長(cháng)期以來(lái)，鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土構件粘結力的影響一直被工程界所重視，其影響主要集中在粘結力和承載力的變化上。目前應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(shí)的體積膨脹引起的內力，另一種則是模擬膨脹時(shí)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(guò)程對構件粘結力及承載力的影響，對試驗結果進(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(chēng)有限元分析模型，對稱(chēng)軸取在主筋長(cháng)向的形心線(xiàn)上�；炷�土為一內半徑為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(cháng)度取10倍鋼筋直徑即140mm，主筋為一內徑為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�土及箍筋取4點(diǎn)軸對稱(chēng)塊體單元，主筋及肋采用2節點(diǎn)軸對稱(chēng)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，抗壓強度f(wàn)c＝50MPa，抗拉強度f(wàn)t=4.25MPa，破壞時(shí)的塑性應變取1.4×10-3，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度為線(xiàn)性損失并在應變?yōu)?.2×10-3后無(wú)拉應力存在�；炷�土雙軸極限抗壓強度與單軸抗壓強度之比為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，鋼材屈服強度為550MPa，抗拉強度為600MPa. 1.3分析步驟數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，構件在荷載作用下的破壞過(guò)程按照不穩定分析原理并采用修正的RIKS方法進(jìn)行分析，同時(shí)考慮幾何非線(xiàn)性變化的影響。

　　由于鋼筋銹蝕而導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(cháng)向和徑向的膨脹。

　　設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）

　　設由膨脹引起的混凝土裂縫長(cháng)度為lcr，寬度為w，由產(chǎn)生裂縫前后狀態(tài)時(shí)構件的體積相等導出銹蝕深度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(kāi)展圖中得出。

　　2.數值結果

　　2.1加荷階段本文

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

　　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(kāi)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(xiàn)�？梢钥闯�，在銹蝕開(kāi)始階段，均有一個(gè)較明顯的下降趨勢，這也是多數試驗結果的趨勢。最大粘結力均大于銹蝕前的最大值。同時(shí)，也可發(fā)現兩條分析曲線(xiàn)與試驗曲線(xiàn)在中間位置較為逼近。

　　3.結語(yǔ)

　�。�1）應用本文方法所得的粘結力變化趨勢及荷載數值與試驗結果接近。

　�。�2）利用溫度膨脹模型模擬鋼筋銹蝕對鋼筋混凝土粘結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力及變形模擬銹蝕影響的與實(shí)際情況偏離的不利影響，是對鋼筋混凝土中鋼筋銹蝕問(wèn)題的數值分析方法的補充與完善。

　　*本研究得到國家留學(xué)基金管理委員會(huì )資助。