銹蝕鋼筋混凝土梁抗沖擊荷載數(shù)值模擬研究

鄧小芳，靳龍梅，朱傳智，吳優(yōu)，李治*

(1.桂林理工大學廣西建筑新能源與節(jié)能重點實驗室，桂林 541004；2.桂林理工大學土木與建筑工程學院，桂林 541004 )

鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在使用期間常遭受車輛撞擊、落石沖擊、恐怖襲擊等極端荷載作用，這對結(jié)構(gòu)的安全和使用會造成嚴重影響，進而導致大量傷亡事故和財產(chǎn)損失[1]。另一方面，混凝土結(jié)構(gòu)在臨海區(qū)域以及某些特殊的工業(yè)環(huán)境下常出現(xiàn)鋼筋銹蝕導致材料性能退化，鋼筋銹蝕導致的結(jié)構(gòu)承載能力降低一直是結(jié)構(gòu)安全的一大隱患[2]。因此開展銹蝕鋼筋混凝土梁抗沖擊性能的研究日趨重要。

近年來，中外學者對沖擊作用下鋼筋混凝土梁的力學性能進行大量試驗研究，且關(guān)于鋼筋銹蝕對混凝土結(jié)構(gòu)影響的研究也逐漸增多。Fujikake等[3]研究了鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能，結(jié)果表明：局部破壞程度和最大跨中撓度是評估鋼筋混凝土梁在沖擊荷載作用下?lián)p傷程度的重要指標。Ahmad[4]研究了銹蝕對RC梁抗彎承載力的影響，結(jié)果表明：鋼筋銹蝕不僅降低了RC梁的抗彎承載力，而且增加了RC梁的撓度。劉松[5]通過理論分析的方法，得出一種考慮鋼筋銹蝕的修正鋼筋本構(gòu)模型的數(shù)值分析方法。Kishi等[6]對無抗剪鋼筋混凝土梁進行了落錘沖擊試驗研究，試驗結(jié)果表明：當落錘沖擊速度超過一定值后，支座反力峰值不再隨著沖擊速度的增大而增加。Almusallam等[7]開展鋼筋加速銹蝕試驗，結(jié)果表明：隨著鋼筋銹蝕率的增加，鋼筋的強度和延性逐漸降低。王朝陽等[8]通過對不同銹蝕率的標準立方體試塊進行中心拉拔試驗，得出三段式粘結(jié)強度退化試驗?zāi)Ｐ图氨Ｊ啬Ｐ汀菓c等[9]通過對銹蝕鋼筋進行拉伸試驗，得到鋼筋各項強度指標與銹蝕率之間的關(guān)系式。薄理壯[10]通過對銹蝕RC柱進行承載力試驗研究，得出鋼筋銹蝕率與混凝土影響因子的擬合曲線。

目前，對于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的研究多局限于普通鋼筋，而關(guān)于銹蝕鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的研究尚鮮見報道。因此，為分析鋼筋銹蝕對混凝土梁抗沖擊性能的影響，利用顯式有限元程序ANSYS/LS-DYNA對Fujikake等[3]完成的無銹蝕鋼筋混凝土梁結(jié)構(gòu)進行模擬分析。在驗證有限元模型正確性的基礎(chǔ)上，進一步研究各沖擊高度下，鋼筋銹蝕率對混凝土梁力學性能的影響，以揭示鋼筋混凝土梁的破壞模式、抗沖擊能力、跨中位移等隨鋼筋銹蝕率和落錘沖擊高度的劣化過程。

1 混凝土梁有限元模型建立

1.1 Fujikake等[3]試驗簡介

Fujikake等[3]對3種不同配筋率的RC梁進行落錘沖擊試驗。試件橫截面寬度和高度分別為150 mm、250 mm，梁總長1 700 mm，有效跨度1 400 mm。試驗配筋方式如圖1所示，表1為試件的配筋情況。

