0螺旋肋钢丝1007050312217402920604227725430<9.0异形钢棒100702820362741374837851 第6期 王清湘等:三种预应力钢筋粘结性能试验研究表3 钢筋拉断时的滑移量T ab.3 Slippage o f tensile fa ilur e of pr est ressed r einfor cements 预应力钢筋L a/d s f/mm F f/k N7<5钢绞线(d=15mm)10070505.515.425.4214.5214.6212.1<12.6异形钢棒100705024.334.21)36.61)202.0192.1190.2<9.0螺旋肋钢丝10070508.023.639.292.592.290.0<9.0异形钢棒100705024.037.046.896.794.4100.1 注:1)的数值为卸载后二次加载时拉断的滑移量2.2.3 浇注混凝土时预应力钢筋所处位置对粘结性能的影响 本次试验的预应力钢筋均是水平放置的,试件的高度分别为1.05、1.00m.在试验中发现顶部钢筋比底部钢筋的粘结性能差,这主要是由于混凝土浇注后的前几个小时内要产生塑性坍落发生下沉,而此时钢筋并不随之下沉,顶层钢筋下表面有可能产生缝隙或形成1个薄弱层,造成钢筋与混凝土之间不能很好地结合而影响粘结性能.3 螺旋状预应力钢筋的粘结机理螺旋状预应力钢筋由于表面形状特殊,其粘结机理与普通变形钢筋有较大差异.变形钢筋因其横肋与周围混凝土的咬合作用而具有很高的粘结力,横肋侧面与纵轴的夹角只要大于40°,横肋的侧面与混凝土之间的摩擦力就足以制止沿此界面产生滑移.当横肋前的混凝土被压碎后,钢筋滑移才比较明显.变形钢筋由于横肋挤压力的径向分力使外围混凝土产生环向拉应力,而可能导致劈裂破坏[4].螺旋肋钢丝、异形钢棒与普通变形钢筋最大的差别是由咬合所提供的粘结强度相差较大,其凹槽宽度、深度以及螺旋角B对粘结性能影响较大.当凹槽宽度较大时,其粘结性能较优;当凹槽宽度过小时,槽内只有水泥浆体而无骨料,界面的抗剪性能差,导致粘结性能降低.3.1 异形钢棒的粘结机理异形钢棒的表面形状特点是凹槽深度较浅,均为0.3m m,凹槽沿钢棒纵轴呈螺旋状,凹槽宽度约为1.5mm,凹槽螺旋线与纵轴夹角B为16°～20°,螺旋槽导程(360°时螺距)c约为90mm(如图4).异形钢棒凹槽呈螺旋状是引起钢棒拉拔时转动的根本原因.钢棒在未转动之前,其F-s曲线基本呈线性关系;一旦开始转动,F-s曲线呈非线性变化,斜率变小,滑移量迅速增加.异形钢棒的粘结机理主要不是靠肋前混凝土被挤压,而是靠界面混凝土的抗剪及摩擦作用(如图7).相对于普通变形钢筋而言其咬合阻滑作用较差.图7 凹槽与界面混凝土相互作用示意图F ig.7 Schematics o f the int eraction betw eeng ro ov e and concret e interface3.2 螺旋肋钢丝的粘结机理螺旋肋钢丝、异形钢棒的外形大体相同,凹槽深度亦为0.3mm.所不同的是,螺旋肋钢丝的凹槽宽度较大,约为2.5mm,螺旋肋与轴线的夹角B为20°～25°,螺旋槽导程c约为60mm.正是由于以上形状差别使螺旋肋钢丝粘结性能明显优于异形钢棒.普通变形钢筋横肋之间的混凝土称为咬合齿,它的强弱决定了锚固性能.螺旋状钢筋的咬合齿是肋间连续螺旋状的混凝土条[5],因此不易852大连理工大学学报第44卷 被挤碎切断,相对于异形钢棒有较高的锚固强度.变形钢筋的横肋对称地分布在纵肋两侧,锚固力及因此引起的挤压力集中在纵肋两边,极容易造成纵向劈裂.而螺旋肋钢丝的横肋是沿圆周方向环向均匀分布的,没有方向性,这对减缓劈裂是有利的.4 结 语(1)影响螺旋肋钢丝与异形钢棒粘结性能的主要因素是其表面形状、直径、锚固长度、混凝土强度、浇注时钢筋的位置等.(2)螺旋肋钢丝与异形钢棒的外形基本相同,仅凹槽的宽度有所不同;两者的粘结性能不同,螺旋肋钢丝优于异形钢棒.