局部锈蚀圆钢管混凝土短柱轴压承载力试验研究

陈梦成，罗苏昌，黄宏，方苇，许开成，钱文磊

(1.华东交通大学 省部共建轨道交通基础设施性能监测与保障国家重点实验室，江西 南昌，330013；2.华东交通大学 土木工程建筑学院，江西 南昌，330013)

钢管混凝土结构具有承载能力高、塑性和韧性好、施工方便、经济效益高等优点，多用于高层建筑、大跨度桥梁、海洋平台、锅炉塔架、电视台等土木工程结构中[1-4]。服役期间钢管混凝土结构常常受到环境锈蚀和荷载作用。当钢管混凝土外钢管表面防锈涂层损伤破坏或阴极保护系统无效时，随着服役时间增加，外钢管表面发生严重锈蚀，导致钢管表面出现锈蚀损伤裂纹，钢管有效截面减小，钢材和钢管力学性能降低[5-8]，进而引起钢管混凝土结构抗力退化，严重威胁到服役结构的耐久性、适用性和安全性[9-12]。

近年来，有关锈蚀钢管混凝土柱力学性能方面的研究取得了丰硕成果[13]。花幼星等[14-15]使用有限元数值模拟和试验技术分析了长期轴拉荷载与氯离子锈蚀对钢管混凝土柱抗拉压性能的影响，并将其与空钢管受力性能进行了对比，发现核心混凝土能够提高锈蚀钢管的抗拉压承载力，持续荷载与腐蚀耦合作用对承载力的影响高于单因素作用对承载力的影响；高山等[16]对16根盐雾环境下的钢管混凝土进行了轴压试验研究，分析了钢管锈蚀失重率和钢材强度等级对钢管混凝土柱性能劣化的影响，发现随着锈蚀钢管质量增加，试件破坏模式由剪切型逐渐转化为腰鼓型，承载力和刚度有不同程度降低；陈梦成等[17-20]采用试验研究和有限元模拟相结合的方法，研究了酸雨环境下圆钢管和方钢管混凝土、钢管再生混凝土静力性能和抗震性能退化现象，并提出了相应的弯曲承载力计算公式；HAN等[21-24]对持续荷载和氯盐腐蚀下钢管混凝土抗拉压和抗弯性能退化进行了试验研究和理论分析，修正了钢管混凝土构件现有设计方法，以便考虑服役期间持续荷载和氯离子腐蚀的影响；ZHANG等[25]以冻融循环次数、锈蚀率和壁厚为试验参数，采用单纯冻融、锈蚀和交替冻融、锈蚀3种方式，对严寒和酸雨地区方钢管混凝土试件轴压力学性能进行了试验研究，发现钢管混凝土出现局部屈服和角部侧向拉伸断裂现象，修正了现有规范中薄壁方钢管混凝土极限承载力理论预测公式，并得到了冻融循环和酸雨交替作用下薄壁方钢管混凝土短柱承载力的简化计算公式；GAO等[26]对冻融循环和盐雾锈蚀后高纬度离岸地域薄壁圆钢管混凝土短柱静力性能退化进行了试验研究，研究结果表明：随着锈蚀率增加，冻融循环后的承载力近似呈线性递减，尤其是峰值过后，速率递减现象更为严重，延性指数和弹性模量也随锈蚀增加而递减。根据试验结果，通过修正欧洲钢管混凝土设计规范4，得到了冻融循环和腐蚀环境下薄壁圆钢管混凝土短柱承载力理论计算公式；ZHANG等[27]采用加速腐蚀试验方式，对锈蚀对薄壁圆钢管混凝土短柱轴压承载力的影响进行了试验研究，发现与普通钢管混凝土短柱相比，其破坏形态为轻微局部朝外剪切胀形屈曲破坏；LI等[28]采用分阶段利用现有试验数据验证有限元模型的方法，对初始缺陷、施工荷载、长期服役荷载和腐蚀等多种渐进退化因素耦合作用下FRP增强钢管混凝土柱结构性能进行了非线性有限元分析，发现腐蚀会减少核心混凝土的约束，继而降低钢管混凝土柱承载力，而FRP能够有效降低多重退化因素引起的这种负面效应；LI等[28]基于参数分析，提出了FRP增强钢管混凝土柱承载力简化理论预测模型。