圖1 試件原型Fig.1 Sample prototype

表1 試驗鋼材屬性Table 1 Test steel properties

如圖2[3]所示，采用落錘沖擊加載機進行沖擊加載。將質(zhì)量為400 kg的落錘從4個不同高度自由落在跨中鋼筋混凝土梁頂面上，其中S1322和S2222系列RC梁對應(yīng)沖擊高度分別為0.3、0.6、1.2、2.4 m。落錘的錘頭是半徑為90 mm的半球。沖擊試驗裝置如圖2[3]所示。

圖2 落錘沖擊試驗裝置[3]Fig.2 Drop hammer impact test setup[3]

1.2 有限元模型建立

采用有限元軟件LS-DYNA進行數(shù)值模擬。采用LS-DYNA軟件對鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)建立精細化有限元模型[11-16]，并與試驗研究結(jié)果對比，表明LS-DYNA可以準確預(yù)測鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的各項力學指標。

1.2.1 單元類型選取

在建立有限元模型時，混凝土采用的單元類型為SOLID164單元，鋼筋采用BEAM161單元[14]。SOLID164可以較好地模擬三維結(jié)構(gòu)的特性。BEAM161能夠模擬軸向拉壓、雙軸彎曲。

1.2.2 材料模型選取及加載制度

混凝土所采用的本構(gòu)模型為*MAT_CSCM_CONCRETE(MAT_159)，可以有效地模擬沖擊荷載作用下混凝土本構(gòu)及RC結(jié)構(gòu)的破壞模式；為考慮在沖擊荷載作用下混凝土的應(yīng)變率的變化，將本構(gòu)模型中控制應(yīng)變效應(yīng)的關(guān)鍵字即IRATE設(shè)定為1，其余參數(shù)根據(jù)CSCM用戶手冊中介紹的抗壓強度fc和骨料粒徑Ag確定；鋼筋采用的本構(gòu)模型的關(guān)鍵字為*MAT_PLASTIC_KINEMATIC；落錘與支座均假設(shè)為剛體，關(guān)鍵字為*MAT_RIGID，并可通過剛體模型的參數(shù)實現(xiàn)邊界約束的施加，上、下支座均為全約束，落錘僅保留豎向的自由度[14]。4種材料模型所需輸入的參數(shù)均由文獻[3]計算所得。此外，所有構(gòu)件間的接觸使用關(guān)鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE定義；鋼筋與混凝土之間假定為完全固結(jié)，關(guān)鍵字為*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID[13]；為了獲得支座反力和沖擊荷載，需要使用關(guān)鍵字*CONTACT_FORCE_TRANSDUCER_PENALTY_ID分別給支座和落錘定義力傳感器，并使用REFORCE文件輸出接觸力[14]。

1.2.3 網(wǎng)格劃分

有限元的基本原理是將連續(xù)介質(zhì)轉(zhuǎn)化成有限個自由度的單元網(wǎng)格，從而利用計算機進行分析和求解。從準確性及計算效率兩個方面考慮，對網(wǎng)格敏感性進行研究。為找到適合網(wǎng)格尺寸，采用試算法進行試算。選擇S2222試件在落錘高度為0.6 m時的沖擊試驗進行網(wǎng)格敏感性分析，計算結(jié)果如圖3所示?？梢钥闯?，網(wǎng)格尺寸為25 mm時的模型結(jié)果相較于網(wǎng)格尺寸為15 mm時的模型結(jié)果更接近于Fujikake等[3]試驗結(jié)果，因此為兼顧精度和效率，網(wǎng)格尺寸統(tǒng)一設(shè)置為25 mm。

FEM-15 mm表示網(wǎng)格尺寸為15 mm時的模型FEM-25 mm表示網(wǎng)格尺寸為25 mm時的模型圖3 網(wǎng)格敏感度分析Fig.3 Mesh sensitivity analysis

