羊日華 ，戴理朝，王磊，張建仁

(1. 長沙理工大學(xué) 土木與建筑學(xué)院，湖南 長沙，410114；2. 湖南城市學(xué)院 土木工程學(xué)院，湖南 益陽，413000)

預(yù)應(yīng)力筋銹蝕是引起PC結(jié)構(gòu)性能下降的主要因素之一[1?2]。銹蝕會(huì)導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋截面積減小、力學(xué)性能降低及黏結(jié)性能下降，這些因素的共同作用會(huì)造成結(jié)構(gòu)承載彎矩下降[3?4]。此外，高應(yīng)力的存在使得結(jié)構(gòu)失效模式常表現(xiàn)為較少的裂縫和無征兆的脆性破壞[5?6]。PC結(jié)構(gòu)中預(yù)應(yīng)力筋的銹蝕需引起高度重視，合理評估銹蝕對 PC結(jié)構(gòu)抗彎承載彎矩的影響十分重要。鋼絞線銹蝕導(dǎo)致PC梁抗彎承載彎矩下降的原因之一是其造成預(yù)應(yīng)力筋力學(xué)性能降低。李富民等[7?9]開展了銹蝕預(yù)應(yīng)力筋力學(xué)性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力筋抗拉強(qiáng)度隨銹蝕率的增加而下降。銹蝕引起的開裂會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋與混凝土間黏結(jié)性能的下降。WANG等[10]考慮鋼絞線彈塑性變形的影響，建立了銹蝕鋼絞線局部黏結(jié)滑移預(yù)測模型。輕微的銹蝕會(huì)提高黏結(jié)性能，但隨著銹蝕程度進(jìn)一步增大，黏結(jié)力呈指數(shù)形式下降。國內(nèi)外學(xué)者對銹蝕預(yù)應(yīng)力混凝土(銹蝕PC)梁抗彎承載彎矩的下降進(jìn)行了研究。WANG等[11?13]通過試驗(yàn)研究了鋼絞線銹蝕對PC梁抗彎性能下降的影響，發(fā)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力會(huì)加快鋼絞線的銹蝕速率，較小的坑蝕可能會(huì)導(dǎo)致PC梁抗彎承載彎矩急劇下降。WANG等[1]在實(shí)驗(yàn)研究基礎(chǔ)上提出了可以考慮銹蝕鋼絞線與周圍混凝土不協(xié)調(diào)變形的量化方法，得到了銹蝕PC梁受力全過程計(jì)算模型。李富民等[14]考慮腐蝕引起鋼筋名義概率強(qiáng)度(定義為各對應(yīng)拉(或壓)力直接除以未腐蝕時(shí)的截面面積)降低，采用實(shí)用概率極限狀態(tài)設(shè)計(jì)表達(dá)式中的抗力項(xiàng)對銹蝕PC梁抗彎承載彎矩進(jìn)行了計(jì)算。CORONELLI等[6]通過有限元方法模擬了不同位置處預(yù)應(yīng)力筋部分鋼絲斷裂對構(gòu)件剩余承載彎矩的影響，部分鋼絲在跨中位置的斷裂會(huì)導(dǎo)致承載彎矩嚴(yán)重下降，但在支點(diǎn)附近位置的斷裂對承載彎矩的影響較小。隨著銹蝕程度增加，預(yù)應(yīng)力筋與混凝土間的黏結(jié)性能由完全黏結(jié)向完全無黏結(jié)轉(zhuǎn)變。黏結(jié)力下降會(huì)導(dǎo)致銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變發(fā)展，于混凝土應(yīng)變發(fā)展，當(dāng)構(gòu)件達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力是評估PC梁剩余抗彎承載彎矩的關(guān)鍵因素。以上研究雖能對銹蝕PC梁抗彎承載彎矩進(jìn)行計(jì)算，但均未能明確極限荷載作用下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力。本文引入銹蝕影響因子來研究銹蝕對預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率的影響，進(jìn)而明確極限狀態(tài)下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力，提出概念明確、適用性廣的銹蝕PC梁抗彎承載彎矩計(jì)算方法。

1 銹蝕PC梁抗彎承載彎矩計(jì)算原理

銹蝕引起的黏結(jié)性能下降會(huì)導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋與混凝土的應(yīng)變不滿足平截面假定，預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變低于相應(yīng)位置處混凝土的應(yīng)變，這造成構(gòu)件的失效模式可能為受壓區(qū)混凝土已被壓碎，同時(shí)，受拉區(qū)銹蝕預(yù)應(yīng)力筋可能尚未屈服。在極限狀態(tài)下，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力與配筋率和銹蝕程度等因素有關(guān)。確定銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力是PC梁剩余抗彎承載彎矩計(jì)算的關(guān)鍵之一。

