均勻銹蝕后網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件軸壓承載力試驗研究及數(shù)值模擬

網(wǎng)架結(jié)構(gòu)是常見的空間結(jié)構(gòu)形式，被廣泛用于游泳館、煤棚的屋蓋結(jié)構(gòu)。這些建筑內(nèi)的環(huán)境通常是高腐蝕性的，鋼材多發(fā)生均勻銹蝕，因此需要關(guān)注鋼構(gòu)件銹蝕對承載力的影響。鋼構(gòu)件的有效承載截面會因銹蝕而減小，研究表明：鋼材發(fā)生銹蝕后，彈性模量、屈服強度、極限強度均會下降，甚至?xí)霈F(xiàn)屈服平臺消失的現(xiàn)象，這會導(dǎo)致鋼構(gòu)件承載力下降,從而對結(jié)構(gòu)安全產(chǎn)生威脅。雖然空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的冗余度較高，但當(dāng)其中的關(guān)鍵構(gòu)件和敏感構(gòu)件失效后，仍會導(dǎo)致顯著的內(nèi)力重分布，極端情況下甚至?xí)疬B續(xù)倒塌，因此有必要重視銹蝕對構(gòu)件力學(xué)性能的影響。

國內(nèi)外學(xué)者已對各類鋼構(gòu)件銹蝕的影響做了很多研究。Han等對鋼材腐蝕對鋼管混凝土構(gòu)件力學(xué)性能的影響進行了研究，Li等對雙層鋼管混凝土短柱在外層鋼管腐蝕情況下的力學(xué)性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)銹蝕顯著降低了此類構(gòu)件的承載力和變形能力。此外，陳夢成等發(fā)現(xiàn)銹蝕會降低鋼管混凝土構(gòu)件的抗震性能。王霄翔等發(fā)現(xiàn)在含拉索的結(jié)構(gòu)中若拉索因銹蝕斷裂，可能會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生動力沖擊。劉紅波等的研究表明銹蝕還會降低沿海鋼結(jié)構(gòu)橋梁的承載力。很多關(guān)于銹蝕對鋼梁力學(xué)性能影響的研究發(fā)現(xiàn)：銹蝕位置、銹蝕形式、銹蝕程度等因素均會對鋼梁的力學(xué)性能產(chǎn)生不同程度的不利影響。

類似地，鋼管桿件作為網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件，銹蝕也會對其力學(xué)性能產(chǎn)生影響，甚至對結(jié)構(gòu)整體安全產(chǎn)生威脅，危害性很大。目前，對于銹蝕網(wǎng)架桿件的試驗研究還較少，基于此，本文對18根長細比、銹蝕程度不同的網(wǎng)架桿件進行了軸心受壓試驗，分析研究均勻銹蝕對網(wǎng)架桿件力學(xué)性能的影響，同時使用ABAQUS軟件建立有限元模型，與試驗結(jié)果進行對比校核并且進行參數(shù)化分析，研究均勻銹蝕的程度對桿件承載力的影響。

01

試驗概況

1.1 試件設(shè)計

試驗的試件為網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中的焊接圓鋼管桿件，桿件長度為2000mm。共設(shè)計有6種不同截面規(guī)格的桿件，每種規(guī)格3根，在高濕度、高鹽度的自然環(huán)境中發(fā)生了不同程度的均勻銹蝕，共有試件18個。

試驗的主要參數(shù)有桿件規(guī)格、銹蝕后壁厚、銹蝕率。銹蝕率β是反映桿件銹蝕程度的指標(biāo)，用式(1)計算:

（1）

式中：t為銹蝕前壁厚;tc為銹蝕后的壁厚。

各試件的具體參數(shù)如表1所示，構(gòu)件編號S后的數(shù)字表示不同的桿件截面規(guī)格，C后的數(shù)字表示銹蝕程度，數(shù)字增大表示銹蝕程度增大。D為桿件銹蝕前外徑，λ為銹蝕前長細比。

1.2 試驗方法

軸心受壓試驗在天津大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗室壓力試驗機上進行，試件兩端均與試驗機鉸接連接，具體實現(xiàn)方法為用光滑的銷軸連接試件和加載端上焊接的耳板，如圖1所示，圖中端板與構(gòu)件連接焊腳尺寸為6mm。試件安裝到試驗機后，使用激光垂準儀從多個角度檢查桿件垂直度，保證軸壓加載。

