吳兆旗 ，魏 源，王鑫濤，姜紹飛

(1. 福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建，福州 350108；2. 福建省土木工程多災(zāi)害防治重點實驗室，福建，福州 350108)

鋼材耐腐蝕性能差，尤其是在濕度較大或侵蝕性環(huán)境下，即使按規(guī)定進行防腐防護，但由于涂料耐久性不足和人為碰撞等，常會出現(xiàn)局部涂料剝落的現(xiàn)象，若不及時修補則不可避免地會產(chǎn)生局部銹蝕。局部銹蝕會導(dǎo)致鋼構(gòu)件截面減小和形心位置發(fā)生變化，引起構(gòu)件承載力下降，嚴重的可能會影響結(jié)構(gòu)整體安全。目前，銹蝕鋼結(jié)構(gòu)安全評估和剩余壽命預(yù)測已成為國內(nèi)外重要研究課題，而銹蝕構(gòu)件的力學(xué)性能是安全性能評估和剩余壽命預(yù)測的前提和基礎(chǔ)[1—2]。

近年來，關(guān)于銹蝕鋼構(gòu)件力學(xué)性能的研究已逐步開展，其中大部分是集中在H型鋼構(gòu)件上[3—14]，而針對圓鋼管構(gòu)件力學(xué)性能的研究相對較少[15—22]。文獻[15]對殘余應(yīng)力和銹蝕對壓力管道在內(nèi)外壓力作用下的性能影響進行研究；文獻[16—17]分別針對內(nèi)外側(cè)均勻腐蝕的短柱和中長柱在軸向壓力作用下的性能進行研究；文獻[18—21]采用鋼管局部打磨的方式模擬銹蝕影響，研究了局部銹蝕圓鋼管受彎性能，發(fā)現(xiàn)局部銹蝕模式和銹蝕程度是影響構(gòu)件承載力退化的主要因素；文獻[16]采用大氣加速腐蝕方法研究了局部銹蝕對圓鋼管短柱軸向承載力的影響。局部銹蝕對圓鋼管中長柱構(gòu)件軸壓力學(xué)性能的研究鮮見報道。

本文按照正交試驗法設(shè)計制作了 10個局部銹蝕圓鋼管中長柱試件，進行近海大氣環(huán)境下的加速腐蝕后，對其在軸壓作用下的力學(xué)性能進行試驗測試，討論環(huán)向銹蝕比例、軸向銹蝕比例和銹蝕時間等因素對試件軸壓力學(xué)性能的影響，分析不同因素、不同水平和銹蝕模式的影響程度，并基于試驗結(jié)果提出試件軸壓承載力計算方法。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計與制作

按照三因素三水平正交試驗法設(shè)計10個試件，包括9根銹蝕試件和1根未銹蝕試件。設(shè)計因素(水平)分別為環(huán)向銹蝕比例Hc(1/4、1/2、3/4)、軸向銹蝕比例Lc(1/5、3/5、1)和銹蝕時間T(90 d、180 d、270 d)，如表1所示。所有試件選用無縫圓鋼管φ89×4制作，材料均為Q235B，長度為1000 mm，兩端焊有厚度為 20 mm的端板以防止內(nèi)部銹蝕并考慮方便加載，試件尺寸參見圖 1。鋼管外表面在不需要銹蝕位置處涂刷醇酸樹脂磁漆兩道。局部銹蝕模式如圖2所示，試件編號及主要參數(shù)見表2。

表1 試驗因素-水平表Table 1 Test factor-level table

圖1 試件詳圖Fig.1 Details of specimens

圖2 試件局部銹蝕模式Fig.2 Localized corrosion modes of specimens

1.2 加速腐蝕試驗

鋼材大氣暴露試驗是最為常見，最為接近真實使用情況的腐蝕試驗方法，但其腐蝕時間較長，且受地區(qū)氣候環(huán)境限制；而實驗室加速腐蝕方法具有較好的加速性，可大幅縮短腐蝕周期，但由于目前技術(shù)水平和理論不足，其加速腐蝕效果與真實腐蝕相比，重現(xiàn)性較差，且構(gòu)件尺寸受設(shè)備空間限制。結(jié)合實際試驗需求，為在較短時間內(nèi)獲得近海大氣環(huán)境下局部腐蝕圓鋼管構(gòu)件，采用人工周期噴淋加速腐蝕自然環(huán)境下圓鋼管構(gòu)件。

