局部腐蚀钢管混凝土短柱轴压性能试验研究

李振林，林思奇，赵衍刚,2，王文达

(1.北京工业大学城市建设学部，北京 100124；2.神奈川大学建筑工程系，神奈川 2218686；3.兰州理工大学土木工程学院，甘肃，兰州 730050)

钢管混凝土由于其性能优异，被广泛应用于各类建筑结构中。然而，钢材耐腐蚀性能差，尤其在海洋环境等湿度大、易腐蚀的环境下，因为涂料老化或施工和服役过程中碰撞冲击等导致涂料剥落，极易产生腐蚀现象[1−3]。腐蚀会导致钢材截面减小、材料性能发生变化，进而影响钢管对混凝土的约束效果，有可能导致结构性能劣化，甚至出现结构坍塌等重大事故。深入开展钢管混凝土柱腐蚀后的性能研究，对于确保结构服役安全至关重要。

目前，钢管混凝土结构的腐蚀主要集中在酸雨腐蚀和氯盐腐蚀两方面。酸雨腐蚀方面，陈梦成等通过试验和有限元，研究了酸雨腐蚀钢管混凝土结构的轴压[4]、偏压[5]、抗弯[5]和抗震性能[6]。XIE 等[7]开展了模拟酸雨腐蚀钢管混凝土梁抗弯性能的试验研究。ZHANG 等[8]提出了模拟冻融循环和酸雨腐蚀耦合作用下钢管混凝土短柱轴压性能的有限元模型。胡志慧等[9]开展了酸雨腐蚀圆钢管再生混凝土纯弯试件的抗弯性能试验研究和有限元分析。氯盐腐蚀方面，韩林海团队系统地研究了钢管混凝土结构在氯盐腐蚀和受压[10−11]、受拉[12− 14]、受弯[11,15]、压弯[16− 17]长期荷载耦合下的力学性能，探讨了荷载和腐蚀对钢管混凝土失效模式和承载力的影响。另外，王庆利等[18]开展了长期荷载和氯盐腐蚀耦合作用下圆钢管混凝土轴压短柱的试验研究。张风杰[19]研究了薄壁圆钢管混凝土柱锈蚀后的工作机理及承载力退化规律。GAO 等[20]研究了冻融循环和氯盐腐蚀下钢管混凝土短柱的轴压性能。

该方案配电装置楼首层和二层有两条疏散走道，应满足耐火极限1h。在没有保温或隔声等特殊要求的情况下，根据《建筑设计防火规范》，设计采用轻钢龙骨两面钉耐火纸面石膏板隔墙，构造为：12 mm(耐火纸面石膏板)+75 mm(钢龙骨，内填50 mm厚容重100 kg/m3的岩棉)+12 mm(耐火纸面石膏板)，截面厚度约为99 mm。

以上研究主要关注的是全面腐蚀钢管混凝土的性能。此外，部分学者还研究了局部腐蚀钢管混凝土的性能，CHANG 等[21]、DING 等[22]、基里尔[23]及HUANG 等[24]通过机械加工模拟腐蚀等缺陷，LI 等[25]通过通电加速模拟腐蚀缺陷，研究了钢管混凝土柱柱中缺陷对构件的轴压性能影响。钱文磊[26]通过机械加工模拟局部腐蚀缺陷，研究了钢管环向腐蚀体积、腐蚀部位、腐蚀面积对钢管混凝土短柱轴压力学性能的影响。鄢维峰[27]通过有限元模拟了腐蚀对钢管混凝土拱肋的极限承载力影响。陈梦成等[28]利用ABAQUS 研究了单个蚀坑的纵向位置、两个蚀坑纵向距离和环向距离等因素对圆形钢管混凝土柱的轴向承载力影响。陈娜茹[29]通过有限元软件建立的全环状缺陷模拟钢管上的局部腐蚀，研究了腐蚀率对方形钢管混凝土柱的抗震性能影响。张斌[30]基于ANSYS研究了坑状锈蚀对钢管混凝土柱和钢管混凝土拱肋构件性能的影响。吴骋[31]提出了局部锈蚀钢管混凝土柱时变模型，并基于ANSYS 考察了承载力的衰变规律。