(3)螺旋状预应力钢筋的粘结机理明显不同于普通变形钢筋,由于凹槽是螺旋状,在拔出过程中发生转动,滑移量较大,其优点是周围混凝土不易发生劈裂破坏.(4)与7<5钢绞线相比,<12.6异形钢棒粘结性能稍差,其主要原因是钢绞线的凹槽深度较大.(5)光圆钢棒强度高,但粘结性能较差,不宜用于先张法预应力构件.(6)当螺旋肋钢丝和异形钢棒锚固长度大于70d 时,可以保证破坏时钢棒被拉断,但滑移量较大.参考文献:[1]徐有邻,刘立新,管品武.螺旋肋钢丝粘结锚固性能的试验研究[J].混凝土与水泥制品,1998(4):24-29.[2]G B/T 5223—2002,预应力混凝土用钢丝[S].北京:中国标准出版社,2002.[3]G B/T 5224—1995,预应力混凝土用钢绞线[S].北京:中国标准出版社,1995.[4]王传志,滕智明.钢筋混凝土结构理论[M ].北京:中国建筑工业出版社,1985.[5]徐有邻.我国混凝土结构用钢筋的现状及发展[J].土木工程学报,1999(5):3-9.Experimental study of bond behavior of three kinds of prestressed reinforcementWAN G Qing -xiang *1, MOU Xiao -guang 1, SI Bing -jun 1, XU Xing -hua2(1.State Key Lab .of Coastal and Offshore Eng .,Dali an U ni v .of Technol .,Dalian 116024,China ;2.Liaoning Dagong C onstr .Technol .Co .,Ltd .,Shenyang 110179,China )Abstract :T he bond behavior betw een prestressed reinforcement and concrete has a g reat effect onthe design of the pr estressed com ponents,especially for determining the anchorag e length and pr estressed transmission length of pretensioning com po nents.Experimental study o f the bond behavior of the fo llow ing thr ee different ty pes o f prestressed reinforcem ents:spiral-g roov e steel w ire,deformed steel bar and steel str and is carried o ut.T hrough the typical load-slip curve,bond behavior is compared and the conclusio n is that the bond behav io r of the spiral-g roove steel w ire and the deformed steel bar is better than that of the undeform ed steel bar.T he influences such as the co nfiguratio n of reinforcem ent and ancho rage length on the bond behav io r are discussed.Finally ,the bond m echanism of spiral reinforcem ent is also analyzed,w hich is the shear and friction action of the interfacial concrete.Key words :spiral-g roove steel w ire;defo rmed steel bar ;steel strand;bond anchorag e;load-slipcurv e853 第6期 王清湘等:三种预应力钢筋粘结性能试验研究。
