高溫后銹蝕鋼筋混凝土梁抗彎性能分析

呂麗萍，劉才瑋，李令輝

(青島理工大學土木工程學院，青島 266033)

當前基于常溫銹蝕的鋼筋混凝梁性能研究較多，試驗研究[1-3]表明，對全跨均勻銹蝕的鋼筋混凝土梁而言，在銹蝕率較小的早期階段，鋼筋與混凝土之間粘結(jié)性能退化對梁的抗彎承載力影響有限；隨著銹蝕率的增大，粘結(jié)強度大幅降低，力不能有效地在鋼筋和混凝土之間傳遞，鋼筋的強度不能得到充分發(fā)揮，梁的承載能力受到一定削弱；當鋼筋受到較為嚴重的銹蝕時，梁的破壞模式容易發(fā)生改變，即容易發(fā)生脆性破壞。

在數(shù)值模擬方面,楊成等[4]對不同箍筋銹斷位置RC梁的抗剪性能進行了分析。Kallias和ImranRafiq[5]建立了二維非線性RC梁有限元模型,并研究了不同位置鋼筋銹蝕對RC梁彎曲性能的影響。Vu等[6]通過數(shù)值分析研究了銹蝕率、軸壓比和配箍率等參數(shù)對銹蝕RC柱抗震性能的影響。為了探討沿海橋墩在服役期內(nèi)遭受地震荷載時的破壞模式與等效塑性鉸長度隨時間的變化規(guī)律，鋼筋本構(gòu)采用瞬變鋼筋本構(gòu)。

以上研究都是基于常溫下的銹蝕鋼筋混凝土試驗和數(shù)值分析研究，銹蝕鋼筋混凝土梁在受火過程中所受荷載越大，應力水平越高，剩余承載力越低，損傷越嚴重?；诖?，論文在參考相關文獻的基礎上，采用ABAQUS有限元軟件進行高溫后銹蝕鋼筋混凝土梁抗彎性能的靜動力數(shù)值模擬分析，希望能夠為今后的高溫后銹蝕梁有限元研究提供參考。

1 參考實驗工況

考慮縱筋銹蝕率、受火時間以及保護層厚度對鋼筋混凝土梁動力特性及力學性能的影響，選取四個工況進行有限元建模分析?；炷亮洪L為3 m，其中有效長度為2.4 m，截面寬度為150 mm,高度為300 mm。試驗設計參數(shù)見表1。

2 基本假定

混凝土結(jié)構(gòu)在承受火災作用時，其溫度場的分布容易受到各種復雜因素的干擾，為了保證溫度場的模擬具有現(xiàn)實操作性而又盡可能符合實際情況，該文在采用ABQUS有限元軟件進行溫度場分析時采用如下假設：

1)混凝土視為各向同性材料；

2)忽略內(nèi)力和變形對溫度場的影響，在火災下不考慮結(jié)構(gòu)的熱膨脹變形；

3)忽略混凝土的各種組成成分在高溫下發(fā)生物理化學反應時所釋放的熱量；

4)認為混凝土和鋼筋之間的熱傳導沒有熱量損耗。

3 溫度場模型的建立

使用有限元分析軟件ABAQUS對銹蝕混凝土梁進行建模。在單元類型選擇方面，混凝土采用8節(jié)點實體單元(DC3D8)，鋼筋采用2節(jié)點線性單元(DC1D2)。試件三面(兩個側(cè)面及底面)受火，在網(wǎng)格劃分前，首先在鋼筋位置處進行切分，以此保證鋼筋和混凝土共節(jié)點，鋼筋與混凝土之間采用Tie約束，構(gòu)件受火面和背火面對流換熱系數(shù)分別取25 W/(m2·℃)和9 W/(m2·℃)，斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)為5.67×10-8W/(m2·K4)，發(fā)射率0.8。網(wǎng)格大小劃分為10 mm×10 mm×10 mm。有限元模型見圖1和圖2。

