均勻銹蝕后
網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件軸壓承載力試驗研究及數(shù)值模擬
網(wǎng)架結(jié)構(gòu)是常見的空間結(jié)構(gòu)形式,被廣泛用于游泳館、煤棚的屋蓋結(jié)構(gòu)。這些建筑內(nèi)的環(huán)境通常是高腐蝕性的,鋼材多發(fā)生均勻銹蝕,因此需要關(guān)注鋼構(gòu)件銹蝕對承載力的影響。鋼構(gòu)件的有效承載截面會因銹蝕而減小,研究表明:鋼材發(fā)生銹蝕后,彈性模量、屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度均會下降,甚至?xí)霈F(xiàn)屈服平臺消失的現(xiàn)象,這會導(dǎo)致鋼構(gòu)件承載力下降,從而對結(jié)構(gòu)安全產(chǎn)生威脅。雖然空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的冗余度較高,但當(dāng)其中的關(guān)鍵構(gòu)件和敏感構(gòu)件失效后,仍會導(dǎo)致顯著的內(nèi)力重分布,極端情況下甚至?xí)疬B續(xù)倒塌,因此有必要重視銹蝕對構(gòu)件力學(xué)性能的影響。
國內(nèi)外學(xué)者已對各類鋼構(gòu)件銹蝕的影響做了很多研究。Han等對鋼材腐蝕對鋼管混凝土構(gòu)件力學(xué)性能的影響進(jìn)行了研究,Li等對雙層鋼管混凝土短柱在外層鋼管腐蝕情況下的力學(xué)性能進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)銹蝕顯著降低了此類構(gòu)件的承載力和變形能力。此外,陳夢成等發(fā)現(xiàn)銹蝕會降低鋼管混凝土構(gòu)件的抗震性能。王霄翔等發(fā)現(xiàn)在含拉索的結(jié)構(gòu)中若拉索因銹蝕斷裂,可能會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生動力沖擊。劉紅波等的研究表明銹蝕還會降低沿海
鋼結(jié)構(gòu)橋梁的承載力。很多關(guān)于銹蝕對鋼梁力學(xué)性能影響的研究發(fā)現(xiàn):銹蝕位置、銹蝕形式、銹蝕程度等因素均會對鋼梁的力學(xué)性能產(chǎn)生不同程度的不利影響。
類似地,鋼管桿件作為
網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件,銹蝕也會對其力學(xué)性能產(chǎn)生影響,甚至對結(jié)構(gòu)整體安全產(chǎn)生威脅,危害性很大。目前,對于銹蝕網(wǎng)架桿件的試驗研究還較少,基于此,本文對18根長細(xì)比、銹蝕程度不同的網(wǎng)架桿件進(jìn)行了軸心受壓試驗,分析研究均勻銹蝕對網(wǎng)架桿件力學(xué)性能的影響,同時使用ABAQUS軟件建立有限元模型,與試驗結(jié)果進(jìn)行對比校核并且進(jìn)行參數(shù)化分析,研究均勻銹蝕的程度對桿件承載力的影響。
01
試驗概況
1.1 試件設(shè)計
試驗的試件為網(wǎng)架結(jié)構(gòu)中的焊接圓鋼管桿件,桿件長度為2000mm。共設(shè)計有6種不同截面規(guī)格的桿件,每種規(guī)格3根,在高濕度、高鹽度的自然環(huán)境中發(fā)生了不同程度的均勻銹蝕,共有試件18個。
試驗的主要參數(shù)有桿件規(guī)格、銹蝕后壁厚、銹蝕率。銹蝕率β是反映桿件銹蝕程度的指標(biāo),用式(1)計算:
(1)
式中:t為銹蝕前壁厚;tc為銹蝕后的壁厚。
各試件的具體參數(shù)如表1所示,構(gòu)件編號S后的數(shù)字表示不同的桿件截面規(guī)格,C后的數(shù)字表示銹蝕程度,數(shù)字增大表示銹蝕程度增大。D為桿件銹蝕前外徑,λ為銹蝕前長細(xì)比。
1.2 試驗方法
軸心受壓試驗在天津大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗室壓力試驗機(jī)上進(jìn)行,試件兩端均與試驗機(jī)鉸接連接,具體實現(xiàn)方法為用光滑的銷軸連接試件和加載端上焊接的耳板,如圖1所示,圖中端板與構(gòu)件連接焊腳尺寸為6mm。試件安裝到試驗機(jī)后,使用激光垂準(zhǔn)儀從多個角度檢查桿件垂直度,保證軸壓加載。