上述研究主要针对外钢管全表面均匀锈蚀钢管混凝土构件力学性能问题，然而，实际上钢管表面锈蚀既有均匀锈蚀，又有局部锈蚀[29-31]。局部锈蚀一方面削弱外钢管截面，降低外钢管局部对核心混凝土的约束；另一方面导致钢管截面性能由对称转变为非对称，钢管混凝土构件轴心受压转变为偏心受压，甚至会改变钢管混凝土构件破坏模式，大大降低钢管混凝土构件承载力，因此，局部锈蚀对钢管混凝土结构危害性更大。截至目前，针对局部锈蚀钢管混凝土构件的研究报道较少。陈梦成等[32]采用有限元数值模型研究了单个和2个局部锈蚀缺陷位置对钢管混凝土柱轴压屈服承载力和极限承载力的影响，发现当锈蚀缺陷位于柱构件高度1/2处(中部)时，锈蚀对钢管混凝土构件屈服承载力和极限承载力影响最大，尤其是对屈服承载力影响更大；当2个锈蚀缺陷位于钢管混凝土构件高度1/2处同侧时，锈蚀对钢管混凝土构件屈服承载力和极限承载力影响大于它们位于异侧时的影响；廖栩等[33]采用有限元数值模型对局部锈蚀方形中空夹层钢管混凝土柱偏压性能进行了研究，讨论了长细比、偏心率和锈蚀率对构件承载力的影响，结果表明：承载力和刚度均随着长细比、偏心率和锈蚀率的增加而减少；GUO等[34-35]采用机械加工人为缺陷模拟钢管局部锈蚀，从试验和理论角度研究了局部条状锈蚀钢管短柱轴压力学行为，讨论了条状锈蚀方向、长度、宽度、深度对轴压力学性能的影响，发现其破坏模式和力学行为与无锈蚀钢管混凝土短柱的相比均有所不同，横向和斜向条状锈蚀影响最大，纵向条状锈蚀影响很小，并提出了相应的局部条状锈蚀钢管混凝土短柱承载力理论计算公式。

本文作者在前期数值模拟研究工作[32]的基础上，开展局部锈蚀圆钢管混凝土短柱轴压试验研究，讨论局部锈蚀位置、锈蚀体积损失率、面积损失率和壁厚损失率对钢管混凝土柱轴压承载力、刚度和延性的影响，揭示局部锈蚀钢管混凝土破坏机制和承载力退化机理，并在此基础上提出局部锈蚀钢管混凝土柱轴压承载力预测公式，以期为钢管混凝土构件全寿命周期设计提供参考依据。

1 试验概况

1.1 锈蚀程度表征

本文采用3个参数对钢管局部锈蚀程度表征，即钢管体积损失率DV、钢管外表面面积损失率DA和钢管壁厚损失率DT。

式中：m0和mc分别为锈蚀前后钢管质量；V0和Vc分别为锈蚀前后钢管体积；A0和Ac分别为锈蚀前后钢管外表面表面积；d为钢管壁外表面锈蚀深度；n为局部锈蚀缺陷个数；D为钢管外直径；ts为钢管厚度；Lc为腐蚀长度；L为钢管长度。值得注意的是，式(3)仅适用于钢管全表面均匀锈蚀的情况。在钢管外表面锈蚀周向贯通的情况下，由式(1)和(3)可得如下锈蚀体积损失率DV和壁厚损失率DT的关系：

从式(4)可以看出：在环向腐蚀贯通的情况下，DV和DT呈非线性关系。当钢管混凝土厚径比ts/D小到足以忽略时，则式(4)变为

由式(5)可以看出：DV和DT呈线性关系，而且当钢管全表面产生均匀锈蚀即Lc=L时，钢管锈蚀体积损失率达到最大值，且DV=DT。

1.2 试件设计制作

钢管表面典型局部锈蚀缺陷几何形状和尺寸如图1所示。

图1 钢管表面典型局部锈蚀缺陷几何表征Fig.1 Dimensions of a typical local corrosion defect on steel tube

