鄧小芳，靳龍梅，朱傳智，吳優(yōu)，李治*

(1.桂林理工大學(xué)廣西建筑新能源與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，桂林 541004；2.桂林理工大學(xué)土木與建筑工程學(xué)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(duì)結(jié)構(gòu)的安全和使用會(huì)造成嚴(yán)重影響，進(jìn)而導(dǎo)致大量傷亡事故和財(cái)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(dǎo)致材料性能退化，鋼筋銹蝕導(dǎo)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(lái)，中外學(xué)者對(duì)沖擊作用下鋼筋混凝土梁的力學(xué)性能進(jìn)行大量試驗(yàn)研究，且關(guān)于鋼筋銹蝕對(duì)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(píng)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(biāo)。Ahmad[4]研究了銹蝕對(duì)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(guò)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(duì)無(wú)抗剪鋼筋混凝土梁進(jìn)行了落錘沖擊試驗(yàn)研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：當(dāng)落錘沖擊速度超過(guò)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(yàn)，結(jié)果表明：隨著鋼筋銹蝕率的增加，鋼筋的強(qiáng)度和延性逐漸降低。王朝陽(yáng)等[8]通過(guò)對(duì)不同銹蝕率的標(biāo)準(zhǔn)立方體試塊進(jìn)行中心拉拔試驗(yàn)，得出三段式粘結(jié)強(qiáng)度退化試驗(yàn)?zāi)Ｐ图氨Ｊ啬Ｐ?。吳慶等[9]通過(guò)對(duì)銹蝕鋼筋進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，得到鋼筋各項(xiàng)強(qiáng)度指標(biāo)與銹蝕率之間的關(guān)系式。薄理壯[10]通過(guò)對(duì)銹蝕RC柱進(jìn)行承載力試驗(yàn)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(duì)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(jiàn)報(bào)道。因此，為分析鋼筋銹蝕對(duì)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(duì)Fujikake等[3]完成的無(wú)銹蝕鋼筋混凝土梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬分析。在驗(yàn)證有限元模型正確性的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究各沖擊高度下，鋼筋銹蝕率對(duì)混凝土梁力學(xué)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(guò)程。

1 混凝土梁有限元模型建立

1.1 Fujikake等[3]試驗(yàn)簡(jiǎn)介

Fujikake等[3]對(duì)3種不同配筋率的RC梁進(jìn)行落錘沖擊試驗(yàn)。試件橫截面寬度和高度分別為150 mm、250 mm，梁總長(zhǎng)1 700 mm，有效跨度1 400 mm。試驗(yàn)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(yàn)鋼材屬性Table 1 Test steel properties

如圖2[3]所示，采用落錘沖擊加載機(jī)進(jìn)行沖擊加載。將質(zhì)量為400 kg的落錘從4個(gè)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(duì)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(yàn)裝置如圖2[3]所示。

圖2 落錘沖擊試驗(yàn)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(jìn)行數(shù)值模擬。采用LS-DYNA軟件對(duì)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)建立精細(xì)化有限元模型[11-16]，并與試驗(yàn)研究結(jié)果對(duì)比，表明LS-DYNA可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)力學(xué)指標(biāo)。

1.2.1 單元類型選取

在建立有限元模型時(shí)，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(cè)中介紹的抗壓強(qiáng)度f(wàn)c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(guò)剛體模型的參數(shù)實(shí)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(xiàn)[3]計(jì)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(gè)自由度的單元網(wǎng)格，從而利用計(jì)算機(jī)進(jìn)行分析和求解。從準(zhǔn)確性及計(jì)算效率兩個(gè)方面考慮，對(duì)網(wǎng)格敏感性進(jìn)行研究。為找到適合網(wǎng)格尺寸，采用試算法進(jìn)行試算。選擇S2222試件在落錘高度為0.6 m時(shí)的沖擊試驗(yàn)進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析，計(jì)算結(jié)果如圖3所示?？梢钥闯觯W(wǎng)格尺寸為25 mm時(shí)的模型結(jié)果相較于網(wǎng)格尺寸為15 mm時(shí)的模型結(jié)果更接近于Fujikake等[3]試驗(yàn)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(shí)的模型FEM-25 mm表示網(wǎng)格尺寸為25 mm時(shí)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(yàn)證

