酸雨环境下方钢管再生混凝土偏心受压试验研究

黄 宏，胡志慧，朱 琪，陈梦成

(1.华东交通大学 土木建筑学院，江西 南昌 330013；2.江西省建筑过程模拟与控制重点实验室，江西 南昌 330013;3.国网江西省电力公司赣西供电分公司 电力经济技术研究所，江西 新余 338000)

在偏远地区尤其是西部山区，钢筋混凝土柱施工复杂、工序繁琐，受环境的影响较大。为了克服施工上的困难，更加有效利用建筑使用空间，钢管混凝土结构作为一种新兴的钢-混凝土组合结构应运而生。在工程实际应用中，钢管混凝土结构因承载力高、抗震性能好、施工简便、造价经济合理等一系列特点，得到广泛运用。另一方面，随着全球可持续发展战略的提出，人们对建筑垃圾带来的环境污染问题越来越重视，再生混凝土(由废弃混凝土块经过一系列的处理，按照一定比例和级配混合后，全部或部分替代天然骨料制成的混凝土)既可以节约天然骨料，又能够在一定程度上解决由废弃混凝土带来的环境问题。将钢管与再生混凝土结合，既可解决特殊环境下的施工作业问题，有效缩短了施工工期，又在很大程度上节约了建设成本。此外，考虑到实际工程应用中，理论上的轴心受压难以实现，本文对钢管再生混凝土偏心受压进行的研究具有重要意义。

目前已有学者对再生混凝土的力学性能进行了相关研究。文献[1]以水灰比、再生骨料取代率、聚丙烯纤维掺量和围压为主要变化参数，设计不同配合比下的再生混凝土试件，分析其在三轴受压条件下试件的强度及变形性能。试验研究表明：再生粗骨料取代率对试件强度影响不大。文献[2]对设计强度为C30的废弃混凝土经破碎、筛分成再生骨料后制备成的再生混凝土棱柱体进行试验研究，探究不同再生骨料取代率对再生混凝土抗压强度、抗折强度、弹性模量等基本物理力学性能的影响。为了合理推广钢管再生混凝土的实际运用，有学者对其基本受力性能进行了一系列研究。文献[3]根据已确定的钢管与再生混凝土的本构关系模型，通过有限元分析软件对不同受力情形下钢管再生混凝土的破坏模态、荷载-变形关系曲线、应力变化及相互作用进行全过程分析，得到静力荷载作用下钢管再生混凝土构件的工作机理。文献[4]以钢管截面形式、再生骨料取代率及长细比为主要变化参数，分析其对试件轴压性能的影响，研究结果表明：再生骨料取代率对试件的极限承载力影响不大。文献[5]从长细比、偏心距、截面含钢率及再生骨料取代率四个方面考虑，研究各个变化参数对方钢管再生混凝土偏压柱力学性能的影响，结果表明：不同骨料取代率对试件的破坏形态没有明显影响，但钢管的纵向应变会随着骨料取代率的增加而增大。

在实际环境条件下，长期暴露在空气中的钢管混凝土柱，即便使用防腐涂料对外钢管进行一定的涂抹防护，酸雨对保护性涂层的破坏仍然较快，防腐涂料受损后钢管混凝土外管会遭受损伤，进而影响整个构件的服役寿命。为了探究腐蚀环境对钢管混凝土力学性能的影响，已有学者进行了相关研究。文献[6]通过对钢管混凝土短柱和梁进行氯离子加速腐蚀试验，研究不同的腐蚀方式和荷载作用对试件力学性能的影响，研究表明：钢管混凝土试件的承载力和延性受氯离子加速腐蚀和长期荷载共同作用的影响较明显。文献[7]提出一种用有限元方法数值分析氯离子腐蚀和长期荷载作用下方钢管混凝土试件的模型，结果表明：可以采用有限元建模方法对方钢管普通混凝土在海洋环境氯离子腐蚀作用下的长期性能进行有效模拟。文献[8]以钢管截面尺寸、混凝土骨料类型和酸雨腐蚀率为主要变化参数，对16根方钢管混凝土短柱进行轴压试验研究，结果表明：腐蚀程度越大，试件损伤越严重、后期延性越差。

本文将骨料类型、偏心距和腐蚀程度结合起来，设计9个方钢管混凝土偏压柱，通过试验研究各变化参数对试件偏心受压力学性能的影响，并在试验的基础上利用有限元方法验证有限元计算的合理性。

