《工业建筑》
2023.9
53卷
第608期
工程结构与结构防灾
张雨辰1 郭显昭2 张晨明2 张雷2 陈光瑞1 张素梅1
1.哈尔滨工业大学（深圳）土木与环境工程学院，广东 深圳
2、中铁设计集团有限公司，天津
概括
对18个圆形钢管混凝土试件进行了腐蚀试验和腐蚀构件的偏心压缩试验。 利用电加速金属腐蚀，得到不同腐蚀程度的圆钢管混凝土试件。 对腐蚀构件进行偏置性能试验，探讨局部腐蚀对圆钢管混凝土柱力学性能的影响。 通过有限元程序建立了圆形钢管混凝土偏心受压柱局部均匀腐蚀、宏观不均匀腐蚀和微观不均匀腐蚀的理论分析模型，并针对考虑因素对圆形钢管混凝土柱的有限元建模方法提出了建议。提出了钢管局部腐蚀的建议。 研究结果表明，部分腐蚀的圆形钢管混凝土长柱试件在偏置试验中均出现截面倒塌破坏。 试件的极限承载力会随着腐蚀速率、环向腐蚀速率、偏心率和长细比的增大而降低； 与未腐蚀的试件相比，当试件的几何参数和锈蚀区域相同时，腐蚀速率增大。 当达到20.00%时，试件极限承载力降低11.70%。 在建立部分腐蚀圆形钢管混凝土有限元模型时，建议根据钢管表面的腐蚀形貌选择不同的腐蚀模型。
00
介绍
钢管混凝土可以充分发挥钢管和混凝土材料的优点，有效增加构件的极限承载力，提高构件的延性和抗震性能，并具有施工方便、工期短、耐火性能好等优点[1] -5]，广泛应用于桥梁、大跨度结构和地下结构。 当在海洋、地下水侵蚀、工业大气等复杂环境中使用时，由于破损和缺乏防腐涂层，外层钢管会生锈，导致部件机械性能恶化，从而威胁结构的安全性和可靠性。 在复杂环境的侵蚀下，钢管混凝土构件的腐蚀可能首先发生在局部且分布不均匀，然后逐渐扩展到构件的整个表面。 腐蚀位置和深度的不确定性可能会导致钢管混凝土柱截面质心发生变化，引起荷载附加偏心，导致结构柱的性能和承载能力发生变化。 因此，本文主要研究局部腐蚀引起的钢管混凝土柱的偏置性能。 影响。
目前，有学者通过试验探讨了腐蚀对钢管混凝土构件承载力的影响，并提出了相应的腐蚀简化有限元模型。 张凤杰研究了薄壁圆钢管混凝土腐蚀后的承载性能。 在模拟地下工程环境中，对14个薄壁圆钢管混凝土短柱试件进行室内加速腐蚀试验，并对腐蚀试件进行轴压试验。 获得了腐蚀程度、套圈系数和试样极限。 关于承载力之间的关系，随着腐蚀速率的增大，试件外钢管壁厚减小，试件的极限承载力不断减小，塑性变形能力也随之减小[6]。 张斌选取不同腐蚀程度的钢材本构关系，建立了均匀腐蚀和腐蚀坑圆钢管混凝土的有限元模型，分析了腐蚀对混凝土钢管本构关系和极限承载力的影响，提出了采用弹性模量折减建模方法来模拟钢管混凝土的腐蚀[7]。 文献[8-13]分析了圆钢管混凝土和方钢管混凝土在连续荷载与腐蚀耦合作用下极限承载力的退化规律。 试验结果表明，腐蚀会显着降低试件的极限承载力。 黄等人。 采用机械开孔方法模拟钢管混凝土试件的局部腐蚀，探讨开孔方向、长度和宽度对构件力学性能的影响。 试验结果表明，当圆形钢管混凝土短柱试件水平方向开孔时，当垂直方向开孔时，试件的极限承载力明显降低[14]。 腐蚀后钢管混凝土力学性能的研究主要集中于完全腐蚀的钢管混凝土构件，而局部腐蚀对圆形钢管混凝土力学性能影响的研究较少，且研究较少。模拟构件局部腐蚀的方法大多采用机械钻孔而非真实腐蚀，本文对18个圆钢管混凝土试件进行了电加速腐蚀试验，并对局部腐蚀后的圆钢管混凝土柱进行了偏心压缩试验，以探讨钢管局部腐蚀的发展规律及局部腐蚀对圆钢管混凝土力学性能的影响。 。 借助有限元程序，建立了局部腐蚀圆形钢管混凝土偏心受压长柱的理论分析模型，并针对不同腐蚀形貌的钢管混凝土构件有限元模型的选择提出了建议向前。