综上所述，钢管混凝土构件全面腐蚀后的性能研究已经较为完善，而局部腐蚀研究还较少，尤其是试验研究。现有的少数试验研究大都采用机械加工模拟局部腐蚀，且腐蚀缺陷基本都在柱中。除柱中外，实际工程中在一些雨水容易聚集、干湿循环频繁的部分，如柱脚(见图1)，也极易发生腐蚀，然而目前相关研究很少涉及。同时，现有研究中，腐蚀深度对于钢管混凝土柱性能的影响规律也较少。本研究通过机械加工和通电腐蚀相结合的方式制作了18 根局部腐蚀缺陷钢管混凝土柱，并开展了相关试验，考察了腐蚀缺陷深度、缺陷大小(环向尺寸和轴向尺寸)、缺陷位置对钢管混凝土柱轴压性能的影响，并提出了相应的承载力计算模型。

图1 柱脚局部腐蚀Fig.1 Local corrosion at a column bottom

1 试验研究

1.1 试验设计和试件制作

本研究共设计和制作了18 根试件，用以研究局部腐蚀缺陷深度、缺陷大小(环向尺寸和轴向尺寸)、缺陷轴向位置对钢管混凝土短柱轴压性能的影响。如图2 所示，设计试件柱高L均为477 mm，外径D为159 mm，无腐蚀外钢管厚度t为4.64 mm，其他具体参数如表1 所示。表中：d为缺陷深度；β 为缺陷深度比，表示局部缺陷处腐蚀深度d与钢管腐蚀前原壁厚t的比值β=d/t；α 为缺陷环向角度；l为缺陷轴向长度；h表示缺陷形心距柱底端高度。试件编号的命名方法为：字母A 表示加载模式为轴压试件，字母后第一个数字表示缺陷深度比β(百分数)，0、45 和100 分别表示β 的取值为0%(无缺陷)、45%和100% (贯通缺陷)；第二个数字表示缺陷环向角度α，0、90、180 和360 分别 表 示α 的 取 值 为0° (无 缺 陷)、90°、180°和360°(环状缺陷)；第三个数字表示缺陷轴向长度与试件长度的比值l/L，0、10、15 和20 分别表示l/L的取值为0(无缺陷)、1/10、1/15 和1/20；第四个数字表示缺陷轴向位置h/L，0、2、4 和20 分别表示h/L的取值为0(无缺陷)、1/2(缺陷在柱中)、1/4 和1/20(缺陷在柱底)；第五个数字为参数相同试件组内编号，1、2 分别表示本组第1 根和第2 根试件。

表1 试件参数及承载力Table 1 Parameters and bearing capacity of specimens

图2 局部腐蚀钢管混凝土柱Fig.2 Concrete-filled steel tube columns with local corrosion

外钢管采用无缝钢管，钢材屈服强度fy为397.2 MPa。试件加载试验当天测得混凝土150 mm立方体抗压强度fcu为60.0 MPa。为保证钢管与核心混凝土共同受力，试件上下分别焊接20 mm厚钢板。

她又说，不要觉得这是你的过错。我不觉得我们需要别人或爱上别人，是一种过错。唯一的过错，只是我们不够强大。

要想实现农村经济的发展，政府需要从金融和财政两个方面入手，促进乡村经济的发展和国家振兴目标的达成。但是，受到政治、全球经济和金融机制、文化等因素的影响，我国农村金融体制改革仍然存在着包括整体金融机制不健全、金融风险应对机制缺乏和金融资源配置不均衡等方面的问题。

图3 不均匀腐蚀及缺陷实现方式Fig.3 Uneven corrosion and fabrication process of defects

为控制局部腐蚀形成位置仅在机械加工处，需对试件端板和外钢管非腐蚀区涂刷2 道透明环氧漆进行防腐。待漆干燥后，将试件需腐蚀部位完全浸入浓度为3.5%的NaCl 溶液腐蚀池。将腐蚀面积相同的试件，如图4 所示，并联接入恒流电源阳极，将铜条接入恒流电源阴极。用恒流电源为试件通直流电，控制电流密度为300 µA/cm2。通电时间为60 d 时，用超声波测厚仪对腐蚀区外钢管厚度进行测量，外钢管达到设计腐蚀深度，与法拉第定律计算的理论通电腐蚀时间基本接近。

