吴兆旗 ，魏 源，王鑫涛，姜绍飞

(1. 福州大学土木工程学院，福建，福州 350108；2. 福建省土木工程多灾害防治重点实验室，福建，福州 350108)

钢材耐腐蚀性能差，尤其是在湿度较大或侵蚀性环境下，即使按规定进行防腐防护，但由于涂料耐久性不足和人为碰撞等，常会出现局部涂料剥落的现象，若不及时修补则不可避免地会产生局部锈蚀。局部锈蚀会导致钢构件截面减小和形心位置发生变化，引起构件承载力下降，严重的可能会影响结构整体安全。目前，锈蚀钢结构安全评估和剩余寿命预测已成为国内外重要研究课题，而锈蚀构件的力学性能是安全性能评估和剩余寿命预测的前提和基础[1—2]。

近年来，关于锈蚀钢构件力学性能的研究已逐步开展，其中大部分是集中在H型钢构件上[3—14]，而针对圆钢管构件力学性能的研究相对较少[15—22]。文献[15]对残余应力和锈蚀对压力管道在内外压力作用下的性能影响进行研究；文献[16—17]分别针对内外侧均匀腐蚀的短柱和中长柱在轴向压力作用下的性能进行研究；文献[18—21]采用钢管局部打磨的方式模拟锈蚀影响，研究了局部锈蚀圆钢管受弯性能，发现局部锈蚀模式和锈蚀程度是影响构件承载力退化的主要因素；文献[16]采用大气加速腐蚀方法研究了局部锈蚀对圆钢管短柱轴向承载力的影响。局部锈蚀对圆钢管中长柱构件轴压力学性能的研究鲜见报道。

本文按照正交试验法设计制作了 10个局部锈蚀圆钢管中长柱试件，进行近海大气环境下的加速腐蚀后，对其在轴压作用下的力学性能进行试验测试，讨论环向锈蚀比例、轴向锈蚀比例和锈蚀时间等因素对试件轴压力学性能的影响，分析不同因素、不同水平和锈蚀模式的影响程度，并基于试验结果提出试件轴压承载力计算方法。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

按照三因素三水平正交试验法设计10个试件，包括9根锈蚀试件和1根未锈蚀试件。设计因素(水平)分别为环向锈蚀比例Hc(1/4、1/2、3/4)、轴向锈蚀比例Lc(1/5、3/5、1)和锈蚀时间T(90 d、180 d、270 d)，如表1所示。所有试件选用无缝圆钢管φ89×4制作，材料均为Q235B，长度为1000 mm，两端焊有厚度为 20 mm的端板以防止内部锈蚀并考虑方便加载，试件尺寸参见图 1。钢管外表面在不需要锈蚀位置处涂刷醇酸树脂磁漆两道。局部锈蚀模式如图2所示，试件编号及主要参数见表2。

表1 试验因素-水平表Table 1 Test factor-level table

图1 试件详图Fig.1 Details of specimens

图2 试件局部锈蚀模式Fig.2 Localized corrosion modes of specimens

1.2 加速腐蚀试验

钢材大气暴露试验是最为常见，最为接近真实使用情况的腐蚀试验方法，但其腐蚀时间较长，且受地区气候环境限制；而实验室加速腐蚀方法具有较好的加速性，可大幅缩短腐蚀周期，但由于目前技术水平和理论不足，其加速腐蚀效果与真实腐蚀相比，重现性较差，且构件尺寸受设备空间限制。结合实际试验需求，为在较短时间内获得近海大气环境下局部腐蚀圆钢管构件，采用人工周期喷淋加速腐蚀自然环境下圆钢管构件。

按照《人造气氛腐蚀试验—盐雾试验》(GB/T 10125-2012)的要求配置中性盐雾试验溶液，其中NaCl溶液浓度为50 g/L，pH值为6.5～7.2，试验温度和湿度均为福州地区室外自然温湿度。采用喷壶以雾状形式喷洒于构件表面，喷洒时段安排在每天8:30-11:30和14:30-17:30，每次喷洒30 min，间隔时间为40 min。在喷洒试剂时尽可能使钢管局部腐蚀目标区域整个面均匀湿润，并处于干湿交替状态。为确保钢管不同位置的锈蚀状态一致，每周翻转试件一次。每月在钢管不需要锈蚀位置重新刷醇酸树脂磁漆一道，保证这些部位不发生锈蚀。

表2 试件几何参数及试验结果Table 2 Geometric parameters and test results of specimens

1.3 材性试验

依据《金属材料拉伸试验：第1部分—室温试验方法》(GB/T 228.1-2010)中的规定，从与试验用圆钢管试件同一批次、同一壁厚的未锈蚀圆钢管试件上切取标准试件3个，测得钢材材性结果如表3所示。