試驗時首先進(jìn)行預(yù)加載,以使試件空隙閉合,桿件進(jìn)入正常承壓工作狀態(tài),預(yù)加荷載值為預(yù)估極限荷載的20%。然后卸載,采用荷載-位移混合控制正式單調(diào)分級加載,每級加載值取為預(yù)估極限荷載的10%,持荷時間2min。在試件達(dá)到預(yù)估極限荷載的70%后,每級加載值取為預(yù)估極限荷載的5%,持荷時間3 min。試件達(dá)到極限荷載后,采用位移控制繼續(xù)增大軸向位移。當(dāng)試件荷載下降到極限荷載的85%時,結(jié)束試驗。
表1 試件參數(shù)
Table 1 Specimens parameters
a—加載裝置;b—中截面應(yīng)變片布置。
圖1 試驗裝置
Fig.1 Test device
1.3 試驗數(shù)據(jù)量測
試驗中需要量測的數(shù)據(jù)包括鋼管材料力學(xué)性能、軸壓力、軸向位移、應(yīng)變等。材性試件取自批次相同、銹蝕程度相同的構(gòu)件,進(jìn)行表面除銹并且勿損傷鋼材基質(zhì),每種規(guī)格的桿件加工3個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件。材性試驗部分在試驗機(jī)上進(jìn)行。
桿件軸壓力由壓力試驗機(jī)端部的壓力傳感器直接測得。試驗時在試件兩側(cè)對稱布置兩個位移計,測量試件軸向變形,取兩個位移計平均值作為軸向位移以減小誤差。在構(gòu)件中間截面處,以90°間隔布置四個沿桿件長度方向的應(yīng)變片,如圖1所示,以測量中間截面處鋼材的應(yīng)變變化。試驗中的位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)由計算機(jī)靜態(tài)測試采集系統(tǒng)自動采集和保存。
02
試驗結(jié)果
2.1 材性試驗結(jié)果
每種規(guī)格的桿件除銹后加工三個標(biāo)準(zhǔn)拉伸試件,按照GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》規(guī)定的方法得到材性結(jié)果,每種規(guī)格的桿件取三個試件平均值作為結(jié)果,如表2所示。
表2 材性試驗結(jié)果
Table 2 Material tests results
國內(nèi)外研究顯示銹蝕會導(dǎo)致鋼材的彈性模量有所下降,本試驗的材性測得的結(jié)果與此相符。
2.2 試驗現(xiàn)象
試驗加載結(jié)束后,觀察試件的破壞形態(tài),如圖2所示。試件在約束較弱的鉸接平面內(nèi)發(fā)生彎曲,破壞模式表現(xiàn)為典型的受壓彎曲屈曲的失穩(wěn)破壞。此外,在試件中部,材料應(yīng)變較大,可以觀察到鋼材局部鼓曲,出現(xiàn)銹層剝落現(xiàn)象,如圖3所示。
2.3 中間截面應(yīng)變
試驗中采用電阻應(yīng)變片對中間截面鋼材的軸向應(yīng)變進(jìn)行了測量,以更全面分析試件的受壓破壞過程。本文選取了三個典型的不同規(guī)格的試件,對彎曲屈曲破壞方向的凸側(cè)(彎離側(cè))和凹側(cè)(彎向側(cè))的鋼材應(yīng)變進(jìn)行了分析,繪制了荷載-應(yīng)變曲線,如圖4所示。
a—S1;b—S2;c—S3;d—S4;e—S5;f—S6。
圖2 各規(guī)格試件破壞形態(tài)
Fig.2 Failure modes of specimens with different specifications
圖3 局部鼓曲和銹層剝落
Fig.3 Local buckling and rust layer peeling
a—S1-C3;b—S2-C2;c—S3-C3。
圖4 荷載-應(yīng)變曲線
Fig.4 Load-strain curves
可見:不同規(guī)格、不同銹蝕程度的試件的荷載-應(yīng)變變化規(guī)律是相似的。在加載初期,即將彎向的一側(cè)和即將彎離的一側(cè)均為壓應(yīng)變,因為此時試件受到軸向壓力作用并且彎曲尚不明顯;凹側(cè)的壓應(yīng)變近似隨荷載線性增加,而凸側(cè)的壓應(yīng)力始終很小,因為試件彎曲在該側(cè)產(chǎn)生的拉應(yīng)變會抵消一部分軸壓力產(chǎn)生的壓應(yīng)變。荷載增大到一定程度后,凹側(cè)壓應(yīng)變隨荷載增大而較快增大,且試件率先進(jìn)入塑性,而凸側(cè)已經(jīng)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,說明在接近極限荷載瀕臨失穩(wěn)時,試件已經(jīng)發(fā)生了較大程度的彎曲,導(dǎo)致凸側(cè)的彎曲拉應(yīng)力快速增大。最終到達(dá)極限荷載后,兩側(cè)壓應(yīng)變和拉應(yīng)變迅速增大,兩側(cè)均進(jìn)入塑性,試件發(fā)生破壞。
