董晉琦 ，鄭山鎖 ，張曉輝，尚志剛，劉 毅，王 斌

(1. 西安建筑科技大學土木工程學院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學結構工程與抗震教育部重點實驗室，西安710055；3. 西安工業(yè)大學建筑工程學院，西安710021)

由于環(huán)境因素的影響，鋼結構的服役環(huán)境不斷惡化，造成鋼結構的力學性能受到極大影響，尤其是在地震作用下，鋼結構因銹蝕影響導致的破壞更為嚴重．而現(xiàn)行抗震設計規(guī)范的計算模型并沒有考慮受銹蝕影響鋼結構的抗震性能，且鋼結構在設計使用年限內難以進行防銹蝕維護[1]．

目前，國內外對銹蝕鋼結構的材料層面進行了大量研究，銹蝕可導致鋼材截面減小、力學性能下降，且銹蝕產(chǎn)生的腐蝕坑會造成應力集中現(xiàn)象[2-4]．但關于銹蝕對鋼結構影響的研究不能僅停留在材料層面，更需要深入研究銹蝕對結構或構件的承載力與抗震性能的影響[5]．恢復力模型是結構彈塑性反應分析的基礎，Ibarra和Krawinkler提出了考慮了構件強度、剛度退化對構件影響的Ibarra-Krawinkler(I-K)本構關系模型[6]；郭子雄等[7]研究了不同軸壓比對框架柱滯回特性的影響．恢復力模型的選取對結構彈塑性分析的結果具有重要影響[8-10]．

鑒于此，本文利用人工氣候環(huán)境法對48件鋼材試件及4榀鋼框架柱試件進行人工加速銹蝕，并進行了材性拉伸試驗及鋼框架柱低周往復加載試驗，研究了氯鹽銹蝕對鋼結構力學性能與抗震性能的影響．在此基礎上，建立了考慮氯鹽銹蝕影響的鋼框架柱恢復力模型，并與試驗結果進行對比驗證．研究成果為銹蝕鋼框架結構抗震性能評估提供了依據(jù)．

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗試件按照《鋼結構設計規(guī)范》(GB 50017—2017)、《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)等現(xiàn)行規(guī)范和規(guī)程進行設計，采用1∶2縮尺比例設計4榀鋼框架柱試件．試驗模型取鋼框架結構在水平荷載作用下，節(jié)點到上、下柱反彎點的典型單元為研究對象．各試件材料選材均為Q235鋼，熱軋H型鋼，型鋼截面為HW250mm×250mm×9mm×14mm．試件尺寸見圖1，軸壓比為0.3．采用人工氣候環(huán)境法對試驗鋼框架柱進行加速銹蝕并進行低周往復加載試驗．

1.2 銹蝕環(huán)境模擬

在役鋼結構受氯離子侵蝕是自然環(huán)境中鋼結構銹蝕的主要原因[11]．氯離子侵蝕環(huán)境模擬裝置采用ZHT/W2300氣候模擬試驗系統(tǒng)，如圖2所示．具體參數(shù)依據(jù)《人造氣氛腐蝕試驗——鹽霧試驗》(GB/T 10125—2012)[12]相關規(guī)定進行設定.氯離子侵蝕環(huán)境采用質量分數(shù)為5%的氯化鈉溶液模擬，腐蝕箱內溫度設置為35℃，濕度控制為95%以上，pH值設置為6.5～7.5，噴淋每次間隔10min，單次噴淋時間5min，鹽霧沉降量為1～2mL/(80cm2·h)．

鋼結構在氯離子侵蝕作用下，侵蝕時間的長短會導致結構產(chǎn)生不同的銹蝕程度．為此，試驗設置4種不同銹蝕程度的試件，試件編號為KZ-1～KZ-4，銹蝕時間分別為0h、960h、1920h和2880h，并引用失重率參數(shù)對銹蝕程度進行量化，分別為0、3.06%、5.33%和8.02%．失重率DW為銹蝕前、后鋼框架柱質量的差值與銹蝕前質量的比值．

1.3 加載制度及加載裝置

圖3 試驗加載裝置Fig.3 Test loading device

低周往復加載試驗加載裝置如圖3所示．試驗采用液壓千斤頂在柱頂施加豎向荷載至設計軸壓比后保持不變，由30t的MTS電液伺服作動器提供施加在框架柱頂端的水平低周往復荷載．結合鋼結構抗震規(guī)范[13]，加載制度采用位移進行控制，按照層間位移角為0.375%、0.500%、0.750%、1.000%、1.500%、2.000%進行遞增，此后層間位移角增量均為1.000%，每級循環(huán)加載均為2次，當加載進行到承載力下降至最大荷載值的85%則停止加載．具體試驗加載流程如圖4所示．試驗加載端位移計和荷載數(shù)據(jù)信息均由MTS數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)自動采集．