表3 钢材材性试验结果Table 3 Tested mechanical properties of the steel

1.4 加载装置和加载制度

试验在福州大学结构工程试验中心完成，采用5000 kN的YAW6506微机控制电液伺服试验机加载。刀口铰与试验机加载端相连，带有条形凹槽的钢板与试件端板用高强螺栓固定在一起。

试验先进行预加载，大小为计算极限承载力的20%，观察各个仪表是否工作正常。尽量使端部4个应变数值相近，并根据读数对试件位置进行适当调整，以实现物理对中。正式加载时，先采用力控制分级加载，每级荷载为计算极限承载力的10%，加载到7级或8级后，转为位移控制加载，加载速率不超过 0.1 mm/min，观察试件变形，并同时监控应变是否进入塑性。实际控制时根据荷载、位移以及应变反馈，对力控制和位移控制上限进行调整，最终确定试件极限承载力及与之相对应的破坏模式。

1.5 量测内容

量测内容包括应变量测和位移量测。在试件上、中、下三个部位沿截面环向布置4个应变测点，其距离两端部5 cm处布置沿轴向的单向应变片，中部截面布置双向应变片。应变片布置及编号如图3(a)所示。

图3 应变片及位移计布置Fig.3 Arrangement of strain gages and LVDTs

在试件弯曲平面内沿柱高四等分点处布置LVDT1～LVDT3三个位移计，并在试件弯曲平面外跨中处布置 LVDT4用以测量试件面外挠曲，同时在加载端布置 LVDT5以测量试件的轴向总变形。位移计布置及编号如图3(b)所示。

2 试验过程及现象

2.1 加速腐蚀过程

试件按照环向锈蚀比例和轴向锈蚀比例设计参数分别在未锈蚀部位涂漆完成后，经过总计270 d加速腐蚀试验，期间按照设计天数90 d、180 d和270 d分别取样，其各试件等效锈蚀率参见表2，而各天数所对应试件平均等效锈蚀率分别为6.88%、13.49%、16.98%，三组锈蚀率间均有一定跨度。而在加速腐蚀过程中试件外表面未涂漆部位均出现了不同程度的锈蚀，且局部锈蚀部位与其他部位相比，锈蚀后会凸起，用手触摸会有明显的凹凸感。同时，利用超声波测厚仪 AS860检测各试件已涂刷涂料部位打磨后贴片处厚度，发现所测结果与其未腐蚀前结果基本一致，表明试件外表面已涂漆部位未出现锈蚀，试件内表面因两端焊有端板，密封性和防腐性较好，也未发生锈蚀，较好地实现了设计参数中只在局部位置发生锈蚀的目标，最终所得局部锈蚀圆钢管试件满足三因素三水平的设计要求。局部锈蚀圆钢管试件发生锈蚀后现象如图 4所示。

图4 局部锈蚀试件锈蚀现象Fig.4 Corrosion phenomena of localized corrosion specimens

2.2 轴向加载试验

共有10个试件，包括对照组1个和不同局部锈蚀模式9个，均为极值点失稳破坏，局部锈蚀并未引起试件破坏模式的改变。锈蚀试件加载初期，处于弹性阶段，荷载、位移、应变均平稳增长，并无明显现象。随着荷载继续增加，进入弹塑性阶段前，局部锈蚀位置处锈层开始破裂；进入弹塑性阶段后，圆钢管试件开始出现微小挠曲，变形增大，局部锈蚀位置处锈层被压溃脱落；达到峰值荷载时，试件挠度明显，试件轴线呈曲线状；随后荷载迅速下降，然后趋于平缓，而试件挠曲继续增大。试件H2L3-90的现象如图5所示。

图5 局部锈蚀试件H2L3-90试验现象Fig.5 Experimental phenomena of the locally corroded specimen H2L3-90

3 试验结果及分析

3.1 荷载-应变曲线

图6给出了各试件的荷载-跨中测点应变关系曲线，其中ε1、ε2分别为跨中截面凹侧纵向应变和横向应变，ε3、ε4分别为跨中截面凸侧纵向应变和横向应变，实测钢材屈服应变εy=1650 με。可以看出，各试件应变变化规律基本相同。弹性阶段内，跨中截面的应变同步增长，纵向受压，环向受拉；进入弹塑性阶段后，受力状态开始变化，凸侧纵向压应变、横向拉应变逐渐减小，而凹侧纵向压应变、横向拉应变仍继续增加，这是由于构件挠曲的二阶效应产生附加弯矩；峰值荷载之后，凸侧纵向应变逐渐由压应变转为拉应变，横向应变逐渐由拉应变转为压应变；凹侧纵向压应变继续增大，横向拉应变也继续增大。峰值荷载时，钢材均处于弹塑性阶段内。