01
测试概述
1.1 试件设计与制作
试验共设计了18个钢管混凝土偏心长柱试件。 试件钢管均采用Q235级钢材，混凝土强度等级为C50。 钢管采用Φ89.0×2.0，试件高度L为450mm、675mm、900mm，试件长径比L/D为5、7.5、10（D为钢管直径）。 两个相同的样本表示为“-1”和“-2”。 试件的长细比λ为20、30和40，偏心距e分别为0.2、0.4和0.6，腐蚀速率β分别为0.00%、10.00%、20.00%和30.00%，周向腐蚀速率S设置为0.0、0.5和0.5。 1.0（表1）。
表1 试件主要参数
钢管的材料性能试验按照GB/T 228.1-2010《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》的规定进行[15]。 测得该钢的屈服强度fy为320.4MPa，抗拉强度fu为405.6MPa，弹性模量Es为182.0GPa，泊松比μs为0.264（表2）。 混凝土全部为商品混凝土，浇筑试件时预留100毫米正方体试块和150毫米×150毫米×300毫米棱柱体试块。 为了模拟钢管内混凝土近似封闭的环境，将试块浇注并浇水1天，然后用铝箔和保鲜膜紧紧包裹。 混凝土材料性能按照GB/T 50081-2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》[16]进行测试。 实测混凝土立方体抗压强度fcu为62.0MPa，棱柱轴压强度fcp为48.8MPa，弹性模量Ec为33.0GPa，泊松比μc为0.248（表3）。
表2 钢材主要力学性能
表3 混凝土主要力学性能指标
1.2 防锈试验
1.2.1 实验设计
金属加速腐蚀试验是利用电化学电解原理进行的。 以5% NaCl溶液为电解质溶液，试样为阳极，不锈钢丝网为阴极。 阳极发生氧化反应并溶解，阴极表面发生还原反应生成氢气。 从法拉第定律可以看出，金属腐蚀的程度与电流密度和通电时间有关。 发生化学反应的物质的质量与电量和时间成正比。 通过电流强度和通电时间可以定量计算理论腐蚀质量Δm：
式中：M为铁的摩尔质量，取56 g/mol； I为单位时间内通过生锈试样的电荷量； T为连续通电时间； F为法拉第常数，代表1摩尔电子的电荷，取6.02×- 1； Z为反应电极的化学价，取2。
从式（1）可以看出，在相同的腐蚀环境下，如果保持电流强度相同，则同一批钢管在相同的腐蚀时间内的质量损失将相等。 为了准确判定钢管腐蚀质量，将试件与同批次钢管在同一腐蚀环境下同时进行腐蚀试验，保持两者腐蚀电流相等。 对比串联、并联、分离腐蚀三种连接方式下试件与同批次钢管的腐蚀速率，发现分离腐蚀方式下试件与同批次钢管的腐蚀速率基本相同。 因此，正式的腐蚀试验采用钢管混凝土试件和同一批钢管，通过在同一个腐蚀装置中连接不同的电源并以相同的方式控制两者的腐蚀电流来进行腐蚀。
1.2.2 测试流程
