22，其屈服强度为366 MPa，弹性模量为20 GPa，箍筋设计为
6@100，架立筋为2
14，梁的具体尺寸见图1所示。混凝土强度等级设计为C25，弹性模量为25.5 GPa，泊松比为 0.2。采用 Q235钢板并配合固特邦公司生产JN-S型号的药包式化学锚栓和 JN建筑结构胶加固，相关的材料参数见表1所示。张建仁1，肖林发1，彭建新1，唐 皇2
(1. 长沙理工大学桥梁工程安全控制省部共建教育部重点实验室，湖南，长沙 410114；2．湖南城市学院，湖南，益阳 413000)
摘 要：为研究U型箍加固和二次锈蚀对锈蚀RC梁力学性能的影响，该文通过设计7片试验梁，分析构件的应变规律、变形特征、破坏机理等，并采用ABAQUS有限元软件进行了数值模拟，探讨U型箍加固厚度与加固位置对加固梁性能的影响。结果表明，试验梁跨中截面应变满足平截面假定，中和轴高度大致符合这个规律：锈蚀梁以及锈蚀加固再锈蚀梁的中和轴高度均要大于加固锈蚀梁的高度；荷载增大到一定时，U型箍的锚固作用开始发挥作用；加载中后期，同侧三片U型箍分担的剪力存在不均匀性；腐蚀不均匀导致两端的U型箍应变增长规律有差异；加固梁、加固锈蚀梁的裂缝更稀疏，裂缝趋向于跨中区域分布，斜裂缝逐渐变得不明显；U型箍加固梁的开裂荷载与极限荷载有所提高，塑性特征更为明显，主要呈现为弯剪破坏；二次锈蚀和不均匀性会改变构件变形发展，影响梁的破坏形态。数值模拟的极限荷载、极限荷载对应的挠度以及能量吸收值与试验结果的误差分别在4.22%、9.7%、9.9%范围以内，设置3 mm的加固厚度对提高承载力较为适宜，U型箍布置在梁端位置可更好地提高构件的强度和刚度。
关键词：桥梁工程；锈蚀RC梁；U型箍；加固；二次锈蚀；有限元
早期建成的混凝土结构在腐蚀劣化等因素作用下性能退化严重，出现开裂、坍塌等问题[1－2]。因此，研究锈蚀结构的力学性能退化机理以及如何在混凝土结构劣化之后对其进行维修和加固，延续其服役寿命，是土木工程界研究的一个重要课题，许多学者在这方面已做了大量研究[3－7]。
彭建新等[8]考虑锈蚀和保护层厚度的影响，建立了考虑粘结滑移的锈蚀钢筋混凝土(RC)梁有限元分析模型。郑山锁等[9]对 6个加速腐蚀 RC框架柱节点试件进行了抗震性能试验，分析了锈蚀程度对RC试件破坏形态和抗震性能衰减规律。林于东等[10]采用U型钢板箍加固RC和部分预应力混凝土(PPC)试件，通过抗剪试验和数值模拟分析了剪跨比、钢板间距等因素对试验梁抗剪性能的影响。Zhang等[11]考虑锈蚀率、荷载条件以及跨高比等参数的影响，提出了不协调系数的计算方法和非线性分析模型。Su等[12]分析了锚栓加固RC梁的纵向滑移和部分交互作用，提出了简单荷载下纵向滑移的分析方法。Arslan等[13]进行了不同加固形式下矩形 RC梁的承载力试验，基于有限元模型和试验结果分析，认为加固补强技术可有效地提高损伤细长RC梁的抗弯能力。
迄今为止，国内外对锈蚀梁和未锈蚀加固梁研究较多[14―15]，但综合考虑锈蚀与加固对结构性能影响的研究较少。而且，研究U型箍钢板加固以及加固后二次锈蚀对结构性能响应的文献不多。因此，该文依托7片试验梁，对试验梁的应变规律、构件变形、失效模式等问题进行了较为系统的阐述，建立了有限元模型验证试验结果并对部分加固参数进行了数值分析。
该文试验梁的基本尺寸为 1800 mm×150 mm×300 mm，受拉主筋的规格为 222，其屈服强度为366 MPa，弹性模量为20 GPa，箍筋设计为6@100，架立筋为214，梁的具体尺寸见图1所示。混凝土强度等级设计为C25，弹性模量为25.5 GPa，泊松比为 0.2。采用 Q235钢板并配合固特邦公司生产JN-S型号的药包式化学锚栓和 JN建筑结构胶加固，相关的材料参数见表1所示。
图1 试验梁尺寸
Fig.1 Dimensions of test beam
