彭利英，衛(wèi)軍，余崇

(1.湖南工程學院 建筑工程學院，湖南 湘潭，411104；2.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075；3.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410082)

裝配式混凝土板結構是常見的結構形式，通過在預制板之間設置后澆筑的混凝土鉸縫結構使諸板形成一個整體板結構體系。在特殊情況下，處于露天環(huán)境中的裝配式混凝土板結構體系容易受到氯鹽等腐蝕性介質侵蝕，導致后澆的鉸縫結構受到腐蝕，影響橋結構的性能及其使用壽命[1-2]。衛(wèi)軍等[3-4]對常見的空心板鉸縫結構的抗腐蝕性能進行了大量試驗研究，在此基礎上，提出了反映鉸縫協(xié)同工作能力的空心板協(xié)同工作系數(shù)的計算公式，以此來評價不同鉸縫結構對各板的協(xié)同工作性。在此基礎上，本文作者通過考慮混凝土彈塑性、非線性和后澆混凝土與空心板界面接觸等因素的影響，結合試驗研究結果，通過有限元分析軟件ABAQUS對受腐蝕的鉸縫結構的受力性能進行進一步研究。

1 試驗概況

1.1 試件設計

取空心板結構體系為研究背景，采用跨度為2 m的縮尺試件；考慮空心板橋體系主要靠板肋承受豎向荷載的特點，試驗時略去空心板上下翼緣板，將試件設計成僅考慮鉸縫變化的截面，見圖1。為了模擬真實空心板截面對環(huán)境作用的響應，對試件的2個側面進行介質阻斷并保證密封。試件成型分為2個：先澆筑成型鉸縫兩側(圖1)；待混凝土強度(C50)達到設計強度后，按照常用鉸縫設計配置鉸縫鋼筋，進行拼裝并設置厚度為50 mm的現(xiàn)澆面層，澆筑成如圖1所示的截面形式。

圖1 鉸縫截面構造圖Fig.1 Section structure of hinge joint

1.2 腐蝕及加載制度

為了模擬鹽腐蝕的作用，縮短試驗周期，采用干濕循環(huán)、快速銹蝕的方法。為了對比腐蝕程度導致的鉸縫參數(shù)的變化趨勢，設計腐蝕程度不同的2組試件EXP-1和 EXP-2，分別在鹽水中浸泡2月和4月。

試驗采用500 kN雙通道電液伺服作動器，在梁三分點處分級對稱加載，每級施加集中荷載F=5 kN，如圖2所示。在梁的兩個側面A和B的跨中部位上分別黏貼應變片，A面、B面由上到下編號依次為1，2，3，4和1′，2′，3′，4′，距梁底距離分別為325，225，125和25 mm。

圖2 加載及應變片布置示意圖Fig.2 Layout of loading and strain gauge

2 有限元分析

2.1 材料模型

2.1.1 混凝土材料定義

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

(1)塑性性能：混凝土塑性參數(shù)取值見表1。表1中涉及的參數(shù)的含義和取值方法可參閱文獻[5]。

(2)壓縮行為：混凝土應力-應變曲線的上升段用規(guī)范中建議的公式(1)，下降段使用文獻[9]中建議的公式(2)，峰值應力fc為32.3 MPa，峰值應變εc,p為0.002。

式中：σc為混凝土壓應力；εc為混凝土壓應變；n為系數(shù)，這里取2.0；αd為曲線下降段參數(shù)[9]，這里取2.0。

ABAQUS中材料的彈性與塑性性質分開定義，彈性階段塑性應變?yōu)?。將總應變減去彈性應變即為塑性應變。應力-塑性應變曲線如圖3所示。

(3)拉伸行為：考慮到混凝土拉應力很小，將應力-應變曲線的上升段定義為彈性，下降段采用文獻[10]中建議的式(3)，峰值應力ft為2.64 MPa，應力-塑性應變曲線如圖3所示。應力云圖中應力突然變小之處是混凝土達到峰值拉應力開裂所致。

表1 混凝土塑性參數(shù)Table1 Plastic parameters of concrete

圖3 混凝土拉、壓應力-塑性應變曲線Fig.3 Relationship between tension, compression stress and plastic-strain of concrete

