多部件非均勻銹蝕對(duì)鋼混組合梁承載力退化的影響研究

陳 冠

(湖南路橋建設(shè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，湖南 長(zhǎng)沙 410018)

0 引言

鋼混組合梁橋由于其充分發(fā)揮了鋼材、混凝土的材料特性，具有良好的力學(xué)性能，可以采用工廠化預(yù)制生產(chǎn)等特點(diǎn)，近年來(lái)廣泛應(yīng)用于大中小橋梁的建設(shè)。而鋼材與混凝土材料的良好黏結(jié)，是保證二者協(xié)同工作的前提，當(dāng)鋼混組合結(jié)構(gòu)中栓釘、鋼筋等材料由于環(huán)境因素發(fā)生銹蝕時(shí)，會(huì)顯著降低結(jié)構(gòu)承載力，降低其耐久性和安全性[1-3]。

針對(duì)構(gòu)件銹蝕問題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究工作：LI[4]通過(guò)對(duì)混凝土構(gòu)件預(yù)留孔洞并加壓的方式模擬了鋼筋均勻銹蝕產(chǎn)生的銹脹力，并對(duì)銹脹力與混凝土開裂的關(guān)系進(jìn)行了分析；張猛[5]等采用有限元法(FEM)建立了未銹蝕鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁靜力計(jì)算模型，分析了鋼筋不同銹蝕率與簡(jiǎn)支梁的承載力退化的關(guān)系；ALONSO[6]等利用電化學(xué)加速的方式實(shí)現(xiàn)了鋼筋加速銹蝕，定量分析了保護(hù)層開裂與鋼筋銹蝕率之間的關(guān)系；徐亦冬[7]等通過(guò)蒙特卡洛方法建立了隨機(jī)骨料模型，實(shí)現(xiàn)了鋼筋銹脹細(xì)觀FEM模擬，分析了銹蝕層厚度與裂縫分布的關(guān)系；MARK[8]等根據(jù)理論計(jì)算，提出了栓釘銹蝕后的鋼混組合梁抗彎承載力簡(jiǎn)化計(jì)算方法，并利用相關(guān)文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了該簡(jiǎn)化算法的正確性；LIU[9]等通過(guò)試驗(yàn)，對(duì)栓釘銹蝕類型進(jìn)行了歸納，并對(duì)栓釘銹蝕后組合梁力學(xué)性能進(jìn)行了分析。上述試驗(yàn)中，部分學(xué)者采用電化學(xué)加速試驗(yàn)的方式實(shí)現(xiàn)鋼筋的快速銹蝕，但此方法與實(shí)際結(jié)構(gòu)中鋼筋的銹蝕層分布存在差異，且難以對(duì)銹蝕后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行參數(shù)測(cè)量；而采用有限元法模擬鋼筋銹蝕則往往以均勻銹蝕進(jìn)行簡(jiǎn)化，而實(shí)際結(jié)構(gòu)中銹蝕往往是非均勻的，二者在銹脹力上存在顯著差異。對(duì)鋼混組合梁栓釘?shù)匿P蝕研究目前也存在著上述問題，且對(duì)于實(shí)際結(jié)構(gòu)，如若其普通鋼筋存在銹蝕，則往往栓釘也會(huì)發(fā)生銹蝕，而目前尚未見到考慮2種部件銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)性能耦合影響的研究。

為了明確鋼混組合梁橋栓釘、鋼筋等部件非均勻銹蝕產(chǎn)生的銹脹力對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響，并考慮2種部件發(fā)生銹蝕下的效應(yīng)耦合，本文通過(guò)理論推導(dǎo)，對(duì)FEM法計(jì)算均勻、非均勻銹蝕構(gòu)件模型的正確性進(jìn)行了驗(yàn)證，并利用通過(guò)驗(yàn)證的模型分析了單部件、多部件非均勻銹蝕耦合和不同銹蝕率對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響，為計(jì)算銹蝕后鋼混組合梁承載力提供參考，為定量評(píng)估銹蝕后鋼混組合梁安全和耐久性提供依據(jù)。

1 銹脹應(yīng)力場(chǎng)理論分析

當(dāng)栓釘、鋼筋發(fā)生銹蝕后，其銹蝕產(chǎn)物相較于自身未銹蝕體積發(fā)生膨脹，從而產(chǎn)生結(jié)構(gòu)細(xì)部銹脹力[10]，而目前對(duì)于銹脹力的計(jì)算大致包括試驗(yàn)、理論計(jì)算、FEM模擬3種方式，而采用試驗(yàn)的方式最終需落腳于相關(guān)理論的提出，同時(shí)銹脹力計(jì)算理論也是指導(dǎo)FEM模擬的關(guān)鍵。為此，現(xiàn)對(duì)均勻銹蝕與非均勻銹蝕下混凝土銹脹應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行分析，并結(jié)合理論建立FEM模型，為下文定量分析奠定基礎(chǔ)。