按照《人造氣氛腐蝕試驗—鹽霧試驗》(GB/T 10125-2012)的要求配置中性鹽霧試驗溶液，其中NaCl溶液濃度為50 g/L，pH值為6.5～7.2，試驗溫度和濕度均為福州地區(qū)室外自然溫濕度。采用噴壺以霧狀形式噴灑于構(gòu)件表面，噴灑時段安排在每天8:30-11:30和14:30-17:30，每次噴灑30 min，間隔時間為40 min。在噴灑試劑時盡可能使鋼管局部腐蝕目標(biāo)區(qū)域整個面均勻濕潤，并處于干濕交替狀態(tài)。為確保鋼管不同位置的銹蝕狀態(tài)一致，每周翻轉(zhuǎn)試件一次。每月在鋼管不需要銹蝕位置重新刷醇酸樹脂磁漆一道，保證這些部位不發(fā)生銹蝕。

表2 試件幾何參數(shù)及試驗結(jié)果Table 2 Geometric parameters and test results of specimens

1.3 材性試驗

依據(jù)《金屬材料拉伸試驗：第1部分—室溫試驗方法》(GB/T 228.1-2010)中的規(guī)定，從與試驗用圓鋼管試件同一批次、同一壁厚的未銹蝕圓鋼管試件上切取標(biāo)準(zhǔn)試件3個，測得鋼材材性結(jié)果如表3所示。

表3 鋼材材性試驗結(jié)果Table 3 Tested mechanical properties of the steel

1.4 加載裝置和加載制度

試驗在福州大學(xué)結(jié)構(gòu)工程試驗中心完成，采用5000 kN的YAW6506微機控制電液伺服試驗機加載。刀口鉸與試驗機加載端相連，帶有條形凹槽的鋼板與試件端板用高強螺栓固定在一起。

試驗先進行預(yù)加載，大小為計算極限承載力的20%，觀察各個儀表是否工作正常。盡量使端部4個應(yīng)變數(shù)值相近，并根據(jù)讀數(shù)對試件位置進行適當(dāng)調(diào)整，以實現(xiàn)物理對中。正式加載時，先采用力控制分級加載，每級荷載為計算極限承載力的10%，加載到7級或8級后，轉(zhuǎn)為位移控制加載，加載速率不超過 0.1 mm/min，觀察試件變形，并同時監(jiān)控應(yīng)變是否進入塑性。實際控制時根據(jù)荷載、位移以及應(yīng)變反饋，對力控制和位移控制上限進行調(diào)整，最終確定試件極限承載力及與之相對應(yīng)的破壞模式。

1.5 量測內(nèi)容

量測內(nèi)容包括應(yīng)變量測和位移量測。在試件上、中、下三個部位沿截面環(huán)向布置4個應(yīng)變測點，其距離兩端部5 cm處布置沿軸向的單向應(yīng)變片，中部截面布置雙向應(yīng)變片。應(yīng)變片布置及編號如圖3(a)所示。

圖3 應(yīng)變片及位移計布置Fig.3 Arrangement of strain gages and LVDTs

在試件彎曲平面內(nèi)沿柱高四等分點處布置LVDT1～LVDT3三個位移計，并在試件彎曲平面外跨中處布置 LVDT4用以測量試件面外撓曲，同時在加載端布置 LVDT5以測量試件的軸向總變形。位移計布置及編號如圖3(b)所示。

2 試驗過程及現(xiàn)象

2.1 加速腐蝕過程

試件按照環(huán)向銹蝕比例和軸向銹蝕比例設(shè)計參數(shù)分別在未銹蝕部位涂漆完成后，經(jīng)過總計270 d加速腐蝕試驗，期間按照設(shè)計天數(shù)90 d、180 d和270 d分別取樣，其各試件等效銹蝕率參見表2，而各天數(shù)所對應(yīng)試件平均等效銹蝕率分別為6.88%、13.49%、16.98%，三組銹蝕率間均有一定跨度。而在加速腐蝕過程中試件外表面未涂漆部位均出現(xiàn)了不同程度的銹蝕，且局部銹蝕部位與其他部位相比，銹蝕后會凸起，用手觸摸會有明顯的凹凸感。同時，利用超聲波測厚儀 AS860檢測各試件已涂刷涂料部位打磨后貼片處厚度，發(fā)現(xiàn)所測結(jié)果與其未腐蝕前結(jié)果基本一致，表明試件外表面已涂漆部位未出現(xiàn)銹蝕，試件內(nèi)表面因兩端焊有端板，密封性和防腐性較好，也未發(fā)生銹蝕，較好地實現(xiàn)了設(shè)計參數(shù)中只在局部位置發(fā)生銹蝕的目標(biāo)，最終所得局部銹蝕圓鋼管試件滿足三因素三水平的設(shè)計要求。局部銹蝕圓鋼管試件發(fā)生銹蝕后現(xiàn)象如圖 4所示。