腐蚀试验系统由自行设计的方孔有机玻璃容器、圆钢管混凝土试件和同批次钢管组成。 正式测试时，首先将试件生锈区域放入容器中，然后用玻璃胶将试件与容器底部之间的间隙密封。 未腐蚀区域用防水膜包裹，膜边缘用玻璃胶填充，防止溶液渗透造成腐蚀。 玻璃胶凝固后，倒入电解液（图1）。 测试时控制电流密度为2 mA/cm2，通过控制腐蚀时间即可得到目标腐蚀速率试件。
达到腐蚀时间后取出试件，观察到试件锈蚀区域表面附着有绿绿色的腐蚀产物（图2a）。 这是由于电解过程中钢管作为阳极产生了绿绿色的亚铁离子。 亚铁离子与氧气反应生成铁红三价铁离子，因此当暴露在空气中3至5分钟时，铁锈产物会变成铁红色（图2b）。 除去锈产物后，计算试件的腐蚀速率（表4）。 除锈后的试件需涂黄油，以免锈迹加重（图3）。
图1 腐蚀试验示意图
a——绿松石腐蚀产物； b——铁红腐蚀产物。
图2 锈蚀产物示意图
表4 试件腐蚀速率
图3 腐蚀后的圆钢管混凝土试件
1.3 腐蚀后构件偏心压缩试验
为了研究腐蚀后构件性能的变化，对部分腐蚀的圆钢管混凝土柱进行了偏心受压承载力试验（图4）。 腐蚀部件的偏心压缩试验在5000 kN压力机上进行。 试件两端均设有刀口铰链。 试件的局部腐蚀区域位于压力侧，周向腐蚀区域的中点位于偏压部件的最大应变处。 共布置纵向位移计4个，试验机上下加载板上沿试件中心布置2个，测量试件中心纵向位移； 共布置5个横向位移计，每个横向位移计放置在试件的中点。 、四分之一点和样本末端（图 5a）。 每次测试开始前，位移计都需要用校准块进行校准，以确保数据可靠。 在圆形钢管混凝土柱内布置四组应变片，分别位于受压侧中心、受拉侧中心和试件两侧，分别测量纵向应变εv和横向应变εh分别测量了柱中的值（图5b）。 测试过程中，使用TDS-630采集盒采集位移计、应变数据和力传感器数据。 正式加载前，应进行预加载，检查位移计、应变仪工作是否正常。 预压载荷不应超过试件估计载荷的1/10。 正式加载时，全程采用均匀位移加载，加载速率为0.2 mm/min。 当载荷卸载至极限载荷的70%时，试验终止。
图4 加载装置
a——位移计布置； b——应变片布置。
图5 测量装置布局
1.4 试验现象及损伤模式
偏压试验中，18个局部腐蚀圆形钢管混凝土长柱试件的破坏模式基本相同，均为截面破碎破坏。 以典型试件II-0.4-b-1为例进行失效模式分析（图6）。 加载初期，外层钢管和混凝土均处于弹性阶段，试件的侧向挠度缓慢增加，未观察到明显的试验现象。 当载荷继续达到试件峰值载荷的75%左右时，试件中部的侧向挠度逐渐增大，此时未观察到明显的试验现象。 当试件达到峰值载荷时，侧向挠度开始加速，可以观察到试件明显的侧向弯曲。 达到峰值荷载后，试件承载力缓慢下降，纵向位移继续增大，横向挠度迅速增大。 当负载卸载至峰值负载的70%时停止加载，缓慢卸载直至负载为0，测试结束。 试验结束后，外层钢管剥落，混凝土自然散落； 受拉区混凝土出现明显横向裂缝，柱中段横向裂缝较大，形成贯通裂缝（图7a），受压区混凝土被压碎（图7b）。
图6 试件II-0的破坏形态。 4-b-1
a——受拉区混凝土； b——受压区混凝土。
图7 试件II-0.4-b-1混凝土损伤情况
02
测试结果分析
2.1 荷载-横向挠度曲线