1 试验概况

1.1 试件设计与加工

本试验共设计9个方钢管混凝土试件(4个钢管普通混凝土和5个钢管再生混凝土)，试件设计主要考虑了偏心距、腐蚀程度及混凝土骨料类型3个变化参数，具体试件参数见表1。

表1 试件基本参数

注：试件编号中NC和NR分别代表普通混凝土和再生混凝土，数字25、50分别表示偏心尺寸，数字0、1、2分别表示试件达到目标腐蚀率0%、10%、20%。所有试件的尺寸(截面宽度×试件长度)均为160 mm×1 250 mm，长细比均为λ=L/i=27(i为截面回转半径)，β为目标腐蚀率(β=x/t，x为钢管厚度的减少量，t为钢管的初始厚度3.640 mm)，tco为钢管受到一定腐蚀后的厚度，e为偏心距；钢管的屈服强度fy均为342.5 MPa，fcu为混凝土的立方体抗压强度，Nue和Nuc分别为试验实测和有限元计算所得偏心受压试件极限承载力。

试件采用坡口焊形式将4块钢板拼焊形成外钢管，每个试件均加工两个边长为180 mm、厚度为10 mm的方形高强度盖板；先将钢管与下盖板对中焊接，待混凝土浇筑完成后，再与上盖板焊接。对制作好的标准钢片进行拉伸试验后可测得钢管的屈服强度fy。

混凝土中再生粗骨料是由服役50年强度为C30的混凝土梁经过颚式破碎机破碎得到的，采用同一筛网对所有骨料进行统一筛分，其中骨料最大粒径不超过30 mm，且为连续级配。再生骨料吸水率较高，试验过程中通过不断调试配合比确定再生混凝土的最优用水量，表2为混凝土的配合比。浇筑混凝土时采用人工拌制填筑法，混凝土从试件顶部灌入，由于试件较长，采用分层浇筑方法，每层浇筑完成后用插入式振捣棒振捣密实。约半个月后将试件上部混凝土的浮浆凿去，观察到裸露的粗骨料时，将事先由环氧树脂、固化剂、水泥和水按一定比例调配好的高强环氧砂浆均匀涂抹在试件上部混凝土表面，待其硬化后将其打磨平整，随后将上盖板焊接，完成试件的制作。同时对同条件下养护的边长为150 mm的立方体试块进行材性试验可测得混凝土标准立方体抗压强度fcu。

表2 混凝土的配合比及实测强度

注：普通和再生混凝土中水泥用量均为454 kg/m3，砂用量均为547 kg/m3。

1.2 腐蚀试验

本次试验在模拟酸雨腐蚀环境下，通过全浸泡通电加速腐蚀的方法对试件进行腐蚀研究，腐蚀装置如图1 (a)所示。腐蚀过程中用导线将焊接在钢管盖板上的螺杆与电源阳极连接，将钢管外围的阴极板与电源阴极连接。对于腐蚀的钢管分别在方形钢管四面中间位置由上至下用涂改液沿试件全长做间距为25 mm的标记，此标记是为了每周换水时固定测量位置，以减少不均匀腐蚀对厚度的影响。随着腐蚀程度的不断加大，阴极板包围的区域有大量红色液体析出，阴极板上出现不均匀的锈斑，如图1 (b)所示。为了更好地模拟真实的江西酸雨环境，本文主要研究在pH值为2.30(江西酸雨最低pH值)的酸雨溶液中腐蚀后的钢管混凝土承载能力的变化。表3为酸雨溶液的成分[9]，通过缓慢加入HNO3调试pH值，直至pH=2.30。由于pH值随着腐蚀程度的增加变化较快，所以每天三次对溶液进行调节，以达到稳定pH的目的。

表3 模拟酸雨的主要成分

图1 试验装置及现象

酸雨腐蚀时间不断增加时钢管腐蚀厚度的变化见表4，其中每周理论腐蚀厚度是由法拉第电化学腐蚀定律[10]计算得到的，由式( 1 )可以看出，可根据一定时间内通过金属的电量推算出金属腐蚀损失的质量，进一步可换算出每周钢管的理论腐蚀厚度和理论厚度。对超声波测厚仪得到的数值取平均值可得到钢管实测厚度，进一步可换算出每周实测钢管厚度的减小量，即为每周实测腐蚀厚度。

( 1 )

式中：Δw为Δt内金属腐蚀所消耗的质量，kg；M为金属的摩尔质量，g/mol；n为失去的价电子数；F为法拉第常数，F=96 485 C；Q为Δt内金属表面流过的电量，C；k为金属电化学当量，k=M/(n·F)，g/(A·s)；I为腐蚀电流强度，A。