1.1 均勻銹蝕

如圖1、圖2所示參考系建立平面內(nèi)鋼筋/栓釘與混凝土結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，將混凝土視為均勻無(wú)限大板，當(dāng)距離鋼筋/栓釘周圍存在保護(hù)層時(shí)，通過(guò)該保護(hù)層將板切割為2個(gè)軸對(duì)稱半無(wú)限大板，此時(shí)保護(hù)層存在面力q，通過(guò)反向疊加-q即可消除面力q對(duì)銹脹應(yīng)力場(chǎng)的影響(圖1中，Δ表示銹脹位移，R為鋼筋/栓釘半徑，c為保護(hù)層厚度，d為鋼筋中心距保護(hù)層的距離)。

圖1 鋼筋/栓釘與混凝土均勻銹蝕平面力學(xué)模型

圖2 鋼筋/栓釘與混凝土非均勻銹蝕平面力學(xué)模型

由彈性力學(xué)，軸對(duì)稱問題在極坐標(biāo)系下的應(yīng)力解與位移解為：

(1)

式中:σr為徑向應(yīng)力；σθ為環(huán)向應(yīng)力；τrθ為剪應(yīng)力；ur為徑向位移；uθ為環(huán)向位移；A、B為待求常數(shù)；E為彈性模量；v為泊松比。

考慮到圖1中無(wú)限遠(yuǎn)處徑向應(yīng)力為0，且在r=R處位移為Δ，則有：

(2)

將式(2)代入式(1)并轉(zhuǎn)化為直角坐標(biāo)系，有：

(3)

當(dāng)x=-d時(shí)，參考文獻(xiàn)[11]給出了考慮保護(hù)層邊界處面力q的混凝土保護(hù)層表面應(yīng)力分量表達(dá)式：

(4)

1.2 非均勻銹蝕

根據(jù)文獻(xiàn)[11]對(duì)自然條件銹蝕鋼筋銹蝕層厚度的電鏡觀測(cè)結(jié)果，橢圓曲線能較好地?cái)M合銹蝕層厚度分布情況，對(duì)極坐標(biāo)系下橢圓曲線公式a2ρ2sin2θ+b2ρ2cos2θ=a2b2(a為長(zhǎng)半軸長(zhǎng)，b為短半軸長(zhǎng))，其上半圓徑向位移為：

(5)

式中:e為橢圓離心率。

根據(jù)文獻(xiàn)[12]，彈性力學(xué)平面問題位移型解答為：

(6)

其相容方程為：

(7)

參考文獻(xiàn)[13]給出的位移函數(shù)形式φ=f(t)(θ+sin 2θ)，將其代入相容方程，并考慮位移函數(shù)的有界性，則有：

φ=(A+Bt)e-tθ+(Ce-t+De-3t)sin 2θ

(8)

式中:A、B、C、D為待定系數(shù)。

(9)

1.3 解析解與FEM結(jié)果驗(yàn)證

現(xiàn)根據(jù)1.1節(jié)和1.2節(jié)推導(dǎo)應(yīng)力分量表達(dá)式，采用FEM方法進(jìn)行驗(yàn)證。分別建立考慮均勻銹脹力的平面應(yīng)變模型(Model-1)和考慮非均勻銹脹力的平面應(yīng)變模型(Model-2)， 主要幾何參數(shù)見圖3(a)，其中混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C25，彈性模量取28 000 MPa，泊松比為0.2，鋼筋/栓釘直徑為16 mm，彈性模量取200 GPa，泊松比為0.3，銹蝕層厚度Δ=0.001 mm，采用二階八節(jié)點(diǎn)四邊形平面應(yīng)變單元CPE8劃分網(wǎng)格，全局種子尺寸為2 mm，局部種子尺寸為0.25 mm，并對(duì)鋼筋/栓釘和靠近該處的混凝土網(wǎng)格進(jìn)行加密，以使計(jì)算結(jié)果更為精確，網(wǎng)格劃分見圖3(b)。

