隨機(jī)點(diǎn)蝕對(duì)Q460等邊角鋼抗拉性能的影響

王雪飛， 郭耀杰， 孫 云， 鮑 超

(武漢大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 武漢 430072)

隨著輸電距離加大和輸電量的日益增長(zhǎng)，對(duì)輸電線路中鋼結(jié)構(gòu)桿塔的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和穩(wěn)定性等各方面性能都提出了更高的要求，也推進(jìn)了高強(qiáng)度角鋼在桿塔中的應(yīng)用。作為超靜定結(jié)構(gòu)，桿塔的每根桿件對(duì)整體塔身的穩(wěn)定性均有顯著影響[1]，由于輸電桿塔長(zhǎng)期暴露在較為惡劣的自然壞境中，相比于其他建筑鋼結(jié)構(gòu)其桿件更容易受到不同程度的腐蝕，削弱構(gòu)件的受力性能，極大地威脅著輸電線路的使用安全，縮減鋼結(jié)構(gòu)桿塔的使用壽命，并造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失。2014年中國全行業(yè)腐蝕總成本已達(dá)21 278.2億元，占國內(nèi)生產(chǎn)總值(GDP)的3.34%，平均每人需要承擔(dān)腐蝕成本1 555 元[2]。因此在進(jìn)行鋼結(jié)構(gòu)桿塔壽命周期內(nèi)的可靠性分析時(shí)，要充分考慮鋼材腐蝕對(duì)結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的影響，完善腐蝕構(gòu)件性能評(píng)估體系，排除因構(gòu)件腐蝕所帶來的安全隱患問題和不必要的資源浪費(fèi)。但在現(xiàn)行規(guī)范[3-5]中目前僅是對(duì)鋼結(jié)構(gòu)所處環(huán)境的腐蝕程度進(jìn)行了分類，并對(duì)不同構(gòu)筑物的防腐措施和使用年限進(jìn)行了規(guī)定和說明，缺乏對(duì)結(jié)構(gòu)腐蝕后力學(xué)性能的有效評(píng)估體系。

在輸電桿塔的腐蝕中，以均勻腐蝕和點(diǎn)腐蝕最為常見[6]，其中點(diǎn)腐蝕是一種由小陽極大陰極腐蝕電池引起的陽極區(qū)高度集中的局部腐蝕形式[7-8]，往往是在構(gòu)件的某一側(cè)先出現(xiàn)，在構(gòu)件的另外一側(cè)擴(kuò)大甚至穿孔，更具有隱蔽性。何劍俠[9]對(duì)比了蝕坑的均勻分布和隨機(jī)分布，發(fā)現(xiàn)隨機(jī)分布對(duì)構(gòu)件承載力的影響更為不利。隨機(jī)分布的點(diǎn)蝕引起的應(yīng)力集中會(huì)削弱鋼構(gòu)件的抗拉性能和局部穩(wěn)定性，蝕坑處還容易發(fā)展為斷裂源，容易引起構(gòu)件斷裂失效。由于點(diǎn)蝕機(jī)理的復(fù)雜性，對(duì)點(diǎn)蝕構(gòu)件銹蝕后承載力的評(píng)估一直是近年來研究的熱點(diǎn)和難點(diǎn)，葉繼紅等[10]提出一種通過等效彈性模量定量的剛度折減法，評(píng)價(jià)點(diǎn)蝕鋼構(gòu)件的力學(xué)性能劣化程度。Nouri等[11]通過有限元模擬評(píng)估了點(diǎn)蝕幾何參數(shù)變化對(duì)單側(cè)點(diǎn)蝕板材抗壓強(qiáng)度的影響，提出用于評(píng)估單側(cè)點(diǎn)蝕板材的極限強(qiáng)度和屈曲后性能的厚度折減的方法。但剛度折減和厚度折減的方法都是針對(duì)特定模型進(jìn)行推導(dǎo)，結(jié)論不具有普適性，同時(shí)與實(shí)際點(diǎn)蝕構(gòu)件相比，這兩種方法未考慮應(yīng)力集中和蝕孔間的相互作用，準(zhǔn)確性難以保證。因此，有必要對(duì)隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件極限承載力的劣化規(guī)律進(jìn)行研究，建立適用于隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件的極限承載力評(píng)估方法。

