長期以來，鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土構(gòu)件粘結(jié)力的影響一直被工程界所重視，其影響主要集中在粘結(jié)力和承載力的變化上。目前應(yīng)用有限元方法模擬鋼筋銹蝕影響的方法大體可分為兩種，一種是模擬鋼筋銹蝕時的體積膨脹引起的內(nèi)力，另一種則是模擬膨脹時的位移量。本文試從溫度角度出發(fā)，即施加于鋼筋一定的溫度模擬其膨脹過程對構(gòu)件粘結(jié)力及承載力的影響，對試驗結(jié)果進(jìn)行對比分析。

1有限元模型的建立

1.1單元的選擇與劃分

　　采用軸對稱有限元分析模型，對稱軸取在主筋長向的形心線上?；炷翞橐粌?nèi)半徑為7mm、外半徑為50mm的圓環(huán)。主筋直徑為14mm.鋼筋在混凝土中的錨固長度取10倍鋼筋直徑即140mm，主筋為一內(nèi)徑為5mm、外徑為7mm的鋼圓環(huán)。主筋肋高取0.5mm，肋間距取7mm.箍筋采用矩形截面等效圓形截面面積?；炷良肮拷钊?點軸對稱塊體單元，主筋及肋采用2節(jié)點軸對稱殼體單元。鋼筋與混凝土間的摩擦力被忽略，但以主筋肋截面為矩形作為補(bǔ)充。利用ABAQUS程序進(jìn)行分析，有限元單元劃分。

1.2材料性能

　　混凝土被視為彈塑性材料，彈性模量E=34500MPa，波松比ν=0.18，抗壓強(qiáng)度fc＝50MPa，抗拉強(qiáng)度ft=4.25MPa，破壞時的塑性應(yīng)變?nèi)?.4×10-3，產(chǎn)生裂縫后考慮由于剪切剛度變化引起的軟化。假定裂縫后混凝土抗拉強(qiáng)度為線性損失并在應(yīng)變?yōu)?.2×10-3后無拉應(yīng)力存在?；炷岭p軸極限抗壓強(qiáng)度與單軸抗壓強(qiáng)度之比為1.16.箍筋為彈性材料，主筋為彈塑性材料，彈性模量E=2.06×105MPa，波松比ν=0.3，鋼材屈服強(qiáng)度為550MPa，抗拉強(qiáng)度為600MPa. 1.3分析步驟數(shù)值分析由鋼筋銹蝕前的加載階段、鋼筋銹蝕階段和銹蝕后的加載階段組成，構(gòu)件在荷載作用下的破壞過程按照不穩(wěn)定分析原理并采用修正的RIKS方法進(jìn)行分析，同時考慮幾何非線性變化的影響。

　　由于鋼筋銹蝕而導(dǎo)致的鋼筋體積膨脹在分析中采用主筋單元在溫度作用下的體積膨脹，鋼材的膨脹系數(shù)采用在溫度作用下的正交膨脹性質(zhì)，也即考慮環(huán)向膨脹而忽略沿鋼筋長向和徑向的膨脹。

　　設(shè)鋼筋在銹蝕前的原始半徑為r0，在溫度作用下銹蝕深度為X，膨脹后的半徑為r，t為膨脹量，則：

r-r0=t （1）

設(shè)由膨脹引起的混凝土裂縫長度為lcr，寬度為w，由產(chǎn)生裂縫前后狀態(tài)時構(gòu)件的體積相等導(dǎo)出銹蝕深度X為：

X=t[1+lcr/（2r0）］（2）

　　式（2）中，膨脹量t由有限元計算直接得出，lcr從裂縫開展圖中得出。

2數(shù)值結(jié)果

2.1加荷階段

　　加載端的荷載－位移曲線?？梢钥闯?，當(dāng)將混凝土視為非線性彈塑性體時，在劈裂破壞后將顯示出明顯的應(yīng)變軟化。

2.2銹蝕階段

　　為鋼筋在銹蝕狀態(tài)下混凝土單元的位移，與試驗的裂縫開展位置基本吻合。

2.3銹蝕后的加載階段

　　為了比較箍筋配置的影響，分別情況1和去掉中間一根箍筋情況2兩種情況進(jìn)行分析計算。兩種情況下銹蝕深度與最大荷載的關(guān)系曲線?？梢钥闯?，在銹蝕開始階段，均有一個較明顯的下降趨勢，這也是多數(shù)試驗結(jié)果的趨勢。最大粘結(jié)力均大于銹蝕前的最大值。同時，也可發(fā)現(xiàn)兩條分析曲線與試驗曲線在中間位置較為逼近。

3結(jié)語

　?。?）應(yīng)用本文方法所得的粘結(jié)力變化趨勢及荷載數(shù)值與試驗結(jié)果接近。

　?。?）利用溫度膨脹模型模擬鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土粘結(jié)力及承載力的影響是有效的和可行的，并避免了采用給鋼筋施加均勻內(nèi)力及變形模擬銹蝕影響的與實際情況偏離的不利影響，是對鋼筋混凝土中鋼筋銹蝕問題的數(shù)值分析方法的補(bǔ)充與完善