钢绞线索是由一定数量的高强度钢丝绞合而成, 常用于桥梁的系杆、拉索及体外预应力工程等领域^[1,2,3], 实际工程中钢绞线除承受静态载荷外, 在地震作用、风荷载、车辆荷载等情况下还会承受动态载荷的作用, 因此, 研究其在动态载荷作用下的力学性能, 对于研究桥梁等预应力结构整体在动态载荷作用下的力学响应有重要意义。但目前钢绞线的研究大都集中在静力性质方面^[4], 对其动力性质研究开展很少^[5,6,7], 工程设计也往往采用静力法解决动力问题。因此, 开展动荷载下钢绞线性能研究是非常必要的。

　　 本次试验采用电液伺服剪压试验系统, 见图1。该系统具有技术成熟、应变速率或荷载速率控制精度高等优点。试验索体采用钢绞线, 索体两端采用整束挤压锚固。钢绞线的屈服强度标准值为1 860MPa, 钢绞线由7根单丝组成, 其中中芯单丝直径5.2mm, 边单丝直径5.0mm, 单束钢绞线外径15.2mm;四束钢绞线外径50mm, 试验所用的索体长度约为2 330mm。

　　 本次试验加载制度采用位移控制加载法, 位移设定为160mm。分别采用20, 100, 500mm/s加载速率对单根中芯单丝 (L4组) 、单束钢绞线 (L1~L3组) 、四束钢绞线 (L5组) 进行动力试验。每个试验组又选用3个试件进行3次重复试验, 以减小试验误差。由于本次试验为2因素 (索径 (本文索径均指索外径) 和加荷速率) 、3水准 (低、中、高3级应变速率, 分别为8.58×10^-3, 4.29×10^-2, 2.15×10^-1s^-1) , 参照正交试验设计^[8], 试验方案见表1。

　　 由表1可知, 单束钢绞线L1~L3组应变速率分别为8.58×10^-3, 4.29×10^-2, 2.15×10^-1s^-1, L1~L3组在不同应变速率下试验结果见表2。3组试验组间应变速率相差5倍, 由表2可见, 大体上应变速率越大, 钢绞线的屈服应变和极限应变越小。

　　 图2为不同应变速率下未提前发生断丝的单束钢绞线的应力-应变关系, 可以看出, 不同应变速率下各组的应力-应变曲线的形状大致相同, 应变速率每增大5倍, 钢绞线的屈服应变约下降3%, 极限应变约下降5%, 极限应力和屈服应力约提高3%^[9]。

　　 从图2还可以看出, 钢绞线屈服后, 钢绞线应力-应变关系近似呈直线, 表明钢绞线屈服后, 即进入线性强化阶段, 没有明显的屈服台阶, 不过从屈服应变 (约0.01) 到极限应变 (约0.06) 的范围内, 单束钢绞线应力强化的提高幅度约5%, 提高幅度并不大。经强化后, 钢绞线出现径缩并立刻被拉断。

　　 图3为应变速率2.15×10^-1s^-1下, 四束钢绞线、单束钢绞线以及中芯单丝的应力-应变关系。对比单束钢绞线, 四束钢绞线极限应变下降幅度约为10%, 但屈服应力以及峰值应力变化均不大。

　　 但中芯单丝在高应变速率荷载作用下, 其应力-应变曲线波动较大, 其极限应变低于单束钢绞线的极限应变。

　　 在单束钢绞线动载试验的记录中发现, 有半数以上的单束钢绞线在未达到极限应变前就有单丝发生断丝的情况。从图4中可以发现在单丝断丝后, 单束钢绞线并未立刻失效, 而是达到极限应变后才破断。单丝的提前破断并未对其他丝的受力状态产生明显影响。结合表2和图4可知, 在断丝现象发生时, 单束钢绞线已经处于屈服阶段, 由于单束钢绞线实际受力时索体内各个单丝不能保持同步应变, 个别单丝会提前达到极限应变。这与单束钢绞线在制作时单丝的初始长度偏短、绞合损伤和锚固时各个单丝的受力情况有关, 称该种单丝为薄弱丝。

　　 断丝现象在不同的应变速率的试验组中都有发生, 说明钢绞线中薄弱丝的屈服应变及极限应变低于正常单丝, 或薄弱丝初始长度偏短。

　　 通过图3中单束钢绞线与中芯单丝的试验结果对比可以看出, 单束钢绞线各个单丝相互绞合后钢绞线的极限应变提高;但不免会对部分的单丝造成损伤或长度偏差, 从而产生薄弱丝, 使其在高速受力状态下提前发生断丝。

