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1、精品论文钢筋锈蚀对钢筋混凝土压弯构件性能影响的有限元分析1杨玥 哈尔滨工业大学深圳研究生院，广东深圳（518055） E-mail：yangyue摘要：本文研究了钢筋锈蚀影响下偏心受压构件力学性能和工作机理的变化规律。已有 的钢筋锈蚀量预测模型可以得到一般条件下钢筋锈蚀深度随时间的变化。使用名义屈服强度描述钢筋锈蚀对有效 截面积和屈服强度的影响，使用粘结强度降低系数描述粘结强度降低的影响。分别按照大偏压和小偏压的情况，使用有限元方法，建立了锈蚀钢筋混凝土 压弯构件的分离式模型，得到了压弯构件承载力、延性、钢筋混凝土共同工作性能等的变化规律。通过对比分析，本文在极限平衡理论基础上提出了钢筋锈蚀压
2、弯构件承载力的计 算方法。针对一组钢筋快速锈蚀偏心受压构件试验，使用本文方法对试验构件的承载力进行了计算，计算结果与试验结果符合良好，证明了本文所提方法行之有效，对工程实践有 一定参考价值。关键词：钢筋锈蚀，压弯构件，有限元方法，计算模型 中图分类号：TU313.3 TU375.31. 引 言混凝土中钢筋锈蚀是造成混凝土结构耐久性损伤最普遍的因素。钢筋锈蚀的前提是混 凝土保护层的碳化或氯离子的渗透导致的钢筋表面钝化膜的破坏1。钢筋锈蚀会使钢筋有 效截面积减小，局部的锈蚀凹坑会产生应力集中，同时钢筋本身的力学性能也发生变化2,3， 钢筋名义屈服应力和应变增大。钢筋锈蚀后的产物较为疏松，其体积的膨
3、胀会对混凝土保 护层施加锈胀力，导致混凝土保护层的损伤，甚至使保护层沿钢筋纵向产生开裂或脱落， 使钢筋锈蚀的速度进一步增加。钢筋锈蚀还会改变钢筋与混凝土间的粘结强度4，从而影 响钢筋与混凝土共同工作的性能。因此，钢筋锈蚀将对混凝土构件的力学性能产生影响。针对不同条件下钢筋锈蚀速度，国内外众多学者已根据理论计算和试验结果提出了众 多计算模型，根据这些计算模型，可以预测一定条件下构件钢筋锈蚀量随时间变化关系。 使用有限元方法对混凝土构件受力情况进行数值模拟是一种有效的方法。相对于试 验，数值模拟能够建立理想条件下的模型，能够方便的读取各种数据，并且对试验条件的要求较小。 为了评估一般环境下钢筋锈蚀
4、构件的力学性能随时间变化的规律，研究不同钢筋锈蚀程度下构件工作状态的变化，为实际工程中的钢筋混凝土结构耐久性设计提供依据，在已 有的随时间变化的钢筋锈蚀规律和钢筋锈蚀对屈服强度和粘结强度影响的基础上，本文考 虑钢筋锈蚀的影响，对压弯作用下的矩形截面短柱进行了数值模拟。本文通过对计算结果 的对比分析，得到在钢筋锈蚀影响下构件受力机理和力学性能随时间变化的规律。1本课题得到国家自然科学基金（项目编号：50538020）的资助。-12-2. 混凝土碳化和钢筋锈蚀对构件力学性能的影响2.1 钢筋锈蚀量随时间变化的预测方法碳化是混凝土中钢筋锈蚀的前提条件。混凝土碳化速度受到多种因素的影响。文献5总结众多
5、学者的研究成果，提出了混凝土碳化深度计算模型。 一般大气环境下钢筋开始锈蚀的时刻就是钢筋表面钝化膜破坏的时刻。钢筋的钝化膜存在两个临界 pH 值1，其一是 pH=9.8，低于此值，钢筋表面钝化膜不可能生成。其二是 pH=11.5，大于此值钢筋表面才可能有完整的钝化膜。因此，只有当碳化进行到相当深度， 钢筋锈蚀才会开始。碳化残量定义为钢筋开始锈蚀时碳化前沿到钢筋外表面的距离。碳化 残量可以确定钢筋开始锈蚀的时间，文献6给出了碳化残量的计算模型。在混凝土中钢筋锈蚀量预测方面国内外学者进行了大量的研究工作，采取的主要方法 是理论分析、试验研究和工程调查。一般认为，钢筋锈蚀量与混凝土强度、钢筋直径、保
6、 护层厚度、环境条件及使用时间等因素有关。混凝土中的钢筋在锈蚀后产生的各种氧化物， 其体积是原体积的 34 倍。锈蚀产物体积的增加对周围混凝土产生压力，使混凝土由原来 的单向受力变为双向受力，承载力有所降低，更容易破损。当锈蚀达到一定深度，混凝土 保护层沿钢筋方向或垂直钢筋方向开裂，进而造成保护层脱落，进一步加快了钢筋锈蚀的速度。文献6根据理论模型的分析 结果，结合快速锈蚀实验结果，并 根据大量工程检测分析，提出混凝 土保护层开裂前钢筋锈蚀速度和 保护层开裂时刻钢筋锈蚀深度的 计算表达式。大量的试验与实际工 程调查表明，混凝土保护层开裂 后，钢筋锈蚀速度明显加快。文献 6通过实际工程中锈胀开裂