由試驗(yàn)分析可知，落錘沖擊試驗(yàn)主要輸出數(shù)據(jù)為沖擊力時(shí)程曲線、跨中位移時(shí)程曲線和破壞模態(tài)，因此將有限元與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

2.1 沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比

圖5和圖6分別為S1322和S2222系列RC梁有限元與試驗(yàn)沖擊力時(shí)程曲線結(jié)果對(duì)比。當(dāng)落錘沖擊高度為0.3、0.6、1.2、2.4 m時(shí)，模擬所得的沖擊力時(shí)程曲線變化趨勢(shì)與試驗(yàn)結(jié)果相近。由此可見(jiàn)，有限元模型可以較好地預(yù)測(cè)試件的沖擊力時(shí)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(shí)的試驗(yàn)沖擊力時(shí)程曲線；0.3 m-FEM表示沖擊高度為0.3 m時(shí)的有限元模擬沖擊力時(shí)程曲線，下同圖5 S1322沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比Fig.5 Comparison of timehistory curve under impact for S1322

圖6 S2222沖擊力時(shí)程曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of time history curve under impact for S2222

2.2 跨中位移時(shí)程曲線對(duì)比

圖7和圖8分別為S1322和S2222系列RC梁有限元與試驗(yàn)的跨中位移-時(shí)間曲線對(duì)比。當(dāng)落錘沖擊高度為0.3、0.6、1.2、2.4 m時(shí)，經(jīng)過(guò)計(jì)算模擬最大跨中位移值與試驗(yàn)值結(jié)果最大差值在10%以內(nèi)。由此可見(jiàn)，有限元模型可以較好地預(yù)測(cè)試件的跨中位移時(shí)程曲線。

圖7 S1322跨中位移時(shí)程曲線對(duì)比Fig.7 Comparison of mid-span displacement time history curves for S1322

圖8 S2222跨中位移時(shí)程曲線對(duì)比Fig.8 Comparison of mid-span displacement time history curves for S2222

2.3 破壞模態(tài)對(duì)比

圖9和圖10分別為S1322和S2222系列RC梁有限元與試驗(yàn)的破壞模態(tài)對(duì)比。通過(guò)對(duì)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(diǎn)附近，跨中梁底破壞較為嚴(yán)重，沖擊高度為大于1.2 m時(shí)，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(duì)比Fig.9 Comparison of S1322 failure modes at different impact heights

圖10 S2222破壞模態(tài)對(duì)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(yàn)證后的有限元模型研究鋼筋銹蝕率對(duì)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(xué)性能

鋼筋銹蝕是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)在服役過(guò)程中不可避免的問(wèn)題，當(dāng)混凝土長(zhǎng)時(shí)間暴露在空氣中，在CO2的作用下，混凝土發(fā)生碳化，當(dāng)鋼筋表面形成密致的氧化膜即“鈍化膜”破壞時(shí)，鋼筋逐漸銹蝕[17]，鋼筋銹蝕過(guò)程發(fā)生電化學(xué)反應(yīng)，電化學(xué)腐蝕過(guò)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(xiàng)力學(xué)性能逐漸劣化。此外，銹蝕產(chǎn)物的堆積使得試件體積擴(kuò)張，導(dǎo)致混凝土的裂縫逐漸發(fā)展甚至脫落。鋼筋銹蝕會(huì)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(jì)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(xué)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(xué)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(lái)估計(jì)。

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(qiáng)度。

鋼筋力學(xué)性能隨鋼筋銹蝕率的改變主要體現(xiàn)在鋼筋強(qiáng)度和延性的降低，Cairns等[21]給出了鋼筋銹蝕情況下屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和極限伸長(zhǎng)率降低的計(jì)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(qiáng)度；fu0、fu分別為鋼筋銹蝕前后的極限強(qiáng)度；ε0、εu分別為鋼筋銹蝕前后的伸長(zhǎng)率；αy、αu、α1分別為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，取值如表2所示。