大量工程实践表明[29]，钢管混凝土拱桥的局部锈蚀病害位置多发生在钢管外表面，而且主要集中在拱脚、吊杆与拱肋交界处、拱顶等。因此，本文将局部锈蚀位置设置在钢管混凝土柱端部和中部。考虑到实验室钢管腐蚀试验周期长，根据前人研究成果[6,30-31]，本文采用机械加工车铣方法制作模拟外钢管表面局部锈蚀的人工缺陷。另外，为了便于机械加工，本文假定局部锈蚀深度按最大深度均匀分布，而且沿钢管外周向贯通。图2所示为人工缺陷模拟局部锈蚀钢管试件。为了方便，以下将“人工缺陷”统称为“局部锈蚀”。试验中共设计制作45根钢管混凝土柱试件，将其分为4组，其中第1组为14根一端局部锈蚀试件，第2组为14根两端局部锈蚀试件，第3组为14根中部局部锈蚀试件，第4组为3根无锈蚀对比平行试件。

图2 局部人工缺陷模拟局部锈蚀钢管试件Fig.2 Steel tubes with localized corrosion simulated by an artificial defect

除第4组之外，每组试件中有8根锈蚀钢管混凝土试件的钢管外表面锈蚀面积损失率DA设计为1/2，锈蚀体积损失率DV分别设计为10%、20%、30%和35%，对应每个DV工况设置2根平行试件；有6根钢管混凝土试件的DA设计为1/3，DV分别设计为10%、20%和25%，同理，对应每个DV设置2根平行试件。本文所有工况下的测试结果均为平行试件测试结果的平均值。试验中所有钢管混凝土柱试件长度L=342 mm，外径D=114.6 mm，高径比为2.98，均属于“短柱试件”，钢管壁厚ts=3.7 mm，局部锈蚀区域钢管壁厚与锈蚀钢管体积损失率DV和面积损失率DA相关。钢管内浇筑混凝土为C50商品混凝土。另外，为避免试验中钢管混凝土两端部加载时出现局部应力集中现象，在其两端部各焊接1块弹性刚度相对较大的、长×宽×厚度为140 mm×140 mm×140 mm的钢板。试验中以钢管局部锈蚀位置、体积损失率DV和面积损失率DA为变量参数。每根钢管混凝土柱试件的试验设计参数见表1。表1中，试件编码规则是采用钢管外表面锈蚀位置-面积损失率-体积损失率标识，例如，试件编号OE-1/2-10表示钢管外表面锈蚀发生在一端，锈蚀面积损失率为1/2，锈蚀体积损失率为10%。

表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of test specimens

1.3 材料性能

采用与钢管混凝土试件所用的同一批强度等级为C50的商品混凝土制作3块边长为150 mm的立方块，并进行混凝土抗压强度试验，得到钢管混凝土试件核心混凝土平均标准抗压强度fcu为54.64 MPa，弹性模量Ec为3.60×104MPa；采用电弧焊切割方法切割制作钢管混凝土试件时所用的同一批次钢管，制作3片钢片，并进行材料力学性能拉升试验，得到钢管混凝土试件外钢管材料平均屈服强度fy为340.26 MPa，极限强度fu为406.88 MPa，弹性模量Es为2.06×105MPa。

1.4 加载方案

所有试验均在华东交通大学结构试验室500 t压力机上完成。试验前，需要对试件进行预加载，预加荷载为试件理论预估极限承载力的1/10。在试验过程中，加载采用荷载控制的分级加载，初始加载阶段每级荷载为试件理论预估极限承载力的1/10，持荷时长为1 min；当荷载达到试件理论预估极限承载力的70%时，降低加载速度，每级荷载为理论预估极限承载力的1/15，持荷时长为2 min；继续慢速加载，当荷载降低至理论预估极限承载力的75%或变形过大时，试验结束。试验加载装置见图3。

图3 锈蚀圆CFST试件轴压试验加载装置Fig.3 Set-up of axial compressive test for corroded circle CFST specimen