7、前后 钢筋锈蚀速度的分析，结合工程提出了混凝土保护层开裂后钢筋锈保护层碳化深度 计算模型保护层碳化残量 计算模型锈胀开裂时刻钢 筋锈蚀深度构件初始条件钢筋开始锈蚀 时刻锈胀开裂前 钢筋锈蚀深度保护层 锈胀开裂时刻锈胀开裂后钢筋 锈蚀深度蚀深度的计算表达式。由上述计算表达式可以得到图 1 钢筋锈蚀深度随时间变化规律计算流程Fig1 Computation schedule of relationship between corrosion depth of steel bar and servicing time一般环境下构件中钢筋锈蚀深度随时间变化的情况，整体计算思路见图 1。2.2 钢筋锈蚀
8、深度对钢筋强度的影响关于锈蚀对钢筋极限强度和屈服强度的影响，国内外学者作了大量的工作，主要采用 试验的方式。锈蚀不仅造成钢筋截面损失，而且导致钢筋力学性能退化，钢筋的屈服强度、 极限抗拉强度和延伸率随钢筋锈蚀程度增大而降低2。文献3建立了锈蚀钢筋屈服强度、 抗拉强度与锈蚀钢筋截面锈蚀率之间的回归公式，定义锈蚀钢筋的名义屈服强度和名义极限强度分别为锈蚀钢筋的实际屈服荷载和极限荷载与未锈蚀钢筋截面面积之比，这样可以用钢筋的强度削减同时表示钢筋强度截面的削弱和强度的下降。钢筋的名义强度的表达式 为f= Fy ,f= Fu（1）AAysusss式中， f ys 和 fus 分别是锈蚀钢筋的名义屈服强度
9、和名义极限强度； Fy 和 Fu 分别是锈 蚀钢筋的屈服荷载和极限荷载。文献3给出了 f ys 和 fus 的计算公式分别为：f ys =fus =f y (1-fu (1-1.077hs )0.805hs )（2）其中， hs 是钢筋的截面锈蚀率，与钢筋锈蚀深度的关系为：轾hs = 4d / d -(d / d )2（3）其中， d 是钢筋锈蚀深度， d 是未锈蚀钢筋的直径。2.3 钢筋锈蚀深度对钢筋粘结强度的影响钢筋与混凝土之间的粘结是保证两种材料共同工作的前提。本文采用 Houde 和 Mirza7提出的公式： = 5.29 102 s 2.52 104 s2 + 5.87 105 s3
10、 5.47 106 s4式中， 是粘结应力，单位 MPa， s 是相对滑移距离，单位 mm。（4）混凝土中的钢筋锈蚀后，在钢筋与混凝土的接口上生成疏松的锈层，破坏钢筋表面与 混凝土间的化学胶着力，并降低二者间的摩擦力；对变形钢筋，横肋的锈损将降低钢筋与 混凝土间的机械咬合力，保护层的锈胀开裂甚至剥落，降低外围混凝土对钢筋的约束，导 致钢筋与混凝土间的粘结性能退化。锈后钢筋与混凝土间粘结系数的表达式6为： 1+ 0.5625h -0.3375h 2 + 0.055625h 3 -0.003h 4h 7%（5）t = bt 0其中 b 是粘结强度降低系数， t 0 是未锈蚀钢筋与混凝土间的局部粘结
11、强度。3. Ansys 有限元软件中的参数设置本文使用 Ansys 软件进行有限元模拟。采用分离式模型，混凝土单元采用三维实体单 元；忽略钢筋的抗剪强度，钢筋采用线性单元；在混凝土单元和钢筋单元之间插入弹簧单 元模拟以上二者之间的粘结关系。本文采用 Solid65 单元模拟混凝土。该单元具有八个节点，每个节点有三个自由度， 可以描述混凝土的开裂、压碎和塑性变形等特征。本文中的混凝土单轴应力-应变关系采用 美国 Hongnestad 表达式，该曲线上升段为抛物线，下降段为斜率为 15%的直线。取混凝土的极限压应变 u = 0.0033 ，最大应力时的应变 0 = 0.002 。Hongnesta
12、d 表达式如下： 2 fc 2 , 0 = 0 0 （6）f1 0.15 0 , c 0u u0 Solid65 单元采用改进的 William Warnke 五参数破坏曲面作为破坏准则。本文采用开裂裂缝剪力传递系数取 0.5，闭合裂缝剪力传递系数取 1.08；不设置围压作用下的混凝土 单轴和双轴抗压强度。为了促进计算收敛，不考虑混凝土的压碎，所以本文的混凝土破坏 模型实际上是一个带有“负数截断”的 Von Mises 模型。本文中的混凝土材料采用 Ansys 提 供的多线性等向强化模型（MISO）。由于本文中有限元网格较为规则，采用非协调元，不 考虑 Solid65 单元中的额外自由度。本文
13、采用 Link8 单元模拟钢筋，该单元是三维杆单元，每个节点有 3 个自由度。钢筋 材料采用经典双线性随动强化模型（BKIN），该模型适合初始为各向同性材料的小应变问 题。不考虑钢筋在屈服后的强化，输入的参数为屈服应力和应力应变曲线的切向斜率。本文采用 Conbin39 单元模拟钢筋与混凝土间的相对滑移。Conbin39 单元是三维非线 性弹簧单元，仅有空间位置而无体积。在初始时刻设定钢筋单元和混凝土单元拥有位置相 同、节点编号不同的节点，由弹簧单元连接这两个节点。通过设定弹簧力-位移曲线来确定 钢筋与混凝土间粘结力-滑移距离间的非线性关系。沿钢筋方向的弹簧单元的弹簧力-滑移曲线由下式确定：F