圖1所示為銹蝕PC梁抗彎承載彎矩的計(jì)算示意圖。圖1中：Apc，As和As’分別為銹蝕預(yù)應(yīng)力筋、受拉鋼筋和受壓鋼筋的截面面積；εc，εp和εcp分別為頂部混凝土應(yīng)變、預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)變和預(yù)應(yīng)力筋位置處混凝土的應(yīng)變；h，hp，xc和ep分別為截面高度、預(yù)應(yīng)力筋重心到混凝土頂部的距離、混凝土受壓區(qū)高度和預(yù)應(yīng)力筋的偏心距。

圖1 PC梁截面應(yīng)力分布Fig. 1 Stress distribution of cross section

在任意荷載作用下，截面內(nèi)力平衡方程為

式中：Tpc，Ts，Td和C分別為銹蝕預(yù)應(yīng)力筋、受拉鋼筋、受壓鋼筋和受壓區(qū)混凝土的合力。

銹蝕PC梁承受的極限彎矩為

式中：ad為受壓鋼筋重心至截面受壓邊緣的距離；hs為受拉鋼筋重心至截面受壓邊緣的距離；hp為銹蝕預(yù)應(yīng)力筋至截面受壓邊緣的距離；x為等效矩形應(yīng)力分布圖形的受壓區(qū)界限高度。受壓區(qū)界限高度系指受拉鋼筋應(yīng)力達(dá)到屈服強(qiáng)度的同時(shí)，受壓區(qū)邊緣處混凝土應(yīng)變恰好達(dá)到混凝土的極限壓應(yīng)變時(shí)所對應(yīng)的混凝土受壓區(qū)高度，x=βxc(其中，β為量綱一參數(shù))。

銹蝕引起的黏結(jié)性能下降會(huì)導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋與混凝土間的變形滿足平截面假定，預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變低于相應(yīng)位置的混凝土應(yīng)變。當(dāng)構(gòu)件達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，銹蝕預(yù)應(yīng)力筋可能不一定發(fā)生屈服，為此，引入強(qiáng)度利用率來反映極限狀態(tài)下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力，進(jìn)而構(gòu)建新的截面內(nèi)力和彎矩平衡方程，推求銹蝕 PC梁抗彎承載彎矩計(jì)算模型。

強(qiáng)度利用率rc是指極限荷載作用下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力與條件屈服強(qiáng)度的比值，其表達(dá)式為

式中：σp為極限荷載作用下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)力；fpc為銹蝕預(yù)應(yīng)力筋條件屈服強(qiáng)度。

銹蝕會(huì)導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力筋條件屈服強(qiáng)度降低，基于文獻(xiàn)[9]中試驗(yàn)結(jié)果，建立預(yù)應(yīng)力筋的條件屈服強(qiáng)度與銹蝕率的關(guān)系：

式中：fp為未銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的條件屈服強(qiáng)度。

在極限荷載作用下，銹蝕預(yù)應(yīng)力筋合力Tpc為

式中：Apc=(1?η)Ap；η為銹蝕率；Ap為未銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的截面面積。

普通鋼筋作為構(gòu)造筋，在極限荷載作用下認(rèn)為其均已達(dá)到屈服。受拉區(qū)和受壓區(qū)普通鋼筋的受力分別為Ts和Td，

式中：fs為受拉鋼筋屈服強(qiáng)度；fd為受壓鋼筋的屈服強(qiáng)度。

選取混凝土本構(gòu)關(guān)系為則受壓區(qū)混凝土合力C為

式中：ε為混凝土應(yīng)變；ε0為混凝土材料本構(gòu)關(guān)系中的計(jì)算參數(shù)，ε0=0.002；b為截面寬度。可見：只要得到強(qiáng)度利用率rc，便可聯(lián)立式(1)~(7)得到銹蝕PC梁的抗彎承載彎矩。

2 銹蝕預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率

對于銹蝕 PC梁，銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率介于完全黏結(jié)與完全無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率之間。本文通過引入銹蝕影響因子來研究銹蝕對預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率的影響，進(jìn)而得到極限狀態(tài)下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率。

當(dāng)銹蝕程度較嚴(yán)重時(shí)，黏結(jié)性能會(huì)完全下降，構(gòu)件則下降為無黏結(jié)部分PC梁。JGJ 92—2016“無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程”指出無黏結(jié)部分PC梁破壞時(shí)的應(yīng)力增量與截面的綜合配筋指標(biāo)密切相關(guān)[16]。根據(jù)無黏結(jié)部分PC梁綜合配筋指標(biāo)的概念，定義銹蝕無黏結(jié)部分PC梁的配筋率ξη為