1.2.4 模型確立

采用有限元軟件LS-DYNA建立的有限元模型如圖4所示。

圖4 混凝土梁有限元模型Fig.4 RC beam finite element model

2 模型驗證

由試驗分析可知，落錘沖擊試驗主要輸出數(shù)據(jù)為沖擊力時程曲線、跨中位移時程曲線和破壞模態(tài)，因此將有限元與試驗數(shù)據(jù)進行對比分析。

2.1 沖擊力時程曲線對比

圖5和圖6分別為S1322和S2222系列RC梁有限元與試驗沖擊力時程曲線結(jié)果對比。當落錘沖擊高度為0.3、0.6、1.2、2.4 m時，模擬所得的沖擊力時程曲線變化趨勢與試驗結(jié)果相近。由此可見，有限元模型可以較好地預(yù)測試件的沖擊力時程曲線。

H為沖擊高度；以0.3 m-TEST、0.3 m-FEM為例，0.3 m-TEST表示沖擊高度為0.3 m時的試驗沖擊力時程曲線；0.3 m-FEM表示沖擊高度為0.3 m時的有限元模擬沖擊力時程曲線，下同圖5 S1322沖擊力時程曲線對比Fig.5 Comparison of timehistory curve under impact for S1322

圖6 S2222沖擊力時程曲線對比Fig.6 Comparison of time history curve under impact for S2222

2.2 跨中位移時程曲線對比

圖7和圖8分別為S1322和S2222系列RC梁有限元與試驗的跨中位移-時間曲線對比。當落錘沖擊高度為0.3、0.6、1.2、2.4 m時，經(jīng)過計算模擬最大跨中位移值與試驗值結(jié)果最大差值在10%以內(nèi)。由此可見，有限元模型可以較好地預(yù)測試件的跨中位移時程曲線。

圖7 S1322跨中位移時程曲線對比Fig.7 Comparison of mid-span displacement time history curves for S1322

圖8 S2222跨中位移時程曲線對比Fig.8 Comparison of mid-span displacement time history curves for S2222

2.3 破壞模態(tài)對比

圖9和圖10分別為S1322和S2222系列RC梁有限元與試驗的破壞模態(tài)對比。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，兩者的破壞模式均為：試件破壞發(fā)生在落錘與試件的接觸點附近，跨中梁底破壞較為嚴重，沖擊高度為大于1.2 m時，頂部混凝土被壓碎，且底部混凝土出現(xiàn)剝落現(xiàn)象?？梢钥闯觯邢拊梢杂行M試件的裂縫發(fā)展情況及混凝土梁的破壞情況。

圖9 不同沖擊高度下S1322破壞模態(tài)對比Fig.9 Comparison of S1322 failure modes at different impact heights

圖10 S2222破壞模態(tài)對比Fig.10 Comparison of S2222 failure modes at different impact heights

3 銹蝕鋼筋混凝土梁數(shù)值模型分析

基于驗證后的有限元模型研究鋼筋銹蝕率對不同落錘沖擊高度下混凝土梁的抗沖擊性能的影響。

3.1 銹蝕后鋼筋、混凝土力學性能

鋼筋銹蝕是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在服役過程中不可避免的問題，當混凝土長時間暴露在空氣中，在CO2的作用下，混凝土發(fā)生碳化，當鋼筋表面形成密致的氧化膜即“鈍化膜”破壞時，鋼筋逐漸銹蝕[17]，鋼筋銹蝕過程發(fā)生電化學反應(yīng)，電化學腐蝕過程如圖11所示。鋼筋的有效面積隨鋼筋銹蝕程度的增加而減小，從而使鋼筋的各項力學性能逐漸劣化。此外，銹蝕產(chǎn)物的堆積使得試件體積擴張，導致混凝土的裂縫逐漸發(fā)展甚至脫落。鋼筋銹蝕會使混凝土結(jié)構(gòu)的使用壽命及承受荷載的能力降低，影響結(jié)構(gòu)的安全性和經(jīng)濟性，因此研究銹蝕后鋼筋混凝土梁的抗沖擊性能是非常重要的[18-19]。