2.4 極限承載力
根據(jù)18個試件的軸壓力和位移量測數(shù)據(jù),得到各個試件的軸壓極限承載力P對應(yīng)的軸向變形Δu,結(jié)果如表3所示??梢钥闯觯轰P蝕率β的增大會導(dǎo)致試件極限承載力的下降,即銹蝕會導(dǎo)致鋼管桿件軸壓承載能力的下降,且銹蝕越嚴(yán)重,承載力喪失越多。總體上看,長細(xì)比較小的試件,其軸向變形Δu有一定程度增大,代表其具有較強(qiáng)變形能力。而達(dá)到更大承載力時的Δu與銹蝕程度無明顯關(guān)聯(lián)。
表3 試驗結(jié)果
Table 3 Test results
繪制各個試件的軸向荷載-位移曲線,如圖5所示。在加載初期,各位置材料均為彈性,且彎曲尚不明顯,荷載隨位移線性增大。隨著荷載增大,部分截面進(jìn)入塑性,桿件的彎曲程度也逐漸增大,荷載不再隨位移線性增加,曲線逐漸變得平緩,隨著塑性區(qū)不斷擴(kuò)展,最終達(dá)到極限荷載后曲線出現(xiàn)下降。根據(jù)曲線可以看出,銹蝕越嚴(yán)重,構(gòu)件的極限承載力就越低。從總體上來看,銹蝕越嚴(yán)重,試件的剛度也越小,但也有個別試件不滿足這個規(guī)律,分析原因可能為個別試件的初始缺陷與其他試件差異較大。
a—S1;b—S2;c—S3;d—S4;e—S5;f—S6。
圖5 軸向荷載-位移曲線
Fig.5 Axial load-displacement curves
另外,由曲線可以看出:長細(xì)比較大的構(gòu)件在達(dá)到極限承載力后荷載下降較快;而截面較大、長細(xì)比較小的試件,其曲線的下降段也變得較為平緩,構(gòu)件在達(dá)到極限承載力后,荷載下降較慢。這說明長細(xì)比較小的構(gòu)件,軸壓承載時具有更佳的延性,在破壞后還具有更好的變形能力。
03
有限元模擬
3.1 有限元模型建立
本文采用有限元軟件ABAQUS建立銹蝕后桿件的有限元模型。
桿件采用殼單元建立(S4R),建模時利用桿件對稱,只建模桿件一半長度(1 000 mm),對稱面一端的邊界條件設(shè)置為對稱邊界條件(U3=UR1=UR2=0),另一端為自由邊界條件。有限元模型中考慮了1/1 000桿長的初始彎曲缺陷。為了便于加載和輸出反力,在桿件自由端設(shè)置一個參考點,將該點與該端鋼管端面進(jìn)行耦合。對模型進(jìn)行網(wǎng)格收斂分析,確定合理的網(wǎng)格尺寸,保證模型計算的準(zhǔn)確。
為了將有限元分析的結(jié)果與試驗結(jié)果進(jìn)行對比,鋼材材料的本構(gòu)關(guān)系根據(jù)上文材性試驗的結(jié)果輸入。
3.2 有限元與試驗結(jié)果的對比
應(yīng)用上文建立的有限元模型,分別采用與試驗中的18個試件相同的參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬計算。桿件有限元模擬的破壞形態(tài)如圖6所示,可以看出,有限元模擬的破壞形態(tài)及應(yīng)變分布與試驗中試件的破壞形態(tài)和應(yīng)變情況相同,破壞模式均為彎曲失穩(wěn)破壞。
a—S1;b—S2;c—S3;d—S4;e—S5;f—S6。
圖6 有限元模擬桿件破壞形態(tài)
Fig.6 The failure mode of bars in finite element simulation
同時,將各個試驗試件參數(shù)下的有限元模型計算得到的極限承載力與試驗結(jié)果對比,如表4所示??梢姡河邢拊M的極限承載力結(jié)果和試驗得到的極限承載力相近,變化規(guī)律也相同。將各個試件的有限元模擬結(jié)果和試驗結(jié)果繪于圖7,可以清晰地看出兩者結(jié)果基本符合。因此,認(rèn)為采用的有限元建模的方法是準(zhǔn)確有效的。
表4 有限元結(jié)果與試驗結(jié)果對比
Table 4 Comparison of finite element simulation results with experimental results
圖7 有限元與試驗結(jié)果對比