14、 (s) = (s) dl0（7）其中， ( s) 由式（4）确定， d 是钢筋直径， l0 是有限元模型中两个弹簧单元之间的距离。计算中假定混凝土和钢筋在垂直于钢筋方向是刚接的，另外两个方向的刚度取足够大的值。4. 钢筋锈蚀压弯构件的数值模拟为了得到钢筋锈蚀对压弯构件力学性能的影响，本文分别建立了大偏心受压和小偏心 受压的模型，使用有限元方法进行模拟。4.1 构件尺寸和有限元模型设置本 文 采 用 两 端 受 集 中 荷 载 的 矩 形 截 面 短 柱 。 柱 截 面 尺 寸 为300mm 500mm 2400mm ，保护层厚度 40mm。为避免加载处先破坏，在柱两端各2400mm 的范围内
15、设置了加强段。混凝土为 C25，抗压强度 fc = 16.7MPa ，抗拉强度ft = 1.78MPa 。受力钢筋为二级钢筋。受拉侧配置 6 20 钢筋，总截面积 1884mm ；受压侧配置 416 钢筋，总截面积 804mm2；箍筋为 12300 。大偏心情况下偏心距为 300mm，小偏心情况下偏心距为 100mm。分别计算钢筋未锈蚀和使用 50 年、60 年、70 年、80 年、90 年和 100 年共七种工况。 根据对称，取原结构的 1/4 建模。有限元模型的网格的边长为 50mm。为了避免应力集中，在两端设置刚垫板。根据加荷载偏心距的不同，构件端部加固段的高度不同。模型设置和有限元网格
16、划分如图 2 和图 3 所示。(a) 大偏心受压(b) 小偏心受压 图 2 偏心受压构件设置Fig2 Member settings of eccentric compression member(a) 大偏心受压(b) 小偏心受压 图 3 偏心受压构件有限元网格划分Fig3 Mesh of eccentric compression member4.2 构件钢筋锈蚀程度的计算由图 1 中方法，取标准环境下，可以得到钢筋名义屈服应力和粘结强度随时间变化的 曲线，见图 4、图 5，钢筋粘结强度在锈蚀开始后有所增加，随后迅速降低到一个较低水 平。图 4 钢筋名义屈服应力与使用时间变化曲线图 5 钢
17、筋粘结强度与使用时间变化曲线Fig4 Curve of nominal yielding stress vs. servicingtimeFig5 Curve of bonding strength vs. servicing time4.3 大偏心受压构件由表 1 可见，大偏心受压构件的承载力在钢筋锈蚀初始略有增加，这与钢筋轻微锈蚀 时粘结强度升高有关，而后呈线性降低。由图 6 可见，钢筋未锈蚀与钢筋轻度锈蚀的情况 下，构件刚度较大。不同粘结强度下，受拉钢筋屈服前荷载位移曲线几乎一致，在受拉钢筋屈服后，构件刚度随锈蚀程度的加重略有下降。图 6 大偏压构件荷载挠度曲线Fig6 Curve of
18、 load vs. displacement for large eccentric member由图 7 可见，不同锈蚀情况下随荷载增大，跨中截面受压钢筋应力增加几乎沿同一条 路径，只是屈服强度不同，由于屈服强度只与截面锈蚀率有关，因此可以认为，受压钢筋 的应力增加不受钢筋粘结强度变化的影响。跨中受拉钢筋从构件受拉端开裂起，钢筋应力 发展路径由锈蚀程度不同而略有不同。由图 8 可见，不同锈蚀程度下，极限荷载时截面受压区高度几乎未变化，但是随钢筋锈蚀加重，混凝土受压区达到最大应力的高度逐渐减小。图 7 大偏压构件跨中钢筋应力荷载曲线图 8 大偏压构件极限荷载时跨中截面混凝土应力分布Fig7 C
19、urve of load vs. steel stress in section in the mid-spanFig8 Stress of concrete in the mid-span of large eccentric member under ultimate load有限元计算表明，在大偏心受压的情况下，受压侧钢筋能够达到屈服。由于钢筋与混凝土间没有完全锚固，仅靠粘结力，受拉钢筋的应力无法充分发挥，钢筋名义应力在名义 屈服强度的 92%左右（表 1）。表 1 大偏心受压有限元模型计算结果Tab.1 Results of FEM of large eccentric member使
20、用年数N /106 N极限承载力 下降程度受拉钢筋名义屈服强度f ys / MPa有限元受拉钢筋名义应力 s / MPa / fs ys501.0151.001298.2276.60.928601.0080.994296.0273.30.923700.9990.985289.2267.30.924800.9900.976282.1260.10.924900.9800.966275.1253.30.9231000.9660.953268.2247.60.923u4.4 小偏心受压构件由表 2 可见，与大偏心受压情况类似，小偏心受压构件承载力随钢筋锈蚀在初期略有 升高，而后降低，降低的幅度与大偏压