現(xiàn)以Q460等邊角鋼為研究對(duì)象，提出針對(duì)隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件的有限元模型構(gòu)建方法，并基于真實(shí)的腐蝕試驗(yàn)數(shù)據(jù)展開參數(shù)分析，研究隨機(jī)點(diǎn)蝕損傷對(duì)軸向受拉等邊角鋼力學(xué)性能的影響規(guī)律，并采用非線性回歸的方式擬合點(diǎn)蝕角鋼極限抗拉承載力的折減公式，對(duì)于實(shí)際工程分析具有指導(dǎo)意義。

1 等邊角鋼隨機(jī)點(diǎn)蝕有限元模擬方法

1.1 蝕坑形狀選擇

實(shí)際蝕坑的損傷觀測(cè)表明，蝕坑形狀以圓錐形或球形為主[12]，為了提高計(jì)算效率，簡(jiǎn)化計(jì)算模型，文獻(xiàn)[10,13-14]中提出用圓柱形截面形態(tài)來模擬蝕孔。為驗(yàn)證其合理性，采用SOLID185單元建立了球冠形、圓錐形和圓柱形3種不同蝕坑形狀的角鋼有限元模型并進(jìn)行計(jì)算分析，得到圖1所示的3種蝕坑模型的應(yīng)力云圖，角鋼的承載力計(jì)算結(jié)果如表1所示，其中DOV為腐蝕損傷體積，其計(jì)算公式為

(1)

式(1)中：Vcor為點(diǎn)蝕構(gòu)件總腐蝕體積，m3；V為點(diǎn)蝕構(gòu)件原體積，m3。

表1中計(jì)算結(jié)果表明，在DOV相同時(shí)，角鋼構(gòu)件的極限承載力差異很小，可見針對(duì)DOV進(jìn)行分析時(shí)，蝕坑形狀對(duì)極限承載力的影響較小，同時(shí)觀察圖1所示蝕坑的應(yīng)力云圖可以發(fā)現(xiàn)，圓柱形蝕坑由于厚度突變，會(huì)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，更先發(fā)生塑性變形。由以上分析可見采用圓柱形蝕坑進(jìn)行簡(jiǎn)化得到的結(jié)果是符合實(shí)際且趨于保守的，因此將蝕坑簡(jiǎn)化為較簡(jiǎn)單的圓柱形來代替。

圖1 不同形狀蝕坑有限元模型及應(yīng)力云圖Fig.1 Finite element model and stress cloud of pits with different shapes

表1 不同形狀蝕坑角鋼承載力對(duì)比

1.2 蝕坑分布的隨機(jī)性模擬

將角鋼構(gòu)件的幾何模型沿其軸向和橫截面方向劃分為大小一致的幾何塊，如圖2所示，圖中B1為等邊角鋼肢寬，L為角鋼構(gòu)件長(zhǎng)度，r為蝕坑的半徑，單位均為mm。為保證蝕坑間不出現(xiàn)重合交疊影響后續(xù)的網(wǎng)格劃分，引入一個(gè)大于1的系數(shù)K來控制每個(gè)幾何塊的大小，Kr為每個(gè)幾何塊的長(zhǎng)、寬。

為了實(shí)現(xiàn)蝕坑的隨機(jī)均勻分布，先定義三維數(shù)組PIT(i,j,k)=0表示角鋼構(gòu)件上的所有點(diǎn)位的初始狀態(tài)，其中k=1或2，分別表示角鋼的兩個(gè)角肢，i、j分別表示點(diǎn)位的列數(shù)和行數(shù)。然后通過APDL語言中的rand函數(shù)，在數(shù)值范圍內(nèi)隨機(jī)生成3個(gè)整數(shù)i1、j1、k1，并將點(diǎn)位PIT(i1,j1,k1)及該點(diǎn)位周圍8個(gè)十字交點(diǎn)PIT(i1±1,j1±1,k1±1)對(duì)應(yīng)的值均賦值為1，再通過布爾操作在對(duì)應(yīng)的位置切割出點(diǎn)蝕坑。繼續(xù)隨機(jī)生成整數(shù)直至所得的蝕坑數(shù)目滿足需求。

圖2 隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼模型幾何劃分示意圖Fig.2 Schematic diagram of geometric division of random pitting angle steel model

1.3 構(gòu)建有限元模型

隨機(jī)點(diǎn)蝕可以看作是對(duì)角鋼局部厚度的削弱，為了能反映厚度變化對(duì)鋼材極限承載力的影響，采用3D8節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)實(shí)體單元SOLID185單元，通過掃掠的方法構(gòu)建隨機(jī)點(diǎn)蝕等邊角鋼的有限元模型，如圖3所示(以125 mm×8 mm×750 mm等邊角鋼構(gòu)件為例)。