为促进大学生创业成功，缓解大学生就业压力，必须各方联动，促进大学生获取充分的创业知识。可以从这几个方面开展促进大学生创业知识获取的活动：

图4 CFST 试件通电腐蚀示意图Fig.4 Diagram of electrified corrosion of CFST specimens

1.2 试验加载及测量

试验在北京工业大学结构试验室3000 kN 电液伺服压力试验机上进行，如图5(a)所示。试件荷载通过力传感器采集。在钢管侧向布置3 个位移测点，在该平面的垂直面柱中侧向布置1 个位移测点，上端板两侧各布置2 个竖向位移测点。每个试件共布置6 个位移测点。为研究不同位置钢管应变分布规律，用电阻应变片对钢管应变进行测量。在缺陷形心高度截面处与柱中截面处绕环向成90º各布置一个应变测点，如图5(b)所示。无缺陷和局部缺陷在柱中的4 根试件，每根试件各布置4 个应变测点，其他试件各布置8 个应变测点。采用荷载-位移联合控制的加载方法：首先对试件进行预加载，加载值取50 kN，保证加载装置中各部分接触良好后卸去预加载并将全部量测仪表调零。正式加载采用分级加载制度：荷载达到0.7Pmax(Pmax为预估极限荷载)之前采用荷载控制，加载速率为1.0 kN/s。每级荷载为0.1Pmax，每级荷载持续时间为2 min；荷载达到0.7Pmax之后采用位移控制，加载速率为2.0 mm/min，当轴向应变达到40 000 µε 或试件破坏时结束加载。

图5 试验加载及测量Fig.5 Test loading and measurement

2 试验结果及分析

2.1 破坏过程及形态

加载初期，试件处于弹性阶段，试件轴向变形缓慢增加。随着荷载不断增大，试件变形开始加快，试件开始进入塑性阶段，钢管出现局部屈曲，表面防腐漆出现局部剥落。达到峰值荷载后，试件变形加快，随后试件破坏，其破坏形态如图6 所示。试件破坏时，无缺陷试件A-0-0-0-0柱底出现环形屈曲；腐蚀深度比100%试件A-100-90-10-20 局部缺陷处及柱中缺陷对侧发生严重屈曲，混凝土被压碎，最终试件呈现剪切破坏形态；其他试件局部缺陷处及柱顶缺陷对侧发生严重屈曲。

图6 试件破坏形态Fig.6 Failure modes of specimens

2.2 荷载-变形曲线

当0°≤ θ <180°，则危险截面无效约束混凝土面积Acu由下式计算可得：

图7 局部腐蚀CFST 轴压柱荷载-位移曲线Fig.7 Load-displacement curves of axially loaded CFST columns with local corrosion

局部腐蚀对钢管混凝土轴压柱不同位置钢管应变影响如图8 所示(以试件A-45-90-10-20-1 为例)。图中应变以受拉为正，ε1y-ε8y分别表示测点1～测点8 的纵向应变，ε1x-ε8x分别表示测点1～测点8 的横向应变，应变测点布置如图5(b)所示。由图可知，在相同轴压力下柱底缺陷中心截面上4 个测点的纵向应变和横向应变一般为：局部腐蚀处(测点8)>缺陷两侧(测点5 和测点7)>局部腐蚀对侧(测点6)。柱中截面各点的应变分布规律与柱底局部腐蚀截面各点规律一致。可以看出，局部腐蚀导致钢管混凝土柱截面受力不均匀。另外，局部腐蚀处(测点8) 钢管应变最大主要是由于该处钢管较早发生局部屈曲造成的，而钢管的局部屈曲导致该处混凝土的约束作用被削弱，进而导致构件整体性能的退化。

图8 局部腐蚀CFST 轴压柱荷载-应变曲线Fig.8 Load-strain curves of axially loaded CFST columns with local corrosion