21、情况下相近。由图 9 可见，钢筋与混凝土完全锚固的理想模型的计算结果，构件刚度明显大于考虑 了粘结力的构件模型的刚度。对于不同锈蚀程度的构件，在构件屈服之前各条曲线之间区 别不明显，在构件屈服后才略有区别。由图 10 可见，不同锈蚀程度下，极限荷载时跨中截面受压区高度几乎未变化，但是 随钢筋锈蚀加重，混凝土受压区达到最大应力的高度逐渐减小。图 9 小偏压构件荷载挠度曲线Fig9 Curve of load vs. displacement for small eccentric member图 10 小偏压构件极限荷载时跨中截面混凝土应力分布Fig10 Stress of concrete i
22、n the mid-span of small eccentric member under ultimate load小偏心受压构件不同工况下计算结果列于表 2。对于小偏心受压构件，受压力较小侧钢筋的应力没有达到受拉屈服，因此根据文献9中根据极限平衡理论计算小偏心受压构件 的方法，考虑受压钢筋名义屈服强度的降低，得到锈蚀受拉钢筋的名义应力。由表 2 结果 可见，受拉侧钢筋名义应力是使用文献9方法计算结果的 50%左右。表 2 小偏心受压有限元模型计算结果Tab.2 Results of FEM of small eccentric memberu使用年数N /106 N极限承载力 下降程度理
23、论方法计算受拉侧钢筋名义应力f / MPa有限元受拉钢筋 名义应力 / MPa s / f ys501.8450.997298.226.90.475601.8440.997296.026.70.472701.8350.992289.228.30.500801.8250.986282.127.80.492901.8150.981275.130.00.5311001.7630.953268.230.20.534ys s4.5 考虑钢筋锈蚀的压弯构件的承载力计算方法本文在使用有限元方法进行模拟时，考虑了钢筋锈蚀的三个影响：钢筋受力面积、屈 服强度和粘结强度，其中受力面积和屈服强度的影响已包含在式（2
24、）中。粘结强度的影 响体现在钢筋与混凝土间的协调性上。由大小偏心受压构件的有限元计算结果可以看到， 在极限荷载下，受压侧钢筋总能达到屈服应力，这与极限荷载时受压侧混凝土的应变明显 大于钢筋屈服应变有关；受拉侧钢筋应力不能达到预期值。对于大偏心受拉构件，预期值 指屈服应力；对于小偏心受压构件，预期值指用极限平衡理论计算得到的压力较小侧钢筋 的应力。由于文献9中极限平衡理论是在平截面假定的基础上得到，可见钢筋锈蚀构件不 能完全满足平截面假定，而是有一定的滞后，滞后的程度与钢筋的锈蚀程度、偏心距和构 件中混凝土和钢筋的设置有关。本文的锈蚀压弯构件的承载力计算方法，以文献9中平截面假定基础上压弯构件承
25、载 力计算方法为基础并加以修改。定义钢筋与混凝土共同工作系数 ks 为锈蚀钢筋应力与理论计算锈蚀钢筋应力之比，即 s = ks fs 。根据表 1 中计算数据，由于差别不大，对大偏心受压情况下各工况计算结果取平均得ks = 0.92 ；由表 2 中数据取平均值可得小偏心受压情况下 ks = 0.50 。图 11 钢筋锈蚀压弯构件承载力计算简图Fig11 Calculating diagram of bearing capacityof corroded reinforcement compression bending member综上，将锈蚀钢筋的名义屈服应力和压应力较小侧钢筋的计算应力表达
26、式代入极限平衡方法的基本公式，可以得到钢筋锈蚀影响下压弯构件承载力计算公式。 极限承载力下满足平截面假定的平衡公式如下：Nu = fcbx + f ys As s As（8）N e = f bx hx + f Ah a（9）u sc( 0 - 2 )ys s ( 0)其中， s = cu Es (x / h0 1)（10）es = e + h0 h /2 e = ee0 + ea（11）f ys =f y (1 1.077s )ysf ys =f (1 1.077 )式（8）（10）中， 和 是等效矩形应力图系数，本文中取 = 1.0 、 = 0.8 ；e 是计算偏心距；e 是偏心距增大系数，