由于在試驗過程中，混凝土發(fā)生了爆裂，并且爆裂的位置、范圍及尺寸存在較大隨機性，同時，不同區(qū)域的爆裂并不一定同時發(fā)生，同一區(qū)域爆裂的完成也不一定只經(jīng)過一次爆裂，試驗設計時所布置的溫度測點并不一定正好位于爆裂區(qū)域附近，試驗時無法實時觀測到爐內(nèi)情況，只能聽到混凝土爆裂的聲音，因此在溫度場模擬時，按照實際爆裂情況進行模擬存在較大困難，為了便于計算，假定在聽到爆裂的第一時間即完成了全部爆裂。就混凝土的爆裂尺寸而言，該文爆裂情況與混凝土柱的爆裂試驗現(xiàn)象相類似，即爆裂尺寸不均勻，在火災試驗結(jié)束后可以觀察到，爆裂面凹凸不平，有的地方可見箍筋，有的地方箍筋上仍有混凝土，因此該文選取平均爆裂深度為2/3混凝土保護層厚度，爆裂范圍按照火災試驗結(jié)束后所記錄真實爆裂情況進行建模。圖3為部分爆裂嚴重的有限元模型，其中部件一為發(fā)生爆裂的混凝土。

4 靜力模型的建立

高溫后的靜力模擬需要以構(gòu)件的歷經(jīng)最高溫度場為基礎，通過修改.inp文件中的預定義場，賦予力學模型以python腳本程序獲得的節(jié)點歷經(jīng)最高溫度。

在上述基礎上參考文獻[2]提供的高溫后材料力學性能參數(shù)，賦予力學模型以高溫后對應的力學性能參數(shù)。

對力學模型而言，在網(wǎng)格劃分上，網(wǎng)格大小與溫度場模型相同。在單元類型上，混凝土采用具有縮減積分的8節(jié)點三維實體單元(C3D8R)，鋼筋采用2節(jié)點三維桁架單元(T3D2)，有限元模型見圖4，高溫后銹蝕鋼筋與混凝土的粘結(jié)采用SPRING2彈簧單元，K1約束鋼筋與混凝土在水平方向位移，彈簧剛度由能量等值原理確定，即根據(jù)現(xiàn)有的本構(gòu)模型。K2和K3約束二者之間垂直于水平方向的法向方向的位移，結(jié)合實際特點，彈簧剛度可取極大值。上述粘結(jié)關系的定義通過修改.inp文件來完成。按照試驗的簡支梁邊界條件進行定義，按照三等分加載方式進行加載，選擇靜力通用分析步進行計算。

選用等效截面法對火災后銹蝕混凝土梁的殘余抗彎承載力和殘余抗彎剛度進行計算分析。圖5為荷載-撓度曲線的試驗值和模擬值對比圖,以梁B1和梁B3以及梁B5和梁B8為例進行分析。

由圖5可知：試驗中，未受火未銹蝕的梁的破壞過程表現(xiàn)出三階段特征，即未開裂彈性階段、開裂彈性階段、塑性破壞階段，而未受火混凝土梁在銹蝕率達到0.069之后，受火時間為60 min的銹蝕混凝土梁的銹蝕率達到0.056時，受火時間為120 min時的銹蝕混凝土梁的破壞過程缺少未開裂的彈性階段，表現(xiàn)出二階段特征，但模擬的破壞過程始終表現(xiàn)出三階段特征，這是因為在模擬時未考慮因銹蝕或高溫而產(chǎn)生的初始裂縫影響。

5 結(jié) 論

a.使用有限元分析軟件ABAQUS對混凝土構(gòu)件發(fā)生的爆裂現(xiàn)象進行模擬，驗證了考慮爆裂影響的溫度場模擬在精確程度上要高于未考慮爆裂的溫度場模擬。

b.靜力模擬的破壞過程始終表現(xiàn)出三階段破壞特征，這是因為在模擬時未考慮因銹蝕或高溫而產(chǎn)生的初始裂縫影響，雖然模擬結(jié)果與試驗結(jié)果在破壞過程上存在一定的差異，但二者的極限荷載吻合較好。

c.通過模擬值與試驗值的對比可知該文的模擬效果良好，證明該文選用的火災后銹蝕鋼筋和混凝土的材料性能本構(gòu)模型以及二者之間關于粘結(jié)滑移本構(gòu)模型的等能量法簡化模型可以滿足實際工程需要。