试验一共设计了7片梁，其中包括3片锈蚀梁(保护层厚度分别为 25 mm、30 mm、35 mm)和 4片锈蚀后进行U型箍与钢板压条加固梁(其中3片梁加固以后进行二次锈蚀，另外的 1片保护层为30 mm的加固锈蚀梁则不再锈蚀)，各片梁的加固参数如表2所示。由于自然腐蚀耗时长，故该文采用电化学加速腐蚀的方法进行试验梁的腐蚀。图2为腐蚀示意图，试验梁放置在5%的NaCl溶液中，阳极与露出的钢筋相连，阴极与不锈钢板连接，通过法拉第定律确定腐蚀时间。达到 10%设计锈蚀率后，取出锈蚀梁，其中(C10C25、C10C30、C10C35)不再进行加固和二次锈蚀，U10C30锈蚀加固不再进行二次锈蚀，U10C25-C、U10C30-C、U10C35-C采用厚度为3 mm的U型箍板锚贴加固后进行二次锈蚀(试验梁的加固示意图如图3所示)。为防止U型箍在结构胶还未完全凝固之前由于粘贴、结合不牢而出现空鼓现象，在U型箍安装完毕后，在锈蚀梁的A、B两面分别安装钢板压条，以达到U型箍与混凝土结合紧密的效果；然后将加固锈蚀梁再次放入腐蚀箱中，进行二次锈蚀，以达到15%的最终设计锈蚀率。
图2 加速锈蚀原理图
Fig.2 Accelerated corrosion schematic
图3 加固详细尺寸 /mm
Fig.3 Detailed dimensions of reinforcement
表1 加固钢板、化学锚钉与结构胶的材料参数
Table 1 Material parameters of strengthening steel plate, structural adhesive and chemical bolt
表2 试验梁特征参数
Table 2 Characteristic parameters of test beam
注：typ表示U型箍厚度；as表示保护层厚度；fc表示混凝土轴心抗压强度；Asc表示锈蚀钢筋面积。
试验梁锈蚀完成以后，进行单点加载试验，各仪器仪表的布置如下：
1)在跨中截面梁顶放置液压千斤顶，通过连接在千斤顶上的压力传感器控制施荷大小。
2)在梁端、四分点、跨中截面均布置一个数显百分表以测定相应点处的竖向挠度。
3)在跨中截面沿梁高方向等距离布置 6个应变片，以测定混凝土的应变。
4)为测定U型箍底板的应变，在每个U型箍底部也粘贴了应变片(试验梁的测点布置和加载示意图如图4和图5所示)。
荷载试验全部完成后，破碎试验梁并从中取出锈蚀钢筋，去除铁锈后，测定钢筋的实际锈蚀率。
图4 加载与测点布置设计图
Fig.4 Loading and measuring points layout
图5 实际加载
Fig.5 Actual loading
为了解梁截面方向的应变变化规律，图6绘制了各片梁跨中截面的应变随梁高的变化曲线。由分析得知，各试验梁均能较好地符合平截面假定。
图6 跨中截面应变
Fig.6 Strain of mid-span section
从整体上看，中和轴高度有这样一个规律：锈蚀梁以及锈蚀加固再锈蚀梁的中和轴高度均要大于加固锈蚀梁的高度。分析认为，锈蚀梁经过加固以后，受拉区的抗拉能力增加，受压区需更多的区域提供压应力以维持平衡，这就造成了中和轴下降；随后进行二次锈蚀，当锈蚀率达到一定程度时，钢筋的力学性能以及变形协调性下降，同时产生较为可观的锈胀裂缝，粘结性下降明显，钢筋能提供的拉力较低，这使得受压区高度也上升。
图7是所选取的试验梁U10C25-C的U型箍底板荷载-应变曲线，由曲线图可知，从0 kN加载至30 kN左右时，U型箍底板的应变基本上接近于零，这说明U型箍并不是一开始就发挥作用，而是随着挠度的增大和裂缝的开展，U型箍的应变才逐渐增加，也就是它承担的剪力也逐渐增加。荷载在100 kN之前，同一侧的三片 U型箍的应变较为接近；之后，3片U型箍受力并不是一致的，越靠近跨中部位，在同一荷载作用下的U型箍应变越大，靠近梁端部的箍板应变最小，中间的U型箍应变介于两者之间，说明同一侧的U型箍所承担的剪力在加载中的后期将呈现明显的差异性。这种差异性可分为两个阶段，第一个阶段近似按抛物线规律发展至某个特征点；第二阶段为从特征点按近似线性发展规律直至试验梁破坏，该阶段荷载变化小，应变增长，过程较为短暂；这个特征点可预告试验梁临近破坏，这时可为破坏阶段做好相应的准备工作。两侧的U型箍应变发展基本是对称的，在加载后期U型箍的应变发展规律有明显不同，这说明试验梁腐蚀后存在一定的不均匀性，使得两端退化程度不同，从而导致U型箍的应变发展趋势不同。