部分腐蚀圆钢管混凝土试件荷载（N）-侧向挠度（Y）关系曲线的变化规律基本一致（图8）。 加载初期试件处于弹性阶段，试件横向变形不明显。 载荷与横向挠度呈线性增长关系； 当载荷达到试件峰值载荷的85%左右时，试件进入弹塑性阶段，柱内挠度开始加速； 接近峰值荷载时，受压区混凝土被压碎，荷载增长轻微，但挠度增大较快； 峰值载荷后，试件卸载，挠度急剧发展，载荷迅速减小，直至载荷卸载至峰值载荷的70%时试验完成。
a——不同腐蚀速率的试样； b——不同周向腐蚀速率的试件； c——不同偏心距的试件； d——不同长细比的试件。
图8 不同试件的NY关系曲线
腐蚀速率是衡量试件腐蚀程度的重要指标。 比较局部腐蚀率分别为0.00%、10.00%和20.00%的试样II-0.4-a-1、II-0.4-d-1和II-0.4-b。 -1的荷载（N）-侧向挠度（Y）曲线（图8a）表明，当试件的长细比、偏心率、周向腐蚀速率等参数相同时，试件的极限承载力不会发生局部腐蚀。 最高的； 与未腐蚀构件相比，局部腐蚀率为10.00%的试件极限承载力降低了4.9%，局部腐蚀率为20.00%的试件极限承载力降低了7.4%。 这是因为随着腐蚀速率逐渐增大，腐蚀对试件造成的附加偏心量变大，试件的承载能力逐渐下降。
当试件的几何参数、偏心距和腐蚀速率相同时，不同的环向腐蚀速率对局部腐蚀的圆钢管混凝土长柱试件的力学性能会产生不同的影响。 比较环向腐蚀速率分别为0.0、0.5和1.0的试件II-0.4-a-1、II-0.4-b-1、II-0.4-e-1的载荷（N）-侧向挠度（Y）关系。 曲线（图8b），与未腐蚀构件相比，局部腐蚀试件的承载力显着降低； 周向腐蚀率为0.5的试件承载力降低7.4%钢材表面锈蚀等级，周向腐蚀率为1.0的试件承载力降低7.4%。 零件承载力下降11.7%。 从图中可以看出，随着环向腐蚀速率的增加，偏压试件的承载能力逐渐下降。 试件的变形在峰值点显着减小。 峰值点后，试件的承载力迅速下降，延性显着降低。 这是由于腐蚀产生的附加偏心以及腐蚀钢管对柱内混凝土的环箍效应减弱，导致局部腐蚀的圆钢管混凝土长柱力学性能下降。
偏心度是影响零件力学性能的重要参数。 当长细比、腐蚀速率、环向腐蚀速率等参数相同，偏心率分别为0.2、0.4、0.6时，偏心率为0.2的试件承载力最大，为294.8kN。 与偏心0.2试件相比，偏心0.4试件极限承载力降低24.0%，偏心0.6试件极限承载力降低44.1%。 随着偏心率的增大，偏压试件的峰值载荷显着减小，弹性阶段的刚度显着减小，峰值附近的刚度变化逐渐减小。 峰值载荷后，试件的承载力缓慢下降，延展性增强（图8c）。
在圆形钢管混凝土柱中，长细比对其力学性能有显着影响。 当试件III-0.4-b-1、II-0.4-b-1、IV-0.4-b-1的长细比分别为：20.0、30.0、40.0时，偏心率、腐蚀速率、环向腐蚀速率等当参数相同时，对比3个试件的荷载（N）-侧向挠度（Y）关系曲线（图8d）发现，与长细比为20.0的试件相比，其承载力长细比为30.0的试件比长细比为40.0的试件承载力降低8.4%，承载力降低15.7%。 从图中可以看出，随着长细比的增大，偏置试件的承载力逐渐下降，弹性阶段的刚度也明显下降。
2.2 载荷-应变曲线