通過(guò)定義以鋼筋/栓釘中心為原點(diǎn)的局部極坐標(biāo)系，在Model-1鋼筋/栓釘與混凝土的環(huán)向接觸面施加相同均勻徑向位移以模擬均勻銹脹力[如圖3(c)所示]， 在Model-2中按式(5)建立以局部坐標(biāo)系為變量的解析表達(dá)式場(chǎng)，并對(duì)鋼筋/栓釘與混凝土的環(huán)向接觸面施加以該解析場(chǎng)為分布的徑向位移以模擬非均勻銹脹力[如圖3(d)所示]。此外，對(duì)兩種模型遠(yuǎn)離鋼筋/栓釘?shù)淖髠?cè)約束所有自由度。

(a)幾何尺寸

由圖4可知，均勻銹脹力與非均勻銹脹力作用下剪應(yīng)力分量τrθ=0，但環(huán)向、徑向應(yīng)力分量隨角度的分布存在一定差異，均勻銹脹力作用下環(huán)向、徑向應(yīng)力分量絕對(duì)值基本保持不變，且互為相反數(shù)，而非均勻銹脹力作用下環(huán)向、徑向應(yīng)力分量分布形式相同，二者相差約為一常數(shù)，且應(yīng)力分量絕對(duì)最大值相等。對(duì)比均勻銹脹力與非均勻銹脹力，可以發(fā)現(xiàn)非均勻銹脹力作用應(yīng)力分量顯著大于均勻銹脹力作用，對(duì)于本例，非均勻銹脹力下環(huán)向、徑向應(yīng)力峰值約為均勻銹脹力下的1.75倍，因此，對(duì)于鋼混組合梁鋼材銹蝕的考慮，采用均勻銹蝕的形式則計(jì)算結(jié)果偏不保守，采用非均勻銹蝕的形式更為貼合實(shí)際，且計(jì)算結(jié)果更能反映銹脹力對(duì)結(jié)構(gòu)性能退化的影響。

(a) Model-1環(huán)向應(yīng)力σθ云圖

2 銹蝕深度與有效截面的歸一化表達(dá)

第1節(jié)中以銹蝕層厚度(Δ)體現(xiàn)了鋼筋/栓釘銹蝕程度，并對(duì)指定銹蝕層厚度的混凝土保護(hù)層銹脹應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了理論分析與FEM驗(yàn)證。但在目前相關(guān)研究中，多以鋼材部件銹蝕率對(duì)部件的銹蝕程度進(jìn)行描述[14]，因此，需對(duì)銹蝕層厚度與銹蝕率建立數(shù)學(xué)關(guān)系，以更為直觀地表達(dá)鋼筋/栓釘?shù)匿P蝕程度對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的退化影響；此外，當(dāng)鋼筋/栓釘發(fā)生銹蝕后，其有效截面受到削弱，可對(duì)銹蝕后的有效截面與銹蝕率建立數(shù)學(xué)關(guān)系，以更為準(zhǔn)確考慮鋼筋/栓釘?shù)匿P蝕程度對(duì)結(jié)構(gòu)承載力退化影響?，F(xiàn)分別建立銹蝕率與銹蝕深度、有效截面的關(guān)系。

對(duì)于非均勻銹蝕，其鋼筋/栓釘?shù)匿P蝕深度δ與銹蝕層厚度Δ的關(guān)系[15]為：

(10)

式中:n為鋼筋/栓釘?shù)匿P蝕產(chǎn)物膨脹系數(shù)，取2～4。 而鋼筋/栓釘?shù)匿P蝕率λ可寫為銹蝕產(chǎn)物的質(zhì)量m′與其初始質(zhì)量m之比：

(11)

且對(duì)于等截面鋼筋/栓釘，可將質(zhì)量轉(zhuǎn)化為面積的關(guān)系，銹蝕后鋼筋/栓釘截面被削弱，對(duì)于全圓周發(fā)生不均勻銹蝕的情況，其輪廓線由圓曲線變位長(zhǎng)半軸為b，短半軸為b-δ的橢圓曲線[圖5(a)]，對(duì)于半圓周發(fā)生不均勻銹蝕的情況，其上半部分輪廓線由半圓曲線變位長(zhǎng)半軸為b，短半軸為b-δ的半橢圓曲線[圖5(b)]，對(duì)于其他更為復(fù)雜的不均勻銹蝕，也可按類似方法，利用面積比例關(guān)系建立銹蝕層厚度與銹蝕率的關(guān)系。全圓周、半圓周發(fā)生不均勻銹蝕的情況，銹蝕產(chǎn)物的截面積為初始面積與銹蝕后有效面積之差，則銹蝕率以面積之比可分別表示為：

