呼和浩特均匀锈蚀后网架结构杆件轴压承载力试验研究及数值模拟

均匀锈蚀后呼和浩特网架结构呼和浩特杆件轴压承载力试验研究及数值模拟

呼和浩特网架结构是常见的空间结构形式，被广泛用于游泳馆、煤棚的屋盖结构。这些呼和浩特建筑内的环境通常是高腐蚀性的，呼和浩特钢材多发生均匀锈蚀，因此需要关注钢构件锈蚀对承载力的影响。钢构件的有效承载截面会因锈蚀而减小，研究表明：呼和浩特钢材发生锈蚀后，弹性模量、屈服强度、极限强度均会下降，甚至会出现屈服平台消失的现象，这会导致钢构件承载力下降,从而对结构安全产生威胁。虽然空间网格结构的冗余度较高，但当其中的关键构件和敏感构件失效后，仍会导致显著的内力重分布，极端情况下甚至会引起连续倒塌，因此有必要重视锈蚀对构件力学性能的影响。

国内外学者已对各类钢构件锈蚀的影响做了很多研究。Han等对呼和浩特钢材腐蚀对钢管混凝土构件力学性能的影响进行了研究，Li等对双层钢管混凝土短柱在外层钢管腐蚀情况下的力学性能进行了研究，发现锈蚀显著降低了此类构件的承载力和变形能力。此外，陈梦成等发现锈蚀会降低钢管混凝土构件的抗震性能。王霄翔等发现在含拉索的结构中若拉索因锈蚀断裂，可能会对结构产生动力冲击。刘红波等的研究表明锈蚀还会降低沿海呼和浩特钢结构桥梁的承载力。很多关于锈蚀对钢梁力学性能影响的研究发现：锈蚀位置、锈蚀形式、锈蚀程度等因素均会对钢梁的力学性能产生不同程度的不利影响。

类似地，钢管呼和浩特杆件作为呼和浩特网架结构的主要构件，锈蚀也会对其力学性能产生影响，甚至对结构整体安全产生威胁，危害性很大。目前，对于锈蚀网架呼和浩特杆件的试验研究还较少，基于此，本文对18根长细比、锈蚀程度不同的网架杆件进行了轴心受压试验，分析研究均匀锈蚀对网架杆件力学性能的影响，同时使用ABAQUS软件建立有限元模型，与试验结果进行对比校核并且进行参数化分析，研究均匀锈蚀的程度对杆件承载力的影响。

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试验概况

1.1 试件设计

试验的试件为网架结构中的焊接圆钢管杆件，杆件长度为2000mm。共设计有6种不同截面规格的杆件，每种规格3根，在高湿度、高盐度的自然环境中发生了不同程度的均匀锈蚀，共有试件18个。

试验的主要参数有杆件规格、锈蚀后壁厚、锈蚀率。锈蚀率β是反映杆件锈蚀程度的指标，用式(1)计算:

（1）

式中：t为锈蚀前壁厚;tc为锈蚀后的壁厚。

各试件的具体参数如表1所示，构件编号S后的数字表示不同的杆件截面规格，C后的数字表示锈蚀程度，数字增大表示锈蚀程度增大。D为杆件锈蚀前外径，λ为锈蚀前长细比。

1.2 试验方法

轴心受压试验在天津大学结构试验室压力试验机上进行，试件两端均与试验机铰接连接，具体实现方法为用光滑的销轴连接试件和加载端上焊接的耳板，如图1所示，图中端板与构件连接焊脚尺寸为6mm。试件安装到试验机后，使用激光垂准仪从多个角度检查杆件垂直度，保证轴压加载。

试验时首先进行预加载，以使试件空隙闭合，杆件进入正常承压工作状态，预加荷载值为预估极限荷载的20%。然后卸载，采用荷载-位移混合控制正式单调分级加载，每级加载值取为预估极限荷载的10%，持荷时间2min。在试件达到预估极限荷载的70%后，每级加载值取为预估极限荷载的5%，持荷时间3 min。试件达到极限荷载后，采用位移控制继续增大轴向位移。当试件荷载下降到极限荷载的85%时，结束试验。

表1 试件参数

Table 1 Specimens parameters

a—加载装置；b—中截面应变片布置。

图1 试验装置

Fig.1 Test device

1.3 试验数据量测

试验中需要量测的数据包括钢管材料力学性能、轴压力、轴向位移、应变等。材性试件取自批次相同、锈蚀程度相同的构件，进行表面除锈并且勿损伤钢材基质，每种规格的杆件加工3个标准拉伸试件。材性试验部分在试验机上进行。