圖11 自然環(huán)境下鋼筋銹蝕的電化學反應(yīng)Fig.11 Electrochemical reaction of steel bar corrosion in natural environment

3.2 銹蝕后鋼筋、混凝土力學性能

3.2.1 鋼筋有效面積的減小及性能的劣化

在銹蝕作用下，鋼筋的橫截面面積減小，其減小規(guī)律可由式(1)、式(2)[20]來估計。

As,corr=As0(1-0.01Xcorr)

(1)

(2)

式中：As0、As,corr分別為銹蝕前后鋼筋的有效面積；Xcorr為鋼筋銹蝕率，%；Ws0、Ws分別為銹蝕前后鋼筋的質(zhì)量；fy為鋼筋銹蝕后的屈服強度。

鋼筋力學性能隨鋼筋銹蝕率的改變主要體現(xiàn)在鋼筋強度和延性的降低，Cairns等[21]給出了鋼筋銹蝕情況下屈服強度、極限強度和極限伸長率降低的計算公式

fy=(1.0-αQcorr)fy0

(3)

fu=(1.0-αuQcorr)fy0

(4)

εu=(1.0-α1Qcorr)ε0

(5)

式中：fy0、fy分別為鋼筋銹蝕前后的屈服強度；fu0、fu分別為鋼筋銹蝕前后的極限強度；ε0、εu分別為鋼筋銹蝕前后的伸長率；αy、αu、α1分別為經(jīng)驗常數(shù)，取值如表2所示。

表2 鋼筋材料性能試驗結(jié)果Table 2 Properties of reinforcement bars

3.2.2 混凝土保護層強度的劣化

鋼筋銹蝕會產(chǎn)生大量銹蝕產(chǎn)物，銹蝕產(chǎn)物隨銹蝕程度的增加沿著鋼筋表面產(chǎn)生相當大的內(nèi)壓，從而導致混凝土的開裂和保護層的剝落，這種現(xiàn)象通過降低混凝土強度來考慮。選取Coronelli等[22]提出的估算鋼筋銹蝕對周圍混凝土強度的削弱程度計算公式，具體如下。

(6)

(7)

bf-b0=nbarsωcr

(8)

(9)

式中：K為關(guān)于鋼筋類型的系數(shù)，與鋼筋的粗糙程度以及直徑大小有關(guān)，一般的帶肋鋼筋取值為0.1[23]；εc0為達到最大壓應(yīng)力時的壓應(yīng)變；ε1為開裂混凝土的平均拉應(yīng)變；b0為初始狀態(tài)下的構(gòu)件邊長；bf為因銹脹開裂所引起的邊長增量；nbars為銹蝕鋼筋數(shù)量；ωcr為銹損混凝土裂縫寬度總和；υrs為因鋼筋銹蝕導致的體積膨脹率，取值為2[23]；X為銹蝕深度，等同于鋼筋直徑的減小。

3.2.3 粘結(jié)性能的退化

鋼筋與混凝土能夠較好地共同工作是因為兩者具有的溫度膨脹系數(shù)差別較小且兩種材料的性能有利于相互粘結(jié)。變形鋼筋主要依靠機械咬合作用提高鋼筋與混凝土的粘結(jié)強度。

變形鋼筋銹蝕后，表面的肋條被腐蝕，機械咬合力也隨之下降，從而粘結(jié)性能降低。袁迎曙等[24]提出了的粘結(jié)性能退化理論模型適用于鋼筋銹蝕率為0～10%的情況，而Bhargava等[25]提出的粘結(jié)性能退化理論模型可用于鋼筋銹蝕率在 35%范圍內(nèi)的情況。針對選用的鋼筋型號，采用袁迎曙等[24]提出的理論模型對鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)強度進行預(yù)測。

(10)

(11)

(12)

Ks=15.003-3.134(C/d)=7.487

(13)

Kcr=12.397-3.021(C/d)=6.904

(14)