2.3 承载力变化规律

各试件承载力如表1 所示，其中，Nexp为试验测得的试件极限承载力。试件承载力与腐蚀缺陷深度的关系如图9(a)所示，腐蚀深度比小于45%时，腐蚀缺陷深度对承载力影响较小，超过45%后，试件的承载力急剧下降，腐蚀深度对承载力的影响显著。局部腐蚀缺陷CFST 试件承载力与腐蚀缺陷环向和轴向尺寸的关系分别如图9(b)～图9(c)所示，在腐蚀深度比为45%时，局部缺陷的环向和轴向尺寸变化对CFST 柱承载力影响不大。承载力与局部腐蚀缺陷轴向位置的关系如图9(d)所示，总体来说，局部缺陷距离柱中越近，试件的承载力越低，原因可能在于端部效应减小了柱底局部缺陷对试件承载力的不利影响。需要指出的是，通过本文少数试验数据得出的承载力影响规律有一定局限性，缺陷参数对承载力的影响规律需要通过更多的试验和有限元模拟进一步研究和验证。

图9 局部腐蚀CFST 柱轴压承载力Fig.9 Bearing capacity of axially loaded CFST columns with local corrosion

3 承载力公式及验证

3.1 承载力计算公式

式中：Bl、Bp分别为抛物线Sl、Sp在初始夹角为45°(即端点切线斜率为1)时顶点到缺陷一侧外钢管的距离，由计算分别可得，Bl=l/4，Bp=Rc(1−cosθ+1/2sinθ)，其中，Rc为核心混凝土半径。当Bl

结合本次试验结果，在韩林海[1]所提轴心受压短柱承载力公式基础上引进腐蚀的影响，得到考虑局部腐蚀缺陷影响的钢管混凝土柱轴心受压短柱承载力计算公式，如式(1)～式(2)所示：

取同一供试品6份（0.1 g），分别精密称定重量，按样品测定方法依法测定含氮量。结果分别为：3.0071%、3.0343%、2.9642%、2.9861%、2.9617%、3.0116%，平均值为2.9942%，RSD为1.0%（n=6），精密度结果良好。见表2。

式中：N0为考虑局部腐蚀缺陷影响的钢管混凝土柱轴心受压短柱承载力；Asc为危险截面钢管和混凝土横截面面积之和；fscy为钢管混凝土柱组合抗压强度；fc为核心混凝土的轴心抗压强度；ξ 为无腐蚀缺陷钢管混凝土轴压短柱的套箍系数。

式中：As为无缺陷CFST 柱钢管横截面积；Ac为核心混凝土横截面积。

式(2)中：k1为考虑缺陷轴向位置的影响系数；k2为考虑缺陷大小(环向尺寸和轴向尺寸)的影响系数。另外，由于试验结果表明，各影响因素中缺陷深度对试件承载力的影响最大，并且缺陷位置和缺陷大小对试件承载力的影响与缺陷深度密切相关，故将缺陷深度与二者一并耦合考虑。根据试验结果，局部腐蚀缺陷会引起钢管混凝土柱的轴压性能降低，为保证两个影响系数不大于1，采用如下形式考虑：

式中：β 为局部缺陷的腐蚀深度比；h为局部缺陷形心距柱底端高度；Acu为腐蚀缺陷深度比β =100%时，钢管混凝土柱危险截面处的无效约束混凝土面积。其中，危险截面为腐蚀缺陷部位的中心所在横截面。式中参数C1和C2在理论分析确定Acu通过试验结果回归确定，C1=0.2，C2=1.0。

由式(1)～式(5)可知，若Acu已知，则考虑局部腐蚀缺陷影响的钢管混凝土短柱轴压承载力可计算得到。下面对Acu的推导过程进行具体介绍。

3.2 无效约束混凝土面积

当腐蚀深度比β = 100%时，无效约束区达到最大，因此定义此时的危险截面处混凝土无效约束区顶点到缺陷一侧外钢管的距离为B：

图10 局部腐蚀缺陷处钢管屈曲与混凝土无效约束区Fig.10 Buckling of steel pipe at local corrosion defect and zone of unconfined concrete

由试验可知，局部腐蚀钢管混凝土轴压柱破坏时，将在腐蚀缺陷处产生平面外屈曲(图10(a))；同时，研究[24]表明，钢管平面外屈曲将进一步导致局部腐蚀缺陷处钢管两侧沿45°角发生屈曲(图10(a))。假设在屈曲区内部形成无效约束区，无效约束区与局部缺陷形心所在横截面的交线为二次抛物线Sp，无效约束区与局部缺陷形心所在纵截面的交线为二次抛物线Sl(图10(b))。