式中：Te(η)為銹蝕預(yù)應(yīng)力筋剩余預(yù)加力；fc為混凝土軸心抗壓強(qiáng)度。

預(yù)應(yīng)力筋銹蝕后截面積減小，導(dǎo)致預(yù)加力損失。張旭輝等[17]的研究表明，采用預(yù)應(yīng)力筋面積銹蝕率估算預(yù)加力損失具有較高精度，即Te(η)=(1?η)Te(其中，Te為有效預(yù)加力)。

在外部荷載作用下，無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋位置處混凝土應(yīng)變?chǔ)與p為

式中：M為截面彎矩；Ec為混凝土彈性模量；Ic為有效慣性矩；ep為預(yù)應(yīng)力筋至截面中性軸的距離。

對于無黏結(jié)部分PC梁，預(yù)應(yīng)力筋與混凝土的變形不滿足平截面假定，如何建立兩者之間的聯(lián)系是抗彎承載彎矩計(jì)算的關(guān)鍵。本文基于無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋與相同位置處混凝土總變形相等的原理，建立兩者的整體變形關(guān)系，進(jìn)而得到無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量為

式中：Ep為預(yù)應(yīng)力筋彈性模量；Δ為混凝土總伸長量；l為預(yù)應(yīng)力筋長度。

無黏結(jié)部分 PC梁達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，內(nèi)力平衡方程為

式中：Tp為無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的合力，Tp=(Δσp+σpe)Ap；Ap為無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的截面面積；σpe為無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的有效預(yù)應(yīng)力。

當(dāng)配筋率較低時(shí)，無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋先達(dá)到條件屈服強(qiáng)度，則無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率γ=1；當(dāng)配筋率較高時(shí)，頂部混凝土?xí)冗_(dá)到極限壓應(yīng)變被壓碎，即εc=0.003 3，聯(lián)立式(10)~(11)即可求得預(yù)應(yīng)力筋的應(yīng)變?chǔ)襭，進(jìn)而得到無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率。

配筋率是1個(gè)能較全面反映無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力水平的指標(biāo)[18]。無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率γ與配筋率的關(guān)系ξη如圖2所示。

對圖2進(jìn)行回歸分析，得到無黏結(jié)部分PC梁預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率γ與配筋率ξη之間的關(guān)系為

當(dāng)ξη=0.23時(shí)，預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率等于1.0，即無黏結(jié)部分 PC梁預(yù)應(yīng)力筋和頂部混凝土同時(shí)達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)的臨界配筋率。

圖2 強(qiáng)度利用率γ與配筋率ξη的關(guān)系Fig. 2 Relationship between γ and ξη

對于銹蝕 PC梁，極限狀態(tài)下預(yù)應(yīng)力筋是否屈服與配筋率和銹蝕程度有關(guān)。本文通過引入銹蝕影響因子來研究極限狀態(tài)下銹蝕預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用情況，即只要銹蝕PC梁不發(fā)生端部錨固破壞，則PC梁銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率γc可按下列情況確定。

1)當(dāng)銹蝕PC構(gòu)件配筋率小于臨界值(0.23)，無論銹蝕程度如何，預(yù)應(yīng)力筋都能達(dá)到屈服，取γc=1.0。

2)當(dāng)銹蝕構(gòu)件的配筋率大于界限值(0.23)時(shí)，銹蝕預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率介于完全黏結(jié)與完全無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率之間。未銹蝕 PC梁的預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率為 1；黏結(jié)力完全下降后，試驗(yàn)梁則下降為無黏結(jié)部分PC梁，預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率由式(12)確定。引入銹蝕影響因子k來研究銹蝕對預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率的影響，則銹蝕PC梁預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率γc可表示為

由式(13)可知：當(dāng)銹蝕影響因子k明確后，銹蝕PC梁預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率γc即可確定。

3 銹蝕影響因子的確定

式(13)中銹蝕影響因子決定了預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率。為得到銹蝕影響因子的變化規(guī)律，設(shè)計(jì)制作 8片銹蝕 PC梁，通過靜載試驗(yàn)得到各試驗(yàn)梁的極限彎矩，再根據(jù)截面內(nèi)力和彎矩平衡條件方程得到銹蝕PC梁預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率，進(jìn)而根據(jù)回歸分析得到銹蝕影響因子與銹蝕率的關(guān)系。