偏心受压承载力试验中，18个部分腐蚀的圆形混凝土长柱试件的截面应变发展规律基本一致。 以典型试件II-0.4-b-1为例，实测应变数据分别为 偏置载荷（N）-横向应变（εh）关系曲线和偏置载荷（N）-纵向应变（εv）关系曲线绘制了压缩侧和拉伸侧（图 9）。 对于受压侧，加载初期，钢管和混凝土共同承受纵向荷载，纵向应变增长快于横向应变； 接近峰值荷载时，受压侧混凝土被压碎，钢管横向应变迅速增长，钢管对混凝土产生约束。 效果持续增强； 曲线进入下降阶段后，横向应变增长速度进一步加快，钢管对混凝土的约束作用更加明显。 对于受拉侧，纵向应变在加载初始阶段线性增加。 峰值载荷达到80%后，纵向应变随着中性轴的移动而加速。 峰值载荷前，横向应变基本为零； 峰值载荷后，纵向应变进一步发展。 发展。 可以发现，部分腐蚀的圆钢管混凝土长柱在偏心荷载作用下，受压区混凝土受到较强的钢管约束，而受拉区钢管的约束作用较弱。
a—II-0.4-b-1为受压侧； b—II-0.4-b-1 为受拉侧。
图 9 II-0。 4-b-1试件N-ε关系曲线
03
有限元分析
3.1 有限元模型的建立
使用有限元软件对部分腐蚀的圆形钢管混凝土偏置长柱进行建模。 外钢管采用四节点四边形有限膜应变线性降积分壳单元（S4R）。 本构模型曲线选择五段二次塑性流动模型[3]。 钢管环向腐蚀的中心点位于压力侧应变最大处。 具体采用八节点六面体线性降积分单元（C3D8R）。 有限元材料属性选择塑性损伤模型来模拟混凝土的非线性行为。 采用文献[17]中约束条件下混凝土本构模型曲线。
有限元网格划分方法和划分的密度都会对构件的计算精度、收敛性和计算效率产生影响。 该模型采用结构化网格划分方法，各部件的网格划分方法和数量沿周向一致，保证相邻接触部件之间的节点共享。 有限元模型前段网格图如图10所示。本文将钢管内表面与混凝土表面的界面关系设置为面对面接触； 切线方向设为惩罚函数，摩擦系数μ为0.6[6]； 正常接触设置为硬接触，钢管与混凝土之间可以承受任意大小的压应力，并且在压应力的作用下不会相互侵入。
图10 混凝土网格划分
在自然腐蚀环境中，钢材的腐蚀可以视为均匀腐蚀和不均匀腐蚀的叠加[18]（图11）。 为了模拟钢管腐蚀后截面的减少情况，简化建模和计算过程，常采用均匀腐蚀简化模型来研究钢构件腐蚀后的力学性能[19-21]。 均匀腐蚀的简化模型假设生锈区域仅发生均匀腐蚀，且腐蚀后截面厚度相等（图12）。 建模过程中，通过对外层钢管腐蚀和未腐蚀区域赋予不同的截面厚度，模拟外层钢管腐蚀后局部截面减少的效果。
图11 自然环境中生锈的钢材
图12 均匀腐蚀
本文的腐蚀试验采用金属电流腐蚀的方法来加速试件的腐蚀。 由于当前腐蚀过程中锈产物分布不均匀，生锈区域顶部腐蚀较轻，底部腐蚀较严重，导致外钢壁厚逐渐减少管道。 （图 13）。 为了模拟外钢管腐蚀后壁厚梯度的形貌，建立了局部宏观不均匀腐蚀的圆形钢管混凝土柱的有限元模型。
图13 宏观不均匀腐蚀
