泥石流沖擊荷載下帶有腐蝕缺陷的圓鋼管動力響應有限元分析

王秀麗，王康妮

(1.蘭州理工大學土木工程學院，甘肅 蘭州 730050；2.蘭州理工大學西部土木工程防災減災教育部工程研究中心，甘肅 蘭州 730050)

泥石流是一種常見的自然災害，由于其突發力強、破壞力大、難以預料，因此常給人們的生命和財產安全帶來直接威脅。目前對于泥石流防治使用最廣泛、作用最有效的工程措施是修建泥石流攔擋結構。近年來，越來越多的學者將鋼材作為泥石流攔擋結構的主要材料，不可否認，鋼材在制造型式和材料利用上相比混凝土都具有絕對優勢，其可適應各種復雜的地質環境，同時修筑壩體時不需要對現場進行就地取材，也不會污染環境造成生態系統的破壞[1]。但是，由于泥石流攔擋壩多處于環境惡劣地區，大量的鋼構件將長期暴露在大氣環境中，其表面會吸附氧氣、水分和其他腐蝕性介質等，使其防腐蝕涂層及金屬體易遭到破壞，將會影響整個結構的安全性和耐久性，因此考慮鋼構件腐蝕后的抗沖擊性能則顯得尤為重要。國內外學者對鋼管的抗沖擊性能以及腐蝕缺陷對鋼材力學性能的影響進行了大量的研究。如王秀麗等[2]利用有限元分析軟件LS-DYNA對一端固定的圓鋼管構件進行了多個工況的數值模擬，通過改變鋼管的壁厚、直徑等參數，得到了鋼管受沖擊破壞的3種不同形態；張榮等[3-4]通過開展14組鋼管側向沖擊試驗，研究了沖擊高度、鋼管長徑比、錘頭形狀對圓鋼管抗沖擊性能的影響；王宇等[5]利用落錘沖擊試驗，研究了鋼管混凝土組合結構在兩次側向沖擊作用下的抗沖擊性能，得出鋼-混凝土組合作用可使得鋼管混凝土結構在兩次沖擊荷載作用下具有更小的整體彎曲和凹陷變形以及更高的吸能能力的結論；陳忱等[6]對受側向沖擊的FRP鋼管混凝土構件的抗沖擊性能展開了試驗測試和數值仿真研究，結果表明影響構件抗沖擊性能的主要因素為FRP厚度、鋪設方式和鋼管厚度等；張馳等[7]通過對19個Q345鋼材腐蝕試件開展拉伸試驗，結果表明鋼材力學性能隨腐蝕程度退化顯著；Wang等[8]將鋼試樣暴露于不同的模擬試驗環境中達365天，通過對點蝕形貌和點蝕深度的分析，結果表明最嚴重的局部腐蝕是添加硝酸鹽導致；Fu等[9]提出了一種確定多種失效模式下腐蝕鋼管系統失效概率的方法，并且第一次將概率理論用于量化管道故障；Rajabipour等[10]對外表面存在腐蝕坑的管道進行了軸向載荷和恒定的內部壓力共同作用下的數值模擬，結果表明對于假定的理想彈塑性材料，塑性變形區域的形狀和體積取決于凹坑深度及其幾何形狀；寇超楠[11]對海洋環境腐蝕后的鋼管試件在沖擊荷載作用下的力學性能進行了研究，得出對于發生嚴重腐蝕的鋼管結構，在沖擊荷載作用下更容易發生整體失效、倒塌等嚴重后果；王曉靜等[12]針對帶腐蝕缺陷的埋地懸空管道建立了有限元計算模型，得到了管道腐蝕深度對其可靠度的影響程度；Shahraki等[13]通過試驗研究發現，CFRP加固可延緩鋼結構腐蝕缺陷部位的局部變形，并提高試件的承載能力。

綜上研究可以發現，腐蝕缺陷對鋼材的承載力及變形能力都有一定的影響，而上述研究均未考慮大氣腐蝕對圓鋼管構件動力性能的影響。豎向懸臂圓鋼管作為泥石流攔擋壩中被廣泛應用的構件，對其承載力及變形能力都有較高的要求，因此研究帶有腐蝕缺陷圓鋼管構件的抗沖擊性能并對初期腐蝕的圓鋼管構件實施加固措施，對延長其有效使用壽命具有實際意義。