图7 U型箍应变
Fig.7 Strain of U-shaped plate
图8为保护层厚度相同时，各试验梁的跨中截面荷载-变形曲线。锈蚀梁、加固锈蚀梁以及锈蚀加固再锈蚀梁的挠度曲线均有明显的三个发展阶段。在弹性阶段时，变形基本呈线性发展，这时候加固系统对构件受力性能的改善作用尚未发挥。构件开裂以后，进入弹塑性阶段，U型箍的加固作用开始发挥，各构件的刚度增大，各曲线发生不同程度的偏离，这点与上述U型箍应变规律相吻合。加载至屈服后，受拉裂缝增多、变宽，加固系统已不能有效限制构件变形，此时荷载不再增加，变形持续增长直至构件破坏。
如图8(a)所示，对于锈蚀率相差不大且保护层厚度相同的 C10C30与 U10C30，相同荷载下加固锈蚀梁的挠度要比锈蚀梁小，钢筋屈服直至构件破坏的变形段较长，塑性特征更为明显，这主要是由于 U型钢板对裂缝的约束作用，提高了构件的刚度，同时这种约束也使得开裂混凝土能相互传递荷载，变为一种弱化的受拉区混凝土，延缓了受拉主筋的屈服点以及破坏时刻。对于经过二次锈蚀的试验梁U10C30-C，其实际锈蚀率达到18%，构件的挠度比同荷载下加固锈蚀梁的挠度大，但其极限挠度比锈蚀梁减小57%，比加固锈蚀梁减小43%。因此，二次锈蚀对加固结构的刚度影响是不容忽视的。这是由于二次锈蚀后加剧了钢筋的截面损失，锈胀产物的不断增加加剧了混凝土的开裂并降低了混凝土与钢筋的粘结性能，尤其是试验梁跨中区域缺乏U型箍和结构胶的保护作用，使得构件的抗弯刚度下降明显。
U10C35-C的锈蚀率达到15.77%，同时构件的锈蚀不均匀系数较大，试验梁发生了支座压碎破坏，通过观察清洗后的钢筋，发现端部钢筋锈蚀严重(如图8(b)所示)，这造成了其挠度在 90 kN左右时就突然下降，构件的承载力要比锈蚀梁底许多，故构件的锈蚀不均匀性对结构性能的影响也应当引起足够的重视，因为它将改变构件的受力分布，使得构件的抗弯能力下降，造成加固效果不理想。
图8(c)为主筋锈蚀率及锈蚀不均匀性相近的不同保护层厚度的U型箍加固梁的挠度对比图。从图中可以看出，两片梁在屈服以后的挠度曲线几乎是重合的，在屈服之前与弹性阶段之间有一定的分离。因此，保护层厚度对极限状态的承载力以及变形影响较小，但是它会影响钢筋的锈蚀与构件的开裂，即影响构件的正常使用状态。这是由于保护层厚度较大时，能够延缓钢筋的初锈时间，在锈蚀以后抵抗锈胀破坏的能力有所增强。保护层对试验梁强度的影响较小[16]，更主要的原因是钢筋力学性能的退化以及锈蚀产物对混凝土胀裂作用的增加，从而促使其强度降低。
图8 跨中变形曲线
Fig.8 Mid-span deformation curve
表3 试验梁的破坏特征参数
Table 3 Failure characteristic parameters of test beam
注：Pcf表示开裂荷载；Pu表示极限承载力；
表示试验弯矩值；ld表示极限挠度。
结合表3的试验结果和图9的破坏特征图可知，锈蚀梁C10C25在加载初期出现较多的竖向裂缝，较大的锈蚀率使得梁底的锈胀裂缝较早贯通，50 kN时出现斜裂缝并逐渐发展为主斜裂缝，最终发生斜拉破坏。其余两片锈蚀梁均表现为受弯适筋破坏，这说明锈胀程度可左右锈蚀梁的失效模式，这可能是因为对于锈蚀梁来说，较大的锈蚀率使得梁的弯剪区段粘结性与钢筋的截面积损失严重，在荷载作用下便出现了这种破坏特征。
锈蚀率相近的U10C30与U10C25-C，在U型箍的束缚下，斜裂缝出现晚，裂缝主要分布在跨中区域但也出现了倾斜的裂缝，裂缝已不是从支座处发展而是从跨中的U型箍附近开展，破坏时竖向裂缝贯通梁底，斜裂缝宽度加大，但不会发展为破坏裂缝，呈弯剪破坏特征(如图9(b))。这种破坏模式和U型纤维增强复合材料FRP加固锈蚀梁的破坏模式不同，后者的破坏形态主要表现为 FRP拉裂或者剥落[17]。锈蚀率较大的U10C30-C、U10C35-C，较低荷载下便出现了竖直裂缝并快速延伸，受压区尚未压坏，弯曲裂缝比一次锈蚀梁的宽度大(如图9(c)所示)，不宜继续承载，破坏形态类似少筋梁，结合上述的锈蚀钢筋图可知，这是由于在锈蚀不均匀性以及二次锈蚀共同作用下，跨中区域钢筋受到更为严重的氯盐侵蚀，从而导致其抗弯性能降低，最终表现为竖直裂缝快速发展。