杆件轴压力由压力试验机端部的压力传感器直接测得。试验时在试件两侧对称布置两个位移计，测量试件轴向变形，取两个位移计平均值作为轴向位移以减小误差。在构件中间截面处，以90°间隔布置四个沿杆件长度方向的应变片，如图1所示，以测量中间截面处钢材的应变变化。试验中的位移和应变数据由计算机静态测试采集系统自动采集和保存。

02

试验结果

2.1 材性试验结果

每种规格的杆件除锈后加工三个标准拉伸试件，按照GB/T 228.1—2010《金属材料拉伸试验 第1部分：室温试验方法》规定的方法得到材性结果，每种规格的杆件取三个试件平均值作为结果，如表2所示。

表2 材性试验结果

Table 2 Material tests results

国内外研究显示锈蚀会导致钢材的弹性模量有所下降，本试验的材性测得的结果与此相符。

2.2 试验现象

试验加载结束后，观察试件的破坏形态，如图2所示。试件在约束较弱的铰接平面内发生弯曲，破坏模式表现为典型的受压弯曲屈曲的失稳破坏。此外，在试件中部，材料应变较大，可以观察到钢材局部鼓曲，出现锈层剥落现象，如图3所示。

2.3 中间截面应变

试验中采用电阻应变片对中间截面钢材的轴向应变进行了测量，以更全面分析试件的受压破坏过程。本文选取了三个典型的不同规格的试件，对弯曲屈曲破坏方向的凸侧(弯离侧)和凹侧(弯向侧)的钢材应变进行了分析，绘制了荷载-应变曲线，如图4所示。

a—S1；b—S2；c—S3；d—S4；e—S5；f—S6。

图2 各规格试件破坏形态

Fig.2 Failure modes of specimens with different specifications

图3 局部鼓曲和锈层剥落

Fig.3 Local buckling and rust layer peeling

a—S1-C3；b—S2-C2；c—S3-C3。

图4 荷载-应变曲线

Fig.4 Load-strain curves

可见：不同规格、不同锈蚀程度的试件的荷载-应变变化规律是相似的。在加载初期，即将弯向的一侧和即将弯离的一侧均为压应变，因为此时试件受到轴向压力作用并且弯曲尚不明显；凹侧的压应变近似随荷载线性增加，而凸侧的压应力始终很小，因为试件弯曲在该侧产生的拉应变会抵消一部分轴压力产生的压应变。荷载增大到一定程度后，凹侧压应变随荷载增大而较快增大，且试件率先进入塑性，而凸侧已经表现为拉应力，说明在接近极限荷载濒临失稳时，试件已经发生了较大程度的弯曲，导致凸侧的弯曲拉应力快速增大。最终到达极限荷载后，两侧压应变和拉应变迅速增大，两侧均进入塑性，试件发生破坏。

2.4 极限承载力

根据18个试件的轴压力和位移量测数据，得到各个试件的轴压极限承载力P对应的轴向变形Δu，结果如表3所示。可以看出：锈蚀率β的增大会导致试件极限承载力的下降，即锈蚀会导致钢管杆件轴压承载能力的下降，且锈蚀越严重，承载力丧失越多。总体上看，长细比较小的试件，其轴向变形Δu有一定程度增大，代表其具有较强变形能力。而达到更大承载力时的Δu与锈蚀程度无明显关联。

表3 试验结果

Table 3 Test results

绘制各个试件的轴向荷载-位移曲线，如图5所示。在加载初期，各位置材料均为弹性，且弯曲尚不明显，荷载随位移线性增大。随着荷载增大，部分截面进入塑性，杆件的弯曲程度也逐渐增大，荷载不再随位移线性增加，曲线逐渐变得平缓，随着塑性区不断扩展，最终达到极限荷载后曲线出现下降。根据曲线可以看出，锈蚀越严重，构件的极限承载力就越低。从总体上来看，锈蚀越严重，试件的刚度也越小，但也有个别试件不满足这个规律，分析原因可能为个别试件的初始缺陷与其他试件差异较大。

a—S1；b—S2；c—S3；d—S4；e—S5；f—S6。

图5 轴向荷载-位移曲线

Fig.5 Axial load-displacement curves

另外，由曲线可以看出：长细比较大的构件在达到极限承载力后荷载下降较快；而截面较大、长细比较小的试件，其曲线的下降段也变得较为平缓，构件在达到极限承载力后,荷载下降较慢。这说明长细比较小的构件，轴压承载时具有更佳的延性，在破坏后还具有更好的变形能力。