1 泥石流攔擋結構的發展

泥石流攔擋壩作為泥石流防治的主要工程措施之一，主要分為實體壩和透水壩。

實體壩又叫做重力式攔擋壩，是通過建造實體結構對泥石流進行攔截，此壩體安全可靠、耐久性好，但存在施工工期較長、施工過程復雜、在局部發生破壞后修復難度大等缺陷，并且對泥石流只能“攔”而不能“排”，壩體自身所受的壓力較大。

圖1 混凝土格柵壩Fig.1 Concrete grille dam

針對實體壩的缺點，國內外學者基于水石分離的泥石流防治理念對透水壩進行了研究，透水壩兼顧“攔”、“排”兩大優點，可以有效地防治水壓力對壩體的沖擊。透水壩從材料角度又可分為混凝土格柵壩和鋼構格柵壩兩種。其中，混凝土格柵壩是目前使用較為廣泛的透水壩(見圖1)，在泥石流防治工程中發揮了顯著的作用，但在實際工程中仍存在許多問題，如模板的制作安裝復雜、混凝土養護時間長和維修困難等。在混凝土格柵壩研究的基礎上，越來越多的學者采用鋼材代替了混凝土材料，因此鋼構格柵壩應運而生(見圖2)。鋼構格柵壩包括型鋼制作的平面格柵壩和用鋼管、組合鋼構件制作的立體格柵壩。鋼構格柵壩既發揮了格柵壩攔、排的作用，又克服了混凝土的缺點，以其安裝方便、無需養護、工期短等優點備受青睞，國內外已將其應用于工程實踐中。

圖2 鋼構格柵壩Fig.2 Steel grille dam

隨著鋼構格柵壩的不斷應用與發展，研究其在大氣腐蝕情況下的抗沖擊性能是非常有價值的，同時也對鋼構格柵壩在工程實踐中的應用有一定的促進作用。

2 圓鋼管的大氣腐蝕

2. 1 圓鋼管的腐蝕破壞形態

金屬腐蝕的破壞形態主要分為兩大類：全面腐蝕和局部腐蝕，見圖3。其中，全面腐蝕又可稱為均勻腐蝕，指的是整個金屬表面都有腐蝕分布，且表面各個部分的腐蝕速度基本相同。均勻腐蝕的腐蝕量雖大但危險性較小，只需在工程實際中采取合理的防護措施，便可進行有效的防護。局部腐蝕的腐蝕范圍主要集中在金屬表面的某些區域，其余大部分區域幾乎不腐蝕，且形態多樣，可分為點腐蝕、縫隙腐蝕和應力腐蝕等。局部腐蝕的腐蝕量較小，腐蝕分布很不均勻，但危險性較大，易使鋼結構發生突發性的破壞，故本文只對帶有局部腐蝕缺陷的圓鋼管進行泥石流沖擊荷載下的動力響應分析。

圖3 圓鋼管的腐蝕破壞形態Fig.3 Corrosion type of round steel pipe

2. 2 圓鋼管的大氣腐蝕深度

在干濕交替的環境下，圓鋼管易發生復雜的變化，其中以化學腐蝕為主。銹層的形成對鋼材起到了一定的保護作用，使鋼材的腐蝕逐漸趨于穩定，但需要極其漫長的時間才能達到某一固定的腐蝕程度。通過積累大量的鋼結構大氣腐蝕數據，證明鋼材大氣腐蝕的發展遵循冪函數規律[13]，即：

D=Atn

式中：D代表腐蝕深度(mm)；t為暴露時間(a)；A、n為常數，其中A值表征第一年的腐蝕速率(mm/a)，n值表征腐蝕的發展趨勢，一般取值為0.4～0.5。

文獻[14]以區間的形式總結了鋼結構大氣腐蝕深度與腐蝕時間的關系，見表1。

表1 鋼結構大氣腐蝕深度區間表

3 泥石流沖擊荷載下帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件動力響應有限元分析

3. 1 有限元模型建立

通過有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對圓鋼管進行足尺建模，取圓鋼管高度為5.1 m、截面尺寸為325 mm×12 mm，腐蝕區域建立在圓鋼管中間部位。為了建模分析的可行性和簡易性，本文將局部腐蝕表現出的形狀進行理想形態簡化，假設圓鋼管的局部腐蝕為等深度腐蝕，其示意圖見圖4，其中d為腐蝕缺陷深度(mm)，b為腐蝕缺陷寬度(mm)，l為腐蝕缺陷長度(mm)。由于在模擬過程中發現改變腐蝕缺陷寬度和長度對于圓鋼管構件抗沖擊性能的影響較小，因此本文僅考慮腐蝕缺陷深度(以下簡稱腐蝕深度)的影響，所以將b和l取一固定值，其中b=200 mm，l=240 mm。考慮到泥石流攔擋壩服役時間較長，故其腐蝕深度d在表1中10～30 a各區間上的取值分別為1.2 mm、2.4 mm、3.6 mm、4.8 mm、6.0 mm。

