銹損冷彎薄壁卷邊槽鋼短柱受壓承載力試驗(yàn)研究

徐吉民，幸坤濤，高向宇，徐善華，郭小華，聶 彪

(1. 中冶建筑研究總院有限公司，北京 100088；2. 北京工業(yè)大學(xué)工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100124；3. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055)

銹損將降低鋼材的物理性能，進(jìn)而導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)承載性能的退化[1-2]，嚴(yán)重時(shí)將影響結(jié)構(gòu)整體安全性。雖然工程中多采用防護(hù)、構(gòu)造及維修等措施避免鋼材銹蝕，但研究發(fā)現(xiàn)處于腐蝕環(huán)境下的鋼結(jié)構(gòu)仍存在嚴(yán)重的銹損問(wèn)題[3]。冷彎薄壁型鋼作為一種輕質(zhì)高強(qiáng)且易于工業(yè)化規(guī)?；a(chǎn)的新型型材，已在各類大跨結(jié)構(gòu)、輕型鋼結(jié)構(gòu)建筑中得到廣泛應(yīng)用[4]。但由于其較薄的壁厚，冷彎薄壁型鋼構(gòu)件對(duì)銹損的敏感性更高，銹損冷彎薄壁型鋼構(gòu)件的安全隱患也更大。

目前針對(duì)常規(guī)銹損鋼構(gòu)件的研究已取得較多成果。邱斌[5]發(fā)現(xiàn)H 型鋼翼緣的銹蝕較腹板銹蝕對(duì)構(gòu)件的偏心承載力影響更大，且構(gòu)件偏心承載能力與受壓翼緣銹蝕率呈線性遞減關(guān)系；文獻(xiàn)[6]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)H 型鋼翼緣或腹板厚度越小，承載力越低，撓度值越大。而對(duì)于冷彎薄壁型鋼受壓承載性能的研究多針對(duì)軸壓構(gòu)件[7-13]，對(duì)于偏壓構(gòu)件承載性能的研究相對(duì)較少。文獻(xiàn)[14]通過(guò)試驗(yàn)與有限元分析，探討了構(gòu)件長(zhǎng)度、偏心距等因素對(duì)構(gòu)件承載力的影響并提出了冷彎薄壁型鋼繞強(qiáng)軸偏壓構(gòu)件的極限承載力計(jì)算方法；文獻(xiàn)[15]通過(guò)偏壓試驗(yàn)研究了3 種復(fù)雜卷邊槽鋼的極限承載力、失穩(wěn)模式及變形特征等特性；文獻(xiàn)[16]采用有限元軟件分析了不同卷邊彎起角度及偏心距對(duì)冷彎薄壁型鋼偏心受壓構(gòu)件承載力、破壞模式等性能的影響。但目前尚無(wú)針對(duì)銹損冷彎薄壁型鋼構(gòu)件受壓承載性能的相關(guān)研究。

為研究銹損對(duì)冷彎薄壁型鋼短柱受壓承載力的影響，本文設(shè)計(jì)加工了12 個(gè)銹損試件(6 個(gè)軸壓、6 個(gè)繞強(qiáng)軸偏壓)，通過(guò)板材拉伸試驗(yàn)，分析材料性能與銹蝕程度間的關(guān)系；通過(guò)承載力試驗(yàn)與有限元軟件研究軸壓及偏壓工況下銹損試件的破壞模式、極限承載力及變形特征等特性。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

于某工業(yè)廠房中選取不同銹損程度的冷彎薄壁卷邊槽鋼型材，型材尺寸規(guī)格為C160×60×20×2.5 mm，并按試驗(yàn)所需加工成短柱試件。參照美國(guó)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定研究委員會(huì)(SSRC)的建議[17]，試件長(zhǎng)度取為500 mm。為減小誤差及滿足加載要求，所有試件兩端均焊接封頭板，其尺寸為200 mm×100 mm，厚度為10 mm。試驗(yàn)前采用游標(biāo)卡尺分別測(cè)量了試件兩端及中央高度處的尺寸，并取三次測(cè)量值的平均值為試件的實(shí)際尺寸。偏心受壓試件主要研究局部屈曲與畸變屈曲耦合作用現(xiàn)象，采用繞強(qiáng)軸偏心加載方式。各試件實(shí)測(cè)尺寸如表1 所示，表中各尺寸參數(shù)含義如圖1 所示。其中AC-e0-1 表示編號(hào)為1 的軸壓試件，EC-e40-3 表示編號(hào)為3 的繞強(qiáng)軸偏壓試件，偏心距為40 mm。