Ku=10.544-1.586(C/d)=7.660

(15)

(16)

(17)

Bhargava等[25]綜合對比了部分學者的銹蝕后鋼筋和混凝土之間粘結(jié)滑移試驗，并針對拔出試驗數(shù)據(jù)提出粘結(jié)強度退化系數(shù)為

(18)

(19)

式中：η為鋼筋銹蝕率；Φ為粘結(jié)強度退化系數(shù)。

數(shù)值模擬根據(jù)袁迎曙等[24]和Bhargava等[25]提出的粘結(jié)強度退化理論模型計算鋼筋與混凝土粘結(jié)強度隨鋼筋銹蝕率變化的情況，計算結(jié)果如表3所示。

表3 鋼筋與混凝土粘結(jié)強度隨銹蝕率的劣化情況Table 3 Deterioration of bond strength between steel and concrete with corrosion rate

3.3 銹蝕鋼筋混凝土梁數(shù)值模擬

3.3.1 本構(gòu)模型選取

混凝土材料參數(shù)代入Coronelli等[22]提出的計算公式得出銹蝕后混凝土的材料的劣化。鋼筋材料采用Cairns等[21]提出的計算公式來考慮鋼筋性能的削減，假設(shè)鋼筋均勻銹蝕，故鋼筋的橫截面面積可由銹蝕后的質(zhì)量反算得出。采用FIBmodelcodeforconcretestructures[26]中的粘結(jié)強度-滑移關(guān)系來模擬，如圖12所示，并通過關(guān)鍵字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID來模擬混凝土實體單元和鋼筋梁單元之間粘結(jié)-滑移，將該關(guān)鍵字的參數(shù)CDIR設(shè)為1，表示鋼筋與混凝土的耦合沿梁軸向沒有約束。關(guān)鍵詞*DEFINE_FUNCTION定義參考FIBmodelcodeforconcretestructures[26]中的粘結(jié)強度-滑移關(guān)系。

圖12 粘結(jié)強度-滑移曲線Fig.12 Bond stress-slip curves

陳杰[27]根據(jù)CEB-FIP模式規(guī)范[26]給出的粘結(jié)滑移關(guān)系得到鋼筋銹蝕后的粘結(jié)滑移關(guān)系為

(20)

式(20)中：Sy為屈服滑移量；db為影響系數(shù)，取0.4；Es為鋼筋彈性模量；Фu為粘結(jié)強度退化系數(shù)；τmax為最大粘結(jié)應(yīng)力。

以0.3 m-X5%、0.3 m-X10%、0.3 m-X15%、0.3 m-X30%為例，0.3 m-X5%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為5%時的沖擊力時程曲線0.3 m-X10%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為10%時的沖擊力時程曲線；0.3 m-X15%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為15%時的沖擊力時程曲線；0.3 m-X30%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為30%時的沖擊力時程曲線圖13 不同銹蝕率沖擊力時程曲線對比Fig.13 Comparison of impact force time history curves of different corrosion rates

基于已建立的有限元模型，進一步建立考慮鋼筋銹蝕的有限元模型。根據(jù)式(3)～式(5)計算鋼筋力學性能隨鋼筋銹蝕率的變化。假設(shè)鋼筋均勻銹蝕，根據(jù)式(1)計算鋼筋有效截面面積，最后采用袁迎曙等[24]和Bhargava等[25]提出的粘結(jié)性能退化理論模型來模擬鋼筋銹蝕后的粘結(jié)滑移。

3.3.2 鋼筋銹蝕率的影響

以0.3 m-X5%、0.3 m-X10%、0.3 m-X15%、0.3 m-X30%為例，0.3 m-X5%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為5%時的沖擊力時程曲線0.3 m-X10%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為10%時的沖擊力時程曲線；0.3 m-X15%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為15%時的沖擊力時程曲線；0.3 m-X30%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為30%時的沖擊力時程曲線圖14 不同銹蝕率跨中位移時程曲線Fig.14 Time history curve of mid-span displacement with different corrosion rates