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有限元模拟

3.1 有限元模型建立

本文采用有限元软件ABAQUS建立锈蚀后杆件的有限元模型。

杆件采用壳单元建立(S4R)，建模时利用杆件对称，只建模杆件一半长度(1 000 mm)，对称面一端的边界条件设置为对称边界条件(U3=UR1=UR2=0)，另一端为自由边界条件。有限元模型中考虑了1/1 000杆长的初始弯曲缺陷。为了便于加载和输出反力，在杆件自由端设置一个参考点，将该点与该端钢管端面进行耦合。对模型进行网格收敛分析，确定合理的网格尺寸，保证模型计算的准确。

为了将有限元分析的结果与试验结果进行对比，钢材材料的本构关系根据上文材性试验的结果输入。

3.2 有限元与试验结果的对比

应用上文建立的有限元模型，分别采用与试验中的18个试件相同的参数进行数值模拟计算。杆件有限元模拟的破坏形态如图6所示，可以看出，有限元模拟的破坏形态及应变分布与试验中试件的破坏形态和应变情况相同，破坏模式均为弯曲失稳破坏。

a—S1；b—S2；c—S3；d—S4；e—S5；f—S6。

图6 有限元模拟杆件破坏形态

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

同时，将各个试验试件参数下的有限元模型计算得到的极限承载力与试验结果对比，如表4所示。可见：有限元模拟的极限承载力结果和试验得到的极限承载力相近，变化规律也相同。将各个试件的有限元模拟结果和试验结果绘于图7，可以清晰地看出两者结果基本符合。因此，认为采用的有限元建模的方法是准确有效的。

表4 有限元结果与试验结果对比

Table 4 Comparison of finite element simulation results with experimental results

图7 有限元与试验结果对比

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

3.3 参数化分析

运用上文的有限元模型继续进行参数化分析，主要研究锈蚀程度对于网架结构杆件承载力的影响。对上文试验中对应的S1(外径60mm，壁厚3.5mm，长细比99.9)、S3(外径88.5mm，壁厚4mm，长细比66.9)、S5(外径140mm，壁厚5mm，长细比41.9)三种不同规格的杆件进行了分析。在参数化分析中，保持有限元模型中材料本构关系等参数不变，改变杆件的壁厚(相当于改变锈蚀率β)，观察杆件极限承载力P和承载力比γ随锈蚀率β的增大而变化的情况。承载力比γ按照式(2)定义，其中P0为未锈蚀杆件(β=0)的极限承载力，P为一定锈蚀率β下杆件的极限承载力:

（2）

此外，本文还采用GB 50017—2017《呼和浩特钢结构设计标准》给出的方法和轴心受压柱子曲线，计算了网架结构杆件壁厚削弱(锈蚀率β增大)对于杆件极限承载力的影响，以便为呼和浩特工程设计和评价提供参考。将以上参数化分析的结果汇总如图8和图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。

图8 极限承载力P随锈蚀率β的变化

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。

图9 承载力比γ随锈蚀率β的变化

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

可见:无论是采用有限元模拟方法还是采用GB 50017—2017计算，对于不同长细比的杆件，得到的轴压极限承载力均近似表现为随锈蚀率β的增大而线性降低。分析这一现象的原因为壁厚减小对于杆件长细比的影响很小，因此对稳定系数的影响很小，主要是导致截面面积的线性减小，故承载力随壁厚减小而近似线性减小。采用有限元模拟方法得到的承载力比采用GB 50017—2017方法计算的承载力大15%～30%，且GB 50017—2017方法计算的承载力随锈蚀率β的增加下降得更快，分析原因为GB 50017—2017的方法保证了一定的可靠度，且考虑了残余应力的不利影响。

基于此，可以认为对于锈蚀后的网架结构杆件，使用锈蚀后的实际壁厚，按照GB 50017—2017方法计算其承载力，仍然是偏于安全的。但是需要注意的是：钢材的锈蚀还可能会导致其材料力学性能的劣化，在锈蚀后网架结构杆件承载力评估中也需要考虑。

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结束语

1)网架结构杆件受轴压多发生失稳破坏，均匀锈蚀会对其力学性能产生不利影响。均匀锈蚀的程度越严重，极限承载力下降越多，刚度也越小。但杆件达到极限承载力时的轴向变形与锈蚀程度无明显关联。

2)长细比较大的杆件，在达到极限承载力后其承载能力随变形增大而较快下降；长细比较小的杆件具有较好的变形能力和延性，在达到极限承载力后，其承载力随变形下降较平缓。

3)在钢材本构不变的情况下，无论是采用有限元模型计算还是采用GB 50017—2017计算，杆件轴压极限承载力随壁厚削弱均近似线性减小，且按照GB 50017—2017方法计算的承载力仍然是偏于安全的。故可以按均匀锈蚀后的实际壁厚采用GB 50017—2017方法计算杆件轴压承载力，但在实际应用中尚需考虑锈蚀导致的钢材材性劣化。