圖4 局部銹蝕試件銹蝕現(xiàn)象Fig.4 Corrosion phenomena of localized corrosion specimens

2.2 軸向加載試驗

共有10個試件，包括對照組1個和不同局部銹蝕模式9個，均為極值點失穩(wěn)破壞，局部銹蝕并未引起試件破壞模式的改變。銹蝕試件加載初期，處于彈性階段，荷載、位移、應(yīng)變均平穩(wěn)增長，并無明顯現(xiàn)象。隨著荷載繼續(xù)增加，進入彈塑性階段前，局部銹蝕位置處銹層開始破裂；進入彈塑性階段后，圓鋼管試件開始出現(xiàn)微小撓曲，變形增大，局部銹蝕位置處銹層被壓潰脫落；達到峰值荷載時，試件撓度明顯，試件軸線呈曲線狀；隨后荷載迅速下降，然后趨于平緩，而試件撓曲繼續(xù)增大。試件H2L3-90的現(xiàn)象如圖5所示。

圖5 局部銹蝕試件H2L3-90試驗現(xiàn)象Fig.5 Experimental phenomena of the locally corroded specimen H2L3-90

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 荷載-應(yīng)變曲線

圖6給出了各試件的荷載-跨中測點應(yīng)變關(guān)系曲線，其中ε1、ε2分別為跨中截面凹側(cè)縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變，ε3、ε4分別為跨中截面凸側(cè)縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變，實測鋼材屈服應(yīng)變εy=1650 με?？梢钥闯觯髟嚰?yīng)變變化規(guī)律基本相同。彈性階段內(nèi)，跨中截面的應(yīng)變同步增長，縱向受壓，環(huán)向受拉；進入彈塑性階段后，受力狀態(tài)開始變化，凸側(cè)縱向壓應(yīng)變、橫向拉應(yīng)變逐漸減小，而凹側(cè)縱向壓應(yīng)變、橫向拉應(yīng)變?nèi)岳^續(xù)增加，這是由于構(gòu)件撓曲的二階效應(yīng)產(chǎn)生附加彎矩；峰值荷載之后，凸側(cè)縱向應(yīng)變逐漸由壓應(yīng)變轉(zhuǎn)為拉應(yīng)變，橫向應(yīng)變逐漸由拉應(yīng)變轉(zhuǎn)為壓應(yīng)變；凹側(cè)縱向壓應(yīng)變繼續(xù)增大，橫向拉應(yīng)變也繼續(xù)增大。峰值荷載時，鋼材均處于彈塑性階段內(nèi)。

圖6 試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.6 Load-strain curves of specimens

3.2 荷載-軸向變形曲線

各試件的荷載-軸向變形關(guān)系曲線如圖7所示?？梢钥闯觯植夸P蝕模式并未改變試件的荷載-軸向變形曲線的發(fā)展趨勢。銹蝕試件相較于未銹蝕試件，峰值荷載和曲線上升階段斜率均變小，說明局部銹蝕會導(dǎo)致試件剛度和承載力退化。相同銹蝕天數(shù)，試件荷載-軸向變形曲線上升階段斜率較為接近，即試件剛度整體變化不大，但承載力因局部銹蝕模式不同有較大差異。

圖7 試件荷載-軸向變形曲線Fig.7 Load-axial deformation curves of specimens

3.3 承載力退化分析

各試件的極限承載力參見表 2，本文試件均采用正交試驗法設(shè)計，分析單根試件承載力和對比每根試件承載力很難直觀地表現(xiàn)出各因素對試件承載力的影響。因此，參考正交試驗分析方法，分別比較各因素水平下試件極限承載力之和∑Nt及平均承載力退化率，并給出各因素影響程度順序，分析結(jié)果如表4和圖8、圖9所示。

表4 試件承載力正交試驗分析表Table 4 Orthogonal experimental analysis table for the carrying capacity of specimens

圖8 極限承載力與各因素的關(guān)系Fig.8 Relationship of ultimate carrying capacity and the factors

圖9 承載力退化率與各因素的關(guān)系Fig.9 Relationship of degradation rate of carryingcapacity and the factors