圖13展示了銹蝕混凝土梁沖擊力隨時間變化的曲線。保持落錘沖擊高度分別為0.3、0.6、1.2、2.4、3.0 m，改變鋼筋銹蝕率為5.0%、10.0%、15.0%、30.0%?？梢钥闯觯斅溴N沖擊高度恒定時，鋼筋銹蝕率對沖擊力和時間曲線的變化趨勢影響較小。落錘開始釋放時，沖擊力在落錘與試件接觸的瞬間達到最大值，此時試件獲得一定的速度，但由于落錘的速度和試件獲得的速度不同致使兩者逐漸脫離。隨后由于試件和落錘的相對速度逐漸減小導致沖擊力時程曲線發(fā)生波動。落錘與試件達到相同的速度時，沖擊力基本不變。隨著銹蝕率的增大，沖擊力峰值呈減小的趨勢。當落錘沖擊高度為0.3 m時，不同銹蝕率的沖擊力時程曲線均較為接近，與未銹蝕時相比沖擊力峰值最大相差5.4%，表明當沖擊高度為0.3 m時，鋼筋銹蝕率的改變對鋼筋混凝土梁的沖擊力峰值影響較小。當落錘沖擊高度為0.6、1.2、2.4、3.0 m時，隨著鋼筋銹蝕率的增加，沖擊力峰值均逐漸降低。當落錘沖擊高度為0.6 m時，銹蝕率為30.0%時的沖擊力峰值降低到未銹蝕時的11.4%；當落錘沖擊高度為1.2 m時，與未銹蝕時相比沖擊力峰值最大相差20.6%；當落錘沖擊高度為2.4 m時，銹蝕率為30.0%時沖擊力峰值為309.2 kN，降低到未銹蝕時的29.0%；當落錘沖擊高度為3.0 m時，銹蝕率達到30.0%時，沖擊力峰值為338.5 kN，達到未銹蝕時的17.9%。

圖14展示了銹蝕混凝土梁底部跨中位移隨時間變化的曲線。保持落錘沖擊高度分別為0.3、0.6、1.2、2.4、3.0 m，改變鋼筋銹蝕率為5.0%、10.0%、15.0%、30.0%?？梢钥闯觯斅溴N沖擊高度恒定只改變鋼筋銹蝕率時，跨中位移隨時間的變化曲線趨勢一致。當落錘與混凝土梁接觸時，試件的跨中撓度不斷增大。隨著沖擊過程中各種阻力的影響，試件的速度逐漸減小，從而跨中位移隨試件變化的曲線斜率不斷降低，當試件速度減小至零時，跨中位移達到最大值，隨后跨中位移曲線隨著試件的回彈有較小頻率的波動，直到試件的速度降為零。在相同沖擊高度下，隨著銹蝕率的增加，跨中位移最大值和殘余位移出現(xiàn)增大趨勢?？缰形灰茣r程曲線由于錘頭反彈，在第一個半正弦曲線后，出現(xiàn)幅值較小的波形，這主要是因落錘的反彈導致再次沖擊，隨后位移趨近于恒定值，即為殘余位移，這意味著試件沖擊后有了較大的塑性變形。當沖擊高度為0.3 m時，銹蝕率為5.0%、10.0%、15.0%時的跨中位移較為接近，而銹蝕率為30.0%時的跨中位移為未銹蝕時的22.0%。當沖擊高度為0.6 m時，銹蝕率為30.0%時的跨中位移為未銹蝕時的20.1%(12.5 kN)。當沖擊高度為1.2 m時，銹蝕率為30.0%時的跨中位移為未銹蝕時的24.2%(22.4 kN)。當沖擊高度為2.4 m時，銹蝕率為30.0%時的跨中位移為未銹蝕時的15.7%(37.6 kN)。沖擊高度達到3.0 m時，銹蝕率為5.0%時的跨中位移為未銹蝕時的17.3%(31.7 kN)，銹蝕率為30.0%時的跨中位移為未銹蝕時的33.3%(47.5 kN)。