式中：σt為混凝土壓應力；εt為混凝土壓應變；αt為定義參數(shù)[10]；εt,p為混凝土峰值應變。

(4)腐蝕影響：考慮到混凝土受拉對結構影響很小，本文只考慮腐蝕對混凝土受壓的影響。根據(jù)文獻[11-13]，腐蝕混凝土受壓時，先會經歷1個腐蝕裂縫閉合階段，導致應變增大，之后受力行為與普通混凝土的基本一致。本文采用如圖3所示腐蝕混凝土應力-塑性應變曲線，在普通混凝土應力-塑性應變曲線的基礎上，將曲線向右平移。

2.1.2 鋼筋材料定義

縱筋和箍筋的型號分別為HRB335和HPB235，鋼筋本構關系采用理想彈塑性模型，屈服后彈性模量為0 N/mm2。對于受銹蝕影響的鋼筋S6，S7和S9(圖1)，由試驗測得的質量損失率δs根據(jù)文獻[14]計算出銹蝕后的屈服強度。δs與銹蝕鋼筋屈服應力如表2所示。

2.2 接觸和單元選取

界面的連接采用ABAQUS中的surface-based cohesive接觸屬性，該接觸屬性規(guī)定在接觸面有法向和2個切向3個剛度，反映了接觸應力與相對位移之間的關系，單位為MPa/mm，各剛度如圖4所示。

根據(jù)文獻[15]中的試驗數(shù)據(jù)，未腐蝕鉸縫3個剛度可均取10 MPa/mm。本文Knn與Kss均取10 MPa/mm，Ktt與縱向抗剪黏接強度直接相關，分別取1，3，5和7，計算FEA-1，F(xiàn)EA-2，F(xiàn)EA-3和FEA-4共4個有限元模型?；炷敛捎肅3D8R單元，鋼筋采用T3D2單元。按25 mm×25 mm劃分網格，沿荷載方向有16個單元，以避免沙漏的影響。

2.3 邊界條件和荷載

創(chuàng)建200 mm×100 mm×20 mm的3維剛體作為支座與加載墊塊。用參考點耦合加載墊塊上表面，將集中荷載施加在參考點上，并通過定義幅值曲線實現(xiàn)逐級加載。將支座沿短邊中點切開，將鉸支邊界條件施加在支座中線上。

2.4 鉸縫參數(shù)

分別建立鉸縫和2個側面3個部件，2個側面賦予普通混凝土材料，鉸縫賦予腐蝕混凝土材料。將箍筋和縱筋定好位置后合成為1個整體作為鋼筋骨架，并將其植入混凝土。有限元模型如圖5所示。

表2 鉸縫鋼筋銹蝕參數(shù)Table2 Corrosion parameters of rebar in hinge joints

圖4 接觸面cohesive剛度及方向Fig.4 Cohesive stiffness and direction

圖5 ABAQUS模型圖Fig.5 ABAQUS Models

3 計算結果與分析

3.1 跨中截面Mises應力分析

荷載為50 kN時跨中截面Mises應力云圖如圖6所示，從左到右依次為FEA-1，F(xiàn)EA-2，F(xiàn)EA-3和FEA-4在鉸縫開裂的臨界荷載50 kN作用下跨中截面Mises應力云圖。圖中顏色越深應力越小。截面上中間部分有狹長的深色區(qū)域即為中性軸的位置。截面上底部由淺白色突然變成深色即為梁底混凝土開裂。從圖6可以看出：隨著Ktt的增大，兩側部分與鉸縫的中性軸逐漸靠近；壓應力逐漸向鉸縫頂部集中；鉸縫底部開裂程度逐漸減弱，協(xié)同受力能力提高。

FEA-1，F(xiàn)EA-2，F(xiàn)EA-3和FEA-4在側邊部分開裂荷載70 kN作用下跨中截面Mises應力云圖如圖7所示。從圖7可以看出：隨著Ktt的增大，截面中性軸位置逐漸成為一條直線；側邊上部壓應力減小，壓應力向鉸縫上部集中；底部開裂更均勻；FEA-1和FEA-2側邊都有一塊深色應力接近0的區(qū)域，是由于在3部分協(xié)同受力能力不夠的情況下，鉸縫的尖角部分對側邊會產生壓力，使側面開裂。

圖6 F=50 kN時跨中截面Mises應力Fig.6 Mises stresses of mid-section when F=50 kN

圖7 F=70 kN時跨中截面Mises應力Fig.7 Mises stresses of midspan section when F=70 kN

3.2 有限元與試驗應變對比分析

試驗的應變由電阻應變片測得，為真實應變。ABAQUS提供了多種類型的應變，其中對數(shù)應變與電阻應變片測得應變的含義是一致的。

由于混凝土的峰值拉應力和拉應變都很小，開裂后微觀應變轉變?yōu)楹暧^的裂縫，測得的拉應變只能反映裂縫開展的程度和趨勢。因此，本文主要對1號位置應變和中性軸附近的2號應變進行對比分析。