(a) 全圓周不均勻銹蝕

(12)

(半圓周)

(13)

因此，通過(guò)式(10)、 式(12)、 式(13)即可建立銹蝕率與銹蝕層厚度之間的關(guān)系，且式(12)同時(shí)給出了銹蝕率與銹蝕削弱后鋼筋/栓釘有效截面的關(guān)系，可在后續(xù)計(jì)算中直觀地體現(xiàn)部件銹蝕率對(duì)結(jié)構(gòu)承載能力的影響。

3 部件銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力退化的影響

當(dāng)結(jié)構(gòu)中鋼筋/栓釘發(fā)生銹蝕后，一方面其銹脹力增大了混凝土保護(hù)層界面的應(yīng)力，可能引發(fā)結(jié)構(gòu)開裂等病害；另一方面削弱了鋼筋、栓釘?shù)挠行Ы孛?，降低了結(jié)構(gòu)自身的抗力。對(duì)此，現(xiàn)以某高架橋?yàn)楣こ瘫尘?，分析部件銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力退化的影響。

3.1 工程概況

某高架橋第二聯(lián)采用3×29.6 m鋼混組合梁，梁體以路線中心為軸，雙向1.5%橫坡。主梁采用“工字型鋼主梁+預(yù)制混凝土橋面板+現(xiàn)澆橋面板”組合結(jié)構(gòu)。橋面板上未設(shè)置橋面現(xiàn)澆層，采用9 cm瀝青混凝土鋪裝。橋梁的雙向橫坡為1.5%。鋼梁下翼緣按橫向按平坡布置。橋梁全寬24 m，橫向布置8片工字鋼主梁，工字鋼主梁間距3 m，外側(cè)橋面板挑臂1.5 m。鋼板組合梁全高150 cm，高跨比為1/19.7，主要幾何參數(shù)見圖6。

圖6 鋼混組合梁標(biāo)準(zhǔn)截面幾何參數(shù)(單位：mm)

3.2 FEM模型

以上述工程背景，基于第1節(jié)理論驗(yàn)證的FEM建模方法建立仿真模型，考慮到結(jié)構(gòu)尺度較大，且多部件銹蝕發(fā)生區(qū)域?yàn)楣ぷ咒摿喉敳炕炷涟?，為?jiǎn)化計(jì)算提高效率，對(duì)相關(guān)尺寸進(jìn)行簡(jiǎn)化，取單片工字鋼梁與其上部橋面板寬1 m部分，采用ABAQUS建立跨度為5 m的三點(diǎn)彎曲梁FEM模型，其中鋼梁采用SR4殼單元，其余采用C3D8R體單元，對(duì)包含栓釘?shù)幕炷羺^(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，全模型共結(jié)點(diǎn)314 033個(gè)，單元215 456個(gè)，建立參考點(diǎn)，將其與頂部加載塊耦合，并建立全局通用接觸，設(shè)置接觸法向與切向接觸行為，底部墊塊底面約束所有自由度。全局網(wǎng)格劃分如圖7所示。

圖7 FEM模型網(wǎng)格劃分

模型包含C50混凝土和Q345鋼2種材料，對(duì)于鋼筋，采用理想彈塑性雙線性本構(gòu)：

(3)

對(duì)于剪力釘和鋼板，采用三折線彈塑性強(qiáng)化本構(gòu)：

(4)

式中：Es為鋼筋彈模，取2.06×105MPa；fy為鋼材屈服強(qiáng)度；εy為屈服應(yīng)變；fu為鋼材極限強(qiáng)度，取fu/fy=1.2；εu為極限應(yīng)變，取εu/εy=21。

對(duì)于混凝土，采用混凝土損傷塑性本構(gòu)，依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范GB 50010-2010》[15]給出的混凝土單軸受壓應(yīng)力應(yīng)變曲線，分別定義材料的受拉和受壓行為[圖8(a)、 圖8(b)]，其余CDP參數(shù)如下：φ為35°，ε0為0.1，σb0/σc0為1.16，Kc為0.67，μ為0.005。

