受腐蚀的铰缝结构的受力性能分析

彭利英¹，卫军²，余崇³

(1. 湖南工程学院 建筑工程学院，湖南 湘潭，411104；

2. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410075；

3. 湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410082)

摘要：对受腐蚀的铰缝结构的受力性能进行试验研究和有限元分析。通过考虑材料弹塑性、非线性以及界面接触等的影响，揭示后浇铰缝与预制板之间纵向抗剪黏结力对结构整体性的影响规律。研究结果表明：腐蚀作用造成的后浇铰缝与预制板之间黏结力下降，由此导致铰缝传递水平剪力的能力大大降低，预制板结构体系的受力形式有可能由整体受力向水平面内组合板受力形式转变。

关键词：中铰缝；腐蚀；受力形式；有限元

中图分类号：U445.71          文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2012)08-3257-06

Force capability analysis of hinge joint structure suffering corrosion

PENG Li-ying¹, WEI Jun², YU Chong³

(1. School of Construction Engineering, Hunan Institute of Engineering, Xiangtan 411104, China;

2. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;

3. School of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

Abstract: The effect of corrosion environment on mid-hinge joint was studied through experiment and finite element analysis. The plasticity, nonlinear, accurate concrete constitutive model and complex interaction of the new and old concrete were studied to reveal the effect law of horizontal cohesive force on the structure integrity. The results show that recession of the adherent force between old and new concrete has deep influence on the structure integrity deeply. This influence converts the integrated structure to a composite one and results in the capacity recession of transferring horizontal shear.

Key words: mid-hinge joint; corrosion; force mechanism; finite element

装配式混凝土板结构是常见的结构形式，通过在预制板之间设置后浇筑的混凝土铰缝结构使诸板形成一个整体板结构体系。在特殊情况下，处于露天环境中的装配式混凝土板结构体系容易受到氯盐等腐蚀性介质侵蚀，导致后浇的铰缝结构受到腐蚀，影响桥结构的性能及其使用寿命^[1-2]。卫军等^[3-4]对常见的空心板铰缝结构的抗腐蚀性能进行了大量试验研究，在此基础上，提出了反映铰缝协同工作能力的空心板协同工作系数的计算公式，以此来评价不同铰缝结构对各板的协同工作性。在此基础上，本文作者通过考虑混凝土弹塑性、非线性和后浇混凝土与空心板界面接触等因素的影响，结合试验研究结果，通过有限元分析软件ABAQUS对受腐蚀的铰缝结构的受力性能进行进一步研究。

1  试验概况

1.1  试件设计

取空心板结构体系为研究背景，采用跨度为2 m的缩尺试件；考虑空心板桥体系主要靠板肋承受竖向荷载的特点，试验时略去空心板上下翼缘板，将试件设计成仅考虑铰缝变化的截面，见图1。为了模拟真实空心板截面对环境作用的响应，对试件的2个侧面进行介质阻断并保证密封。试件成型分为2个：先浇筑成型铰缝两侧(图1)；待混凝土强度(C50)达到设计强度后，按照常用铰缝设计配置铰缝钢筋，进行拼装并设置厚度为50 mm的现浇面层，浇筑成如图1所示的截面形式。

图1  铰缝截面构造图

Fig.1  Section structure of hinge joint

1.2  腐蚀及加载制度

为了模拟盐腐蚀的作用，缩短试验周期，采用干湿循环、快速锈蚀的方法。为了对比腐蚀程度导致的铰缝参数的变化趋势，设计腐蚀程度不同的2组试件EXP-1和 EXP-2，分别在盐水中浸泡2月和4月。

试验采用500 kN双通道电液伺服作动器，在梁三分点处分级对称加载，每级施加集中荷载F=5 kN，如图2所示。在梁的两个侧面A和B的跨中部位上分别黏贴应变片，A面、B面由上到下编号依次为1，2，3，4和1′，2′，3′，4′，距梁底距离分别为325，225，125和25 mm。

图2  加载及应变片布置示意图

Fig.2  Layout of loading and strain gauge

2  有限元分析

2.1  材料模型

2.1.1  混凝土材料定义

混凝土采用ABAQUS中的Concrete Damaged Plasticity模型P^[5-8]。

(1) 塑性性能：混凝土塑性参数取值见表1。表1中涉及的参数的含义和取值方法可参阅文献[5]。

(2) 压缩行为：混凝土应力-应变曲线的上升段用规范中建议的公式(1)，下降段使用文献[9]中建议的公式(2)，峰值应力f_c为32.3 MPa，峰值应变ε_c,p为0.002。