3.2.1 1號應變片

1號位置有限元計算應變與試驗結果對比結果如圖8所示。從圖8可見：隨著Ktt增大，相同應力下壓應變絕對值減小，與應力分析結果一致；除EXP-2曲線外，都有1個向上的轉折，并且有限元計算的曲線在最后一級荷載都會有大的回落。

出現(xiàn)轉折點是因為截面中性軸上升到1號應變位置，隨著Ktt增大，轉折點靠后。出現(xiàn)大的回落是因為在最后一級底部縱筋達到屈服應力。ABAQUS中鋼筋植入命令Embedded region不考慮鋼筋與混凝土之間的滑移，使鋼筋應力得到了最大程度地應用。EXP-2由于腐蝕比較嚴重，3部分之間的協(xié)同受力能力大大下降，應變一直增大。

3.2.2 二號應變片

取開裂前的彈性部分進行分析，2號位置應變對比結果如圖9所示。從圖9可見：除EXP-2外，所有的曲線在荷載等于50 kN處開始轉折，并在荷載等于60 kN時都由壓應變轉為拉應變。由前面分析可知，Ktt越大兩側邊部分中性軸與鉸縫中性軸越接近，越靠上，壓應變絕對值也越小。而EXP-2由于腐蝕嚴重，3部分之間作用力不足，側邊部分與鉸縫協(xié)同受力能力太弱，因此，在中性軸靠下，壓應變持續(xù)發(fā)展。

3.3 有限元計算跨中撓度

撓度與荷載關系曲線如圖10所示。從圖10可見：當荷載小于120 kN時，4個模型跨中撓度相差較?。浑S著荷載增大，Ktt小者先出現(xiàn)拐點，跨中撓度迅速增大；當荷載等于180 kN時，F(xiàn)EA-1的撓度比FEA-2的大110%，而FEA-2，F(xiàn)EA-3和FEA-4之間的撓度相差30%～60%。

圖8 1號位置應變對比Fig.8 Strain contrast of the first position

圖9 2號位置應變對比Fig.9 Strain contrast of the second position

圖10 荷載-撓度曲線Fig.10 Curve of load-deflection

4 結論

(1)鉸縫界面縱向黏接力是影響預制板結構體系平面內整體工作性能的重要因素。

(2)鋼筋銹蝕會引起鉸縫界面黏接力下降，板間縱向剪力傳遞能力大大降低，板體系中性軸不連續(xù)分布，板平面內整體工作性能下降。

(3)鉸縫界面間黏接力下降導致受力機理發(fā)生變化，由整體板受力轉變?yōu)槠矫鎯冉M合板梁受力形式，其造成的影響遠比材料本身性能下降嚴重。

(4)在腐蝕作用不顯著時，鉸縫結構具有較好的聯(lián)系作用，板結構體系可視為整體結構。

[1]徐輝.橋梁板結構優(yōu)化試驗研究[D].天津: 天津大學建筑工程學院, 2006: 1-5.XU Hui.Experiment study of bridge slab optimizing [D].Tianjin:Tianjin University.School of Civil Engineering, 2005: 1-5.

[2]王鐵成, 徐輝, 趙少偉.橋梁板結構優(yōu)化試驗研究[J].中南公路工程, 2005, 31(3): 45-48.WANG Tie-cheng, XU Hui, ZHAO Shao-wei.Experiment study of bridge slab optimizing[J].Central South Highway Engineering, 2005, 31(3): 45-48.

[3]衛(wèi)軍, 李沛.空心板鉸縫結構耐用性能的試驗研究[J].華中科技大學學報: 自然科學版, 2012, 40(1): 72-76.WEI Jun, LI Pei.Experiment study for durability of hinged joint in hollow slab grinders[J].Journal of Huazhong University of Science and Technology: Natural Science Edition, 2012, 40(1):72-76.

[4]衛(wèi)軍, 李沛, 董榮珍, 等.常用空心板橋鉸縫工作性能評價[J].鐵道科學與工程學報, 2010, 7(增刊): 158-161.WEI Jun, LI Pei, DONG Rong-zhen, et al.Assessment on working performance of hinged joint in hollow slab bridges[J].Journal of Railway Science and Engineering, 2010, 7(Suppl):158-161.