1.5 测点布置

试验测试的主要内容有试件轴压荷载、轴压变形、钢管表面纵向应变和横向应变。轴压荷载直接从压力传感器仪表获取，其他变形和应变数据均通过扬州晶明静态数据采集系统进行实时采集。采用Excel和Origin软件完成数据分析和图形绘制。在压力机加载端底部4个角设置4个竖向位移计，测量受压柱试件轴向变形；在柱高1/2处钢管截面周边轴对称4个点布置4片“T”形应变花，测量柱试件的纵向、横向应变，应变片的布置见图4。

图4 锈蚀圆形CFST试件周向应变片布置Fig.4 Layout of strain rosette on circumferential surface of corroded circle CFST specimen

2 试验结果

2.1 破坏形态

图5所示为局部锈蚀圆钢管混凝土柱轴心受压试件外钢管和核心混凝土最终破坏形态。所有受压锈蚀试件破坏过程特征与未锈蚀试件的基本相似：1) 从初始荷载至荷载达到相应构件极限承载力的60%～70%(72～1 114 kN)之前，试件工作处于弹性阶段，轴向荷载与变形呈线性增长，试件外表面无明显变形；2) 当荷载继续增加并接近极限承载力时，轴向变形明显增加，试件局部腐蚀区域内钢管外表面出现轻微鼓曲；3) 当荷载达到极限承载力时，局部试件局部腐蚀区域内钢管材料强度达到屈服强度，并发生局部鼓曲变形；4) 鼓曲变形发展迅速，形成鼓曲带，部分试件还出现2处鼓曲带，荷载开始下降，当其降至极限承载力的75%时，鼓曲带变形过大，丧失承载力。未锈蚀圆钢管混凝土柱轴压试件外表面鼓曲变形不明显(见图5(a))，但从试验后剥去外钢管的核心混凝土来看，未锈蚀试件产生剪切鼓曲破坏。由于端部效应和局部锈蚀影响，锈蚀柱试件鼓曲变形多发生在锈蚀区与端部盖板接合处锈蚀侧以及锈蚀区与未锈蚀区域接合处锈蚀侧。随着荷载加大，部分锈蚀柱试件在锈蚀区靠近端部盖板接合处和未锈蚀区接合处同时出现鼓曲现象(见图5(b))，尤其是当锈蚀区位于锈蚀柱试件柱高1/2处时更是如此。这是因为在接合处存在材性或几何不连续，在荷载作用下，容易产生应力集中，导致钢管表面锈蚀区提早出现局部屈曲屈服。

图5 部分典型锈蚀圆形CFST试件外钢管和核芯混凝土破坏形态Fig.5 Failure mode of outer steel tube and core concrete for some typical corroded circle CFST specimens

由于有核芯混凝土约束钢管向内屈曲变形，所以试件均发生向外屈曲变形即腰鼓状变形。比较未锈蚀试件(图5(a))和锈蚀试件(图5(b)～(g))可以看出，除图5(c)中锈蚀试件与图5(a)中未锈蚀试件发生剪胀鼓曲破坏外，其余锈蚀试件都发生腰鼓状鼓曲破坏。局部锈蚀位置影响钢管混凝土试件破坏模型，进而影响承载力。

2.2 轴向荷载-位移关系

图6所示为4组共计45根试件的轴向荷载-位移关系曲线，即N-Δ曲线。4组试件中，3根未锈蚀试件为1组，一端局部锈蚀试件为1组，两端局部锈蚀试件为1组，中部局部锈蚀试件为1组。同时，对应每个锈蚀体积损失率为DV、面积损失率为DA的锈蚀试件均有1根平行试件。从图6可以看出：在加载过程中，所有试件轴向变形过程特征基本类似。根据曲线斜率可将曲线变化分为3个阶段：线性上升阶段、非线性上升阶段和非线性下降阶段。线性上升阶段表示试件处于弹性阶段，此时刚度(EscAsc)保持不变；当试件应力达到比例极限时，试件开始进入非线性上升阶段即弹塑性阶段；当试件应力达到屈服极限时，进入塑性阶段，此时，试件外钢管表面局部开始出现轻微鼓胀屈曲；当试件应力达到极限强度时，试件进入非线性下降阶段，此时，试件外钢管表面鼓胀屈曲变形迅速增加，最终导致锈蚀试件出现断裂破坏。