圖3 隨機(jī)分布點(diǎn)蝕角鋼有限元模型Fig.3 Finite element model of randomly distributed pitting angle steel

構(gòu)件的邊界約束采用兩端鉸接的方式，參照文獻(xiàn)[15]中的試驗(yàn)結(jié)果，取初始變形峰值為L(zhǎng)/800來考慮初始缺陷的影響。采用Mises屈服準(zhǔn)則和多線性等向強(qiáng)化準(zhǔn)則(MISO)，并采用弧長(zhǎng)法進(jìn)行非線性迭代求解。

1.4 有限元模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼有限元模型的準(zhǔn)確性和適用性，對(duì)文獻(xiàn)[16]中的點(diǎn)蝕角鋼試件按照本文方案進(jìn)行非線性有限元計(jì)算，并與文獻(xiàn)中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，其中試件1、2為均勻點(diǎn)蝕，試件3、4為隨機(jī)點(diǎn)蝕，計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 有限元模擬承載力與試驗(yàn)承載力對(duì)比

結(jié)果顯示，本文中提出的有限元模擬方案得到的極限承載力值與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，同時(shí)實(shí)際試驗(yàn)試件和有限元模型均為繞弱軸發(fā)生整體彎曲失穩(wěn)，因此本文中提出的隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼建模方法適用于隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件的軸心受拉性能的分析與研究。

2 隨機(jī)點(diǎn)蝕等邊角鋼模型受拉分析

選用寬厚比超限的125 mm×8 mm×750 mm截面角鋼和寬厚比不超限的125 mm×10 mm×750 mm截面角鋼分別進(jìn)行分析，鋼材選用Q460。

2.1 腐蝕損傷體積影響

腐蝕損傷體積由于綜合考慮了壁厚損傷度和點(diǎn)蝕強(qiáng)度的耦合因素，更能合理地描述點(diǎn)蝕損傷的影響[17]。探究腐蝕損傷體積對(duì)角鋼極限承載力的影響規(guī)律，蝕坑深度取角鋼厚度的一半，徑深比(蝕坑半徑和深度的比值)取2，通過改變蝕坑的數(shù)量獲得不同腐蝕損傷體積的角鋼模型，通過有限元計(jì)算得到不同腐蝕損傷體積點(diǎn)蝕構(gòu)件的應(yīng)力云圖和荷載-位移曲線，如圖4、圖5所示。

觀察圖4可以發(fā)現(xiàn),隨DOV增大，點(diǎn)蝕坑周圍的應(yīng)力折減加大，局部截面提早進(jìn)入了屈服階段和強(qiáng)化階段，但同時(shí)還有一部分截面仍處于彈性階段，由此可見該階段的位移其實(shí)是屈服、強(qiáng)化和彈性階段的綜合，因此在圖5隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼荷載-位移曲線中，其屈服平臺(tái)并不明顯。

圖5中結(jié)果表明，伴隨DOV的增大，超限和不超限截面受拉角鋼構(gòu)件的荷載-位移曲線均出現(xiàn)逐漸下移，承載力逐漸降低，說明點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件的抗拉性能隨腐蝕損傷體積的增大而逐漸下降。

圖4 軸向受拉點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件應(yīng)力云圖Fig.4 Stress cloud diagram of axial tensile pitting angle steel members

圖5 隨機(jī)點(diǎn)蝕構(gòu)件受拉荷載-位移曲線Fig.5 Random pitting member tensile load-displacement curve

為了清晰地展現(xiàn)點(diǎn)蝕構(gòu)件抗拉承載力的下降程度，定義隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼極限承載力折減因子μ,即

(2)

式(2)中：Nn為點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件極限抗拉承載力，kN；N0為未銹蝕角鋼的極限抗拉承載力，kN。

通過分析計(jì)算繪制了極限承載力折減因子隨腐蝕損傷體積的變化曲線，如圖6所示，其中點(diǎn)蝕構(gòu)件的極限抗拉承載力取每個(gè)點(diǎn)蝕構(gòu)件荷載-位移曲線頂點(diǎn)對(duì)應(yīng)的極限荷載。

圖6結(jié)果表明，隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件的極限抗拉承載力退化與腐蝕損傷體積整體上呈正相關(guān)，且腐蝕損傷體積對(duì)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件極限抗拉承載力退化的影響較大，當(dāng)腐蝕損傷體積超過6%時(shí)，兩種截面角鋼的抗拉極限承載力均下降了20%以上，因此在對(duì)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件進(jìn)行承載力評(píng)估時(shí)，腐蝕損傷體積的影響不容忽視。