图6 试件荷载-应变曲线Fig.6 Load-strain curves of specimens

3.2 荷载-轴向变形曲线

各试件的荷载-轴向变形关系曲线如图7所示。可以看出，局部锈蚀模式并未改变试件的荷载-轴向变形曲线的发展趋势。锈蚀试件相较于未锈蚀试件，峰值荷载和曲线上升阶段斜率均变小，说明局部锈蚀会导致试件刚度和承载力退化。相同锈蚀天数，试件荷载-轴向变形曲线上升阶段斜率较为接近，即试件刚度整体变化不大，但承载力因局部锈蚀模式不同有较大差异。

图7 试件荷载-轴向变形曲线Fig.7 Load-axial deformation curves of specimens

3.3 承载力退化分析

各试件的极限承载力参见表 2，本文试件均采用正交试验法设计，分析单根试件承载力和对比每根试件承载力很难直观地表现出各因素对试件承载力的影响。因此，参考正交试验分析方法，分别比较各因素水平下试件极限承载力之和∑Nt及平均承载力退化率，并给出各因素影响程度顺序，分析结果如表4和图8、图9所示。

表4 试件承载力正交试验分析表Table 4 Orthogonal experimental analysis table for the carrying capacity of specimens

图8 极限承载力与各因素的关系Fig.8 Relationship of ultimate carrying capacity and the factors

图9 承载力退化率与各因素的关系Fig.9 Relationship of degradation rate of carryingcapacity and the factors

1) 环向锈蚀比例Hc

从表4可看出，Hc为3/4时，试件极限承载力之和最小，对应承载力退化率最大；Hc为1/2时，极限承载力之和最大，对应承载力退化率最小。Hc为1/4、1/2和3/4时，其平均承载力退化率分别为16.66%、15.27%、19.30%。结合图8和图9分析可得，Hc为3/4时对试件极限承载力退化程度影响较大，而Hc为1/4和1/2时对试件极限承载力退化程度影响较小，且二者影响程度基本相同。

2) 轴向锈蚀比例Lc

从表4可以发现，Lc为1时，试件极限承载力之和最小，对应承载力退化率最大；Lc为3/5时，试件极限承载力之和最大，对应承载力退化率最小。Lc为1/5、3/5和1时，其平均承载力退化率分别为 17.83%、14.94%、18.47%。结合图 8和图 9分析可得，Lc为1/5和1时对试件极限承载力退化程度影响较大，且二者影响程度基本相同，而 Lc为3/5时对试件极限承载力退化程度影响较小。

3) 锈蚀时间T

从表4可以看出，T为270 d时，试件极限承载力之和最小，对应承载力退化率最大；T为90 d时，试件极限承载力之和最大，对应承载力退化率最小。T为90 d、180 d和270 d时，其平均承载力退化率分别为12.57%、16.43%、22.24%。结合图8和图9分析可得，试件极限承载力退化随着锈蚀时间T的增加而增大，且基本呈线性关系。

4) 各因素影响程度主次顺序

从表4分析可知，所得各因素极差R顺序由大到小依次为锈蚀时间T、环向锈蚀比例Hc、轴向锈蚀比例 Lc，即锈蚀时间(即锈蚀率)对局部锈蚀圆钢管承载力的影响最大，其次是环向锈蚀比例，而轴向锈蚀比例对极限承载力的影响最小。结合各因素水平分析结果可以发现，试件承载力最不利的局部锈蚀模式为锈蚀时间T为270 d，环向锈蚀比例Hc为 3/4，轴向锈蚀比例 Lc为 1，其组合编号为H3L3-270。

3.4 刚度退化分析

各试件的轴向刚度参见表 2，由于试件按照正交试验法设计，分析单根试件轴向刚度和对比每根试件轴向刚度无法直观表现出各因素对试件轴向刚度的影响。因此，参考正交试验分析方法，分别比较各因素水平下试件轴向刚度之和∑ky及平均轴向刚度退化率¯Ψky，并给出各因素影响程度顺序，分析结果如表5和图10、图11所示。

表5 试件轴向刚度正交试验分析表Table 5 Orthogonal experimental analysis table forthe axial stiffness of specimens

图10 轴向刚度与各因素的关系Fig.10 Relationship of the axial stiffness and the factors

1) 环向锈蚀比例Hc

从表5分析可得，Hc为1/4时，试件轴向刚度之和最小，对应刚度退化率最大；Hc为3/4时，试件轴向刚度之和最大，对应刚度退化率最小。Hc为1/4、1/2和3/4时，其平均轴向刚度退化率分别为 13.53%、12.79%、10.29%。结合图 10和图 11分析可得，Hc为1/4和1/2时对试件轴向刚度退化程度影响较大，且二者影响程度基本相同，而 Hc为3/4时对轴向刚度退化影响较小。

图11 轴向刚度退化率与各因素的关系Fig.11 Relationship of degradation rate of axial stiffness and the factors