钢管混凝土柱外钢管表面的局部腐蚀降低了外钢管对核心混凝土的约束作用，影响了核心混凝土对构件轴压承载力的贡献。本文通过引入MANDER 等[32]提出的无效约束区概念来考虑这种影响。假设局部腐蚀缺陷处核心混凝土形成拱起，将核心混凝土分为有效约束区和无效约束区两部分，如图10(a)所示。有效约束区内混凝土由于外钢管和拱起的约束，轴向应力能够充分发展。而无效约束区无法对核心混凝土产生有效约束，不考虑其中混凝土强度的提高。由图可知，在腐蚀缺陷部位的中心所在横截面，无效约束混凝土面积最大，该截面为最危险截面。

局部腐蚀对钢管混凝土承载力的影响主要分3 部分：① 钢管局部变薄，直接影响钢管对构件承载力的贡献；② 削弱混凝土受到的约束作用，影响核心混凝土对构件承载力的贡献；③ 造成了构件截面形心位置发生改变，产生偏心。由于钢管局部腐蚀造成的偏心很小，本文计算方法中仅考虑前两个因素。

图11 危险截面无效约束混凝土面积AcuFig.11 Area of unconfined concrete at critical cross section Acu

值得注意的是，当缺陷为全环(即α=360°，θ=180°)且轴向缺陷长度l较小时，试件与无缺陷钢管混凝土(腐蚀深度比β = 0 时)或钢管约束混凝土(腐蚀深度比β =100%时)类似，此时腐蚀缺陷对承载力应没有影响或可以忽略。由式(11)可知，上述特殊情况下Acu趋于0，则系数k2接近于1，即缺陷大小的影响可忽略，证明所提公式是合理的。另外，考虑到实际工程中还可能出现一些腐蚀较大的非常见的腐蚀工况，此时缺陷环向与轴向大小对承载力的影响不能忽略。例如，当缺陷为全环(即α=360°，θ=180°)、缺陷轴向长度l较大且缺陷深度比β =100%时，试件与素混凝土类似，此时由式(11)可知Acu=Ac，则系数k2=0，模型计算承载力接近素混凝土柱承载力。因此，虽然试验结果表明在本文试验设计的参数范围内缺陷的环向和轴向尺寸对CFST 柱的承载力影响不大，但承载力公式中未排除二者的影响。

则系数A为：

我恨透了日本人。教会学校本来全是学英语、法语，日本人来了，非要我们学日语，教我们的老师就是日军翻译官，经常打我们。我一生只打过一次人。抗战胜利后，我邀了三个最要好的同学，在大街上对着迎面来的一个日本兵，走上去狠狠地搧了他个耳光。

试验加载的试件荷载-位移关系曲线如图7 所示。整体上，加载初期荷载-位移曲线呈线性增加，达到峰值荷载后，根据腐蚀工况的不同，曲线缓慢增长或下降。腐蚀缺陷深度的影响如图7(a)所示，相比无腐蚀缺陷CFST 试件，有腐蚀试件的弹性段曲线斜率较小，这表明局部腐蚀导致试件刚度退化。另外，随着缺陷深度的增加，由于钢管对混凝土的约束效果逐渐减弱，使得荷载-变形曲线在达到峰值后的变化趋势由缓慢上升变为下降。腐蚀缺陷环向和轴向尺寸的影响如图7(b)～图7(c)所示，由图可知在柱底局部腐蚀深度比为45%时，局部缺陷的环向和轴向尺寸变化对CFST 柱荷载-位移关系曲线变化趋势影响不大。局部腐蚀缺陷轴向位置的影响如图7(d)所示，当局部缺陷位于柱高1/4 处(h/L=1/4)时，CFST 试件的刚度最大。另外随着局部缺陷位置向柱中靠近，达到峰值荷载后曲线变化趋势由缓慢上升变为下降。由图7 结果可以看出，相比缺陷大小与缺陷位置，缺陷深度对试件初期刚度、峰值荷载及延性等性能的影响更显著。

（b）I gave Tom a ride，the car of whom was being repaired.