               (1)

   (2)

式中：σ_c为混凝土压应力；ε_c为混凝土压应变；n为系数，这里取2.0；α_d为曲线下降段参数^[9]，这里取   2.0。

ABAQUS中材料的弹性与塑性性质分开定义，弹性阶段塑性应变为0。将总应变减去弹性应变即为塑性应变。应力-塑性应变曲线如图3所示。

(3) 拉伸行为：考虑到混凝土拉应力很小，将应力-应变曲线的上升段定义为弹性，下降段采用文献[10]中建议的式(3)，峰值应力f_t为2.64 MPa，应力-塑性应变曲线如图3所示。应力云图中应力突然变小之处是混凝土达到峰值拉应力开裂所致。

     (3)

              (4)

式中：σ_t为混凝土压应力；ε_t为混凝土压应变；α_t为定义参数^[10]；ε_t,p为混凝土峰值应变。

表1  混凝土塑性参数

Table 1  Plastic parameters of concrete

图3  混凝土拉、压应力-塑性应变曲线

Fig.3  Relationship between tension, compression stress and plastic-strain of concrete

(4) 腐蚀影响：考虑到混凝土受拉对结构影响很小，本文只考虑腐蚀对混凝土受压的影响。根据文献[11-13]，腐蚀混凝土受压时，先会经历1个腐蚀裂缝闭合阶段，导致应变增大，之后受力行为与普通混凝土的基本一致。本文采用如图3所示腐蚀混凝土应力-塑性应变曲线，在普通混凝土应力-塑性应变曲线的基础上，将曲线向右平移。

2.1.2  钢筋材料定义

纵筋和箍筋的型号分别为HRB335和HPB235，钢筋本构关系采用理想弹塑性模型，屈服后弹性模量为0 N/mm²。对于受锈蚀影响的钢筋S6，S7和S9(图1)，由试验测得的质量损失率δ_s根据文献[14]计算出锈蚀后的屈服强度。δ_s与锈蚀钢筋屈服应力如表2   所示。

2.2  接触和单元选取

界面的连接采用ABAQUS中的surface-based cohesive接触属性，该接触属性规定在接触面有法向和2个切向3个刚度，反映了接触应力与相对位移之间的关系，单位为MPa/mm，各刚度如图4所示。

根据文献[15]中的试验数据，未腐蚀铰缝3个刚度可均取10 MPa/mm。本文K_nn与K_ss均取10 MPa/mm，K_tt与纵向抗剪黏接强度直接相关，分别取1，3，5和7，计算FEA-1，FEA-2，FEA-3和FEA-4共4个有限元模型。混凝土采用C3D8R单元，钢筋采用T3D2单元。按25 mm×25 mm划分网格，沿荷载方向有16个单元，以避免沙漏的影响。

2.3  边界条件和荷载

创建200 mm×100 mm×20 mm的3维刚体作为支座与加载垫块。用参考点耦合加载垫块上表面，将集中荷载施加在参考点上，并通过定义幅值曲线实现逐级加载。将支座沿短边中点切开，将铰支边界条件施加在支座中线上。

2.4  铰缝参数

分别建立铰缝和2个侧面3个部件，2个侧面赋予普通混凝土材料，铰缝赋予腐蚀混凝土材料。将箍筋和纵筋定好位置后合成为1个整体作为钢筋骨架，并将其植入混凝土。有限元模型如图5所示。

表2  铰缝钢筋锈蚀参数

Table 2  Corrosion parameters of rebar in hinge joints

图4  接触面cohesive刚度及方向

Fig.4  Cohesive stiffness and direction

图5  ABAQUS模型图

Fig.5  ABAQUS Models

3  计算结果与分析

3.1  跨中截面Mises应力分析

荷载为50 kN时跨中截面Mises应力云图如图6所示，从左到右依次为FEA-1，FEA-2，FEA-3和FEA-4在铰缝开裂的临界荷载50 kN作用下跨中截面Mises应力云图。图中颜色越深应力越小。截面上中间部分有狭长的深色区域即为中性轴的位置。截面上底部由浅白色突然变成深色即为梁底混凝土开裂。从图6可以看出：随着K_tt的增大，两侧部分与铰缝的中性轴逐渐靠近；压应力逐渐向铰缝顶部集中；铰缝底部开裂程度逐渐减弱，协同受力能力提高。