由于金属试件所处的腐蚀环境和材料的不同，局部腐蚀后试件的表面形貌有所不同。 锈区整体厚度减弱，常伴有大量不同形状的腐蚀孔和腐蚀坑。 为了考虑腐蚀孔，基于腐蚀坑对部分腐蚀圆钢管混凝土承载力的影响，建立了腐蚀孔微观不均匀简化模型。 腐蚀孔和坑的形状一般为圆柱体、长方体、球盖、半圆形和圆锥体[22-23]。 张燕比较了圆柱体、圆锥体和球冠三种腐蚀坑形状下钢板的极限强度[24]，发现不同腐蚀坑类型的钢板在极限状态下的应力分布和变形基本相同。 对板材的极限强度没有影响； 为了探究不同形状的腐蚀坑对钢柱承载力的影响，桑晓寒建立了含有圆柱体、圆锥体和球形腐蚀坑的钢板有限元模型 [25] ，模拟结果表明，承载力下降具有圆柱形腐蚀坑的试件最为明显； 为了保证有限元计算结果的安全性，采用圆柱形腐蚀坑进行有限元模拟。 随着腐蚀程度的不断加深，腐蚀坑的直径和深度不断增大，且腐蚀坑的径深比也具有较大的离散性。 本节根据文献[24]钢板腐蚀后腐蚀坑直径与深度之比为6:1～10:1的结论,将直径与深度之比设定为8:1。
随着腐蚀速率的不断增加，试件表面稀疏的腐蚀孔和腐蚀坑不断发展并与相邻的腐蚀坑相连，导致截面整体厚度减弱。 整体壁厚的均匀减少可视为均匀腐蚀。 腐蚀坑表现为不均匀的锈迹（图14）。 根据文献中腐蚀速率为10.00％和20.00％的钢板的表面腐蚀形态[26]，均匀腐蚀和微观不均腐蚀模型的不均匀腐蚀的比率设置为0.6和1.2，以及1.2的深度腐蚀孔设置为0.8。 由于列的中段是一个关键部分，它影响圆形钢管混凝土柱的偏心压缩轴承能力，以简化模型并提高计算效率，因此该模型主要使用中部中的一排腐蚀坑 - 列的截面以模拟腐蚀坑的影响。 凹坑根据面积比例设置，其他部位的腐蚀坑等效于均匀的腐蚀。
图14微观不平衡腐蚀
3.2均匀腐蚀模型结果的分析
将样品II-0.4-D取为10％的腐蚀速率和样品II-0.4-B，腐蚀速率为20％，作为示例，比较了模型计算的负载（n） - 层偏转（y）关系曲线在测试中，比较结果（图15）以验证模型的准确性和可靠性。 标本负载（N）的总体趋势 - 由有限元模型和弹性阶段刚度计算得出的侧向挠度（Y）曲线与测试曲线非常吻合，并且可以更真实地模拟样品的机械性能，因此它可以基于此模型，分析局部腐蚀后，圆形混凝土钢管长柱样品的偏置性能。 有限元模型的最终轴承能力与测试的最终轴承能力之间的误差不超过10％，通常大于测试结果。 这是因为该模型使用均匀的腐蚀来模拟外部钢管的局部腐蚀，但是实际试样的腐蚀并不均匀。 后部钢管截面的厚度并未均匀减小，从而导致实际的最终轴承能力略低于模拟结果。
a-测试件II-0.4-B; B-测试件II-0.4-D。
图15有限元和测试结果的比较
3.3宏观不平衡腐蚀模型的分析结果
带有局部不均匀腐蚀的圆形钢管混凝土模型的计算负载（N） - 层偏转（Y）曲线与测试曲线的整体趋势非常吻合。 在弹性阶段，样品的刚度基本相同。 这种有限元模型可以更好地预测局部腐蚀。 圆形钢管混凝土的偏心压缩特性（图16）。 与均匀的腐蚀有限元模型相比，由宏观非均匀腐蚀有限元模型计算出的最终轴承能力与测试结果更好地吻合，误差在8％之内，但通常高于测试结果。 这是由于壁厚逐渐减小。 该方法仅在宏观水平上模拟外部钢管的不平坦的局部腐蚀，无法考虑微拟合引起的应力浓度，从而导致实际的最终轴承能力略低于模拟结果。
a-测试件II-0.4-B; B-测试件II-0.4-D。
图16有限元和测试结果的比较
3.4微观不平衡腐蚀模型的分析结果