表4 钢管腐蚀厚度变化值

从表4可以看出，在腐蚀前三周，由于钢管表面钝化膜的存在，每周理论腐蚀厚度略高于实测腐蚀厚度；从第4周开始，酸雨腐蚀速率逐渐增大，每周理论腐蚀厚度略低于实测腐蚀厚度，故在该腐蚀范围内，利用法拉第电化学腐蚀定律定量预测钢管的厚度减小量是合理的。

1.3 偏心受压试验

偏心受压试验在华东交通大学结构工程实验室的500 t液压试验机上进行。图2为试验加载装置，为了准确确定偏心距的位置预先定制了有相应偏心距凹槽的加载板，在加载板四周将螺栓孔和盖板进行可靠连接，保证加载过程的安全。为了准确测量得到试件在加载过程中的竖向位移变化，在试件柱端处设置3个位移计；同理，为了准确测量得到试件的侧向挠度，沿试件受拉侧四分点处均匀布置了3个位移计。为了进一步研究试验过程中试件受拉、受压处的应变变化规律，分别在外钢管表面受拉、受压区四分点处布置直角应变片。数据的采集和处理时，试件承受的荷载值直接通过压力机表盘人工读取，应变和位移通过计算机数据采集系统(DH-3815N软件)自动收集。

图2 加载装置

2 试验结果分析

2.1 试验现象分析

图3(a)为试件整体破坏形态图，从图3可以看出试件均为柱端鼓曲破坏，其中未腐蚀试件中有个别试件出现了轻微的焊缝开裂；腐蚀后试件表面出现明显鼓曲前，就已经出现不同程度的焊缝开裂，在继续加载过程中，伴随着一声巨响焊缝快速开裂，荷载迅速下降，且对于腐蚀程度较大的试件焊缝开裂现象更明显，可见随着腐蚀程度的加大，试件的延性明显降低。为进一步探究腐蚀程度对试件核心混凝土破坏情形是否有影响，如图3(b)所示，剖开其中一组试件的受压侧鼓曲位置，观察其钢管内核心混凝土的破坏情况。从图3(b)可以看出，未腐蚀试件内部混凝土受压破坏比腐蚀后试件略严重。

(b)受压侧混凝土图3 试件破坏形态图

2.2 腐蚀程度的影响

为研究酸雨腐蚀程度对试件力学性能的影响，图4给出同一偏心率和骨料类型下不同腐蚀程度试件的荷载(N)-压缩率(Δ/L)关系曲线。其中试件底端位移计测得的竖向位移用Δ来表示，试件的总长度用L表示。如图4所示，随着酸雨腐蚀程度的加大，试件的极限承载力逐渐减小，且腐蚀率为20%的钢管混凝土试件极限承载力降低幅度较腐蚀率为10%的钢管混凝土试件更大。酸雨腐蚀使试件前期刚度和后期延性均呈现出明显的降低趋势，且其延性降低幅度随着腐蚀程度的加大略微增大。图5为荷载(N)与试件跨中边缘纤维处应变(ε)关系曲线，其中负数表示压区应变，正数表示拉区应变。压应变在承载力达到峰值后均出现回缩，主要是试件在达到峰值荷载以后受压区出现不同程度的鼓曲变形所致。腐蚀程度对荷载-应变关系曲线的影响规律与N-Δ/L关系曲线相同。

(a)普通混凝土

(b)再生混凝土(e=50 mm)

(c)再生混凝土(e=25 mm)图4 不同腐蚀程度下的荷载-相对压缩率关系曲线

(a)普通混凝土

(b)再生混凝土(e=50 mm)

(c)再生混凝土(e=25 mm)图5 不同腐蚀程度下的荷载-应变关系曲线

2.3 骨料类型的影响

为研究普通混凝土与再生混凝土对试件力学性能的影响，图6给出在不同骨料类型的影响下，试件荷载(N)与相对压缩率(Δ/L)的关系曲线。由图6可知，试件的极限承载力和前期刚度受核心混凝土骨料类型的影响不大，只是钢管再生混凝土试件的后期延性略差于同等条件下的钢管普通混凝土试件。

(a)目标腐蚀率0%

(b)目标腐蚀率10%

(c)目标腐蚀率20%图6 不同骨料类型时荷载-相对压缩率关系曲线

2.4 偏心率的影响

为研究不同偏心率对试件力学性能的影响，图7给出相同骨料类型和同等腐蚀程度下不同偏心率的荷载(N)与相对压缩率(Δ/L)关系曲线。从图7可以看出，达到峰值荷载前试件的相对压缩率随着试件偏心率的增加而增大，刚度出现明显的下降趋势，偏心率越大的试件荷载达到峰值后延性越好。