图9 部分试验梁的破坏特征
Fig.9 Failure features for part of tested beams
虽然试验梁主要的破坏形态表现为跨中受弯破坏，但从整个加载过程中U型箍对限制裂缝的发展可以看出，U型箍的束缚作用体现在，其直接参与了抗剪，限制斜裂缝的发展并传递平面剪力，同时较好地束缚了加固区的混凝土，加强了拱形桁架模型理论中受压斜腹杆的强度及变形，使得裂缝从支座处延伸变为从跨中U型箍附近处开始延伸。
对于支座腐蚀严重的C10C30及U10C35-C梁，较大的局部承压以及腐蚀劣化效应是促使支座混凝土较早压碎的主要成因。因而，针对这种情况，实际工程加固时可采用剔除支座松动混凝土后植筋的加固方法，同时也建议在支座处设置U型箍加固。
结合表3的开裂荷载结果和图10的裂缝分布图，可以发现，锈蚀梁经历加固、加固-锈蚀后，裂缝更稀疏，裂缝趋向于跨中区域分布，其开裂荷载有了明显的提高，斜裂缝逐渐变得不明显，说明U型箍能有效地限制裂缝开展，改变了裂缝的分布。其原因可能有两方面：其一，相对剪跨段有U型箍密布以及表面还氧涂层防护的钢筋来说，跨中区域的钢筋更缺乏保护，因此该区域的钢筋截面损失和对混凝土的锈胀作用更明显，二次锈蚀梁的这种差异性更为突出；其二，剪跨段U型箍的加固使得试验梁抗剪能力富裕，试验梁最终因抗弯能力不足而发生破坏，同时U型箍的包裹可以有效地束缚裂缝的开展，最终裂缝分布在跨中部位。
图10 裂缝分布图
Fig.10 Crack distribution
1)U型箍加固效果分析
由表3可知，锈蚀率接近且保护层厚度相同情形下，加固锈蚀梁 U10C30的承载力比锈蚀梁C10C30提高21.3%，U10C25-C要比C10C25的承载力提高101%。因此，处于剪跨区的U型箍，不是单纯的增加抗剪效应，它对抗弯能力和使用性能也有较好的提升作用，这是由于U型箍除了可以直接参与抗剪作用，还能减小氯盐的侵蚀损伤，束缚了混凝土的开裂，进而传递更多的荷载到支座。
2)二次锈蚀对承载力影响分析
U10C30-C、U10C35-C的锈蚀率分别达到了18.19%、15.77%，对比相同厚度的锈蚀梁来说，其锈蚀率对应增大了8.99%、4.84%，相应的锈蚀不均匀系数增长率分别为 33.33%、91.7%，最终U10C30-C和U10C35-C的极限承载力要比对应的锈蚀梁低32.4%、32.8%。可见，二次锈蚀以后主筋的锈蚀程度以及不均匀性提升较大，这将促使钢筋的力学性能和粘结性严重退化，最终导致加固梁的承载力低于对比梁，此时U型箍对极限承载力的提升效果不显著。U10C30-C的锈蚀率要比 U10C30的锈蚀率大 7.5%，极限承载力要比 U10C30低76.1 kN，可见锈蚀率每增加1%，平均极限承载力下降了10 kN。
为了与试验结果进行对比并进行参数分析，采用有限元软件ABAQUS对三种类型的梁(C10C30、U10C30、U10C30-C)进行了数值模拟，探究了U型箍加固的厚度与位置对试验梁加固性能的影响。 模型所用的加固模型处理手段和结果，可为考虑复杂荷载和边界条件下的实际桥梁加固分析奠定基础。
该文采用 C3D8R模块来模拟混凝土、钢板、垫块以及支座，混凝土的本构基于规范[18]和试验数据(弹性模量与抗压强度等)综合确定，其塑性损伤采用Lubliner等[19]提出的模型。钢板与垫块的泊松比为 0.3，弹性模量为 2.1×105MPa，采用弹塑性本构。对于钢筋，采用2节点的线性桁架模块模拟，其应力-应变曲线通过钢筋的拉伸试验确定。加固的锚栓可用多点约束 MPC梁单元约束来模拟其与钢板、混凝土的联系，具体做法是在钢板与混凝土特定位置处设立参考点，用 MPC梁单元约束这两点的位移与旋转，并将参考点设置耦合，三者之间的约束关系如图11所示。
图11 锚钉有限元模拟
Fig.11 Finite element simulation of anchor bolt