(a) 混凝土單軸受拉應(yīng)力應(yīng)變

3.3 單部件銹蝕對(duì)承載力退化的影響

對(duì)上述FEM模型采用位移加載模式，對(duì)參考點(diǎn)施加豎直向下位移，在自重作用和頂部加載塊位移加載作用考慮如下7種工況:①W1為無(wú)銹蝕;②W2為鋼筋全圓周非均勻銹蝕;③W3為鋼筋上半圓周非均勻銹蝕;④W4為鋼筋下半圓周非均勻銹蝕;⑤W5為栓釘全圓周非均勻銹蝕;⑥W6為栓釘順橋向半圓周非均勻銹蝕;⑦W7為栓釘橫橋向半圓周非均勻銹蝕。栓釘銹蝕率按5%計(jì)，鋼筋銹蝕率按5%計(jì)，利用式(10)～式(13)將銹蝕率換算為銹蝕層厚度Δ對(duì)模型施加銹脹力。

各工況下三點(diǎn)彎曲梁荷載的位移曲線見圖9。

圖9 單部件銹蝕工況荷載-位移曲線對(duì)比

由圖9可知，W2～W7曲線均在W1的下方，說(shuō)明鋼筋和栓釘銹蝕對(duì)鋼混組合梁承載能力存在削弱作用，W2曲線在W3、W4下方，W5曲線在W6、W7下方，說(shuō)明全圓周非均勻銹蝕的削弱作用要強(qiáng)于半圓周非均勻銹蝕，而W3、W4和W6、W7曲線較為接近，說(shuō)明單獨(dú)對(duì)鋼筋或栓釘半圓周銹蝕而言，其銹蝕面為上下半圓周或橫橋向、順橋向半圓周對(duì)結(jié)構(gòu)承載能力的影響較小。鋼筋全圓周非均勻銹蝕工況下，峰值荷載為2 161.6 kN，栓釘全圓周非均勻銹蝕工況下，峰值荷載為2 396.4 kN，以無(wú)銹蝕時(shí)峰值荷載2 522.7 kN為基準(zhǔn)，則2類全圓周非均勻銹蝕工況峰值荷載分別下降了14.3%、5.0%。

3.4 多部件銹蝕對(duì)承載力退化的影響

3.3節(jié)中對(duì)單個(gè)部件銹蝕與承載力退化的關(guān)系進(jìn)行了研究，現(xiàn)考慮多部件銹蝕的影響，即將3.3節(jié)中工況進(jìn)行組合，由于多部件銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力影響為一非線性效應(yīng)，故上述各個(gè)工況的組合并非簡(jiǎn)單的線性疊加?？紤]到單部件銹蝕工況中W3、W4和W6、W7荷載的位移曲線較為接近，故組合工況分別為：①W2+W5(鋼筋、栓釘全圓周非均勻銹蝕)；②W2+W6(鋼筋全圓周非均勻銹蝕，栓釘順橋向半圓周非均勻銹蝕)：③W3+W5(鋼筋上半圓周非均勻銹蝕，栓釘全圓周非均勻銹蝕)。

各工況下三點(diǎn)彎曲梁荷載的位移曲線見圖10，各工況峰值荷載見表1。

圖10 多部件銹蝕工況荷載-位移曲線對(duì)比

表1 各工況峰值荷載1Table 1 Peak loads under various working conditions 1工況峰值荷載/kN與W1峰值荷載之比W12 522.731.00W22 161.60.86W32 293.760.91W52 396.410.95W62 471.660.98W2+W51 940.470.77 W2+W62 047.130.81 W3+W52 039.620.81

由圖10、表1可知，相較于單部件銹蝕工況W2、W3、W5、W6，多部件組合銹蝕工況下峰值荷載進(jìn)一步降低，其中峰值荷載下降最大工況為W2+W5，1 940.47 kN，下降最小為W2+W6，2 047.13 kN，相較于W1峰值荷載2 522.7 kN，分別降低了23.0%、18.9%，且多部件組合工況下峰值荷載下降幅度要大于單部件工況峰值荷載下降幅度之和，體現(xiàn)了多部件同時(shí)發(fā)生銹蝕時(shí)結(jié)構(gòu)承載力進(jìn)一步非線性退化的特點(diǎn)。

3.5 銹蝕率的影響

3.3節(jié)和3.4節(jié)中按5%的銹蝕率對(duì)單部件銹蝕、多部件銹蝕下組合梁承載力退化進(jìn)行了量化分析，現(xiàn)分析鋼筋、栓釘在不同銹蝕率1%、2.5%、5%、10%下鋼筋、栓釘全圓周非均勻銹蝕時(shí)鋼混組合梁的承載力退化，工況如下：①G1+S1(鋼筋銹蝕率1%，栓釘銹蝕率1%)；②G2+S2(鋼筋銹蝕率2.5%，栓釘銹蝕率2.5%)；③G3+S3(鋼筋銹蝕率5%，栓釘銹蝕率5%)；④G4+S4(鋼筋銹蝕率10%，栓釘銹蝕率10%)；⑤G1+S4(鋼筋銹蝕率1%，栓釘銹蝕率10%)；⑥G2+S3(鋼筋銹蝕率2.5%，栓釘銹蝕率5%)；⑦G3+S2(鋼筋銹蝕率5%，栓釘銹蝕率2.5%)；⑧G4+S1(鋼筋銹蝕率10%，栓釘銹蝕率1%)。