圖4 圓鋼管的局部腐蝕示意圖Fig.4 Local corrosion of round steel pipe

有限元分析模型共涉及2個部件即圓鋼管和沖擊物，2種材料類型為Q345鋼材和大塊石，2種單元類型為Solid163和Shell164，模型中各部件、材料和單元的匹配見表2。

表2 模型中各部件材料和單元的匹配

為了更好地模擬沖擊后圓鋼管的變形破壞，細化了圓鋼管局部腐蝕區域的網格，圓鋼管中間部位腐蝕區域單元網格的長度為0.02 m，圓鋼管其他區域單元網格的長度為0.04 m，沖擊物(大塊石)單元網格的長度為0.1 m。建立的沖擊物和帶有局部腐蝕缺陷的圓鋼管有限元模型見圖5。

圖5 沖擊物和帶有局部腐蝕缺陷的圓鋼管有限元 模型Fig.5 Finite element model of impact and round steel pipe with local corrosion defects

圓鋼管材料模型采用Plastic Kinematicl模型，該材料模型采用Cowper-Symonds模型并考慮應變率效應，可表示如下：

大塊石材料模型采用Rigid模型。

圓鋼管和大塊石材料參數取值見表3。在模擬過程中，對圓鋼管的一端施加固定約束，圓鋼管與大塊石接觸類型為自動面面接觸(ASTS)。

表3 圓鋼管和大塊石材料參數取值

3.2 不同腐蝕深度下圓鋼管構件的變形和能量分析

為了研究不同腐蝕深度對圓鋼管構件抗沖擊性能的影響，分別對不同腐蝕深度(腐蝕深度分別為0 mm、1.2 mm、2.4 mm、3.6 mm、4.8 mm、6.0 mm)下圓鋼管構件的抗沖擊性能進行了有限元模擬。設定質量為670 kg的大塊石以10 m/s的速度沖擊不同腐蝕深度的圓鋼管構件，得到兩種失效模式：一是整體構件彈塑性大變形；二是局部凹陷變形。模擬得到不同腐蝕深度下圓鋼管構件的局部應力云圖和局部塑性應變云圖，見圖6和圖7。

圖6 不同腐蝕深度下圓鋼管構件的局部應力云圖Fig.6 Local stress nephogram of round steel pipe component with different corrosion depths

圖7 不同腐蝕深度下圓鋼管構件的局部塑性應變云圖Fig.7 Local plastic strain nephogram of round steel pipe component with different corrosion depths

由圖6和圖7可見，在圓鋼管未腐蝕的情況下應力主要集中在沖擊點附近，圓鋼管構件發生了彈塑性大變形；而隨著腐蝕深度的增加，應力逐漸向腐蝕區域邊緣集中，產生塑性變形的范圍逐漸增大，腐蝕區域最終產生凹陷變形。

不同腐蝕深度下圓鋼管構件能量分布見表4。

由表4可知，圓鋼管構件變形和摩擦耗散的能量隨著腐蝕深度的增加有一定程度的提高。

表4 不同腐蝕深度下圓鋼管構件能量分布表

4 不同腐蝕深度下圓鋼管構件的動力響應參數分析

在沖擊物動能為40 kJ不變的情況下，對不同腐蝕深度下圓鋼管構件的動力響應進行有限元模擬，考察了腐蝕深度、沖擊物質量和沖擊物速度參數對帶有局部腐蝕缺陷的圓鋼管構件抗沖擊性能的影響。

4. 1 腐蝕深度的影響分析

不同腐蝕深度下圓鋼管構件的沖擊力時程曲線，見圖8。

圖8 不同腐蝕深度下圓鋼管構件的沖擊力時程曲線Fig.8 Time history curves of impact force on round steel pipe component with different corrosion depths