钢筋的粘结滑移采用Houde公式[20](如式(1))，利用粘结滑移降低系数β[21]考虑锈蚀钢筋的粘结性退化(如式(2))。采用弹簧单元 Spring2模拟两者的粘结滑移特性，结合实际特点，只考虑纵向的粘结滑移，其余两个方向设置较大刚度以限制其位移。
式中，β取值如下：
考虑到模型的形状、边界以及荷载的对称性，可采用对称建模的方法以缩短计算时间与内存，故该文建立的是1/4模型，模型的网格划分和边界条件如图12所示。考虑到该文二次锈蚀的影响主要体现在锈蚀率和不均匀性，因此对于U10C30-C梁，该文对锈后的钢筋截面积进行测量，确定腐蚀较为严重的部位，在有限元模型中对钢筋的截面积进行折减处理。
通过以上有限元模型获得试验梁的变形曲线，并与试验结果对比(如图13所示)。同时，表4列出了极限荷载、极限荷载对应挠度、能量吸收值的对比结果。
图12 有限元模型网格与边界
Fig.12 Meshing and boundary conditions of finite element model
图13 有限元与试验挠度对比
Fig.13 Comparison of deflection between finite element and experimental results
表4 有限元与试验结果的验证
Table 4 Validation of finite element and experimental results
注：Pu和Δu分别是极限荷载和对应的极限挠度；μ为能量吸收值(荷载开始急速下降前荷载-挠度曲线面积)。
从图13和表4的结果可以看出，数值模拟所得的变形曲线和试验值是比较接近的。有限元模拟的极限荷载、极限荷载对应的挠度以及能量吸收值与试验结果的误差分别在4.22%、9.7%、9.9%范围以内。因此，从这三个参数指标的对比分析可以看出，所建立的有限元模型可以较好地反映试验结果，可用于进一步分析试验梁的其他力学行为。
规范[22]曾指出，钢板U型箍加固RC梁时，其厚度不应超过4 mm。对于该文的U型箍加固锈蚀梁来说，影响加固性能的参数可认为主要是U型箍的厚度和U型箍的位置。
以 U10C30为例，改变 U型箍的厚度(1 mm～5 mm)，对其进行数值模拟，绘制各种情形下的挠度曲线如图14所示，并列出相关参数的计算结果见表5。
仔细观测计算结果可知，加固厚度从1 mm变化到3 mm时，挠度曲线也增高，极限荷载逐渐增大；超过3 mm以后，极限荷载逐渐下降，挠度有所增加，能量吸收值也略微增大。因此，从提高构件承载力的角度来说，设置3 mm钢板厚度是比较有利的，进一步增加厚度无益于极限承载力的提高，且延性增加不大，同时也不经济。
图14 不同U型箍厚度时挠度曲线
Fig.14 Deflection curves under different thickness of U-shaped plate
表5 不同U型箍厚度相关参数结果对比
Table 5 Comparison of related results for different thickness of U-shaped plate
改变 U型箍到跨中的距离，变化范围为350 mm～450 mm，并获取各情形下构件的变形曲线、极限荷载、挠度等结果(如图15及表6所示)。U型箍距离跨中越近，极限荷载、极限荷载对应的挠度值、吸收能量均显著降低。因此，U型箍应布置在远离跨中、靠近支座附近的位置，这样才能更充分地发挥U型箍的抗剪作用，以有效地提升构件的强度与刚度。
图15 不同U型箍位置时挠度曲线
Fig.15 Deflection curves under different position of U-shaped plate
表6 不同U型箍位置相关参数结果对比
Table 6 Comparison of related results for different position of U-shaped plate
(1)试验梁的跨中截面梁底应变基本符合平截面假定。中和轴高度呈现这样的规律：锈蚀梁以及锈蚀加固再锈蚀梁的中和轴高度均要大于加固锈蚀梁的高度。