圖6 腐蝕損傷體積變化引起的極限抗拉承載力退化曲線Fig.6 Degradation curve of ultimate tensile bearing capacity caused by corrosion damage volume change

2.2 點(diǎn)蝕尺寸的影響

蝕坑的深度被認(rèn)為是導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效的關(guān)鍵因素[18-19]，在2%～6%腐蝕損傷體積條件下分別改變蝕坑深度和蝕坑半徑，建立隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼模型展開計(jì)算分析，得到點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件在不同點(diǎn)蝕尺寸下的極限抗拉承載力退化曲線，如圖7所示。

r為蝕坑半徑；t為蝕坑深度圖7 不同點(diǎn)蝕尺寸下的極限抗拉承載力退化曲線Fig.7 Degradation curve of ultimate tensile bearing capacity with different pitting sizes

結(jié)果顯示，蝕坑深度對(duì)點(diǎn)蝕角鋼抗拉極限承載力的影響較明顯，在相同腐蝕損傷體積下，蝕坑深度越大角鋼極限抗拉承載力的退化程度也越大，蝕坑深度增加1 mm，極限抗拉承載力退化值最大可達(dá)5%以上，因此在對(duì)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件進(jìn)行承載力評(píng)估時(shí)，有必要考慮蝕坑深度的影響。但極限抗拉承載力退化對(duì)蝕坑半徑的變化響應(yīng)不敏感，不同蝕坑半徑構(gòu)件的極限抗拉承載力差異基本保持在5%以內(nèi)。結(jié)合圖8所示應(yīng)力云圖分析其原因，發(fā)現(xiàn)蝕坑深度較大時(shí)，構(gòu)件局部截面厚度突變較大，應(yīng)力集中更明顯，單個(gè)蝕坑的影響要比腐蝕深度較小的蝕坑組成的蝕坑群更為嚴(yán)重，因此蝕坑深度的影響比蝕坑半徑更為明顯。

圖8 分布不同深度蝕坑等邊角鋼應(yīng)力云圖Fig.8 Stress cloud diagram of equilateral angle steel with etch pits of different depths

2.3 點(diǎn)蝕位置的影響

對(duì)前面不同腐蝕損傷體積的角鋼模型進(jìn)行反復(fù)驗(yàn)算，結(jié)果表明在同一腐蝕損傷體積下，局部頸縮和整體頸縮均有發(fā)生，說明隨機(jī)點(diǎn)蝕的位置分布能夠影響構(gòu)件的受力變形，但是這種差異引起的極限抗拉承載力變化很小，計(jì)算結(jié)果顯示承載力的差異均在5%以內(nèi)。

對(duì)構(gòu)件的橫向銹蝕和縱向銹蝕分別進(jìn)行了針對(duì)性研究，銹蝕位置分布如圖9所示，其中L1、L3分別為腐蝕區(qū)的縱向和橫向分布長(zhǎng)度，L2、L4分別為腐蝕區(qū)中部到跨端和角肢邊緣的距離。

圖9 銹蝕位置示意Fig.9 Schematic diagram of corrosion location

通過試算發(fā)現(xiàn)，由于構(gòu)件破壞一般最先發(fā)生在最弱截面，而L2、L4位置的變化只是平移了最弱截面的位置，并沒有改變最弱截面的有效截面積，對(duì)構(gòu)件極限抗拉承載力的影響很小，因此假定腐蝕區(qū)域位于桿件跨中和角肢的中心軸上(L2=375 mm，L4=62.5 mm)，主要分析腐蝕區(qū)分布長(zhǎng)度L1和L3變化帶來的影響，針對(duì)L1和L3的變化，展開非線性有限元計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖10、圖11所示。

圖10 縱向分布長(zhǎng)度變化引起的抗拉極限承載力 退化曲線Fig.10 Degradation curve of ultimate tensile capacity caused by changes in longitudinal distribution length

結(jié)果表明，在腐蝕損傷體積較小時(shí)，點(diǎn)蝕位置對(duì)構(gòu)件極限抗拉承載力退化影響較小，隨著腐蝕損傷體積增大，蝕坑的縱向分布長(zhǎng)度越小，蝕坑分布越集中，越容易形成蝕坑群，對(duì)截面削弱程度更大，應(yīng)力分布更復(fù)雜，極限承載力退化也越大。而橫向分布長(zhǎng)度越小，蝕坑群對(duì)角鋼同一有效截面的削弱范圍越小，極限承載力退化也越小。