图6 不同锈蚀体积损失率下局部锈蚀试件荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curves of specimen with localized corrosion at different corrosion mass DV

通过对图6(a)与(b)、图6(c)与(d)和图6(e)与(f)进行比较可知：钢管锈蚀导致钢管壁厚截面减小、核芯混凝土约束效应降低，进而引发锈蚀试件轴压承载力、弹性刚度和延性减小，锈蚀体积损失率DV越大，试件承载力、刚度和延性减小幅度越大；随着DV增大，上升阶段和下降阶段曲线均逐步缩短，尤其是当钢管的DV大于25%时，图6(a)～(d)的过渡阶段几乎消失，说明DV的增加会显著降低锈蚀试件延性，此时，试件也由延性破坏向脆性破坏转变；在DV和DA相同的情况下，中部锈蚀位置对试件承载力的影响最大，一端部锈蚀位置次之，两端部锈蚀位置最小。因此，除锈蚀程度对试件承载力有影响外，锈蚀位置和分布方式也对承载力有影响。

3 试验参数对轴压承载力的影响

3.1 锈蚀位置

根据表1中锈蚀试件的承载力可以计算得到：当钢管锈蚀面积损失率DA为1/2时，在锈蚀体积损失率DV为10%的情况下，一端锈蚀、中部锈蚀试件的极限承载力较两端锈蚀试件的极限承载力分别降低了7.89%和11.08%；在DV为20%的情况下，一端锈蚀、中部锈蚀试件较两端锈蚀试件的极限承载力分别降低了10.82%和11.34%；在DV为30%的情况下，一端锈蚀、中部锈蚀试件较两端锈蚀试件的极限承载力分别降低了6.07%和12.27%；在DV为35%的情况下，一端锈蚀试件的极限承载力为772 kN，中部锈蚀试件的极限承载力为719 kN，两端锈蚀试件的极限承载力为711 kN，可以看出，锈蚀位置不管发生在哪个部位，极限承载力非常接近，锈蚀试件剩余承载力均不足70%，说明此时试件实际上已经发生断裂破坏或试验已停止，这与文献[21-24]中的结论相符。另外，依据式(5)计算，此时局部锈蚀壁厚损失率DT为70%，剩余钢管壁厚仅为1.1 mm，几乎完全失去对核芯混凝土的约束，锈蚀试件破坏由延性破坏向脆性破坏转变。当钢管锈蚀面积损失率DA为1/3、锈蚀体积损失率DV为10%时，一端锈蚀、中部锈蚀试件的极限承载力较两端锈蚀试件的极限承载力分别降低了9.76%和12.77%；在DV为20%的情况下，一端锈蚀、中部锈蚀试件较两端锈蚀试件的极限承载力分别降低了14.75%和16.39%；在DV为25%的情况下，一端锈蚀、中部锈蚀试件较两端锈蚀试件的极限承载力分别降低了12.35%和18.48%。

综上可知，两端锈蚀试件的极限承载力均高于一段锈蚀和中部锈蚀试件的极限承载力。这主要是因为当单个局部锈蚀区分成2个对等锈蚀区并分散在试件两端时，这2个对等锈蚀区之间并不发生相互作用和影响，致使它们对核芯混凝土约束效应的减少程度要小于原单个锈蚀区对核芯混凝土约束效应的减少程度。在DV和DA相同的情况下，中部锈蚀位置对试件极限承载力影响最大，降低程度最大。

3.2 锈蚀体积损失率

考虑到中部锈蚀对承载力影响最大，本节仅研究不同锈蚀面积损失率DA下中部锈蚀试件极限承载力随锈蚀体积损失率DV的变化，见图7。从图7可以看出：不论DA是1/2还是1/3，锈蚀试件的极限承载力随着锈蚀体积损失率DV增大呈近似直线递减；当DV超过30%时，锈蚀试件剩余承载力不足75%，试件承载功能实际上已经失去效用。