注：G1～G4分別表示鋼筋不同銹蝕率1%、2.5%、5%、10%的情況，S1～S4分別表示栓釘不同銹蝕率1%、2.5%、5%、10%的情況。

各工況下三點(diǎn)彎曲梁荷載-位移曲線見圖11，各工況峰值荷載見表2。

圖11 不同銹蝕率多部件銹蝕工況荷載-位移曲線對(duì)比

表2 各工況峰值荷載2Table 2 Peak loads under various working conditions 2工況峰值荷載/kN與W1峰值荷載之比W12 522.731.00 G1+S12 428.980.96 G2+S22 244.320.89 G3+S31 940.470.77 G4+S41 526.990.61 G1+S42 095.170.83 G2+S32 052.560.81 G3+S22 015.740.80 G4+S11 775.570.70

由圖11、表2可知，相較于無(wú)銹蝕的組合梁，各部件發(fā)生銹蝕后承載力隨銹蝕率不同而發(fā)生了相應(yīng)程度的退化，當(dāng)鋼筋、栓釘銹蝕率相等時(shí)，銹蝕率越大峰值荷載越低，其中當(dāng)鋼筋、栓釘銹蝕率均為10%時(shí)峰值荷載下降程度最大，相較于W1工況降低約39%；而當(dāng)鋼筋、栓釘銹蝕率不同時(shí)，G1+S4工況下(鋼筋銹蝕率1%，栓釘銹蝕率10%)峰值荷載為2 095.17 kN，而G4+S1工況下(鋼筋銹蝕率10%，栓釘銹蝕率1%)峰值荷載為1 775.57 kN，即鋼筋銹蝕對(duì)峰值荷載的影響更為顯著。

4 結(jié)論

本文根據(jù)銹脹應(yīng)力場(chǎng)理論，推導(dǎo)了均勻銹蝕、非均勻銹蝕混凝土保護(hù)層應(yīng)力分量解析表達(dá)式，并以此為基礎(chǔ)，建立某鋼混組合梁橋簡(jiǎn)化FEM模型，定量分析了鋼筋、栓釘在單部件銹蝕、多部件銹蝕情況下的承載力，研究了多部件不同銹蝕率組合對(duì)承載力退化的影響，得出以下結(jié)論：

a.平面應(yīng)變FEM模型計(jì)算結(jié)果與均勻銹蝕、非均勻銹蝕解析解吻合良好，非均勻銹脹力作用下混凝土保護(hù)層環(huán)向、徑向應(yīng)力分布與均勻銹脹力作用不同，其隨角度的分布是正弦函數(shù)形式，且峰值更高，約為均勻銹脹力作用下環(huán)向、徑向應(yīng)力峰值的1.75倍。

b.建立了全圓周、半圓周非均勻銹蝕下銹蝕率與銹蝕層厚度、鋼筋/栓釘有效截面的關(guān)系，通過(guò)指定銹蝕率可計(jì)算銹蝕層厚度、有效截面積，從而實(shí)現(xiàn)了FEM模型中對(duì)指定銹蝕率下銹脹力的加載。

c.單部件全圓周、半圓周5%銹蝕率下，全圓周非均勻銹蝕工況承載力下降幅度較大，以無(wú)銹蝕時(shí)峰值荷載2 522.7 kN為基準(zhǔn)，則鋼筋、栓釘全圓周非均勻銹蝕工況峰值荷載分別下降了14.3%、5.0%；多部件組合銹蝕工況下承載力進(jìn)一步降低，最大工況W2+W5峰值荷載降低了23.0%，且組合工況下降幅度大于單部件工況下降幅度之和，體現(xiàn)了多部件同時(shí)發(fā)生銹蝕時(shí)結(jié)構(gòu)承載力進(jìn)一步非線性退化的特點(diǎn)。

d.承載力退化程度與銹蝕率呈正相關(guān)，且鋼筋銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)承載力的影響更為顯著。