将显微镜不平衡模型的载荷（n） - 横向挠度（y）曲线与测试结果（图17）进行比较，可以看出，可以看出，微观腐蚀模型的计算出的弹性阶段刚度是很好的与测试曲线一致。 与均匀的腐蚀相比，与宏观不均匀腐蚀模型相比，简化的微观不平衡腐蚀模型的最终轴承能力更接近测试，误差不超过5％。 因此，考虑到腐蚀坑的影响，该模型可以更好地预测局部腐蚀圆形钢管混凝土的偏心应力。 压缩长柱的机械性能。
a-测试件II-0.4-B; B-测试件II-0.4-D。
图17有限元和测试结果的比较
3.5腐蚀模型结果的比较分析
局部腐蚀区域的简化建模方法的差异将导致局部腐蚀圆形钢管混凝土的有限元模型的不同计算结果，从而影响了有限元模型对实际组件机械性能的预测准确性。 为了比较不同有限元模型的计算结果，并评估均匀腐蚀模型的准确性，宏观不均匀腐蚀模型和显微镜不平衡腐蚀模型钢材表面锈蚀等级，以预测实际局部腐蚀的局部腐蚀圆形钢管混凝土，有限元元件和有限元和有限元元件和有限的圆形钢管的最终轴承能力绘制了比较图表的测试最终轴承能力（图18）。 比较均匀腐蚀，宏观不均匀腐蚀和微观不均匀腐蚀的有限元模型的计算结果，可以看出，微观不均匀腐蚀的简化模型可以准确预测部分腐蚀的圆形圆形钢管混凝土和部分末最终轴承能力计算出的最终轴承能力与实验最终轴承能力之间的差异为1.01。 均匀腐蚀和宏观不均匀腐蚀的有限元模型的计算结果相似。 与微观不平衡腐蚀模型相比，预测精度较低。 计算出的最终轴承能力与实验最终轴承能力的平均比率为1.08和1.07。
图18有限元和测试最终轴承能力的比较
04
结论
本文对部分腐蚀的圆形混凝土填充钢管长柱进行了实验研究和理论分析，并得出以下结论：
1）通过使用金属电气化方法加速腐蚀，在长圆形混凝土填充的钢管柱上进行腐蚀测试。 使用法拉第定律来计算达到目标腐蚀速率和当前密度所需的时间。 这可以准确预测钢管的局部质量损失率，并获得测试结果以达到目标腐蚀速率。 件。
2）局部腐蚀对长圆形混凝土钢管柱的弯曲能力有重大影响。 当样品的细长比和偏心率相同并且圆周腐蚀速率为0.5时，局部腐蚀速率从0.0％增加到20.00％，样品的最终轴承能力降低了7.4％，延展性也是略微减少； 当腐蚀速率为20％时，样品的圆周腐蚀速率从0.0增加到10，弹性阶段中样品的刚度没有显着变化，最终轴承能力降低了11.7％。
3）当样品的腐蚀速率与圆周腐蚀速率相同时，随着细长比率和偏心率的增加，其最终轴承能力将降低； 当样品的偏心率为0.4时，细长比率从20.0增加到40.0时，最终轴承能力降低了15.7％。 当样品的细长比率为30.0并且偏心率从0.2增加到0.6时，样品的最终轴承能力下降了44.1％。 峰值载荷后，样品的轴承能力逐渐降低，显示出良好的延展性。
4）考虑到均匀的腐蚀和不均匀的腐蚀，局部腐蚀的圆形混凝土钢管偏心长柱的有限元模型。 考虑腐蚀坑的微观不平衡腐蚀模型可以准确预测组件的弯曲性能，并且最终轴承能力的最大误差不超过5％； 适当简化的均匀腐蚀模型和宏观不均匀腐蚀模型也可以更好地预测组件机械性能的弹性阶段。
引用格式：张，郭北佐，张·陈明岛等。 研究局部腐蚀对偏心压缩圆形钢管混凝土成员性能的影响[J]。 工业建筑，2023，53（9）：69-77。
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