图7 中部锈蚀试件极限承载力随DV的变化Fig.7 Change of ultimate bearing capacity of middle corroded specimen with DV

3.3 锈蚀面积损失率

依据表1和式(5)可以计算得到不同锈蚀面积损失率DA下锈蚀体积损失率DV和壁厚损失率DT对应的锈蚀试件承载力损失率，分别见表2和表3。从表2和表3可以看出：锈蚀试件承载力随着DA增加而递减。

表2 锈蚀面积损失率DA为1/2时试件承载力损失率与锈蚀程度表征参数的对应关系Table 2 Corresponding relationship between load bearing capacity loss ratio and indexes of corrosion degree when DA=1/2%

表3 锈蚀面积损失率DA为1/3时试件承载力损失率与锈蚀程度表征参数的对应关系Table 3 Corresponding relationship between load bearing capacity loss ratio and indexes of corrosion degree when DA=1/3%

但是，在锈蚀试件承载力递减的情况下，DV的递增幅度明显小于DT的递增幅度，这说明DV对试件承载力递减的影响要大于DT的影响。比较表2和表3中DT=60%情况，当钢管锈蚀面积损失率DA由1/3增至1/2时，DV增大了10%，锈蚀试件轴压承载力减小了10.42%，表明DV对试件承载力递减的影响大于DA的影响。

从表2和表3可以得出：钢管锈蚀体积损失率DV对锈蚀试件轴压承载力的影响大于锈蚀面积损失率DA的影响，而DA的影响大于DT的影响。这说明对于局部锈蚀薄壁钢管混凝土构件，若简单地套用局部锈蚀钢筋混凝土构件的相应方法即优先采用钢筋壁厚损失率法表征其锈蚀程度，则会高估锈蚀钢管混凝土构件的承载力，给结构正常服役带来风险。

4 轴压承载力简化计算

4.1 轴压承载力简化计算公式

钢管混凝土柱承载力是由外钢管和核芯混凝土共同承担的。钢管锈蚀不仅会削弱钢管横截面，降低其力学性能，而且会减少钢管对核芯混凝土的约束，引起核芯混凝土承载力下降。为了定量描述钢管局部锈蚀程度对钢管混凝土承载力的影响，引入承载力锈蚀影响系数ηR，其定义如下：

式中：Nu和Nuc分别为钢管锈蚀前后的钢管混凝土柱承载力。为了准确描述局部锈蚀形状对钢管混凝土承载力锈蚀影响系数ηR的影响，根据文献[8]和式(4)，将ηR表示为如下指数形式：

式中：λ为通过试验数据拟合得到的拟合系数。根据本文试验结果(也可以根据有限元数值模拟结果)，当局部锈蚀发生在柱试件高1/2处时，拟合得λ=1.2。当需要考虑局部锈蚀位置对承载力影响时，可在式(7)的基础上引入一个位置函数ω(x)，即

根据文献[32]可知，锈蚀位置对钢管混凝土柱承载力的影响近似呈线性变化。经拟合试验结果，位置函数可以表示成如下形式：

式中：x为无量纲正则化处理后的局部锈蚀缺陷中心高度坐标，原点设在锈蚀试件1/2高度处，x从原点出发沿柱高往上取正值，往下取负值。至此，局部锈蚀CFST短柱构件的轴压剩余承载力计算公式可修正如下：

式(10)仅适用于长细比小于8的短柱。从式(9)可以看出，在短柱情况下，局部腐蚀位置对承载力的影响实际上很小，可以忽略不计。Nu0可根据如下公式计算求得[3,36]：

其中：

As和Ac0分别为外钢管和核心混凝土的初始截面面积；fy和fc分别为外钢管屈服强度和核心混凝土抗压强度。在圆柱工况下，根据混凝土结构设计原理，可取fc=0.833fcu。

由于钢管锈蚀是局部贯通均匀锈蚀，也可以将局部锈蚀有效截面面积直接代入传统的计算公式，得到局部锈蚀钢管承载力的预估修正模型。本文以GB/T 51446—2021《钢管混凝土混合结构技术标准》[36](下文简称国标方法[36])为例，其修正模型如下：