由圖8可見，在0.1 s的沖擊過程中沖擊物與不同腐蝕深度的圓鋼管構件均發生4次接觸，且隨著腐蝕深度的增加，圓鋼管的沖擊力的峰值逐漸減小；圓鋼管未腐蝕時，其沖擊力峰值為653.25 kN，當腐蝕深度達到6 mm時，由于局部剛度的減弱，圓鋼管構件的沖擊力峰值衰減到296.47 kN，相對于未腐蝕情況來說，圓鋼管構件的沖擊力峰值減少了一半以上，且圓鋼管構件沖擊力峰值到達的時間由第2次接觸變為第1次接觸，證明由腐蝕造成的圓鋼管剛度變化對構件抗沖擊能力的影響很大，并且在多次碰撞下帶有局部腐蝕缺陷的圓鋼管構件能量消耗得更快。

圖9為不同腐蝕深度下圓鋼管構件沖擊點處的位移時程曲線。

圖9 不同腐蝕深度下圓鋼管構件沖擊點處的位移時程 曲線Fig.9 Displacement history curves of round steel pipe component at the impact point with different corrosion depths

由圖9可見，不同腐蝕深度下圓鋼管構件沖擊點處的位移時程曲線均可分為兩部分，即上升段和回落段；在上升段初期，不同腐蝕深度圓鋼管構件的位移時程曲線基本重合，構件腐蝕缺陷的影響主要體現在上升段的后期，腐蝕深度越大的圓鋼管構件位移增長速度越緩慢，并且隨著腐蝕深度的增加圓鋼管構件所達到的最大位移值逐漸減少，最大位移到達的時間也越來越滯后，未腐蝕的圓鋼管構件最大位移為80 mm，其最大位移到達的時間為0.042 s，腐蝕深度為6 mm的圓鋼管構件最大位移為74 mm，其最大位移到達的時間為0.045 s，較未腐蝕的圓鋼管構件最大位移到達的時間滯后了0.003 s；通過觀察不同腐蝕深度圓鋼管構件的位移時程曲線的回落段后期發現，帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件殘余位移較未腐蝕的圓鋼管構件有小幅度降低。

4. 2 沖擊物質量和沖擊物速度的影響分析

為了分析沖擊物質量和速度對帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件抗沖擊性能的影響，本文以不同質量沖擊物在10 m/s的沖擊速度和670 kg的沖擊物在不同的沖擊速度下沖擊不同腐蝕深度的圓鋼管構件分析為例，模擬得到不同腐蝕深度下圓鋼管構件的沖擊力-沖擊物質量曲線和沖擊力-沖擊物速度曲線，見10和圖11。

圖10 沖擊物速度為10 m/s時不同腐蝕深度下圓鋼管 構件的沖擊力-沖擊物質量曲線Fig.10 Curves of impact force of round steel pipe component with mass of impact object under different corrosion depths when the speed of impact object is 10 m/s

圖11 沖擊物質量為670 kg時不同腐蝕深度下圓鋼管 構件的沖擊力-沖擊物速度曲線Fig.11 Curves of impact force of round steel pipe components with speed of impact object under different corrosion depths when the mass of impact object is 670 kg

由圖10可見，在圓鋼管構件未腐蝕的情況下，隨著沖擊物質量的增加，圓鋼管構件的沖擊力整體呈現上升趨勢，當沖擊物質量為294 kg時,圓鋼管構件的沖擊力為535 kN，隨后以128 kN的漲勢遞增；當沖擊物沖擊帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件時，隨著沖擊物質量的增加,圓鋼管構件的沖擊力呈現先增加后減小的現象，并且隨著腐蝕深度的增加，圓鋼管構件破壞所對應的沖擊物質量越來越小。產生這種現象的原因主要是由于腐蝕缺陷造成了圓鋼管的剛度降低，而這種影響在較大質量沖擊物作用下變得尤為明顯。