試驗時首先進行預(yù)加載，以使試件空隙閉合，桿件進入正常承壓工作狀態(tài)，預(yù)加荷載值為預(yù)估極限荷載的20%。然后卸載，采用荷載-位移混合控制正式單調(diào)分級加載，每級加載值取為預(yù)估極限荷載的10%，持荷時間2min。在試件達到預(yù)估極限荷載的70%后，每級加載值取為預(yù)估極限荷載的5%，持荷時間3 min。試件達到極限荷載后，采用位移控制繼續(xù)增大軸向位移。當(dāng)試件荷載下降到極限荷載的85%時，結(jié)束試驗。

表1 試件參數(shù)

Table 1 Specimens parameters

a—加載裝置；b—中截面應(yīng)變片布置。

圖1 試驗裝置

Fig.1 Test device

1.3 試驗數(shù)據(jù)量測

試驗中需要量測的數(shù)據(jù)包括鋼管材料力學(xué)性能、軸壓力、軸向位移、應(yīng)變等。材性試件取自批次相同、銹蝕程度相同的構(gòu)件，進行表面除銹并且勿損傷鋼材基質(zhì)，每種規(guī)格的桿件加工3個標(biāo)準拉伸試件。材性試驗部分在試驗機上進行。

桿件軸壓力由壓力試驗機端部的壓力傳感器直接測得。試驗時在試件兩側(cè)對稱布置兩個位移計，測量試件軸向變形，取兩個位移計平均值作為軸向位移以減小誤差。在構(gòu)件中間截面處，以90°間隔布置四個沿桿件長度方向的應(yīng)變片，如圖1所示，以測量中間截面處鋼材的應(yīng)變變化。試驗中的位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)由計算機靜態(tài)測試采集系統(tǒng)自動采集和保存。

02

試驗結(jié)果

2.1 材性試驗結(jié)果

每種規(guī)格的桿件除銹后加工三個標(biāo)準拉伸試件，按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》規(guī)定的方法得到材性結(jié)果，每種規(guī)格的桿件取三個試件平均值作為結(jié)果，如表2所示。

表2 材性試驗結(jié)果

Table 2 Material tests results

國內(nèi)外研究顯示銹蝕會導(dǎo)致鋼材的彈性模量有所下降，本試驗的材性測得的結(jié)果與此相符。

2.2 試驗現(xiàn)象

試驗加載結(jié)束后，觀察試件的破壞形態(tài)，如圖2所示。試件在約束較弱的鉸接平面內(nèi)發(fā)生彎曲，破壞模式表現(xiàn)為典型的受壓彎曲屈曲的失穩(wěn)破壞。此外，在試件中部，材料應(yīng)變較大，可以觀察到鋼材局部鼓曲，出現(xiàn)銹層剝落現(xiàn)象，如圖3所示。

2.3 中間截面應(yīng)變

試驗中采用電阻應(yīng)變片對中間截面鋼材的軸向應(yīng)變進行了測量，以更全面分析試件的受壓破壞過程。本文選取了三個典型的不同規(guī)格的試件，對彎曲屈曲破壞方向的凸側(cè)(彎離側(cè))和凹側(cè)(彎向側(cè))的鋼材應(yīng)變進行了分析，繪制了荷載-應(yīng)變曲線，如圖4所示。

a—S1；b—S2；c—S3；d—S4；e—S5；f—S6。

圖2 各規(guī)格試件破壞形態(tài)

Fig.2 Failure modes of specimens with different specifications

圖3 局部鼓曲和銹層剝落

Fig.3 Local buckling and rust layer peeling

a—S1-C3；b—S2-C2；c—S3-C3。

圖4 荷載-應(yīng)變曲線

Fig.4 Load-strain curves

可見：不同規(guī)格、不同銹蝕程度的試件的荷載-應(yīng)變變化規(guī)律是相似的。在加載初期，即將彎向的一側(cè)和即將彎離的一側(cè)均為壓應(yīng)變，因為此時試件受到軸向壓力作用并且彎曲尚不明顯；凹側(cè)的壓應(yīng)變近似隨荷載線性增加，而凸側(cè)的壓應(yīng)力始終很小，因為試件彎曲在該側(cè)產(chǎn)生的拉應(yīng)變會抵消一部分軸壓力產(chǎn)生的壓應(yīng)變。荷載增大到一定程度后，凹側(cè)壓應(yīng)變隨荷載增大而較快增大，且試件率先進入塑性，而凸側(cè)已經(jīng)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，說明在接近極限荷載瀕臨失穩(wěn)時，試件已經(jīng)發(fā)生了較大程度的彎曲，導(dǎo)致凸側(cè)的彎曲拉應(yīng)力快速增大。最終到達極限荷載后，兩側(cè)壓應(yīng)變和拉應(yīng)變迅速增大，兩側(cè)均進入塑性，試件發(fā)生破壞。