圖4 試驗加載流程Fig.4 Test loading process

1.4 材性試驗

為得到鋼材受銹蝕影響力學性能的退化規(guī)律，根據(jù)《鋼及鋼產(chǎn)品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975—2018)要求，本文對6.5mm、9.0mm及14.0mm 3種厚度共48件的標準試件進行了加速銹蝕及材性試驗．試件材料選取Q235B鋼材，加速銹蝕試驗與4榀鋼框架柱所處環(huán)境相同．48件試件銹蝕時間均為0h、240h、480h、960h、1440h、1920h、2400h、2880h．不同厚度鋼材隨銹蝕時間與失重率之間的關系如圖5所示，可以看出：厚度越小的鋼材在相同銹蝕時間下，失重率越高.

力學性能試驗數(shù)據(jù)如表1所示．由表1可知，隨著失重率的逐漸增大，鋼材試件的各項力學性能指標均有所下降，屈服強度、極限強度、延伸率、彈性模量最大下降幅度分別為12.78%、12.78%、21.13%、13.28%，且相同銹蝕時間下，厚度越小的試件，力學性能劣化程度越明顯．

引用失重率參數(shù)對銹蝕程度進行量化，對試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，得到不同銹蝕程度鋼材的屈服強度、極限強度、延伸率和彈性模量與失重率之間的關系，如圖6所示．

表1 鋼材的力學性能Tab.1 Mechanical properties of steel

由圖6可以看出，鋼材各力學性能指標與失重率近似呈線性關系，各力學性能指標隨著失重率的增加均呈現(xiàn)出不同程度的退化規(guī)律．回歸曲線的數(shù)學表達式為

圖6 鋼材力學性能指標與失重率之間的關系Fig.6 Relationship between the mechanical properties of steel and weight loss rate

2 試驗結果及其分析

2.1 滯回曲線

滯回曲線可以綜合反映構件在受力過程中的變形性能和抗震性能的變化規(guī)律[14-15]．試件滯回曲線如圖7所示．

圖7 試件滯回曲線Fig.7 Hysteretic curves of specimens

根據(jù)圖7，可以得出如下結論．

(1) 4榀鋼框架柱試件的滯回性能基本相似．在加載初期階段，各試件基本處于彈性狀態(tài)，加卸載時的滯回曲線近似呈直線；隨著加載的進行，滯回環(huán)面積開始增大，表明試件開始發(fā)生塑性變形，滯回曲線的斜率開始減小，試件承載力仍呈增大趨勢；加載達到峰值荷載后，滯回曲線的斜率隨加載控制位移的增大而減小，滯回環(huán)面積逐漸減小，這表明試件的塑性變形充分發(fā)展，各項性能指標隨層間位移角和循環(huán)加載次數(shù)的增加退化明顯；當試件加載至破壞階段時，試件的承載力迅速降低，試驗加載隨之結束．

(2) 4榀鋼框架柱試件的滯回曲線均為梭形，曲線所圍成的面積較大，且當加載至峰值荷載時，滯回曲線并無捏攏收縮現(xiàn)象，表明銹蝕鋼框架柱試件的抗震能力及延性較好．但隨著構件銹蝕程度的增加，試件的承載力不斷降低，強度、剛度退化現(xiàn)象明顯，且滯回環(huán)面積逐漸縮小，表明試件的抗震性能在逐漸減弱．

2.2 骨架曲線

骨架曲線是結構彈塑性分析的重要依據(jù)[14]．通過對比圖8各試件的骨架曲線，可以看出各試件骨架曲線的總體形狀相似：在加載初期時，各試件的骨架曲線基本重合；當加載至彈塑性階段，各試件隨銹蝕程度的增加曲線的斜率逐漸減小，骨架曲線承載力峰值也在逐漸降低，且隨銹蝕程度的加劇，降低程度愈明顯．

圖8 試件骨架曲線Fig.8 Skeleton curves of specimens

2.3 承載力和延性系數(shù)

試件實測特征值及位移延性系數(shù)如表2所示．從表2中可以看出，各試件的承載力及延性系數(shù)隨試件失重率的增加而降低，銹蝕程度越嚴重，承載力及延性系數(shù)的下降速率越大．當失重率從0增加到8.02%時，峰值彎矩、極限轉角和延性系數(shù)分別降低了17.34%、24.21%和12.32%．

對表2中以不同失重率為設計變量的試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，得到銹蝕鋼框架柱抗震性能特征參數(shù)的退化規(guī)律，如圖9所示．