表 1 試件實(shí)測(cè)尺寸Table 1 Measured size of specimens

圖 1 截面形式與尺寸參數(shù)定義Fig.1 Cross section and definition of dimensions

1.2 材料性能

試件所選型材均由Q345 級(jí)冷軋鋼板加工制成，但不同的銹損程度將引起試件材料屬性的差異，加工制作每個(gè)試件對(duì)應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)板狀試樣并通過(guò)拉伸試驗(yàn)確定其材料性能，標(biāo)準(zhǔn)試樣的規(guī)格、拉伸試驗(yàn)方法均符合《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1 部分：室溫試驗(yàn)方法》(GB/T 228.1-2010)[18]的規(guī)定。試樣除銹后采用超聲波測(cè)厚儀測(cè)量標(biāo)距段內(nèi)等間距5 個(gè)截面的厚度，各截面均取5 個(gè)測(cè)點(diǎn)，然后對(duì)各截面厚度取均值，并將5 個(gè)截面均值中的最小值定義為最小厚度tmin，并按式(1)計(jì)算試樣最薄截面處的平均厚度損失率(銹蝕率)，t0表示試樣原始厚度(取2.5 mm)。具體試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2。

表 2 材性試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Mechanical properties of material property

根據(jù)表2 的數(shù)據(jù)，建立銹損試件材料拉伸性能退化模型，如圖2 所示，各力學(xué)參數(shù)與最薄截面處平均厚度損失率之間的關(guān)系式如式(2)～式(5)所示。式中，fy0、fu0、E0、 δ0分別為未銹損試件拉伸試樣的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量及伸長(zhǎng)率。由表2 及圖2 可以看出，試件拉伸試樣的屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量及伸長(zhǎng)率均隨最薄截面處平均厚度損失率的增大呈線性下降。

1.3 初始幾何缺陷

圖 2 力學(xué)性能與厚度損失率關(guān)系Fig.2 Relationship between mechanical properties and thickness loss rate

已有的研究成果表明，冷彎薄壁卷邊槽鋼試件的初始缺陷對(duì)其承載力有較大影響[19]，故采用文獻(xiàn)[20]中的方法對(duì)各試件局部初始缺陷和整體初始缺陷進(jìn)行細(xì)致的測(cè)量。測(cè)量前首先將試件表面銹蝕產(chǎn)物打磨干凈并以縱向50 mm、橫向30 mm為間隔劃分網(wǎng)格線，然后以網(wǎng)格線交點(diǎn)作為量測(cè)點(diǎn)進(jìn)行初始缺陷的測(cè)量。截面測(cè)量部位如圖3 所示，其中： Δw為腹板的局部初始缺陷；Δf,1、Δf,2為翼緣的局部初始缺陷；Δd,1、Δd,2為翼緣與卷邊交線處的畸變初始缺陷；Δfw,1～Δfw,4為腹板與翼緣交線處的整體初始缺陷。為抵消整體初始缺陷對(duì)試件整體扭轉(zhuǎn)的影響，分別取Δfw,1與Δfw,2的平均值 Δx，Δfw,3與Δfw,4的平均值 Δy作為繞試件弱軸及強(qiáng)軸的整體初始缺陷最終結(jié)果[21]。表3列出了各試件初始缺陷的最大值，缺陷值以外凸變形為正，內(nèi)凹變形為負(fù)。