　　 由图5可以发现, 在高应变速率下四束钢绞线也会发生提前断丝的现象, 断丝应变在0.04左右, 并且在之后有明显的破断台阶。结合图3来看, 随着索径的增加, 四束钢绞线极限应变明显变小, 这说明束与束之间也存在相互影响。

　　 在不同应变速率下的单束钢绞线试验中, 钢绞线的破断主要发生在中间部位而不是锚固端, 这说明整体挤压锚固工艺对钢绞线各单丝的损伤不大。在单丝滑移方面, 试验中发现在动力荷载作用下, 应变速率越快, 锚固端越不易产生单丝滑移。只有在应变速率低于8.58×10^-3s^-1时, 钢绞线锚固端的中芯单丝才发生了明显的滑移。

　　 试验后的观察发现, 低应变速率 (8.58×10^-3s^-1) 试验时, 中芯单丝虽发生了明显的滑移, 但其他丝未发生滑移, 如图6所示, 中、高应变速率 (4.29×10^-2, 2.15×10^-1s^-1) 试验时, 中芯单丝没有出现滑移现象, 但两种情况下单丝的断丝位置趋于靠近锚固端处。

　　 从不同索径钢绞线的破断结果上来看, 索径的粗细对锚固端是否产生滑移并无影响。在加载速率为2.15×10^-1s^-1时, 单丝的锚固端未发生滑移, 但试验组的3根单丝的断丝位置皆为锚固端截面。这与在同等速率下的单束钢绞线和四束钢绞线正好相反, 成束索的破断位置都处于中间索段上。这说明钢绞线绞合的损伤和受力的不均匀性对索体破断的影响比锚固挤压损伤的影响要大。

　　 随着应变速率的提高, 钢绞线断口宏观特征^[10]也在发生变化。低应变速率 (8.58×10^-3s^-1) 时, 断口形式为铣刀式, 断口呈现许多沿横断面半径方向呈辐射状排列的“小脊”, 如图7所示, 铣刀式断口截面出现了明显的颈缩现象, 属于宏观延性断口。

　　 而在应变速率达到2.15×10^-1s^-1时, 钢绞线的断口形式发生了变化, 铣刀式断口的径缩区域变小, 部分边单丝出现了劈裂式和劈裂-铣刀式断口, 如图8所示。劈裂式断口是由若干个劈裂面组成, 各劈裂面与断丝纵轴线大致成10°~45°角, 劈裂-铣刀式断口则由若干个劈裂面与小范围的铣刀式断裂区组成。这两类断口无明显的径缩现象, 属于宏观脆性断口。

　　 (1) 在低应变速率下, 钢绞线的力学性能和冷拉钢筋相仿, 与钢铰线静态张拉相比, 其屈服强度和极限强度基本没有变化。在高应变速率下, 应变速率每加大5倍, 屈服应力和极限应力提升3%左右, 钢绞线的屈服应变约下降3%, 极限应变约下降5%。

　　 (2) 钢绞线中, 各个单丝相互绞合有利于提高整体的极限应变。同时会产生薄弱丝, 薄弱丝在达到屈服后未达到极限前会提前断丝, 但这并不影响其他丝的受力。

　　 (3) 在动荷载作用下, 单丝断丝位置为锚固端截面, 而单束钢绞线和四束钢绞线破断位置趋向于中间索段上。这说明绞合对索体的影响高于锚固挤压的影响。

　　 (4) 试验表明, 单丝滑移一般发生在动荷载的低速加载阶段 (应变速率为8.58×10^-3s^-1) , 对于高速加载阶段 (应变速率为2.15×10^-1s^-1) , 索体破断前单丝并未产生滑移。另外, 索径的不同对锚固端是否产生滑移并无影响。

　　 (5) 在低应变速率 (8.58×10^-3s^-1) 下, 钢绞线主要发生延性断裂, 断口形式为宏观延性断口 (铣刀式断口) ;随着应变速率提高, 断口形式由延性断口 (铣刀式断口) 向脆性断口 (劈裂式断口和劈裂-铣刀式断口) 过渡。

　　 本次试验主要对不同索径的钢绞线力学性能进行了研究, 应变速率数量级范围为10^-3~10^-1s^-1, 由于设备仪器的限制并未对更高应变速率下的钢绞线进行试验, 研究结果具有一定的局限性。希望今后能对更高应变速率下的钢绞线的力学性能进行研究。