式中：ξe为有效套箍系数，

Ase为外圆钢管有效截面面积，其计算形式如下：

4.2 承载力理论预测值与试验值比较

依据表1中的试件设计参数，分别采用本文方法(式(10))和国标方法[36](式(12))计算得到局部锈蚀CFST试件轴压承载力随钢管局部锈蚀位置、锈蚀体积损失率和面积损失率变化的理论预测值，见表4。为证实本文简化公式的正确性、有效性和可行性，将与试验值Nue进行对比。当局部锈蚀位于CFST试件端部时，本文方法中试件轴压承载力理论计算值与试验值之比(/Nue)的均值为0.922，标准差为0.031，国标方法[36]中的均值为0.861，标准差为0.078；当局部锈蚀位于CFST试件中部时，本文方法的Nuc/Nue均值为0.941，标准差是0.32，国标方法[36]中的Nuc/Nue均值为0.887，标准差为0.070。局部锈蚀钢管混凝土试件轴压承载力试验值与理论预测值的比较见图8。由表4和图8可知：当局部锈蚀位于CFST试件端部时，本文方法的预测承载力均值比试验值低7.8%，标准差为0.031；国标方法[36]中的承载力均值比试验值低13.9%，标准差为0.078；当局部锈蚀位于CFST试件中部时，本文方法的承载力均值比试验值低5.9%，标准差为0.032；国标方法[36]中的承载力均值比试验值低11.3%，标准差为0.070。由此可以看出，这2种方法计算结果均较保守，但承载力试验值和理论预测值吻合程度较高，尤其是当局部锈蚀位于中部时，吻合程度更高。本文方法构件极限承载力预估结果优于国标方法[36]中的预估结果，尤其是当局部修饰位于试件端部时更是如此。这是因为国标方法[36]中的修正模型将钢管局部锈蚀近似视为钢管全表面均匀锈蚀，并没有考虑局部锈蚀具体尺寸和位置。不过，这2种方法的承载力预测平均值与试验值的相对误差绝对值均在15%以内，在工程上是可行的。

表4 局部锈蚀CFST试件承载力试验值与理论预测值对照Table 4 Comparisons of test results with predicted results for the bearing capacity of locally corroded CFST specimens

图8 局部锈蚀CFST柱承载力试验值与理论预测值比较Fig.8 Comparisons between tested and predicted bearing capacity of CFST columns with a localized corrosion

5 结论

1) 锈蚀CFST试件鼓曲变形多发生在端部盖板与锈蚀区接合处锈蚀侧以及未锈蚀区与锈蚀区接合处锈蚀侧。局部锈蚀位置影响钢管混凝土试件破坏模式和承载力，锈蚀试件破坏形态多呈腰鼓状破坏特征。

2) 与未锈蚀CFST柱构件相比，钢管局部锈蚀位置、锈蚀体积损失率DV、面积损失率DA和壁厚损失率DT均会影响锈蚀CFST构件破坏模式和轴压承载力、刚度与延性。DV越大，锈蚀CFST轴压承载力、刚度和延性越小；在DV和DA相同情况下，DV对锈蚀CFST轴压承载力、刚度和延性的影响最大，DA的影响次之，DT的影响最小。

3) 锈蚀CFST构件轴压承载力与钢管局部锈蚀位置和锈蚀体积损失率DV、面积损失率DA呈弱的非线性关系，即近似呈直线关系，但与壁厚损失率DT呈非线性(二次以上)关系。只有当钢管径厚比足够大时，CFST构件承载力与DT才呈线性关系。

4) 提出了1个局部锈蚀CFST短柱构件轴压承载力的简化实用计算模型，该模型考虑了钢管局部锈蚀位置、锈蚀体积损失率DV、面积损失率DA和壁厚损失率DT的影响。本文方法构件极限承载力计算结果与试验结果的相对误差绝对值在10%以内，且优于GB/T 51446—2021中修正模型的计算结果，说明本文方法正确、有效且可行，能够有效预估局部锈蚀CFST短柱构件的剩余承载力，可为CFST构件全寿命周期设计提供参考依据。