(2)荷载增大到一定时，U型箍的锚固作用开始发挥作用；加载中后期，同侧三片U型箍分担的剪力存在不均匀性；腐蚀不均匀导致两端的U型箍应变增长规律有差异。
(3)相比锈蚀梁，经U型箍加固后的锈蚀梁的塑性特征更明显；二次锈蚀和锈蚀不均匀性会改变梁的荷载-变形曲线发展，而保护层厚度的影响则较小。
(4)U型箍加固可有效提高开裂荷载，改善裂缝分布并提高承载能力；二次锈蚀程度与锈蚀不均匀对加固梁的承载力与破坏形态有较大影响。
(5)数值模拟的极限荷载、极限荷载对应的挠度以及能量吸收值与试验结果的误差分别在4.22%、9.7%、9.9%范围以内。设置 3 mm的加固厚度对提高承载力较为适宜，U型箍布置在梁端位置可更好地提高构件的强度和刚度。
参考文献：
[1]孙俊祖, 黄侨, 任远. 锈蚀疲劳后混凝土中钢筋力学性能试验[J]. 哈尔滨工业大学学报, 2016, 48(3): 89―94．Sun Junzu, Huang Qiao, Ren Yuan. Test for mechanical behavior of steel reinforcing bar after corrosion fatigue[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2016,48(3): 89―94. (in Chinese)
[2]Ali M S, Ji C H, Mirza M S. Durable design of reinforced concrete elements against corrosion [J].Construction and Building Materials, 2015, 93: 17―325.
[3]马亚飞, 王磊, 张建仁. 锈胀钢筋混凝土拱肋承载力试验与模拟[J]. 工程力学, 2017, 34(3): 155―161.Ma Yafei, Wang Lei, Zhang Jianren. Experimental and numerical studies on reinforced concrete arch ribs with corrosion-induced cracks [J]. Engineering Mechanics,2017, 34(3): 155―161. (in Chinese)
[4]程坤, 项贻强. 考虑钢筋锈蚀的复合受扭混凝土箱梁时变承载力研究[J]. 工程力学, 2016, 33(9): 109―115.Cheng Kun, Xiang Yiqiang. Study on time-dependent load carrying capacity of concrete box beams subjected to combined torsion considering reinforcement corrosion[J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(9): 109―115. (in Chinese)
[5]王仁华, 方媛媛, 林振东, 等. 点蚀损伤下海洋平台结构剩余强度的多尺度分析方法[J]. 工程力学, 2016,33(1): 238―245.Wang Renhua, Fang Yuanyuan, Lin Zhendong, et al.Multi-scale analysis of residual strength of offshore plat-forms with pitting corrosion [J]. Engineering Mechanics, 2016, 33(1): 238―245. (in Chinese)
[6]Peng J X, Tang H, Zhang J R. Structural behavior of cor-roded reinforced concrete beams strengthened with steel plate [J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2017, 31(4): 040117013.