(a)普通混凝土

(b)再生混凝土(β=0%)

(c)再生混凝土(β=20%)图7 不同偏心率下荷载-相对压缩率关系曲线

3 理论分析

3.1 有限元建模

利用有限元分析软件ABAQUS对偏心受压试件进行建模分析，进一步研究试件的受力全过程。

(1)单元类型的选取与网格划分：所有部件均采用8节点减缩积分格式的三维实体单元(C3D8R)，根据试件尺寸通过试验确定合理的网格密度，试件网格划分情况如图8所示。

图8 构件计算模型

(2)材料本构关系模型：对于外钢管，采用 ABAQUS 中的塑性分析模型[11]定义其本构关系，模型中钢管的本构关系没有考虑腐蚀的影响。对于内填混凝土，采用塑性损伤模型[11]定义普通混凝土的本构关系，采用文献[12]推导的再生混凝土本构关系模型定义再生混凝土的本构关系。

(3)各部件界面模型：采用绑定接触模拟盖板与钢管的接触情况；采用的法向“硬接触”及切向黏结滑移模拟钢管与混凝土的接触情况。

(4)边界条件及加载方式：对所有试件进行偏心受压作用下的全构件模型建模，试件下盖板为固定端，上盖板为自由端，具体约束情形如图8所示，在固定端约束x、y、z三个方向的位移，在自由端采用竖向位移加载，直至构件破坏。具体建模方式和本构关系参考文献[13]。

3.2 破坏模态对比

图9为典型试件(NC-50-0)侧面破坏形态与有限元模拟所得破坏形态的对比。从图9可以看出，试验中试件的柱端处有明显的鼓曲，而有限元模拟过程较理想，试件跨中处的挠度最大。根据文献[14]可知：试件的破坏形态与长细比有一定的关系，当长细比较大(λ≥45)时，试件自身的初初始缺陷对破坏形态影响较小，破坏基本为正弦半波形式；本文中的试件(λ=27)受到一定程度初始缺陷和端部效应的影响，其弯曲破坏多发生在试件柱端处。

图9 破坏形态对比

3.3 荷载-相对压缩率关系曲线对比

将有限元模拟计算结果与本文试件进行对比，图10为有限元计算所得荷载(N)-相对压缩率(Δ/L)关系曲线与试验值的比较。根据表1，比较分析试验结果Nue与有限元计算结果Nuc，可得Nue/Nuc的平均值为0.979，均方差为0.001，可见试件的极限承载力有限元计算结果与试验结果相差不大，表明本文采用的有限元建模方法及本构关系模型能够较好模拟试验过程中试件的实际受力情况。从图10可以看出，未腐蚀时有限元前期刚度与试验所得结果较为吻合，随着腐蚀程度的加大，有限元计算所得前期刚度明显高于试验结果，可见有限元方法低估了酸雨腐蚀对试件前期刚度的影响。

(a)NC-50-0

(b)NC-50-1

(c)NC-25-2

(d)NC-50-2

(e)RC-25-0

(f)RC-50-0

(g)RC-50-1

(h)RC-25-2

(i)RC-50-2图10 有限元结果与试验结果对比

4 结论

(1)腐蚀试验中，前期电化学腐蚀速率略低于理论计算值(法拉第电化学腐蚀定律)，随着腐蚀时间的增加，后期腐蚀速率略微高于理论值，表明在一定的腐蚀范围内，可以采用法拉第电化学腐蚀定律预测钢管表面厚度的减小量。

(2)试件的极限承载力、前期刚度和后期延性均随着腐蚀程度的加大呈明显的降低趋势。

(3)整体上，试件的极限承载力和前期刚度受核心混凝土骨料类型的影响不大，钢管再生混凝土的后期延性略差于同等条件下的钢管普通混凝土。

(4)达到峰值荷载前，随着偏心距增加，试件相对压缩率增大，刚度减小。

(5)整体上有限元建模方法能够较好模拟酸雨环境下方钢管再生混凝土偏心受压全过程，且其计算所得试件偏心受压承载力与试验结果吻合良好。

(6)对于未腐蚀试件，前期有限元方法计算刚度与试验所得结果较吻合，随着腐蚀程度的加大，有限元计算所得刚度明显高于试验结果，可见有限元方法低估了酸雨腐蚀对试件前期刚度的影响。

参考文献：

[1]鹿群,张波,王丽. 三轴受压再生混凝土强度及变形性能试验研究[J]. 世界地震工程,2015,31(3):243-250.