2.4 極限承載力

根據(jù)18個試件的軸壓力和位移量測數(shù)據(jù)，得到各個試件的軸壓極限承載力P對應(yīng)的軸向變形Δu，結(jié)果如表3所示?？梢钥闯觯轰P蝕率β的增大會導(dǎo)致試件極限承載力的下降，即銹蝕會導(dǎo)致鋼管桿件軸壓承載能力的下降，且銹蝕越嚴重，承載力喪失越多?？傮w上看，長細比較小的試件，其軸向變形Δu有一定程度增大，代表其具有較強變形能力。而達到更大承載力時的Δu與銹蝕程度無明顯關(guān)聯(lián)。

表3 試驗結(jié)果

Table 3 Test results

繪制各個試件的軸向荷載-位移曲線，如圖5所示。在加載初期，各位置材料均為彈性，且彎曲尚不明顯，荷載隨位移線性增大。隨著荷載增大，部分截面進入塑性，桿件的彎曲程度也逐漸增大，荷載不再隨位移線性增加，曲線逐漸變得平緩，隨著塑性區(qū)不斷擴展，最終達到極限荷載后曲線出現(xiàn)下降。根據(jù)曲線可以看出，銹蝕越嚴重，構(gòu)件的極限承載力就越低。從總體上來看，銹蝕越嚴重，試件的剛度也越小，但也有個別試件不滿足這個規(guī)律，分析原因可能為個別試件的初始缺陷與其他試件差異較大。

a—S1；b—S2；c—S3；d—S4；e—S5；f—S6。

圖5 軸向荷載-位移曲線

Fig.5 Axial load-displacement curves

另外，由曲線可以看出：長細比較大的構(gòu)件在達到極限承載力后荷載下降較快；而截面較大、長細比較小的試件，其曲線的下降段也變得較為平緩，構(gòu)件在達到極限承載力后,荷載下降較慢。這說明長細比較小的構(gòu)件，軸壓承載時具有更佳的延性，在破壞后還具有更好的變形能力。

03

有限元模擬

3.1 有限元模型建立

本文采用有限元軟件ABAQUS建立銹蝕后桿件的有限元模型。

桿件采用殼單元建立(S4R)，建模時利用桿件對稱，只建模桿件一半長度(1 000 mm)，對稱面一端的邊界條件設(shè)置為對稱邊界條件(U3=UR1=UR2=0)，另一端為自由邊界條件。有限元模型中考慮了1/1 000桿長的初始彎曲缺陷。為了便于加載和輸出反力，在桿件自由端設(shè)置一個參考點，將該點與該端鋼管端面進行耦合。對模型進行網(wǎng)格收斂分析，確定合理的網(wǎng)格尺寸，保證模型計算的準確。

為了將有限元分析的結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比，鋼材材料的本構(gòu)關(guān)系根據(jù)上文材性試驗的結(jié)果輸入。

3.2 有限元與試驗結(jié)果的對比

應(yīng)用上文建立的有限元模型，分別采用與試驗中的18個試件相同的參數(shù)進行數(shù)值模擬計算。桿件有限元模擬的破壞形態(tài)如圖6所示，可以看出，有限元模擬的破壞形態(tài)及應(yīng)變分布與試驗中試件的破壞形態(tài)和應(yīng)變情況相同，破壞模式均為彎曲失穩(wěn)破壞。

a—S1；b—S2；c—S3；d—S4；e—S5；f—S6。

圖6 有限元模擬桿件破壞形態(tài)

Fig.6 The failure mode of bars in finite element simulation

同時，將各個試驗試件參數(shù)下的有限元模型計算得到的極限承載力與試驗結(jié)果對比，如表4所示。可見：有限元模擬的極限承載力結(jié)果和試驗得到的極限承載力相近，變化規(guī)律也相同。將各個試件的有限元模擬結(jié)果和試驗結(jié)果繪于圖7，可以清晰地看出兩者結(jié)果基本符合。因此，認為采用的有限元建模的方法是準確有效的。