試驗(yàn)梁截面高×寬×長為 220 mm×150 mm×2 000 mm。預(yù)應(yīng)力筋采用直徑為15.2 mm的7絲鋼絞線，鋼絞線重心至梁下邊緣距離為60 mm，張拉控制力為194 kN。預(yù)留孔洞采用橡膠棒拉拔成孔，孔洞直徑為32 mm。架立鋼筋采用HRB335級鋼筋，箍筋采用直徑為8 mm的R235級鋼筋，間距為100 mm。混凝土的水灰比為0.45，水泥配合比為417 kg/m3，細(xì)骨料配合比為688 kg/m3，粗骨料配合比為1 106 kg/m3。28 d混凝土軸心抗壓強(qiáng)度為31.8 MPa。構(gòu)件尺寸及配筋如圖3所示。

采用電化學(xué)方法對構(gòu)件內(nèi)的鋼絞線進(jìn)行快速銹蝕。為避免普通鋼筋銹蝕對試驗(yàn)梁抗彎性能的影響，利用環(huán)氧樹脂對所有普通鋼筋進(jìn)行防銹處理。將直流電源的陽極、陰極分別與鋼絞線和不銹鋼板相連，通過銹蝕槽中的 NaCl溶液形成電流閉合回路。在電流作用下，陽極的鋼絞線釋放出電子被氧化而發(fā)生銹蝕。銹蝕電流為0.1 A，電流密度為90 μA/cm2。

加速銹蝕后，采用兩點(diǎn)對稱逐級施加荷載的方法對試驗(yàn)梁進(jìn)行靜載，加載裝置為千斤頂。兩加載點(diǎn)至支座的距離均為 600 mm，純彎區(qū)域的距離也為600 mm。在加載過程中，利用百分表對支點(diǎn)、加載點(diǎn)和跨中位置的位移進(jìn)行全程測量。加載方式和測點(diǎn)布置見圖4。

加載試驗(yàn)結(jié)束后對 PC梁進(jìn)行破損試驗(yàn)，預(yù)應(yīng)力筋經(jīng)除銹—清洗—干燥處理后，利用游標(biāo)卡尺對其局部銹蝕最嚴(yán)重的截面進(jìn)行測量。預(yù)應(yīng)力筋的截面銹蝕率如表1所示。

為明確銹蝕對 PC梁抗彎承載彎矩的影響，整理出各試驗(yàn)梁的靜載試驗(yàn)結(jié)果，得到各試驗(yàn)梁的荷載?跨中撓度曲線如圖5所示。

圖3 構(gòu)件尺寸及配筋(數(shù)據(jù)單位：mm)Fig. 3 Dimension and reinforcement of beam

圖4 加載方式和測點(diǎn)布置Fig. 4 Loading mode and measuring points arrangement

表1 PC梁預(yù)應(yīng)力筋銹蝕率Table 1 Corrosion loss of strand in PC beams

圖5 荷載?跨中撓度曲線Fig. 5 Curves of load and deflection

定義極限荷載為試驗(yàn)梁在加載過程中所受到的最大荷載。由圖5可知：鋼絞線銹蝕會(huì)導(dǎo)致PC梁極限荷載下降；當(dāng)荷載較低時(shí)，除CB4梁外，其余梁的荷載與撓度曲線十分類似，這表明低荷載作用下，鋼絞線銹蝕對試驗(yàn)梁抗彎剛度的影響并不顯著；當(dāng)荷載較大時(shí)，各梁的荷載與撓度曲線有所不同，試驗(yàn)梁的抗彎剛度隨鋼絞線銹蝕率的增大而減小，鋼絞線銹蝕會(huì)降低 PC梁的極限荷載。當(dāng)銹蝕程度較低時(shí)，CB5，CB6和CB7梁的極限荷載分別下降12.7%，16.7%和23.8%；當(dāng)銹蝕程度較大時(shí)，CB2，CB3，CB1和CB4梁的極限荷載分別下降 44.4%，57.9%，64.3%和69.0%。

基于上述試驗(yàn)結(jié)果，得到各試驗(yàn)梁的極限彎矩。根據(jù)截面內(nèi)力和彎矩平衡方程，聯(lián)立式(1)和(2)，可得到銹蝕預(yù)應(yīng)力筋強(qiáng)度利用率γc的方程為

式中：B=2Tpc(Ts?Td?fcbhp)；C=(Ts?Td)2+2fcb(Mu+Tdad?Tshs)。

求解式(14)得到γc，再將其代入式(13)即可求得銹蝕影響因子k。圖6所示為銹蝕影響因子k與銹蝕率的關(guān)系，對其進(jìn)行線性擬合和多項(xiàng)式擬合，直線擬合和多項(xiàng)式擬合的精度較接近。為此，本文采用直線對銹蝕影響因子k和銹蝕率η進(jìn)行擬合，其表達(dá)式為