LU Qun, ZHANG Bo, WANG Li. Experimental Study on Strength and Deformation Performance of Fiber Recycled Concrete under Conventional Triaxial Compression[J]. World Earthquake Engineering, 2015,31(3):243-250.

[2]陈宗平,徐金俊,郑华海,等. 再生混凝土基本力学性能试验及应力-应变本构关系[J]. 建筑材料学报,2013,16(1):24-32.

CHEN Zongping, XU Jinjun, ZHENG Huahai,et al. Basic Mechanical Properties Test and Stress-strain Constitutive Relations of Recycled Coarse Aggregate Concrete[J]. Journal of Building Materials,2013,16(1):24-32.

[3]杨有福. 钢管再生混凝土构件受力机理研究[J]. 工业建筑,2007,37(12):7-12.

YANG Youfu. Study on Bearing Mechanisms of Recycled Aggregate Concrete-filled Steel Tubular Members[J]. Industrial Construction,2007,37(12):7-12.

[4]张向冈,陈宗平,薛建阳,等. 钢管再生混凝土轴压长柱试验研究及力学性能分析[J].建筑结构学报,2012,33(9):12-20.

ZHANG Xianggang, CHEN Zongping, XUE Jianyang, et al. Experimental Study and Mechanical Behavior Analysis of Recycled Aggregate Concrete Filled Steel Tubular Long Columns under Axial Compression[J]. Journal of Building Structures,2012,33(9):12-20.

[5]胡乃冬,杜喜凯,刘濮源,等. 方钢管再生混凝土偏压长柱受力性能试验研究[J]. 建筑结构学报,2016, 37(S2):36-42.

HU Naidong, DU Xikai, LIU Puyuan,et al. Experimental Study on Mechanical Behavior of Recycled Aggregate Concrete-filled Square Steel Tubular Long Columns under Eccentric Compression Loading[J]. Journal of Building Structures,2016, 37(S2):36-42.

[6]HAN L H, HOU C, WANG Q L. Square Concrete Filled Steel Tubular (CFST) Members under Loading and Chloride Corrosion: Experiments[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2013, 71: 11-25.

[7]HOU C, HAN L H, ZHAO X L. Full-range Analysis on Square CFST Stub Columns and Beams under Loading and Chloride Corrosion[J]. Thin-walled Structures, 2013, 68: 50-64.

[8]陈梦成,王超,黄宏,等. 酸雨环境下方钢管再生混凝土短柱轴压力学性能试验研究[J]. 建筑结构, 2017,47(6):35-40.

CHEN Mengcheng, WANG Chao, HUANG Hong, et al. Experimental Study on Mechanical Properties of the Recycled Concrete Filled Steel Square Tube Short Column under Acid Rain Environment[J]. Building Structure,2017,47(6):35-40.

[9]陈梦成,王凯,谢力. 酸雨侵蚀下水泥基材料的腐蚀损伤与评价：酸雨介质成分的影响[J]. 建筑科学,2012,28(3):20-24.

CHEN Mengcheng, WANG Kai, XIE Li. Deterioration of Cement-concrete Cementitious Materials under Acid Rain Attack and Its Evaluation：Effect of Acid Rain Components[J]. Building Science,2012,28(3):20-24.

[10]ARYA C, BUENFELD N R, NEWMAN J B. Assessment of Simple Methods of Determining the Free Chloride Ion Content of Cement Paste[J]. Cement and Concrete Research, 1987, 17(6):907-918.

[11]尧国皇. 钢管混凝土构件在复杂受力状态下的工作机理研究[D]. 福州：福州大学,2006.

[12]杨有福. 钢管再生混凝土构件荷载-变形关系的理论分析[J]. 工业建筑,2007,37(12):1-6.

YANG Youfu. Theoretical Research on Load-deformation Relations of Recycled Aggregate Concrete-filled Steel Tubular Members[J]. Industrial Construction,2007,37(12):1-6.

[13]朱琪. 酸雨腐蚀后方钢管再生混凝土柱偏心受压试验与理论研究[D]. 南昌:华东交通大学，2016.

[14]陶忠,韦灼彬. 方钢管混凝土压弯构件力学性能及承载力的研究[J]. 工业建筑,1998,28(10):10-14.

TAO Zhong,WEI Zhuobin. Research on the Behaviors and Load Bearing Capacity of Square Concrete Filled Steel Tubes Subjected to Compression-bending[J]. Industrial Construction, 1998,28(10):10-14.