Fig.7 Comparison of finite element simulation results with experimental results
3.3 參數(shù)化分析
運(yùn)用上文的有限元模型繼續(xù)進(jìn)行參數(shù)化分析,主要研究銹蝕程度對于網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件承載力的影響。對上文試驗中對應(yīng)的S1(外徑60mm,壁厚3.5mm,長細(xì)比99.9)、S3(外徑88.5mm,壁厚4mm,長細(xì)比66.9)、S5(外徑140mm,壁厚5mm,長細(xì)比41.9)三種不同規(guī)格的桿件進(jìn)行了分析。在參數(shù)化分析中,保持有限元模型中材料本構(gòu)關(guān)系等參數(shù)不變,改變桿件的壁厚(相當(dāng)于改變銹蝕率β),觀察桿件極限承載力P和承載力比γ隨銹蝕率β的增大而變化的情況。承載力比γ按照式(2)定義,其中P0為未銹蝕桿件(β=0)的極限承載力,P為一定銹蝕率β下桿件的極限承載力:
(2)
此外,本文還采用GB 50017—2017《
鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》給出的方法和軸心受壓柱子曲線,計算了網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件壁厚削弱(銹蝕率β增大)對于桿件極限承載力的影響,以便為工程設(shè)計和評價提供參考。將以上參數(shù)化分析的結(jié)果匯總?cè)鐖D8和圖9所示。
a—D=60 mm,t=3.5 m;b—D=88.5 mm,t=4 m;c—D=140 mm,t=5 mm。
圖8 極限承載力P隨銹蝕率β的變化
Fig.8 The change of ultimate bearing capacity P with corrosion ratio β
a—D=60 mm,t=3.5 mm;b—D=88.5 mm,t=4 mm;c—D=140 mm,t=5 mm。
圖9 承載力比γ隨銹蝕率β的變化
Fig.9 The change of bearing capacity ratio γ with corrosion ratio β
可見:無論是采用有限元模擬方法還是采用GB 50017—2017計算,對于不同長細(xì)比的桿件,得到的軸壓極限承載力均近似表現(xiàn)為隨銹蝕率β的增大而線性降低。分析這一現(xiàn)象的原因為壁厚減小對于桿件長細(xì)比的影響很小,因此對穩(wěn)定系數(shù)的影響很小,主要是導(dǎo)致截面面積的線性減小,故承載力隨壁厚減小而近似線性減小。采用有限元模擬方法得到的承載力比采用GB 50017—2017方法計算的承載力大15%~30%,且GB 50017—2017方法計算的承載力隨銹蝕率β的增加下降得更快,分析原因為GB 50017—2017的方法保證了一定的可靠度,且考慮了殘余應(yīng)力的不利影響。
基于此,可以認(rèn)為對于銹蝕后的網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件,使用銹蝕后的實際壁厚,按照GB 50017—2017方法計算其承載力,仍然是偏于安全的。但是需要注意的是:鋼材的銹蝕還可能會導(dǎo)致其材料力學(xué)性能的劣化,在銹蝕后網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件承載力評估中也需要考慮。
04
結(jié)束語
1)網(wǎng)架結(jié)構(gòu)桿件受軸壓多發(fā)生失穩(wěn)破壞,均勻銹蝕會對其力學(xué)性能產(chǎn)生不利影響。均勻銹蝕的程度越嚴(yán)重,極限承載力下降越多,剛度也越小。但桿件達(dá)到極限承載力時的軸向變形與銹蝕程度無明顯關(guān)聯(lián)。
2)長細(xì)比較大的桿件,在達(dá)到極限承載力后其承載能力隨變形增大而較快下降;長細(xì)比較小的桿件具有較好的變形能力和延性,在達(dá)到極限承載力后,其承載力隨變形下降較平緩。
3)在鋼材本構(gòu)不變的情況下,無論是采用有限元模型計算還是采用GB 50017—2017計算,桿件軸壓極限承載力隨壁厚削弱均近似線性減小,且按照GB 50017—2017方法計算的承載力仍然是偏于安全的。故可以按均勻銹蝕后的實際壁厚采用GB 50017—2017方法計算桿件軸壓承載力,但在實際應(yīng)用中尚需考慮銹蝕導(dǎo)致的鋼材材性劣化。