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

3.2.2 混凝土保護(hù)層強(qiáng)度的劣化

鋼筋銹蝕會(huì)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(dāng)大的內(nèi)壓，從而導(dǎo)致混凝土的開裂和保護(hù)層的剝落，這種現(xiàn)象通過(guò)降低混凝土強(qiáng)度來(lái)考慮。選取Coronelli等[22]提出的估算鋼筋銹蝕對(duì)周圍混凝土強(qiáng)度的削弱程度計(jì)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(dá)到最大壓應(yīng)力時(shí)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(zhǎng)；bf為因銹脹開裂所引起的邊長(zhǎng)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(dǎo)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?yàn)閮烧呔哂械臏囟扰蛎浵禂?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(jī)械咬合作用提高鋼筋與混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度。

變形鋼筋銹蝕后，表面的肋條被腐蝕，機(jī)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(duì)選用的鋼筋型號(hào)，采用袁迎曙等[24]提出的理論模型對(duì)鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)。

(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(duì)比了部分學(xué)者的銹蝕后鋼筋和混凝土之間粘結(jié)滑移試驗(yàn)，并針對(duì)拔出試驗(yàn)數(shù)據(jù)提出粘結(jié)強(qiáng)度退化系數(shù)為

(18)

(19)

式中：η為鋼筋銹蝕率；Φ為粘結(jié)強(qiáng)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(qiáng)度退化理論模型計(jì)算鋼筋與混凝土粘結(jié)強(qiáng)度隨鋼筋銹蝕率變化的情況，計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表3 鋼筋與混凝土粘結(jié)強(qiáng)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(jì)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(jì)算公式來(lái)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(qiáng)度-滑移關(guān)系來(lái)模擬，如圖12所示，并通過(guò)關(guān)鍵字*CONSTRAINED_BEAM_IN_SOLID來(lái)模擬混凝土實(shí)體單元和鋼筋梁?jiǎn)卧g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(méi)有約束。關(guān)鍵詞*DEFINE_FUNCTION定義參考FIBmodelcodeforconcretestructures[26]中的粘結(jié)強(qiáng)度-滑移關(guān)系。

圖12 粘結(jié)強(qiáng)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(qiáng)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(shí)的沖擊力時(shí)程曲線0.3 m-X10%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為10%時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線；0.3 m-X15%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為15%時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線；0.3 m-X30%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為30%時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線圖13 不同銹蝕率沖擊力時(shí)程曲線對(duì)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(jìn)一步建立考慮鋼筋銹蝕的有限元模型。根據(jù)式(3)～式(5)計(jì)算鋼筋力學(xué)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(jì)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(lái)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(shí)的沖擊力時(shí)程曲線0.3 m-X10%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為10%時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線；0.3 m-X15%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為15%時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線；0.3 m-X30%表示沖擊高度為0.3 m，銹蝕率為30%時(shí)的沖擊力時(shí)程曲線圖14 不同銹蝕率跨中位移時(shí)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(shí)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?dāng)落錘沖擊高度恒定時(shí)，鋼筋銹蝕率對(duì)沖擊力和時(shí)間曲線的變化趨勢(shì)影響較小。落錘開始釋放時(shí)，沖擊力在落錘與試件接觸的瞬間達(dá)到最大值，此時(shí)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(duì)速度逐漸減小導(dǎo)致沖擊力時(shí)程曲線發(fā)生波動(dòng)。落錘與試件達(dá)到相同的速度時(shí)，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(shì)。當(dāng)落錘沖擊高度為0.3 m時(shí)，不同銹蝕率的沖擊力時(shí)程曲線均較為接近，與未銹蝕時(shí)相比沖擊力峰值最大相差5.4%，表明當(dāng)沖擊高度為0.3 m時(shí)，鋼筋銹蝕率的改變對(duì)鋼筋混凝土梁的沖擊力峰值影響較小。當(dāng)落錘沖擊高度為0.6、1.2、2.4、3.0 m時(shí)，隨著鋼筋銹蝕率的增加，沖擊力峰值均逐漸降低。當(dāng)落錘沖擊高度為0.6 m時(shí)，銹蝕率為30.0%時(shí)的沖擊力峰值降低到未銹蝕時(shí)的11.4%；當(dāng)落錘沖擊高度為1.2 m時(shí)，與未銹蝕時(shí)相比沖擊力峰值最大相差20.6%；當(dāng)落錘沖擊高度為2.4 m時(shí)，銹蝕率為30.0%時(shí)沖擊力峰值為309.2 kN，降低到未銹蝕時(shí)的29.0%；當(dāng)落錘沖擊高度為3.0 m時(shí)，銹蝕率達(dá)到30.0%時(shí)，沖擊力峰值為338.5 kN，達(dá)到未銹蝕時(shí)的17.9%。