27、按照文献9中的方法计算； f ys 和 f ys 分别是受拉 侧和受压侧钢筋名义屈服强度；s 是钢筋的截面锈蚀率。计算钢筋锈蚀压弯构件的承载力时，首先由式（12）判断大小偏心。ks f ysxb = h0 /(1 + )cu Es（12） f bx (h x ) + ( f A + f A )(h a)e=cbbyssys s00b2( f bx + f A f A )cbyssys s其中， xb 是界限混凝土受压区高度，e0b 是界限偏心距，ks 按照大偏心受压情况取为0.92。若为大偏心受压，令 s = ks f ys = 0.92f ys ，由式（8）（9）可求得 N u 。若为小偏心
28、受压，联立（8）（10）式可求得满足平截面假定条件下的压应力较小侧钢筋应力 s ，令 s = ks s = 0.50 s 代入（8）（9）两式，可求得 N u 。4.6 钢筋锈蚀压弯构件承载力计算方法的验证文献10采用电化学快速锈蚀模拟试验方法，对 18 根钢筋锈蚀柱的承载性能进行了试 验。试件的尺寸及配筋如图 12 所示。构件纵筋采用二级变形钢筋，对称配筋，分别采用312 、 314 、 316 。试验分大偏心受压和小偏心受压两种情况，大偏心受压时偏心距为 160mm，小偏心受压时为 40mm。试验在 200 吨长柱试验机上进行，荷载的偏心距由固定在试验机上的加荷刀具控制，构件采用几何对中法
29、就位。图 12 试件尺寸及配筋图Fig12 Parameter of test member and reinforced使用本文提出的承载力计算方法得到的承载力与试验结果的对比见表 3。使用本文方法计算结果与试验结果的比值， =1.062 ， =0.077 ，说明本文承载力计算方法可行。表 3 18 根钢筋快速锈蚀柱试验结果与本文方法计算结果的对比Tab.3 Comparison between test results and computation method advised in this paper of 18 corroded reinforced members构件 编号钢筋截
30、面积混凝土强度钢筋截面损失率/%原始钢筋屈服强度实测承载力受拉钢筋计算应力计算承载力比值As=Asfcus /% s / %f y / MPaf y / MPa6N i / 10 N s / MPa6N j / N iZ-146131.10.000.00415.6415.60.382382.3520.4031.06Z-246128.20.000.00396.3404.90.364364.5960.3791.04Z-346131.13.102.30402.2398.90.403370.0240.3910.97Z-446131.17.506.70395.6431.70.396363.9520.39
31、20.99Z-546128.27.908.50402.0383.40.365369.8400.3681.01Z-646131.19.807.30421.3399.40.344387.5960.3841.12Z-746131.117.706.90418.3383.80.338384.8360.3801.12Z-833928.210.4010.40391.6391.60.260360.2720.2931.12Z-946128.219.709.70436.8413.60.384401.8560.3851.00Z-1060331.123.0017.80362.8368.10.378333.7760.4
32、181.11Z-1146128.220.8016.90441.0399.00.287392.4900.3461.20Z-1246128.20.000.00415.6415.61.08011.4851.0771.00Z-1346131.10.000.00411.4409.31.19011.9381.1530.97Z-1446131.12.300.00398.9400.61.07011.9411.1471.07Z-1560328.26.905.50353.4346.41.07012.0971.0130.95Z-1646128.26.906.90413.1422.18.80012.0681.0601
33、.20Z-1746131.115.908.10396.5384.01.01811.9641.1111.09Z-1846128.220.6021.20414.1422.39.30011.5281.0141.09N j /10 N5. 结论本文在现有的一般环境下钢筋锈蚀量随时间变化关系的预测模型基础上，对矩形截面 压弯短柱，使用 Ansys 有限元软件进行了数值模拟，分析了钢筋锈蚀对构件力学性能的影响，提出了考虑钢筋锈蚀因素影响的压弯构件承载力计算方法，得到了以下结论：(1) 构件承载力随钢筋锈蚀的加重而降低，在钢筋严重锈蚀的情况下（使用 100 年），承载 力为初始值的 95%左右，大小偏压构件