[7]Carlos E T B, Maryangela G L, Anderson R S, et al.Cor-rosion degree effect on nominal and effective strengths of naturally corroded reinforcement [J]. Journal of Materials in Civil Engineering, 2016, 28(10):04016103.
[8]彭建新, 胡守旺, 宋波, 等. 锈蚀 RC梁抗弯性能试验与数值分析[J]. 中国公路学报, 2015, 28(6): 34―41,50.Peng Jianxin, Hu Shouwang, Song Bo, et al.Experimental and numerical analysis of flexural performance for cor-roded RC beams [J]. China Journal of Highway and Transport, 2015, 28(6): 34―41, 50. (in Chinese)
[9]郑山锁, 孙龙飞, 刘小锐, 等. 近海大气环境下锈蚀RC框架节点抗震性能试验研究[J]. 土木工程学报,2015, 48(12): 63―71.Zheng Shansuo, Sun Longfei, Liu Xiaorui, et al.Experimental research on seismic behaviors of beam-column joints of corroded RC frame in the coastal atmosphere [J]. China Civil Engineering Journal, 2015,48(12): 63―71. (in Chinese)
[10]林于东, 宗周红, 陈宏磊. 粘钢加固混凝土梁受剪性能试验研究[J]. 建筑结构学报, 2011, 32(8): 90―98.Lin Yudong, Zong Zhouhong, Chen Honglei.Experimental study on shear performance of concrete beams strengthened with steel plates [J]. Journal of Building Structures, 2011, 32(8): 90―98. (in Chinese)
[11]Zhang X H, Wang L, Zhang J R. Bond degradation–induced incompatible strain between steel bars and concrete in corroded RC beams[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2016, 30(6):04016058.
[12]Su R, Li L, Lo S. Longitudinal partial interaction in bolted side-plated reinforced concrete beam [J].Advances in Structural Engineering, 2014, 17(7): 921―936.
[13]Arslan G, Sevuk F, Ekiz I. Steel plate contribution to load-carrying capacity of retrofitted RC beams [J].Construction and Building Materials, 2008, 22(3): 143―153
[14]张建仁, 刘彬, 王磊, 等. 箍筋锈蚀的配斜筋混凝土梁抗剪试验[J]. 中国公路学报, 2013, 26(6): 73―79.Zhang Jianren, Liu Bin, Wang Lei, et al. Test on shear behavior of diagonal reinforcement rc beams with corroded stirrup [J]. China Journal of Highway and Transport, 2013, 26(6): 73―79. (in Chinese)
[15]赵建昌, 徐宁, 杨治国. 纵向分段对称非均匀锈蚀梁非线性实用分析方法[J]. 水力发电学报, 2011, 30(4):181―186, 196.Zhao Jianchang, Xu Ning, Yang Zhiguo. Practical non-linear analysis method for reinforced concrete beams with longitudinally nonuniform-corroded steel bars [J].Journal of Hydroelectric Engineering, 2011, 30(4): 181―186, 196. (in Chinese)
[16]彭建新, 李炬, 唐皇, 等. 锚贴钢板加固锈蚀钢筋混凝土梁试验研究[J]. 土木建筑与环境工程, 2015, 37(1):88―95.Peng Jianxin, Li Ju, Tang Huang, et al. Experimental analysis of strengthening effect of corroded reinforced-concrete beams strengthened with bolted steel plates [J]. Journal of Civil, Architectural &Environmental Engineering, 2015, 37(1): 88―95. (in Chinese)
[17]Almassri B, Barros J O, Alm F. A FEM-based model to study the behaviour of corroded RC beams shear-repaired by NSM CFRP rods technique [J].Composite Structures, 2015, 131: 731―741.
[18]GB 50010―2012, 混凝土结构设计规范[S]. 北京:中国建筑工业出版社, 2012.GB 50010―2012, Code for design of concrete structures[S]. Beijing: China Architecture Industry Press, 2012. (in Chinese)
[19]Lubliner J, Oliver J, Oller S. A plastic-damage model for concrete [J]. International Journal of Solids and Structures, 1989, 25(3): 299―326.