3.4 破壞形態(tài)對比

圖15～圖19展示了落錘沖擊后各個高度下不同銹蝕率的破壞形態(tài)對比。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，試件破壞都是發(fā)生在沖擊點附近，跨中梁底破壞集中出現(xiàn)，鋼筋和混凝土出現(xiàn)不同程度的破壞。

當沖擊高度為0.3 m時，鋼筋銹蝕率的改變對混凝土梁的破壞模態(tài)影響較小，均未出現(xiàn)嚴重破壞，混凝土未脫落，梁呈現(xiàn)出整體彎曲破壞，0.3 m時不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖15所示。

圖15 0.3 m時不同鋼筋銹蝕率破壞形態(tài)對比Fig.15 Comparison of failure modes of steel bars with different corrosion rates at 0.3 m

當沖擊高度為0.6 m時，梁的破壞模態(tài)隨銹蝕率的增加有所變化。當銹蝕率大于10.0%時，頂部混凝土被壓碎且底部混凝土出現(xiàn)剝落現(xiàn)象，原因可能是在沖擊荷載作用下鋼筋承受向下的剪力，對混凝土保護層產(chǎn)生向下撕扯。另外，鋼筋銹蝕導致鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)強度降，使得鋼筋混凝土梁的底部混凝土保護層更容易脫落。0.6 m時不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖16所示。

圖16 0.6 m時不同鋼筋銹蝕率破壞形態(tài)對比Fig.16 Comparison of failure modes of steel bars with different corrosion rates at 0.6 m

當沖擊高度為1.2 m時，在落錘沖擊作用下，未銹蝕的鋼筋混凝土梁在落錘與試件的接觸部位混凝土被壓碎，底部混凝土保護層剝落且出現(xiàn)縱向鋼筋外露的現(xiàn)象?；炷羷兟涑潭入S鋼筋銹蝕率的增加不斷增加。1.2 m時不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖17所示。

圖17 1.2 m時不同鋼筋銹蝕率破壞形態(tài)對比Fig.17 Comparison of failure modes of steel bars with different corrosion rates at 1.2 m

當沖擊高度大于2.4 m時，鋼筋未銹蝕時頂部混凝土被壓碎，底部混凝土出現(xiàn)嚴重剝落且鋼筋外露。隨著鋼筋銹蝕率的增加，試件跨中底部受彎裂縫處混凝土大片的剝落，剝落高度幾乎達到梁高的一半以上，表明沖擊高度和銹蝕率均影響混凝土梁的破壞模態(tài)，表現(xiàn)出典型的彎曲破壞。2.4 m和3.0 m時不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖18、圖19所示。

圖18 2.4 m時不同鋼筋銹蝕率破壞形態(tài)對比Fig.18 Comparison of failure modes of steel bars with different corrosion rates at 2.4 m

圖19 3.0 m時不同鋼筋銹蝕率破壞形態(tài)對比Fig.19 Comparison of failure modes of steel bars with different corrosion rates at 3.0 m

4 結(jié)論

根據(jù)有限元分析可以得出以下結(jié)論。

(1)有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建立的模型可以較好地模擬混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊試驗的沖擊力時程曲線、跨中位移時程曲線和破壞模態(tài)。

(2)落錘沖擊試驗中，在不同沖擊高度下，不同銹蝕率的鋼筋混凝土梁均表現(xiàn)出典型的彎曲破壞特征。

(3)相同沖擊高度下，隨著銹蝕程度的增大，沖擊力峰值逐漸減小且試驗梁在沖擊荷載作用下的殘余位移和最大跨中位移均有所增加。當落錘沖擊高度為3.0 m、銹蝕率為30.0%時，沖擊力峰值降到未銹蝕時的30.0%，跨中位移增加到未銹蝕時的33.3%。