1) 環(huán)向銹蝕比例Hc

從表4可看出，Hc為3/4時，試件極限承載力之和最小，對應(yīng)承載力退化率最大；Hc為1/2時，極限承載力之和最大，對應(yīng)承載力退化率最小。Hc為1/4、1/2和3/4時，其平均承載力退化率分別為16.66%、15.27%、19.30%。結(jié)合圖8和圖9分析可得，Hc為3/4時對試件極限承載力退化程度影響較大，而Hc為1/4和1/2時對試件極限承載力退化程度影響較小，且二者影響程度基本相同。

2) 軸向銹蝕比例Lc

從表4可以發(fā)現(xiàn)，Lc為1時，試件極限承載力之和最小，對應(yīng)承載力退化率最大；Lc為3/5時，試件極限承載力之和最大，對應(yīng)承載力退化率最小。Lc為1/5、3/5和1時，其平均承載力退化率分別為 17.83%、14.94%、18.47%。結(jié)合圖 8和圖 9分析可得，Lc為1/5和1時對試件極限承載力退化程度影響較大，且二者影響程度基本相同，而 Lc為3/5時對試件極限承載力退化程度影響較小。

3) 銹蝕時間T

從表4可以看出，T為270 d時，試件極限承載力之和最小，對應(yīng)承載力退化率最大；T為90 d時，試件極限承載力之和最大，對應(yīng)承載力退化率最小。T為90 d、180 d和270 d時，其平均承載力退化率分別為12.57%、16.43%、22.24%。結(jié)合圖8和圖9分析可得，試件極限承載力退化隨著銹蝕時間T的增加而增大，且基本呈線性關(guān)系。

4) 各因素影響程度主次順序

從表4分析可知，所得各因素極差R順序由大到小依次為銹蝕時間T、環(huán)向銹蝕比例Hc、軸向銹蝕比例 Lc，即銹蝕時間(即銹蝕率)對局部銹蝕圓鋼管承載力的影響最大，其次是環(huán)向銹蝕比例，而軸向銹蝕比例對極限承載力的影響最小。結(jié)合各因素水平分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，試件承載力最不利的局部銹蝕模式為銹蝕時間T為270 d，環(huán)向銹蝕比例Hc為 3/4，軸向銹蝕比例 Lc為 1，其組合編號為H3L3-270。

3.4 剛度退化分析

各試件的軸向剛度參見表 2，由于試件按照正交試驗法設(shè)計，分析單根試件軸向剛度和對比每根試件軸向剛度無法直觀表現(xiàn)出各因素對試件軸向剛度的影響。因此，參考正交試驗分析方法，分別比較各因素水平下試件軸向剛度之和∑ky及平均軸向剛度退化率ˉΨky，并給出各因素影響程度順序，分析結(jié)果如表5和圖10、圖11所示。

表5 試件軸向剛度正交試驗分析表Table 5 Orthogonal experimental analysis table forthe axial stiffness of specimens

圖10 軸向剛度與各因素的關(guān)系Fig.10 Relationship of the axial stiffness and the factors

1) 環(huán)向銹蝕比例Hc

從表5分析可得，Hc為1/4時，試件軸向剛度之和最小，對應(yīng)剛度退化率最大；Hc為3/4時，試件軸向剛度之和最大，對應(yīng)剛度退化率最小。Hc為1/4、1/2和3/4時，其平均軸向剛度退化率分別為 13.53%、12.79%、10.29%。結(jié)合圖 10和圖 11分析可得，Hc為1/4和1/2時對試件軸向剛度退化程度影響較大，且二者影響程度基本相同，而 Hc為3/4時對軸向剛度退化影響較小。

圖11 軸向剛度退化率與各因素的關(guān)系Fig.11 Relationship of degradation rate of axial stiffness and the factors

2) 軸向銹蝕比例Lc

從表5可以看出，Lc為1時，試件軸向剛度之和最小，對應(yīng)剛度退化率最大；Lc為1/5時，試件軸向剛度之和最大，對應(yīng)剛度退化率最小。Lc為1/5、3/5和 1時，其平均軸向剛度退化率分別為11.08%、12.15%、13.38%。結(jié)合圖10和圖11分析可得，試件軸向剛度退化隨著軸向銹蝕比例 Lc的增大而增大，且基本呈線性關(guān)系，但各水平間數(shù)值相差不大。

3) 銹蝕時間T

從表5可以看出，T為270 d時，試件軸向剛度之和最小，對應(yīng)剛度退化率最大；T為90 d時，試件軸向剛度之和最大，對應(yīng)剛度退化率最小。T為90 d、180 d和270 d時，其平均軸向剛度退化率分別為 6.45%、14.94%、15.22%。結(jié)合圖 10和圖11分析可得，T為180 d和270 d時對試件軸向剛度退化程度影響較大，且二者影響程度基本相同，而T為90 d時對試件軸向剛度退化程度影響較小。