對(duì)蝕坑單肢分布的情況進(jìn)行了計(jì)算，發(fā)現(xiàn)單肢或雙肢分布對(duì)角鋼構(gòu)件的極限承載力退化的影響規(guī)律相同，差異較小。同時(shí)探究了兩種截面角鋼點(diǎn)蝕分別發(fā)生內(nèi)、外側(cè)位置時(shí)的極限承載力退化規(guī)律，結(jié)果如圖12所示。結(jié)果表明，蝕坑在內(nèi)、外側(cè)分布所引起的承載力差異不大，兩者的抗拉承載力退化規(guī)律基本一致，因此可以不考慮內(nèi)、外側(cè)分布的影響。

3 隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼抗拉強(qiáng)度劣化規(guī)律

根據(jù)前一節(jié)的分析，隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼抗拉強(qiáng)度的劣化主要和構(gòu)件的腐蝕損傷體積、蝕坑深度和蝕坑分布范圍有關(guān)，在軸向受拉角鋼構(gòu)件抗拉強(qiáng)度計(jì)算公式的基礎(chǔ)上，引入與腐蝕損傷體積和蝕坑深度有關(guān)的極限承載力折減因子μ來考慮點(diǎn)蝕角鋼抗拉強(qiáng)度的折減，則考慮點(diǎn)蝕影響的軸向受拉桿件的強(qiáng)度計(jì)算公式可寫為

(3)

圖11 橫向分布長(zhǎng)度變化引起的抗拉極限承載力退化曲線Fig.11 Degradation curve of ultimate tensile capacity caused by changes in lateral distribution length

圖12 內(nèi)外側(cè)點(diǎn)蝕位置變化引起的極限承載力退化曲線Fig.12 Degradation curve of ultimate bearing capacity caused by the change of internal and external pitting position

式(3)中：N為點(diǎn)蝕構(gòu)件軸心拉力，kN；An為點(diǎn)蝕構(gòu)件的凈截面面積，m2；f為鋼材的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，MPa。

考慮腐蝕損傷體積的影響，將腐蝕損傷體積作為變量，并運(yùn)用最小二乘法對(duì)角鋼腐蝕損傷體積與相應(yīng)的極限承載力折減因子μ進(jìn)行擬合。根據(jù)前幾節(jié)的研究分析，點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件的極限承載力劣化規(guī)律呈現(xiàn)非線性，且考慮到當(dāng)腐蝕損傷體積等于0時(shí)，系數(shù)μ應(yīng)為1，因此，采用指數(shù)函數(shù)與一次函數(shù)組成的復(fù)合函數(shù)作為擬合函數(shù)，即

μ=(1-DOV)AeBDOV

(4)

式(4)中：DOV為腐蝕損傷體積，%；A、B為擬合參數(shù)。

對(duì)兩種截面角鋼構(gòu)件的腐蝕損傷體積與對(duì)應(yīng)的極限承載力折減因子數(shù)值進(jìn)行擬合，得到超限和不超限兩種截面角鋼構(gòu)件的腐蝕損傷體積與極限承載力折減因子的關(guān)系曲線，如圖13所示。擬合函數(shù)的殘差平方和(RSS)最大為0.003，判斷系數(shù)(R2)最小為0.94，表明擬合程度較好。

考慮蝕坑深度對(duì)點(diǎn)蝕角鋼抗拉強(qiáng)度的影響，定義兩種截面角鋼的腐蝕損傷體積與極限承載力折減因子的關(guān)系曲線為基準(zhǔn)曲線。不同蝕坑深度對(duì)應(yīng)的極限抗拉承載力的退化曲線可以看作是由上述兩條基準(zhǔn)曲線上下平移得到的。

定義參數(shù)c表示不同蝕坑深度對(duì)應(yīng)的極限抗拉承載力的退化曲線的平移量，引入蝕坑深度與角鋼肢厚的比值k作為自變量，擬合函數(shù)選用一次函數(shù)：

c=ak+b

(5)

式(5)中：k為蝕坑深度與角鋼肢厚的比值；a、b為擬合參數(shù)。

通過擬合得到兩種截面角鋼的參數(shù)c和k的關(guān)系曲線，如圖14所示，擬合程度較好。

圖13 極限承載力折減因子-腐蝕損傷體積關(guān)系擬合Fig.13 Fitting of the relationship of dimensionless ultimate bearing capacity and corrosion damage volume