Δf, 1 Δf, 2 Δfw, 1 Δfw, 2 Δfw, 4Δd, 2 Δd, 1 Δfw, 3 Δw x y x y

圖 3 初始缺陷測(cè)點(diǎn)位置Fig.3 Measurement positions of initial imperfections

表 3 試件初始缺陷最大值Table 3 Maximum initial imperfection measurements

由量測(cè)結(jié)果可以看出，初始缺陷沿試件縱向無(wú)顯著的變化規(guī)律，翼緣與卷邊交線處的畸變初始缺陷大于局部、整體初始缺陷。

此外，采用超聲波測(cè)厚儀測(cè)量各網(wǎng)格線交點(diǎn)處的試件厚度(每個(gè)截面取11 個(gè)測(cè)點(diǎn)，腹板5 個(gè)測(cè)點(diǎn)，兩側(cè)翼緣各2 個(gè)測(cè)點(diǎn)、兩側(cè)卷邊各1 個(gè)測(cè)點(diǎn))，然后對(duì)各截面厚度取均值，將最小均值定義為試件的最小厚度tmin，并按式(1)計(jì)算最薄截面處的平均厚度損失率(銹蝕率) η。

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

將主要應(yīng)變、位移測(cè)量點(diǎn)布置于中央高度截面，該處應(yīng)變片在試件內(nèi)外側(cè)成對(duì)布置，如圖4(a)所示；為反映試件可能發(fā)生的局部屈曲變形，在試件中央高度上下間隔100 mm 處成對(duì)增設(shè)4 組應(yīng)變片，如圖4(c)所示。為反映試件的整體彎曲變形，在側(cè)向位移計(jì)6 對(duì)應(yīng)的部位上下增設(shè)4 個(gè)位移計(jì)，同時(shí)在上下封頭板對(duì)應(yīng)的試件形心處布置2 個(gè)軸向位移計(jì)以量測(cè)試件過(guò)程中發(fā)生的軸向位移值。試驗(yàn)所測(cè)得應(yīng)變、位移值與承載力均通過(guò)靜態(tài)電阻應(yīng)變儀進(jìn)行采集。

圖 4 試件測(cè)點(diǎn)布置 /mm Fig.4 Arrangement of testing points

1.5 加載方案

試驗(yàn)采用YEW-5000 型微機(jī)控制電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，為便于確定試件的形心及設(shè)定的偏心距位置，試件兩端通過(guò)單向刀口鉸與壓力機(jī)的上頂板、下底板連接。安裝試件時(shí)首先將試件置于下方刀口鉸上并對(duì)中，然后調(diào)節(jié)壓力機(jī)上頂板使得上刀口鉸與試件剛好接觸，兩端找平后進(jìn)行物理對(duì)中(圖5)。物理對(duì)中的方法為：首先在試件上標(biāo)出形心或偏心軸位置并與上下刀口重合，然后加載至0.15 倍～0.3 倍預(yù)估極限荷載值，如中央高度截面處的角部應(yīng)變差值小于15%，則認(rèn)為物理對(duì)中滿足要求。對(duì)中后，開(kāi)始逐級(jí)加載，各級(jí)加載不超過(guò)預(yù)計(jì)極限荷載的5%，每級(jí)加載后持荷1 min～2 min，當(dāng)試件出現(xiàn)明顯屈曲或達(dá)到預(yù)計(jì)極限荷載的80%時(shí)，將后續(xù)荷載增量值減半直至承載力不再增大，之后繼續(xù)記錄試件卸載階段的數(shù)據(jù)，當(dāng)荷載降至70%極限荷載時(shí)，試驗(yàn)結(jié)束。