4) 各因素影響程度主次順序

從表5分析可知，所得極差R順序由大到小依次為銹蝕時間 T、環(huán)向銹蝕比例 Hc、軸向銹蝕比例Lc，即銹蝕時間(即銹蝕率)對局部銹蝕圓鋼管試件軸向剛度的影響最大，其次是環(huán)向銹蝕比例，而軸向銹蝕比例對試件軸向剛度的影響最小。結(jié)合各因素水平分析結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，最不利的局部銹蝕模式為銹蝕時間T為270 d，環(huán)向銹蝕比例Hc為1/4，軸向銹蝕比例 Lc為 1，其組合編號為H1L3-270。

4 承載力計算

4.1 計算公式修正

軸壓構(gòu)件發(fā)生銹蝕后常用的承載力計算方法是在《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB50017-2017)中軸壓構(gòu)件承載力計算公式的基礎(chǔ)上分別考慮截面縮減[3—5]和材性退化[8—10]，但上述兩種方法適用于均勻銹蝕構(gòu)件，無法準(zhǔn)確反映出局部銹蝕對構(gòu)件承載力的影響。結(jié)合前文正交試驗結(jié)果，擬合得到與環(huán)向銹蝕比例、軸向銹蝕比例和銹蝕時間等參數(shù)相關(guān)的構(gòu)件承載力退化率計算公式(3)，并以此為基礎(chǔ)提出銹蝕影響系數(shù)kc對規(guī)范公式進行修正，得到局部銹蝕圓鋼管構(gòu)件軸壓承載力計算公式如式(1)所示。式中：Nc為局部銹蝕圓鋼管構(gòu)件軸壓承載力計算值；kc為銹蝕影響系數(shù)，按式(2)計算；φ為未考慮局部銹蝕的軸心受壓構(gòu)件穩(wěn)定系數(shù)；A為未考慮局部銹蝕的構(gòu)件毛截面面積；fy為鋼材屈服強度；ΨNc為考慮局部銹蝕的構(gòu)件承載力退化率，按式(3)計算。

4.2 計算公式驗證

將正交試驗中試件各項參數(shù)代入所得局部銹蝕圓鋼管構(gòu)件軸壓承載力計算公式中，分別得到局部銹蝕圓鋼管試件軸壓承載力和退化率計算值，并將其與表2中試驗結(jié)果進行比較分析，所得結(jié)果如表6所示。

表6 公式結(jié)果與試驗結(jié)果比較分析Table 6 Comparison of formula results and test results

可以看出：公式計算所得試件承載力退化率與試驗結(jié)果基本一致，誤差都在1.1%以內(nèi)；而公式計算所得試件承載力與試驗結(jié)果較為接近，其比值基本都在0.83～0.87，均有一定的安全裕度，利用式(1)和式(3)計算局部銹蝕圓鋼管構(gòu)件軸壓承載力及其退化率是可行的。

5 結(jié)論

通過近海大氣環(huán)境下局部銹蝕圓鋼管試件加速腐蝕及軸壓力學(xué)性能正交試驗，研究了環(huán)向銹蝕比例、軸向銹蝕比例和銹蝕時間等因素對圓鋼管中長柱軸壓性能的影響，得到以下主要結(jié)論：

(1) 局部銹蝕模式并未引起軸壓圓鋼管試件破壞模式的改變，均為極值點失穩(wěn)破壞。在局部銹蝕率接近時，試件剛度整體變化不大，但承載力會因局部銹蝕模式不同有較大差異。

(2) 影響試件承載力退化和剛度退化各因素主次順序依次為銹蝕時間、環(huán)向銹蝕比例和軸向銹蝕比例。

(3) 局部銹蝕圓鋼管試件承載力下降最多時各單因素取值分別是Hc為3/4，Lc為1，T為270 d，其平均承載力退化率分別為 19.30%、18.47%、22.24%，試件承載力退化最大的局部銹蝕模式為H3L3-270。

(4) 局部銹蝕圓鋼管試件剛度下降最多時各單因素取值分別是Hc為1/4，Lc為1，T為270 d，其平均剛度退化率分別為13.53%、13.38%、15.22%，試件剛度退化最大的局部銹蝕模式為H1L3-270。

(5) 提出考慮局部銹蝕影響的軸壓構(gòu)件承載力計算公式，其計算結(jié)果與試驗結(jié)果較為接近，且有一定安全裕度，驗證了所提公式的適用性和可行性。