34、承载力降低幅度相近；(2) 压弯构件的刚度和延性受钢筋锈蚀的影响很小；(3) 由于粘结强度的降低，随钢筋锈蚀压弯构件的钢筋与混凝土共同工作性能降低；受压侧 钢筋总能达到屈服强度，受拉侧钢筋应力小于理论计算值；在大偏心情况下，受拉侧钢筋 应力为名义屈服强度的 92%左右；小偏心情况下，受拉侧钢筋应力为理论计算值的 50%左 右。(4) 本文提出的钢筋锈蚀压弯构件承载力计算方法，与试验值较为符合，计算简便且具有可 行性。参考文献1 洪乃丰. 混凝土碱度与钢筋锈蚀. 混凝土及水泥制品J. 1991, 3.2 张平生, 卢梅, 李晓燕. 锈损钢筋的力学性能J. 工业建筑. 1995, 25(9).3
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36、Jan, 1979.19-46. 8 江见鲸, 陆新征, 叶列平. 混凝土结构有限元分析M. 北京. 清华大学出版社. 2005.221.9 中华人民共和国国家标准. GB 50010-2002 混凝土结构设计规范S.北京: 中国建筑工业出版社, 2002. 10 史庆轩等. 锈蚀钢筋混凝土偏心受压构件承载力试验研究J.工业建筑. 2001, 31(5): 14-17.Analysis of Corroded Reinforced Concrete EccentricCompressive Member with Finite Element MethodYang YueHarbin Inst
37、itute of Technology Shenzhen Graduate School, Guangdong, Shenzhen, PRC (518500)AbstractMechanical behavior and working mechanism of reinforced concrete eccentric compression membersunder the influence of steel bar corrosion is studied in this paper. The corrosion depth of steel bar in some time unde
38、r general condition can be achieved using existing forecasting model of steel bar corrosion depth for. Nominal yielding strength is established to present the influence of steel bar corrosion on effective section area and yielding strength, and parameter of bonding strength on present influence of r
39、eduction of bonding strength. Discrete FEM model for corroded reinforced concrete eccentric compression member is established through finite element method, and deterioration rule is achieved. A new computation model has been suggested for corroded reinforced concrete eccentric compression member on
40、 the assumption of equilibrium under ultimate load. The computation method advised in this paper has been tested in an accelerated corrosion test for reinforced concrete member. The results according to the method matches experiment results very well, which proves the method is feasible.Keywords: Corroded Reinforcement; Eccentric Compression Member; Finite Element Method; Computation Model作者简介：杨玥，1982年生，硕士研究生，主要研究方向为混凝土耐久性。