即：

由于局部腐蚀本质上包括局部均匀腐蚀与局部不均匀腐蚀，如图3(a)所示。因此，本文中钢管混凝土柱的局部腐蚀缺陷通过机械加工结合通电加速腐蚀的方法实现，既能加快试验进度，又能有效地模拟钢材腐蚀效果。缺陷实现示意图如图3(b) 所示，主要包括2 部分工作：试件浇筑前，首先采用机械加工削去钢管腐蚀区1.6 mm 壁厚；试件浇筑养护后，利用通电加速腐蚀方式对试件钢管腐蚀区进行腐蚀处理，使腐蚀区外钢管厚度腐蚀0.5 mm，最终达到设计腐蚀深度比45%。需要指出的是，对照组A-0-0-0-0 两根试件钢管不加工，另外设计缺陷深度比100%的A-100-90-10-20 组两根试件则直接采用机械加工削去设计缺陷处的钢管全部壁厚。

当θ=180°，则危险截面无效约束混凝土形状为环形，此时B=Bl=l/4，如图11(c)所示，Acu由式(11)计算：

如图11(a)～图11(b)所示，以危险截面核心混凝土形心为原点建立平面直角坐标系，则可得抛物线Sp解析方程为y=Ax2+Rc−B。若定义θ 为屈曲钢管环向弧长所对应圆心角的1/2，即：

3.3 模型验证

为进一步验证模型的精度与适用性，本节共统计了100 根CFST 试件的试验结果，包括18 根无缺陷CFST 试件和82 根局部缺陷CFST 试件，具体如表2 所示。主要参数范围包括：259.6 MPa ≤fy≤ 431 MPa、34.5 MPa ≤fcu≤ 77.2 MPa、29.6≤D/t≤ 60.7。模型计算结果与本试验结果对比如图12(a)所示，与所有统计的试验结果对比如图12(b)所示。图中Npro为模型计算承载力结果，Nexp为试验测得的承载力。其中本试验Npro/Nexp均值为0.943，标准差为0.044。所有统计的试验数据结果Npro/Nexp均值为0.981，标准差为0.085。结果表明，该模型能较好地预测局部腐蚀与未腐蚀钢管混凝土柱轴心受压承载力。

星期五下午放学前，陆浩宇终是忍不住了，在我书里夹了一张纸条：我知道早餐是你买的，我代那些同学谢谢你了！不过，希望这事到此为止。

表2 承载力公式验证数据表Table 2 Data table for verification of bearing capacity formula

图12 计算承载力与试验承载力对比Fig.12 Comparison of bearing capacity between calculated and test results

在模型验证中，对于试件有多个局部腐蚀缺陷的情况，将无效约束混凝土面积最大的截面作为危险截面进行计算。形状不规则的局部缺陷对CFST 柱的影响，目前未见相关文献研究。不规则形状的局部缺陷对CFST 柱的影响有待相关试验和有限元模拟的进一步研究。

4 结论

本文通过试验和理论分析研究了局部腐蚀缺陷的深度、大小(环向尺寸和轴向尺寸)及轴向位置对钢管混凝土短柱轴压性能的影响。主要结论如下：

(1) 在本文设计的腐蚀参数范围内，当腐蚀深度比超过45%时，CFST 柱的承载力随腐蚀深度的加深急剧下降，腐蚀缺陷深度对CFST 柱的承载力影响显著；当腐蚀深度比小于45%时，局部缺陷的环向和轴向尺寸变化对CFST 柱承载力影响不大；另外，局部缺陷位置距离柱中截面越近，试件的承载力越低。

级配碎石基层由于其本身工程特性限制，在施工中难以控制其平整度，但该指标对于后期路面的行车舒适性有较大影响，因此有必要对该指标进行检测。本文根据《公路路基施工技术规范》（JTG F10—2006），采用3m直尺法对试验段路基平整度进行检测，结果如表4所示。

(2) 提出了考虑局部腐蚀缺陷影响的钢管混凝土柱轴压承载力计算模型，并通过与统计的100 组试验数据对比，结果表明所提公式具有较好的计算精度和适用性。

随着科学技术的不断发展，同步交流发电机广泛应用于航空航天、国防军事、工农业等领域[1]，其结构较为复杂且功能繁多，其中旋转整流器作为同步交流发电机的核心部件，不但整体结构受机械振动的影响，同时还承受较大的离心加速度和机械应力，所以旋转整流器属于故障频发模块，因而对其进行故障诊断研究具有重大意义[2]。