2) 轴向锈蚀比例Lc

从表5可以看出，Lc为1时，试件轴向刚度之和最小，对应刚度退化率最大；Lc为1/5时，试件轴向刚度之和最大，对应刚度退化率最小。Lc为1/5、3/5和 1时，其平均轴向刚度退化率分别为11.08%、12.15%、13.38%。结合图10和图11分析可得，试件轴向刚度退化随着轴向锈蚀比例 Lc的增大而增大，且基本呈线性关系，但各水平间数值相差不大。

3) 锈蚀时间T

从表5可以看出，T为270 d时，试件轴向刚度之和最小，对应刚度退化率最大；T为90 d时，试件轴向刚度之和最大，对应刚度退化率最小。T为90 d、180 d和270 d时，其平均轴向刚度退化率分别为 6.45%、14.94%、15.22%。结合图 10和图11分析可得，T为180 d和270 d时对试件轴向刚度退化程度影响较大，且二者影响程度基本相同，而T为90 d时对试件轴向刚度退化程度影响较小。

4) 各因素影响程度主次顺序

从表5分析可知，所得极差R顺序由大到小依次为锈蚀时间 T、环向锈蚀比例 Hc、轴向锈蚀比例Lc，即锈蚀时间(即锈蚀率)对局部锈蚀圆钢管试件轴向刚度的影响最大，其次是环向锈蚀比例，而轴向锈蚀比例对试件轴向刚度的影响最小。结合各因素水平分析结果可以发现，最不利的局部锈蚀模式为锈蚀时间T为270 d，环向锈蚀比例Hc为1/4，轴向锈蚀比例 Lc为 1，其组合编号为H1L3-270。

4 承载力计算

4.1 计算公式修正

轴压构件发生锈蚀后常用的承载力计算方法是在《钢结构设计标准》(GB50017-2017)中轴压构件承载力计算公式的基础上分别考虑截面缩减[3—5]和材性退化[8—10]，但上述两种方法适用于均匀锈蚀构件，无法准确反映出局部锈蚀对构件承载力的影响。结合前文正交试验结果，拟合得到与环向锈蚀比例、轴向锈蚀比例和锈蚀时间等参数相关的构件承载力退化率计算公式(3)，并以此为基础提出锈蚀影响系数kc对规范公式进行修正，得到局部锈蚀圆钢管构件轴压承载力计算公式如式(1)所示。式中：Nc为局部锈蚀圆钢管构件轴压承载力计算值；kc为锈蚀影响系数，按式(2)计算；φ为未考虑局部锈蚀的轴心受压构件稳定系数；A为未考虑局部锈蚀的构件毛截面面积；fy为钢材屈服强度；ΨNc为考虑局部锈蚀的构件承载力退化率，按式(3)计算。

4.2 计算公式验证

将正交试验中试件各项参数代入所得局部锈蚀圆钢管构件轴压承载力计算公式中，分别得到局部锈蚀圆钢管试件轴压承载力和退化率计算值，并将其与表2中试验结果进行比较分析，所得结果如表6所示。

表6 公式结果与试验结果比较分析Table 6 Comparison of formula results and test results

可以看出：公式计算所得试件承载力退化率与试验结果基本一致，误差都在1.1%以内；而公式计算所得试件承载力与试验结果较为接近，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)计算局部锈蚀圆钢管构件轴压承载力及其退化率是可行的。

5 结论

通过近海大气环境下局部锈蚀圆钢管试件加速腐蚀及轴压力学性能正交试验，研究了环向锈蚀比例、轴向锈蚀比例和锈蚀时间等因素对圆钢管中长柱轴压性能的影响，得到以下主要结论：

(1) 局部锈蚀模式并未引起轴压圆钢管试件破坏模式的改变，均为极值点失稳破坏。在局部锈蚀率接近时，试件刚度整体变化不大，但承载力会因局部锈蚀模式不同有较大差异。

(2) 影响试件承载力退化和刚度退化各因素主次顺序依次为锈蚀时间、环向锈蚀比例和轴向锈蚀比例。

(3) 局部锈蚀圆钢管试件承载力下降最多时各单因素取值分别是Hc为3/4，Lc为1，T为270 d，其平均承载力退化率分别为 19.30%、18.47%、22.24%，试件承载力退化最大的局部锈蚀模式为H3L3-270。

(4) 局部锈蚀圆钢管试件刚度下降最多时各单因素取值分别是Hc为1/4，Lc为1，T为270 d，其平均刚度退化率分别为13.53%、13.38%、15.22%，试件刚度退化最大的局部锈蚀模式为H1L3-270。

(5) 提出考虑局部锈蚀影响的轴压构件承载力计算公式，其计算结果与试验结果较为接近，且有一定安全裕度，验证了所提公式的适用性和可行性。