相應的回歸公式為

表2 試件實測特征值和延性系數(shù)Tab.2 Experimental characteristic values and ductility coefficients of the specimen

圖9 試件抗震性能特征參數(shù)退化規(guī)律Fig.9 Degradation law of the characteristic parameters of seismic performance of specimens

2.4 強度衰減與剛度退化

試件強度衰減曲線可反映試件承受往復荷載的能力[16]．圖10為試件強度衰減曲線．通過對比分析可知：各試件的強度衰減規(guī)律總體一致，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，承載力逐漸提高，然后趨于平緩，最后產(chǎn)生強度衰減現(xiàn)象，當失重率增加時，試件強度衰減現(xiàn)象更加明顯．

圖10 試件強度衰減曲線Fig.10 Strength degradation curves of specimens

圖11為試件等效剛度退化曲線，各試件剛度總體退化趨勢基本一致．隨著位移加載的進行，剛度退化速率由較快趨于緩慢，失重率越大的試件剛度退化速率越快．

圖11 試件等效剛度退化曲線Fig.11 Stiffness degradation curves of specimens

2.5 耗能能力

結構的抗震性能也可以通過耗能能力進行評價．圖12為試件的累積耗能曲線．由圖可知，各試件累積耗能變化趨勢總體保持一致，隨著加載的進行，累積耗能增加逐漸變快．但銹蝕會影響各試件的耗能能力，當完好試件的失重率變?yōu)?.06%、5.33%和8.02%時，累積耗能分別降低了3.07%、14.01%、18.64%．

圖12 試件累積耗能曲線Fig.12 Cumulative energy dissipation curves of specimens

3 恢復力模型

恢復力模型是一種經(jīng)過簡化的數(shù)學模型，主要包括骨架曲線和滯回規(guī)則兩部分內容，是結構彈塑性分析的基礎[17]．本文基于Lignos等[6]和Ibarra等[18]提出的修正Ibarra-Krawinkler(I-K)模型來建立銹蝕鋼框架柱構件的彎矩-轉角恢復力模型．

3.1 鋼框架柱骨架曲線參數(shù)的確定

修正I-K模型的骨架曲線的上升段(彈性變形階段)由屈服彎矩My和初始剛度Ke確定；強化階段根據(jù)Ks＝αsKe來確定該階段的剛度，用峰值前塑性轉角θp表示相應的變形能力；軟化階段通過軟化段剛度Kc＝αcKe以及峰值后塑性轉角θpc共同確定．圖13為修正I-K模型的骨架曲線．Ke為初始剛度，My為屈服彎矩，Mmax為峰值點彎矩，θp為峰值前塑形，θpc為峰值后轉角，λres為殘余強度比．

圖13 修正I-K模型的骨架曲線Fig.13 Skeleton curve of the modified I-K model

鋼框架柱試件的彎矩-轉角恢復力模型骨架曲線上屈服點、峰值點和極限點參數(shù)的計算如下．

1) 屈服點

參考ASCE/SEI 41-06，鋼框架柱的屈服彎矩My和屈服轉角θy分別為

式中：Mp為全截面屈服彎矩；N為柱軸壓力；An為凈截面面積；fy為鋼材屈服強度；Wp為塑性截面模量；E為鋼材彈性模量；I為截面慣性矩；L為柱計算高度．

Lignos和Krawinkler根據(jù)試驗，指出鋼柱的屈服彎矩My可取值為1.17Mp．此外，由于在試驗過程中鋼柱與底端的底梁無法形成完全剛結，達不到理想約束條件，導致試驗所得剛度偏低．綜上，結合本文試驗結果，屈服彎矩和屈服轉角分別為

2) 峰值點

本文結合Lignos和Krawinkler提出的鋼柱峰值彎矩和試驗結果，建議峰值彎矩取值為

同時，Lignos和Krawinkler提出鋼梁峰值前塑性轉角θp的經(jīng)驗公式為

式中：h/tw為腹板高厚比；bf/(2tf)為翼緣寬厚比；d為截面高度；L/d為試件跨高比．

在較小軸壓比的情況下，可采用式(8)近似估算鋼框架柱的峰值前塑性轉角θp．

3) 極限點

極限彎矩Mu可取值為峰值彎矩Mmax的85%，即

同時，Lignos和Krawinkler提出鋼梁的峰值后塑性轉角θpc的經(jīng)驗公式為

在較小軸壓比的情況下，可采用式(10)近似估算鋼框架柱的峰值后塑性轉角θpc．

根據(jù)試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計回歸得到鋼框架柱抗震性能特征參數(shù)(屈服彎矩、屈服轉角、峰值彎矩、峰值轉角和極限轉角)隨銹蝕程度變化的退化規(guī)律，見表3．