FEA-1，FEA-2，FEA-3和FEA-4在侧边部分开裂荷载70 kN作用下跨中截面Mises应力云图如图7所示。从图7可以看出：随着K_tt的增大，截面中性轴位置逐渐成为一条直线；侧边上部压应力减小，压应力向铰缝上部集中；底部开裂更均匀；FEA-1和FEA-2侧边都有一块深色应力接近0的区域，是由于在3部分协同受力能力不够的情况下，铰缝的尖角部分对侧边会产生压力，使侧面开裂。

图6  F=50 kN时跨中截面Mises应力

Fig.6  Mises stresses of mid-section when F=50 kN

图7  F=70 kN时跨中截面Mises应力

Fig.7  Mises stresses of midspan section when F=70 kN

3.2  有限元与试验应变对比分析

试验的应变由电阻应变片测得，为真实应变。ABAQUS提供了多种类型的应变，其中对数应变与电阻应变片测得应变的含义是一致的。

由于混凝土的峰值拉应力和拉应变都很小，开裂后微观应变转变为宏观的裂缝，测得的拉应变只能反映裂缝开展的程度和趋势。因此，本文主要对1号位置应变和中性轴附近的2号应变进行对比分析。

3.2.1  1号应变片

1号位置有限元计算应变与试验结果对比结果如图8所示。从图8可见：随着K_tt增大，相同应力下压应变绝对值减小，与应力分析结果一致；除EXP-2曲线外，都有1个向上的转折，并且有限元计算的曲线在最后一级荷载都会有大的回落。

出现转折点是因为截面中性轴上升到1号应变位置，随着K_tt增大，转折点靠后。出现大的回落是因为在最后一级底部纵筋达到屈服应力。ABAQUS中钢筋植入命令Embedded region不考虑钢筋与混凝土之间的滑移，使钢筋应力得到了最大程度地应用。EXP-2由于腐蚀比较严重，3部分之间的协同受力能力大大下降，应变一直增大。

3.2.2  二号应变片

取开裂前的弹性部分进行分析，2号位置应变对比结果如图9所示。从图9可见：除EXP-2外，所有的曲线在荷载等于50 kN处开始转折，并在荷载等于60 kN时都由压应变转为拉应变。由前面分析可知，K_tt越大两侧边部分中性轴与铰缝中性轴越接近，越靠上，压应变绝对值也越小。而EXP-2由于腐蚀严重，3部分之间作用力不足，侧边部分与铰缝协同受力能力太弱，因此，在中性轴靠下，压应变持续发展。

3.3  有限元计算跨中挠度

挠度与荷载关系曲线如图10所示。从图10可见：当荷载小于120 kN时，4个模型跨中挠度相差较小；随着荷载增大，K_tt小者先出现拐点，跨中挠度迅速增大；当荷载等于180 kN时，FEA-1的挠度比FEA-2的大110%，而FEA-2，FEA-3和FEA-4之间的挠度相差30%~60%。

图8  1号位置应变对比

Fig.8  Strain contrast of the first position

图9  2号位置应变对比

Fig.9  Strain contrast of the second position

图10  荷载-挠度曲线

Fig.10  Curve of load-deflection

4  结论

(1) 铰缝界面纵向黏接力是影响预制板结构体系平面内整体工作性能的重要因素。

(2) 钢筋锈蚀会引起铰缝界面黏接力下降，板间纵向剪力传递能力大大降低，板体系中性轴不连续分布，板平面内整体工作性能下降。

(3) 铰缝界面间黏接力下降导致受力机理发生变化，由整体板受力转变为平面内组合板梁受力形式，其造成的影响远比材料本身性能下降严重。

(4) 在腐蚀作用不显著时，铰缝结构具有较好的联系作用，板结构体系可视为整体结构。

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(编辑 陈灿华)

收稿日期：2011-10-25；修回日期：2011-12-23

基金项目：交通部西部交通科技项目(200631822302-04)

通信作者：彭利英(1965-)，女，湖南湘潭人，硕士，副教授，中南大学访问学者，从事混凝土结构基本理论、混凝土结构服役性能、全寿命设计方法与理论研究；电话：0731-58680491；E-mail：xpxx123@sina.com