表4 有限元結(jié)果與試驗結(jié)果對比

Table 4 Comparison of finite element simulation results with experimental results

圖7 有限元與試驗結(jié)果對比

Fig.7 Comparison of finite element simulation results with experimental results

3.3 參數(shù)化分析

運用上文的有限元模型繼續(xù)進行參數(shù)化分析，主要研究銹蝕程度對于網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件承載力的影響。對上文試驗中對應(yīng)的S1(外徑60mm，壁厚3.5mm，長細比99.9)、S3(外徑88.5mm，壁厚4mm，長細比66.9)、S5(外徑140mm，壁厚5mm，長細比41.9)三種不同規(guī)格的桿件進行了分析。在參數(shù)化分析中，保持有限元模型中材料本構(gòu)關(guān)系等參數(shù)不變，改變桿件的壁厚(相當(dāng)于改變銹蝕率β)，觀察桿件極限承載力P和承載力比γ隨銹蝕率β的增大而變化的情況。承載力比γ按照式(2)定義，其中P0為未銹蝕桿件(β=0)的極限承載力，P為一定銹蝕率β下桿件的極限承載力:

（2）

此外，本文還采用GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準》給出的方法和軸心受壓柱子曲線，計算了網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件壁厚削弱(銹蝕率β增大)對于桿件極限承載力的影響，以便為工程設(shè)計和評價提供參考。將以上參數(shù)化分析的結(jié)果匯總?cè)鐖D8和圖9所示。

a—D=60 mm,t=3.5 m；b—D=88.5 mm,t=4 m；c—D=140 mm,t=5 mm。

圖8 極限承載力P隨銹蝕率β的變化

Fig.8 The change of ultimate bearing capacity P with corrosion ratio β

a—D=60 mm,t=3.5 mm；b—D=88.5 mm,t=4 mm；c—D=140 mm,t=5 mm。

圖9 承載力比γ隨銹蝕率β的變化

Fig.9 The change of bearing capacity ratio γ with corrosion ratio β

可見:無論是采用有限元模擬方法還是采用GB 50017—2017計算，對于不同長細比的桿件，得到的軸壓極限承載力均近似表現(xiàn)為隨銹蝕率β的增大而線性降低。分析這一現(xiàn)象的原因為壁厚減小對于桿件長細比的影響很小，因此對穩(wěn)定系數(shù)的影響很小，主要是導(dǎo)致截面面積的線性減小，故承載力隨壁厚減小而近似線性減小。采用有限元模擬方法得到的承載力比采用GB 50017—2017方法計算的承載力大15%～30%，且GB 50017—2017方法計算的承載力隨銹蝕率β的增加下降得更快，分析原因為GB 50017—2017的方法保證了一定的可靠度，且考慮了殘余應(yīng)力的不利影響。

基于此，可以認為對于銹蝕后的網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件，使用銹蝕后的實際壁厚，按照GB 50017—2017方法計算其承載力，仍然是偏于安全的。但是需要注意的是：鋼材的銹蝕還可能會導(dǎo)致其材料力學(xué)性能的劣化，在銹蝕后網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件承載力評估中也需要考慮。

04

結(jié)束語

1)網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件受軸壓多發(fā)生失穩(wěn)破壞，均勻銹蝕會對其力學(xué)性能產(chǎn)生不利影響。均勻銹蝕的程度越嚴重，極限承載力下降越多，剛度也越小。但桿件達到極限承載力時的軸向變形與銹蝕程度無明顯關(guān)聯(lián)。

2)長細比較大的桿件，在達到極限承載力后其承載能力隨變形增大而較快下降；長細比較小的桿件具有較好的變形能力和延性，在達到極限承載力后，其承載力隨變形下降較平緩。

3)在鋼材本構(gòu)不變的情況下，無論是采用有限元模型計算還是采用GB 50017—2017計算，桿件軸壓極限承載力隨壁厚削弱均近似線性減小，且按照GB 50017—2017方法計算的承載力仍然是偏于安全的。故可以按均勻銹蝕后的實際壁厚采用GB 50017—2017方法計算桿件軸壓承載力，但在實際應(yīng)用中尚需考慮銹蝕導(dǎo)致的鋼材材性劣化。