表3 銹蝕試件骨架曲線特征點的擬合公式Tab.3 Fitting formula for characteristic points of the skeleton curve of corroded specimens

3.2 鋼框架柱滯回規(guī)則

由試驗結果可知，銹蝕構件與完好構件恢復力模型形狀相似．本文基于修正I-K滯回模型來考慮不同銹蝕程度構件恢復力模型的滯回規(guī)則，其循環(huán)退化規(guī)則如圖14所示．

1) 循環(huán)退化指數(shù)

通過引入Rahnama-Hazaveh等[19]提出的循環(huán)退化指數(shù)來體現(xiàn)構件各項性能的退化，即

式中：c表示循環(huán)退化速率，取c＝1.0；Ei表示構件在第i次循環(huán)加載時的滯回耗能表示構件在第i次及第i次之前所有循環(huán)下的累積耗能；Et為構件本身的滯回耗能能力，其可表示為屈服強度My與累積轉動能力Λ的乘積，其計算式為

式中：h/tw為腹板寬厚比；bf/tf為翼緣寬厚比為單位轉換系數(shù)，單位采用mm和MPa時，取值為1．

隨著失重率的增加，試件的承載力有所下降，循環(huán)退化效應呈增大趨勢，但并不顯著．因此，對于銹蝕鋼框架柱恢復力模型的循環(huán)退化速率與未銹蝕構件保持一致，取c＝1.0；累積轉動能力Λ仍可按式(13)計算確定．

2) 基本強度退化規(guī)則

構件的基本強度退化規(guī)則如圖14(a)所示．屈服強度和強化段剛度的退化規(guī)則計算公式為

3) 峰值后強度退化規(guī)則

圖14(b)為構件的峰值后強度退化規(guī)則．峰值后強度的退化規(guī)則計算式為

4) 卸載剛度退化規(guī)則

構件在進入屈服階段后，卸載剛度也出現(xiàn)退化現(xiàn)象，退化規(guī)則如圖14(c)所示，計算式為

式中Kui和Ku(i-1)分別表示構件第i次和第i－1次加載時的卸載剛度．

3.3 鋼框架柱恢復力模型的驗證

通過OpenSEES軟件建立銹蝕鋼框架柱的集中塑性鉸模型，如圖15所示．將鋼框架柱簡化為彈性桿單元和位于柱底部的非線性轉動彈簧單元串聯(lián)模型．彈性桿單元采用OpenSEES軟件中彈性梁柱單元(elasticBeamColumn)模擬；非線性轉動彈簧單元由零長度單元(zeroLength)模擬，并通過上文所確定的骨架曲線特征點和滯回規(guī)則來計算Bilin Material的參數(shù)，用以標定零長度單元．相關參數(shù)計算結果如表4所示．

圖15 鋼框架柱集中塑性鉸模型Fig.15 Concentrated plastic hinge model for a steel frame column

表4 銹蝕鋼框架柱恢復力模型相關參數(shù)Tab.4 Related parameters of the restoring force model of the corroded steel frame column

將上述模型模擬結果與試驗結果進行對比分析，兩者基本吻合，如圖16和圖17所示．

圖16 計算滯回曲線與試驗滯回曲線對比Fig.16 Comparisons of calculated and experimental hysteretic curves

圖17 計算累積耗能與試驗累積耗能對比Fig.17 Comparisons of calculated and experimental cumulative energy consumptions

4 結 論

(1) 從試驗結果可以發(fā)現(xiàn)，銹蝕對鋼結構的力學及抗震性能具有較大影響，具體表現(xiàn)如下：隨著銹蝕程度的增加，鋼材的力學性能(屈服強度、極限強度、延伸率和彈性模量)退化明顯，且鋼材厚度越小，性能退化越顯著；鋼框架柱的強度、剛度、延性及耗能等隨著銹蝕程度的增加逐漸降低，如當失重率為8.02%時，峰值彎矩、極限轉角、延性系數(shù)和累積耗能能力分別降低了17.34%、24.21%、12.32%和18.64%．

(2) 基于試驗結果，以失重率為參數(shù)對鋼框架柱骨架曲線各特征點彎矩、轉角及延性系數(shù)擬合，得到了考慮銹蝕影響的鋼框架柱骨架曲線特征參數(shù)修正函數(shù)．

(3) 基于修正I-K模型，結合試驗數(shù)據(jù)，建立可表征基本強度退化、峰值后強度退化、卸載剛度退化等滯回規(guī)則的銹蝕鋼框架柱恢復力模型，通過與試驗結果的對比，驗證本文所建立恢復力模型的有效性．研究成果可為銹蝕鋼框架結構的非線性地震反應分析提供理論依據(jù)．