圖 5 刀口鉸與試件安裝Fig.5 Knife-edge hinge and installation of specimen

2 試驗(yàn)過(guò)程與現(xiàn)象

2.1 軸壓試件

未銹損試件首先在初始缺陷較大的部位產(chǎn)生局部屈曲，隨著荷載的逐漸增大，腹板沿試件縱向出現(xiàn)連續(xù)的局部屈曲半波，由于端部的約束作用，試件兩端的半波長(zhǎng)小于試件中間部位。臨近極限荷載時(shí)，試件柱底以上200 mm 處腹板的局部屈曲半波幅值快速增大，試件整體出現(xiàn)輕微的彎曲變形，而其余部位的屈曲半波幅值則變小或消失。這是由于變形集中于屈曲最大的部位，而且當(dāng)試件出現(xiàn)輕微彎曲后其余屈曲部位的應(yīng)力逐漸釋放產(chǎn)生了變形回彈。試驗(yàn)過(guò)程中局部屈曲現(xiàn)象僅出現(xiàn)在腹板、腹板與翼緣交線區(qū)域，其余翼緣及卷邊無(wú)明顯的屈曲現(xiàn)象，未銹損試件破壞形態(tài)如圖6(a)所示。

銹損軸壓試件均在腹板的最薄弱處首先出現(xiàn)局部屈曲變形，然后逐步發(fā)展為1～2 個(gè)局部屈曲半波，且局部屈曲半波僅限于發(fā)生變形的試件上半?yún)^(qū)域或下半?yún)^(qū)域。臨近極限荷載時(shí)，初始屈曲處的變形幅值快速增大，同時(shí)兩側(cè)翼緣也出現(xiàn)不同程度的局部屈曲變形，翼緣與卷邊交線處無(wú)明顯的畸變變形，各試件破壞形態(tài)如圖6(b)～圖6(f)所示。

2.2 偏壓試件

圖 6 軸壓試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of axial compression specimens

偏壓試件的變形主要由腹板與翼緣的局部屈曲及卷邊的畸變屈曲組成。未銹損的偏壓試件首先于偏心荷載作用一側(cè)的翼緣與卷邊交線處產(chǎn)生側(cè)向的內(nèi)凹畸變屈曲變形，同時(shí)該處翼緣出現(xiàn)局部屈曲現(xiàn)象，隨著荷載的增大，發(fā)生變形處的臨近腹板出現(xiàn)局部外凸變形，變形橫向長(zhǎng)度接近翼緣寬度，試件最終呈畸變與局部屈曲耦合的破壞特征。未施加偏心荷載的試件一側(cè)無(wú)明顯的屈曲變形特征，見(jiàn)圖7(a)。

圖 7 偏壓試件破壞形態(tài)Fig.7 Failure patterns of eccentric compression specimens

銹損偏壓試件首先在施加荷載一側(cè)最薄弱翼緣與卷邊交線處產(chǎn)生畸變屈曲變形，其后變形特征與未銹損試件基本一致，臨近極限荷載時(shí)，產(chǎn)生畸變屈曲部位處的腹板整體截面均出現(xiàn)局部屈曲而非僅施加荷載一側(cè)腹板出現(xiàn)局部屈曲(ECe40-3、EC-e40-4 采用與未銹蝕試件相對(duì)稱的加載方式，試件破壞形態(tài)與EC-e40-2、EC-e40-5 相比無(wú)明顯變化)。EC-e40-6 的截面厚度損失率最大，其初始局部屈曲產(chǎn)生于試件上部翼緣與卷邊交線處，隨著荷載的增大，翼緣-卷邊組合體產(chǎn)生局部扭轉(zhuǎn)變形，同時(shí)臨近腹板沿薄弱處呈斜向局部屈曲，試件破壞形態(tài)改變，見(jiàn)圖7(b)～圖7(f)。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 受壓承載力

圖8 為軸壓試驗(yàn)所得荷載-軸向位移曲線，圖9為偏壓試驗(yàn)所得荷載-軸向位移曲線。由圖8、圖9可以看出，試件軸向位移隨荷載的遞增逐漸增大，偏壓試件的極限承載力小于軸壓試件。

圖 8 軸壓試件荷載-軸向位移曲線Fig.8 Load-Axial displacement curve of axial compression specimens

圖 9 偏壓試件荷載-軸向位移曲線Fig.9 Load-Axial displacement curve of eccentric compression specimens