圖14 參數(shù)c-k關(guān)系擬合Fig.14 Fitting of the relationship of parameters c and k

綜合以上分析，可以得出隨機(jī)點(diǎn)蝕超限截面角鋼的抗拉承載力退化公式為

μ=(1-DOV)0.918 3e-1.084 07DOV-

0.318 62k+0.150 36

(6)

隨機(jī)點(diǎn)蝕不超限截面角鋼的抗拉承載力退化公式為

μ=(1-DOV)0.903 9e-0.896 05DOV-

0.292 21k+0.158 18

(7)

由于蝕坑的位置參數(shù)難以精確得到，僅對(duì)蝕坑分布范圍的影響進(jìn)行定性分析，基準(zhǔn)曲線的蝕坑分布范圍為L(zhǎng)1=750 mm，L3=125 mm。當(dāng)DOV≤2%時(shí)，L1和L3變化引起的兩種截面角鋼的μ相對(duì)于基準(zhǔn)曲線的降幅最大約為3%，當(dāng)DOV>2%時(shí)，超限截面角鋼L1和L3變化引起的μ降幅最大約為7%，不超限角鋼L1、L3變化引起的μ降幅最大分別約為10%和8%。由蝕坑分布范圍變化對(duì)角鋼極限承載力的影響均在10%以內(nèi)。

為了驗(yàn)證本文擬合公式的準(zhǔn)確性和適用性，將公式計(jì)算結(jié)果與厚度折減法和剛度折減法兩種針對(duì)銹蝕構(gòu)件承載力計(jì)算方法的計(jì)算結(jié)果同隨機(jī)點(diǎn)蝕有限元模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如表3所示。

表3 不同方法μ的計(jì)算結(jié)果對(duì)比

結(jié)果顯示，采用本文計(jì)算方法，平均誤差約為1.4%，而剛度折減法和厚度折減法由于只考慮了單一指標(biāo)，并且未考慮應(yīng)力集中和蝕孔間的相互作用，應(yīng)用于點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件承載力計(jì)算評(píng)估時(shí)其計(jì)算結(jié)果平均比有限元結(jié)果高出10%以上，最高誤差可達(dá)20.9%，計(jì)算誤差較大，由此可見本文計(jì)算公式準(zhǔn)確性較高，適用于點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件抗拉承載力的計(jì)算。

4 結(jié)論

基于有限元模擬方案建立超限和不超限兩種截面的點(diǎn)蝕角鋼有限元模型并進(jìn)行非線性有限元分析，探究腐蝕損傷體積、蝕坑尺寸和蝕坑分布位置對(duì)角鋼極限抗拉承載力的影響，得出以下結(jié)論。

(1)隨機(jī)點(diǎn)蝕等邊角鋼的極限抗拉承載力退化整體上與構(gòu)件的腐蝕損傷體積呈正相關(guān)，當(dāng)腐蝕損傷體積大于6%時(shí)，兩種截面點(diǎn)蝕角鋼強(qiáng)度退化均達(dá)到了20%以上，在對(duì)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件進(jìn)行承載力評(píng)估時(shí)，腐蝕損傷體積的影響不容忽略。

(2)蝕坑深度較大時(shí)，構(gòu)件局部截面的厚度突變較大，應(yīng)力集中更明顯，單個(gè)蝕坑的影響比腐蝕深度較小的蝕坑組成的蝕坑群更為嚴(yán)重，因此在相同腐蝕損傷體積下，蝕坑深度越大角鋼極限抗拉承載力的退化程度也越大，蝕坑半徑對(duì)極限抗拉承載力影響較小，在對(duì)點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件進(jìn)行承載力評(píng)估時(shí)，有必要考慮蝕坑深度的影響。

(3)點(diǎn)蝕分布位置對(duì)點(diǎn)蝕角鋼抗拉極限承載力的整體來說影響較小，蝕坑沿縱向分布越緊密，沿橫向分布越分散，角鋼的極限抗拉承載力退化越多，蝕坑的單、雙肢分布和內(nèi)、外側(cè)分布對(duì)角鋼構(gòu)件的極限承載力退化的影響較小。

(4)針對(duì)超限和不超限截面隨機(jī)點(diǎn)蝕角鋼的軸向受拉強(qiáng)度計(jì)算公式準(zhǔn)確性較高，適用于點(diǎn)蝕角鋼構(gòu)件抗拉承載力的計(jì)算。