[20]Houde J, Mirza M S. Study of bond -slip relationship in reinforced concrete [J]. ACI Journal, 1979, 76(1): 19―46.
[21]徐善华. 混凝土结构退化模型与耐久性评估[D]. 西安: 西安建筑科技大学, 2003.Xu Shanhua. The models of deterioration and durability evaluation of reinforced concrete structure [D]. Xi’an:Xi’an University of Architecture and Technology, 2003.(in Chinese)
[22]GB 50367―2013, 混凝土结构加固设计规范[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2013.GB 50367―2013, Design code for strengthening concrete structure [S]. Beijing: China Architecture Industry Press, 2013. (in Chinese)
EXPERIMENTAL STUDY AND NUMERICAL ANALYSIS OF CORRODED RC BEAMS STRENGTHENED WITH U-SHAPED PLATE
ZHANG Jian-ren1, XIAO Lin-fa1, PENG Jian-xin1, TANG Huang2
(1. Key Laboratory for Safety Control of Bridge Engineering, Ministry of Education and Hunan Province,Changsha University of Science & Technology, Changsha, Hunan 410114, China;2. Hunan City University, Yiyang, Hunan 413000, China)
Abstract:In order to investigate the effect of strengthening with U-shaped plate and secondary corrosion on the mechanical properties of corroded RC beam, 7 pieces of test beams were designed to analyze the strain law,deformation characteristics, failure mechanism, et al. By using the ABAQUS finite element software, numerical simulation was carried out to study the influence of thickness and strengthening position of U-shaped plate on the performance of the strengthened beam. The results show that strain distribution of the mid-span for the test beams satisfies the plane-section assumption. The height of the neutral axis is roughly in line with the law: the height of neutral axis of the corroded beams and the corroded-strengthened-corroded beams is higher than that of the corroded reinforced beams. When the load increases to a certain extent, the anchoring effect of the U-shaped plate starts to work. In the middle and late stage of loading, the shear force shared by the three U-shaped plates on the same side is uneven, and the uneven corrosion leads to the different strain growth of U-shaped plate at both ends.The cracks of both strengthened beams and those with secondary corrosion appear more sparsely, which tend to locate in the middle span region, while the inclined cracks gradually become less obvious. The cracking load and the ultimate load of beams strengthened with U-shaped plates are improved, and the plastic characteristics are more obvious, which mainly exhibit bending-shear failure. The secondary corrosion and inhomogeneity change the deformation of components, which affects the failure mode. Compared with experimental results, the error of the ultimate load, the deflection of the ultimate load and the energy absorption value of numerical simulation results were in the range of 4.22%, 9.7% and 9.9%, respectively. It is more suitable to improve the bearing capacity by adopting a reinforcement thickness of 3 mm, and the strength and rigidity of the structure can be improved by arranging the U-shaped plate at the beam ends.
Key words:bridge engineering; corroded RC beam; U-shaped plate; strengthening; secondary corrosion; finite element
中图分类号：U445.73；U446
文献标志码：A
doi:10.6052/j.issn.1000-4750.2017.04.0286
文章编号：1000-4750(2018)08-0111-11
收稿日期：2017-04-13；修改日期：2017-08-08
基金项目：国家重点基础研究发展计划项目(2015CB057705)；湖南省自然科学基金面上项目(2018JJ2438)；长沙理工大学研究生科研创新项目(CX2017BS04)；长沙理工大学桥梁结构安全控制湖南省工程实验室开放基金资助项目(16BCX11)
通讯作者：彭建新(1978―)，男，江西人，副教授，博士，主要从事桥梁结构性能退化和时变可靠度研究(E-mail: jianxin_peng78@163.com).
作者简介：
张建仁(1958―)，男，湖南人，教授，博士，博导，主要从事桥梁结构可靠度研究(E-mail: Jianrenz@hotmail.com);
肖林发(1989―)，男，江西人，博士生，主要从事桥梁结构性能退化研究(E-mail: linfa_x@163.com);
唐 皇(1988―)，男，湖南人，博士，主要从事锈蚀结构加固性能研究(E-mail: 806707617@qq.com).