達(dá)到極限承載力后，未銹損軸壓試件的剛度急劇下降，其余軸壓試件的承載力下降段較平緩，隨著銹蝕率的增大，試件極限承載力及曲線上升段斜率均顯著減小，表明銹蝕對(duì)構(gòu)件承載力與剛度的影響不容忽視。

3.2 承載力退化

試驗(yàn)所得各試件極限承載力如表4 所示，Pu/Pu0表示銹損后的試件與未銹損試件極限承載力比值， η表示各試件最薄弱區(qū)域的厚度損失率(銹蝕率)，圖10 為銹損試件軸壓、偏壓極限承載力隨銹蝕率變化的退化曲線。由表4 及圖10 可以看出，軸壓或偏壓荷載下，試件極限承載力均隨銹蝕率的增大呈線性下降趨勢(shì)。其中軸壓試件極限承載力退化斜率小于-1，偏壓試件極限承載力退化斜率大于-1，表明在相同條件下，銹蝕率對(duì)軸壓試件極限承載能力的影響要大于其對(duì)偏壓試件的影響。

表 4 試驗(yàn)結(jié)果Table 4 Test results

圖 10 承載力退化與銹蝕率的關(guān)系Fig.10 Relation between degradation of bearing capacity and corrosion rate

3.3 剛度退化

極限承載力 Pu與對(duì)應(yīng)極限位移 Δu之比為試件剛度K，K/K0表示銹損后的試件與未銹損試件剛度比值，具體值如表4 所示。其中圖11 為軸壓工況、偏壓工況下試件剛度隨銹蝕率變化的退化曲線。由表4 及圖11 可以看出，軸壓與偏壓工況下的試件剛度均隨銹蝕率的增大呈線性下降，擬合直線斜率均大于-1，表明試件剛度的減小比例小于銹蝕率的增大比例。此外，銹蝕率對(duì)軸壓試件剛度的影響小于其對(duì)偏壓試件剛度的影響。

圖 11 剛度退化與銹蝕率的關(guān)系Fig.11 Relation between degradation of stiffness and corrosion rate

4 有限元與承載力試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

采用ABAQUS 有限元通用軟件分析試件受壓屈曲行為及屈曲后的耦合破壞模式，并計(jì)算各試件的極限荷載 Pc。選取S4R 通用殼單元模擬試件，在試件形心及偏心距40 mm 處施加荷載并通過(guò)點(diǎn)面耦合作用傳遞至構(gòu)件?？紤]初始幾何缺陷的影響，缺陷值及試件厚度按試驗(yàn)前所測(cè)實(shí)際值確定，各試件材料屬性按表2 材性試驗(yàn)結(jié)果設(shè)置。

試件下端約束三個(gè)平動(dòng)、繞截面弱軸及繞試件縱軸轉(zhuǎn)動(dòng)的自由度，試件上端釋放豎向平動(dòng)自由度及繞截面強(qiáng)軸轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。冷彎薄壁型鋼的截面薄膜殘余應(yīng)力與彎曲半徑處的屈服強(qiáng)度提高分別對(duì)試件受壓承載能力具有相反的作用，可近似認(rèn)為兩者相互抵消[22]，故在分析時(shí)未考慮參與應(yīng)力與屈服強(qiáng)度提高的影響。分析過(guò)程中考慮材料與幾何雙重非線性。有限元分析所得各試件極限荷載及破壞模式與承載力試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表5所示，表中L 表示局部屈曲，D 表示畸變屈曲。結(jié)果表明，有限元分析結(jié)果(圖中S 表示Mises等效應(yīng)力，MPa)與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好(圖12)，典型試件荷載-軸向位移曲線如圖13 所示。

表 5 有限元與承載力試驗(yàn)結(jié)果比較Table 5 Comparison between FEA and bearing capacity test results

圖 12 破壞模式對(duì)比Fig.12 Comparison of failure modes

由此可知，ABAQUS 有限元分析能夠較好的模擬銹損冷彎薄壁卷邊槽鋼短柱的極限承載力及屈曲與屈曲后的行為，可以進(jìn)一步開(kāi)展相關(guān)參數(shù)的研究。