圖6 銹蝕影響因子k與銹蝕率的關(guān)系Fig. 6 Relationship between corrosion impact factor k and corrosion loss

綜上所述，根據(jù)銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率γc可對銹蝕PC梁的抗彎承載彎矩進(jìn)行計(jì)算。銹蝕PC梁抗彎承載彎矩的計(jì)算流程如下。

1)根據(jù)式(8)判斷銹蝕PC梁的配筋率是否超過臨界值。當(dāng)配筋率未超過臨界值時(shí)，銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率取為1；當(dāng)配筋率超過臨界值時(shí)，根據(jù)式(13)得到銹蝕預(yù)應(yīng)力筋的強(qiáng)度利用率。

2)將強(qiáng)度利用率代入內(nèi)力平衡式(2)得到受壓區(qū)高度x。

3)將受壓區(qū)高度x和強(qiáng)度利用率代入式(2)可得到銹蝕PC梁的抗彎承載彎矩。

4 模型驗(yàn)證

根據(jù)本文制作的8根、ZENG等[12]制作的9根、李富民等[13]制作的9根和RINALDI等[19]制作的9根銹蝕PC梁的靜載試驗(yàn)結(jié)果，對本文計(jì)算模型的合理性進(jìn)行驗(yàn)證。

ZENG等[12]設(shè)計(jì)制作9根后張PC梁，梁的長×寬×高為150 mm×300 mm×2 600 mm。預(yù)應(yīng)力筋采用直徑為12.7 mm 7絲捻制1860級鋼絞線，受拉普通鋼筋的直徑為 16 mm或 22 mm，受壓普通鋼筋的直徑為12 mm。李富民等[13]設(shè)計(jì)制作了9根PC梁，分別為4根先張梁和5根后張梁。先張PC梁的長×寬×高為150 mm×200 mm×2 600 mm，后張PC梁的長×寬×高為150 mm×200 mm×2 000 mm。混凝土的標(biāo)號為C30；預(yù)應(yīng)力筋采用直徑為12.7 mm 7絲捻制1860級鋼絞線，受拉普通鋼筋的直徑為 6 mm，受壓普通鋼筋的直徑為12 mm。RINALDI等[19]設(shè)計(jì)制作了9片先張 PC梁，梁的長×寬×高為 200 mm×300 mm×3 000 mm。預(yù)應(yīng)力筋采用直徑為12 mm 7絲捻制的鋼絞線，受拉和受壓普通鋼筋的直徑為10 mm。各試驗(yàn)梁的詳細(xì)尺寸見文獻(xiàn)[12, 13, 19]。

利用上述理論模型對試驗(yàn)梁的承載彎矩進(jìn)行計(jì)算，理論值與試驗(yàn)值見表2。由表2可知：承載彎矩試驗(yàn)值與理論值之間的平均誤差為 9.34%，標(biāo)準(zhǔn)差為0.122。預(yù)測誤差可能是銹蝕影響了因子線性回歸分析造成的，也可能是忽略了普通鋼筋的實(shí)際受力等原因造成的，但考慮到混凝土材料的變異性、試驗(yàn)數(shù)據(jù)測量過程的不確定性和計(jì)算模型的誤差等，理論值與試驗(yàn)值仍較吻合，驗(yàn)證了該模型的合理性。

表2 承載彎矩試驗(yàn)結(jié)果與理論結(jié)果比較Table 2 Comparison between experimental and theoretical results

5 結(jié)論

1)隨著銹蝕的發(fā)展，預(yù)應(yīng)力筋與混凝土間的黏結(jié)由完全黏結(jié)向完全無黏結(jié)變化，PC梁抗彎承載彎矩隨鋼絞線銹蝕的增加而降低。

2)在極限狀態(tài)下，銹蝕鋼絞線的屈服與配筋率和銹蝕程度有關(guān)。當(dāng)配筋率小于0.23時(shí)，無論銹蝕與否，鋼絞線都會(huì)屈服。當(dāng)配筋率大于該臨界值時(shí)，需考慮銹蝕對鋼絞線強(qiáng)度利用率的影響。

3)采用本文提出的模型可以合理地計(jì)算銹蝕 PC梁的抗彎承載彎矩，計(jì)算誤差在可接受范圍內(nèi)。

4)本文的銹蝕 PC梁是通過快速通電方法獲得的，這與自然環(huán)境下的銹蝕有所差異；其次，本文并未考慮普通鋼筋銹蝕對抗彎承載彎矩的影響。如何準(zhǔn)確地考慮以上因素的影響尚有待進(jìn)一步研究。

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