圖14展示了銹蝕混凝土梁底部跨中位移隨時(shí)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?，當(dāng)落錘沖擊高度恒定只改變鋼筋銹蝕率時(shí)，跨中位移隨時(shí)間的變化曲線趨勢(shì)一致。當(dāng)落錘與混凝土梁接觸時(shí)，試件的跨中撓度不斷增大。隨著沖擊過(guò)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(dāng)試件速度減小至零時(shí)，跨中位移達(dá)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(dòng)，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(shì)?？缰形灰茣r(shí)程曲線由于錘頭反彈，在第一個(gè)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(dǎo)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(dāng)沖擊高度為0.3 m時(shí)，銹蝕率為5.0%、10.0%、15.0%時(shí)的跨中位移較為接近，而銹蝕率為30.0%時(shí)的跨中位移為未銹蝕時(shí)的22.0%。當(dāng)沖擊高度為0.6 m時(shí)，銹蝕率為30.0%時(shí)的跨中位移為未銹蝕時(shí)的20.1%(12.5 kN)。當(dāng)沖擊高度為1.2 m時(shí)，銹蝕率為30.0%時(shí)的跨中位移為未銹蝕時(shí)的24.2%(22.4 kN)。當(dāng)沖擊高度為2.4 m時(shí)，銹蝕率為30.0%時(shí)的跨中位移為未銹蝕時(shí)的15.7%(37.6 kN)。沖擊高度達(dá)到3.0 m時(shí)，銹蝕率為5.0%時(shí)的跨中位移為未銹蝕時(shí)的17.3%(31.7 kN)，銹蝕率為30.0%時(shí)的跨中位移為未銹蝕時(shí)的33.3%(47.5 kN)。

3.4 破壞形態(tài)對(duì)比

圖15～圖19展示了落錘沖擊后各個(gè)高度下不同銹蝕率的破壞形態(tài)對(duì)比。通過(guò)對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，試件破壞都是發(fā)生在沖擊點(diǎn)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(dāng)沖擊高度為0.3 m時(shí)，鋼筋銹蝕率的改變對(duì)混凝土梁的破壞模態(tài)影響較小，均未出現(xiàn)嚴(yán)重破壞，混凝土未脫落，梁呈現(xiàn)出整體彎曲破壞，0.3 m時(shí)不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖15所示。

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

當(dāng)沖擊高度為0.6 m時(shí)，梁的破壞模態(tài)隨銹蝕率的增加有所變化。當(dāng)銹蝕率大于10.0%時(shí)，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(duì)混凝土保護(hù)層產(chǎn)生向下撕扯。另外，鋼筋銹蝕導(dǎo)致鋼筋和混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度降，使得鋼筋混凝土梁的底部混凝土保護(hù)層更容易脫落。0.6 m時(shí)不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖16所示。

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

當(dāng)沖擊高度為1.2 m時(shí)，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(hù)層剝落且出現(xiàn)縱向鋼筋外露的現(xiàn)象。混凝土剝落程度隨鋼筋銹蝕率的增加不斷增加。1.2 m時(shí)不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖17所示。

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

當(dāng)沖擊高度大于2.4 m時(shí)，鋼筋未銹蝕時(shí)頂部混凝土被壓碎，底部混凝土出現(xiàn)嚴(yán)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(dá)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(shí)不同銹蝕率的破壞模態(tài)如圖18、圖19所示。

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

圖19 3.0 m時(shí)不同鋼筋銹蝕率破壞形態(tài)對(duì)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(yàn)的沖擊力時(shí)程曲線、跨中位移時(shí)程曲線和破壞模態(tài)。

(2)落錘沖擊試驗(yàn)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(yàn)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(dāng)落錘沖擊高度為3.0 m、銹蝕率為30.0%時(shí)，沖擊力峰值降到未銹蝕時(shí)的30.0%，跨中位移增加到未銹蝕時(shí)的33.3%。