圖14 為未銹損試件EC-e40-1 及銹損試件ECe40-2 在繞強(qiáng)軸偏心距為0 mm～40 mm 工況下的極限承載力退化趨勢(shì)，其中Pc0表示試件在偏心距為0 工況下的極限承載力?？梢钥闯?，未銹損試件在偏心距較小時(shí)承載力退化速率小于銹損試件，當(dāng)偏心距較大時(shí)，承載力退化速率顯著增大。銹損試件的截面厚度較小，其極限承載力隨偏心距的增大呈線性退化趨勢(shì)。此外，隨著偏心距的增大，試件由腹板局部屈曲轉(zhuǎn)變?yōu)橐曰兦鸀橹鞯鸟詈掀茐哪Ｊ健?/p>

圖 13 有限元與試驗(yàn)荷載-位移曲線對(duì)比Fig.13 Comparison of load-displacement curves between FEA and tests

圖 14 極限承載力與強(qiáng)軸偏心距關(guān)系曲線Fig.14 Curve of relationship between ultimate bearing capacity and major-axis eccentricity

圖15 為構(gòu)件繞弱軸偏心受壓破壞模式及Mises 等效應(yīng)力云圖(以近腹板一側(cè)定義為負(fù)偏心，近卷邊一側(cè)定義為正偏心)，負(fù)偏心受壓構(gòu)件首先由腹板處發(fā)生局部屈曲，最終發(fā)展為整體彎曲變形破壞；而正偏心受壓試件隨著的偏心距增大，破壞模式由局部屈曲向畸變屈曲轉(zhuǎn)變，當(dāng)正偏心距較大時(shí)，構(gòu)件破壞時(shí)未出現(xiàn)明顯的整體彎曲現(xiàn)象。圖16 表明構(gòu)件極限承載力同樣隨弱軸偏心距的增大呈下降趨勢(shì)，且弱軸偏心距對(duì)銹蝕構(gòu)件極限承載力的影響較未銹蝕構(gòu)件更大。

圖 15 EC-e40-1 繞弱軸偏心破壞模式Fig.15 Failure modes of EC-e40-2 in compression and minor axis bending

圖 16 極限承載力與弱軸偏心距關(guān)系曲線Fig.16 Curve of relationship between ultimate bearing capacity and minor-axis eccentricity

5 結(jié)論

通過(guò)拉伸試驗(yàn)、短柱受壓試驗(yàn)及有限元分析，研究了冷彎薄壁型鋼材料性能與銹蝕程度之間的關(guān)系，以及銹損對(duì)冷彎薄壁型鋼短柱構(gòu)件破壞模式、極限承載力、變形特征的影響，得到結(jié)論如下：

(1)相比于未銹損軸壓試件，銹損軸壓試件最終局部屈曲破壞部位為腹板最薄弱處，且局部屈曲半波僅限于發(fā)生變形的試件上半?yún)^(qū)域或下半?yún)^(qū)域，試件均呈局部屈曲的破壞特征；未銹損與銹損偏壓試件均呈畸變與局部屈曲耦合的破壞特征，且畸變屈曲起主要控制作用。

(2)隨著銹蝕率的增大，試件極限承載力及荷載-軸向位移曲線上升段斜率均顯著減小。此外，銹蝕率對(duì)軸壓試件承載能力的影響要大于其對(duì)偏壓承載能力的影響，對(duì)試件剛度的影響則相反。

(3)有限元分析能夠較好的模擬試件的極限承載力及屈曲與屈曲后的行為，數(shù)值模擬結(jié)果表明隨著偏心距的增大，試件極限荷載不斷降低，繞強(qiáng)軸偏心受壓時(shí)試件由腹板局部屈曲的破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)橐曰兦鸀橹鞯鸟詈掀茐哪Ｊ剑@弱軸正偏心受壓時(shí)，破壞模式由局部屈曲向畸變屈曲轉(zhuǎn)變。