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虑 在混 凝 土构件 受 拉 区配 置 不 同种 类 、 同直 径 不
预应 力钢 绞线 的相 对粘结 特性 系数 以及 钢绞 线束 的等效 直 径仍是 一 个 值 得 商 榷 的 问题 ， 还需 对 其 粘结 性能 进行试 验 研究 才能 确定 。
目前 ， 国内对 预应力钢绞线 的粘结性 能进行 的
ＤＵ ｏ ｏ Ｓ Ｘｉ ｏ ｕ ＺＨＡＯ ｎ Ｍａ ｍａ Ｕ ａ ｚ Ｙｏ ｇ
（ ｅａｔ ｎ ｆ ｕｌｉｇＥ ｇ ｅｒ ｇＴ ｎｊＵ ｉｅｓｙＳ ａｇ ｍ ２０ ９ ，ｈｎ ） Ｄ ｐｒ ｍｅｔ ｉ ｎ ｎｉ ｅｉ ，ｏｇｉ ｎｖｒｉ ，ｈｎｈ ０ ０ ２ Ｃ ｉ ｏＢ ｄ ｎ ｎ ｔ ａ
Ａｂ ｔ ａ ｔ Ｔ ｅ ｂ ｎ ｅ ａ ｉｒｏ ｒ ｓ ｅ ｓｎ ｔ ｎ ａ ｏ ｔｎ ｆ ｃ ｎ ｃ ａ ｋ，ｉｉ ｉ ｎ ａ ａ ａ ｉ ｆ ｓｒ ｃ ｈ ｏ ｄ ｂ ｈ ｖｏ ｆ ｅ ｔ ｓｉ ｇ ｓｒ ｄ ｈ ｓｉ ｐ ｒ ａ ｍｐ ｒ ｔ ｆ ｔ ｒ ｃ ｒ ｄ ｔ ａ ｄ ｌ ｄ ｃ ｐ ｃｔ ｏ ａ ｅ ｅ ｏ ｇ ｙ ｏ ｙ
国《 范》 未 有相关 方 面规 定 。 因此 ， 如何 取 规 却 应
１ 引 言
《 凝 土 结 构 设 计 规 范 》（ Ｂ ５０ ０ 混 Ｇ ０ １— ２０ ） 简称 《 范》 在 计 算 最 大裂 缝 宽 度 时 ， ０２ ¨ （ 规 ）
引入钢 筋 的相对 粘 结 特 性 系 数 和 等效 直 径 ， 以考
式、 影响 因素等 三 个方 面 总结概括 了 已有研 究成 果 ， 并对后 张 法预 应力钢 绞 线粘 结性 能试验研 究 中存 在 的 问题进 行 了分析 讨论 ， 为进 一 步试验 研 究提供 参考 。
关键 词 预 应力钢 绞 线 ，粘结性 能 ， 验研 究 ， 张法 试 后
Ｏｖ ｒ ｉ ｗ ｆ Ｅｘ ｅ ｉ ｅ ｔ ｌ Ｓ ｕ ｉ ｓ ｏ ｎｄ Ｂｅ ａ ｉ ｒ ｅ ｖ ｅ ｏ ｐ ｒｍ ｎ ａ ｔ ｄ ｅ ｎ Ｂｏ ｈ ｖ ｏ ｏ ｅ ｔ ｅ ｓｎｇ Ｓ ｒ ｎｄ ｆＰｒ ｓｒ ｓ ｉ ｔ ａ
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第２ ４卷第 ３期
２０ ０ ８年 ６月
结
构
工
程
师
Ｖｏ ． ４．Ｎｏ ３ １２ ．
Ｓｒ ｃ ｕ ａ Ｅｎ ｉ ｅ ｒ ｔｕ ｔｒ ｌ ｇｎ ｅ ｓ
Ｊｎ ０ ８ ｕ ．２ ０
预 应 力 钢 绞 线 粘 结 性 能试 验研 究综 述
杜毛毛 苏小卒 赵 勇
试验研究较少 ， 而其粘绪 能对有粘 结预应 力混 凝 土构件 的 裂缝 、 刚度 及 承 载 力 均 有 重 要 影 响 。同 时， 预应力钢绞 线与混凝 土或灌浆料 的粘结 滑移本
构关系是有 粘结 预应 力 混凝 土结 构非 线 性有 限元
的钢筋 。对 普通 钢筋 ，规 范 》 《 根据 国 内有关 试 验 资料 给 出了它们 的相 对 粘 结 特 性 系数 ； 而对 预应 力 钢筋 ， 由于 缺 少 国 内相 关 试 验 资 料 ， 规 范》 《 参
（ 同济大学建筑工程系 ， 上海 ２０ ９ ） ０ ０ ２ 摘 Nhomakorabea要
预 应 力钢 绞线 的粘 结性 能对 有 粘 结预 应 力 混凝 土 构 件 的 裂缝 、 刚度 及 承 载 力 均 有较 大影 响。
根 据 国 内外先 张及后 张 法预 应力钢 绞线 粘 结 性 能 的试 验 研 究 ， 试 验 方 法及 装 置 、 结机 理 及破 坏 形 从 粘