由圖11可見，隨著沖擊物速度的增加，圓鋼管構件的沖擊力隨之增大，如未腐蝕的圓鋼管，當沖擊物沖擊速度為5 m/s時，圓鋼管構件的沖擊力為420 kN，當沖擊物速度為15 m/s時，圓鋼管構件的沖擊力為750 kN。此外，隨著腐蝕深度的增大，圓鋼管構件的抗沖擊力平均增長速率逐漸減少，尤其在沖擊物速度為5 m/s后變得越來越顯著，如腐蝕深度為1.2 mm，當沖擊物速度為5 m/s時，圓鋼管構件的沖擊力為393 kN，當沖擊物速度為15 m/s時，圓鋼管構件的抗沖擊力為697 kN，增加了304 kN；腐蝕深度增加到6 mm時，當沖擊物速度為5 m/s，圓鋼管構件的抗沖擊力為226 kN，當沖擊物速度為15 m/s，圓鋼管構件的抗沖擊力為346 kN，增加了120 kN。由此可見，腐蝕缺陷對圓鋼管沖擊性能的影響較大。

5 帶局部腐蝕缺陷的圓鋼管構件CFRP局部加固有限元分析

泥石流攔擋壩中的鋼結構若發生腐蝕則很難對其進行替換和維護，碳纖維增強復合材料(CFRP)加固修復鋼結構的技術可以有效地解決這一工程難題。利用CFRP對帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件進行局部加固既可以提高圓鋼管構件的抗沖擊剛度，又可以避免圓鋼管構件發生更深的腐蝕。本文選用工程中常用的SKO系列CFRP材料，材料屬性見表5。

表5 CFRP材料屬性

以腐蝕深度為1.2 mm的圓鋼管構件作為研究對象，分析不同層數的CFRP局部加固后圓鋼管構件抗沖擊性能的變化情況。圖12為不同CFRP加固層數下圓鋼管構件的沖擊力峰值曲線，其中考慮了CFRP加固層數分別為1層、2層和3層時對圓鋼管構件沖擊力峰值的影響。

圖12 不同CFRP加固層數下圓鋼管構件的沖擊力 峰值曲線Fig.12 Curve of peak impact force of round steel pipe components with different CFRP reinforcement layers

由圖12可見，隨著CFRP加固層數的增多，圓鋼管構件的沖擊力峰值明顯增大，其中CFRP局部加固3層的圓鋼管構件沖擊力峰值達到了625.62 kN，對比未加固時的圓鋼管構件沖擊力,其峰值提高了8.5%，同時相對未腐蝕的圓鋼管構件，其沖擊力峰值恢復到了95.8%。可見，對帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件進行CFRP局部加固后，可有效提高其抗沖擊性能。

6 結 論

本文通過對帶有局部腐蝕缺陷的豎向懸臂圓鋼管在泥石流塊石作用下的動力響應進行了有限元分析，得到的結論如下：

(1) 圓鋼管構件在泥石流沖擊荷載下有兩種破壞模式：一是由未腐蝕圓鋼管產生的整體構件彈塑性大變形，二是由腐蝕圓鋼管產生的構件局部凹陷變形。泥石流塊石沖擊帶有腐蝕缺陷的圓鋼管構件，隨著腐蝕深度的增加，產生的塑性變形區域增大，應力逐漸由沖擊點向腐蝕邊緣處集中，并且由變形耗散的能量隨之增加。

(2) 在沖擊物動能保持不變的情況下，圓鋼管局部腐蝕深度越大，構件產生的沖擊力越小，圓鋼管未腐蝕的情況下，圓鋼管構件的沖擊力峰值為653.25 kN，當腐蝕深度為6 mm時，由于圓鋼管局部剛度的減弱，圓鋼管構件的沖擊力峰值衰減到296.47 kN，相對于未腐蝕情況來說，圓鋼管構件的沖擊力峰值減少了一半以上，但構件發生的位移相差不大。

(3) 沖擊物速度不變的情況下，隨著沖擊物質量的增加，腐蝕深度越大的圓鋼管構件越容易出現破壞；沖擊物質量不變的情況下，不同腐蝕深度的圓鋼管構件隨著沖擊物速度的增大，構件的沖擊力越來越大。考慮到隨著腐蝕深度的增加，圓鋼管構件的動力響應越來越明顯，故應在腐蝕初期就對圓鋼管構件采取加固措施。

(4) CFRP局部加固可以使帶有腐蝕缺陷圓鋼管構件的抗沖擊性能得到顯著提高，同時也可以阻止圓鋼管構件發生更深的腐蝕。當對腐蝕深度為1.2 mm的圓鋼管構件進行3層CFRP加固后，其沖擊力峰值可以恢復至未腐蝕圓鋼管構件的95.8%。