[5]彭小婕, 于安林, 方有珍.混凝土損傷塑性模型的參數(shù)分析[J].蘇州科技學院學報, 2010, 23(3): 40-43.PENG Xiao-jie, YU An-lin, FANG You-zhen.Parameters analysis of concrete damage plastic model[J].Journal of Suzhou University of Science and Technology: Engineering and Technology, 2010, 23(3): 40-43.

[6]張勁, 王慶楊, 胡守營, 等.ABAQUS混凝土損傷塑性模型參數(shù)驗證[J].建筑結構, 2008, 38(8): 127-130.ZHANG Jin, WANG Qing-yang, HU Shou-ying, et al.Parameters verification of concrete damaged plastic model of ABAQUS[J].Building Structure, 2008, 38(8): 127-130.

[7]方秦, 還毅, 張亞棟, 等.ABAQUS混凝土損傷塑性模型的靜力性能分析[J].解放軍理工大學學報: 自然科學版, 2007,8(3): 254-260.FANG Qin, HUANG Yi, ZHANG Ya-dong, et al.Investigation into static properties of damaged plasticity model for concrete in ABAQUS[J].Journal of PLA University of Science and Technology, 2007, 8(3): 254-260.

[8]張國麗, 蘇軍.基于ABAQUS的鋼筋混凝土非線性分析[J].科學技術與工程, 2008, 20(8): 5620-5623.ZHANG Guo-li, SU Jun.Reinforced concrete nonlinear analysis on the basis of ABAQUS[J].Science Technology and Engineering, 2008, 20(8): 5620-5623.

[9]過鎮(zhèn)海, 張秀琴.單調荷載下的混凝土應力-應變全曲線試驗研究[C]//清華大學抗震抗爆工程研究室.科學研究報告集(第三集): 鋼筋混凝土結構的抗震性能.北京: 清華大學出版社,1981: 1-18.GUO Zhen-hai, ZHANG Xiu-qin.Experiment study of entire concrete stress-strain curve under monotonic load[C]//Earthquake Engineering Research Center of Tsinghua University,Scientific Research Report Sets, the Third Set: Seismic Performance of Reinforced Concrete Structure.Beijing:Tsinghua University Press, 1981: 1-18.

[10]過鎮(zhèn)海, 張秀琴, 張達成, 等.混凝土應力-應變全曲線的試驗研究[J].建筑結構學報, 1982, 3(1): 1-12.GUO Zhen-hai, ZHANG Xiu-qin, ZHANG Da-cheng, et al.Experiment study of entire concrete stress-strain curve[J].Journal of Building Structures, 1982, 3(1): 1-12.

[11]翟運瓊.腐蝕混凝土單軸受壓本構模型及其在混凝土構件力學性能分析中的應用[D].重慶: 重慶大學土木工程學院,2005: 19-20.ZHUO Yun-qiong.Uniaxial compression constitutive model of corroded concrete and its application for mechanical properties study of concrete components[D].Chongqing: Chongqing University.School of Civil Engineering, 2005: 19-20.

[12]劉漢昆, 李杰.受腐蝕混凝土本構關系[J].建筑材料學報,2011, 14(6): 736-741.LIU Han-kun, LI Jie.Constitutive law of attacked concrete[J].Journal of Building Materials, 2011, 14(6): 736-741.

[13]陳朝輝, 黃河, 顏文濤, 等.腐蝕混凝土單軸受壓力學性能研究[J].華中科技大學學報: 自然科學版, 2008, 36(3): 39-41.CHEN Zhao-hui, HUANG He, YAN Wen-tao, et al.Constitutive model of corroded concrete under uni-axial compression[J].Journal of Huazhong University of Science and Technology:Natural Science Edition, 2008, 36(3): 39-41.

[14]彭利英, 衛(wèi)軍, 班霞.空心板連接鉸縫鋼筋銹蝕對結構受力性能影響[J].鐵道科學與工程學報, 2012(2): 13-17.PENG Li-ying, WEI Jun, BAN Xia.Experiment study on influence on structural mechanical behavior caused by reinforcement corrosion of hollow slab hinge joints[J].Railway Science and Engineering Journal, 2012(2): 13-17.

[15]GJJ 77—98, 城市橋梁設計荷載標準[S].GJJ 77—98, City bridge design load standards[S].