銹損冷彎薄壁C 形鋼軸壓短柱試驗研究

徐善華，孫建設，2，聶彪?

（1.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055；2.山東省冶金設計院股份有限公司，山東 濟南 250101）

相比熱軋鋼，冷彎薄壁型鋼具有輕質高強、抗震性能好、截面設計靈活、受力合理且易于工業化等優點而被廣泛應用[1].但因其多為開口截面且壁厚較薄、板件寬厚比較大，穩定性問題更為突出，因此對冷彎薄壁型鋼的研究主要集中在穩定性和屈曲理論等方面[2-3].長期暴露在工業環境中的鋼材不可避免地產生一定程度的銹蝕，銹蝕不僅導致鋼材截面面積損失和材料性能退化，而且降低結構的承載性能[4-7].

目前，關于銹損鋼材力學性能和銹損鋼構件承載性能的研究已獲得較多成果.張世驥等對銹損Q235 鋼板進行拉伸試驗，發現銹蝕對鋼板的抗拉強度、屈服強度均有影響[8].徐善華等指出銹蝕導致冷彎薄壁型鋼材料強度和延性發生退化，且點蝕對延性的影響高于全面銹蝕，銹蝕對冷彎薄壁型鋼材料性能的影響高于熱軋型鋼[9-10]；討論了銹損H 型鋼偏心受壓柱的整體穩定承載性能參數隨銹蝕率的變化趨勢，分析了銹蝕導致偏心受壓鋼柱承載性能發生劣化的原因[11].Karagah 等對局部銹損H 型鋼柱進行軸壓試驗，得出翼緣銹蝕對承載力的影響比腹板銹蝕更顯著[12].徐善華等通過低周往復荷載試驗，研究了銹損H 型鋼柱的側向承載力和耗能能力，發現翼緣銹損鋼柱的耗能能力迅速下降[13].Beaulieu 等研究了銹蝕對角鋼抗壓承載力的影響[14].史煒洲等發現截面損失是影響銹損焊接H 型鋼梁承載性能的主要因素，翼緣或腹板銹蝕越嚴重，承載力越低[15].Sharifi等研究了銹損鋼梁剩余彎矩的計算方法，并給出了厚度損失和剩余彎矩之間的定量關系[16].聶彪等發現銹損鋼梁的截面模量、名義屈服強度和極限承載力隨銹蝕時間的延長逐漸降低，并且銹損鋼梁的可靠指標或失效概率會急劇惡化[17].Wang 等分析了銹蝕對焊接鋼節點抗震性能的影響，焊接區的銹坑加劇了梁翼緣的脆性斷裂破壞，導致焊接鋼節點的延性和耗能能力顯著降低[18].Cascini 等發現由于冷彎薄壁型鋼壁厚較薄可能會加劇銹蝕的危險性，且銹蝕與屈曲之間的耦合作用會顯著地降低結構的承載能力[19].銹損鋼構件的研究主要針對熱軋鋼，而冷彎薄壁型鋼經過冷加工，其力學性能與熱軋鋼存在明顯不同，但是目前對銹損冷彎薄壁型鋼構件的研究鮮有報道.因此，銹損冷彎薄壁型鋼構件的承載性能是亟待解決的問題.

本文主要研究了銹蝕對冷彎薄壁C 形鋼軸壓短柱承載性能的影響，通過板材單調拉伸試驗，研究了銹損鋼材力學性能的退化規律；通過對5 根銹損C形鋼短柱進行軸壓試驗，分析了銹蝕對軸壓短柱的破壞模式、變形特征、臨界屈曲荷載和極限荷載的影響，并討論了極限荷載的計算方法.

1 試驗方案

1.1 材性試驗

試件取自某工業廠房服役9 年的冷彎薄壁C 形鋼檁條，原始截面尺寸為C200 mm×65 mm×15 mm×2.5 mm，鋼材強度等級為Q235.從每根銹損C 形鋼的腹板中間部位線切割得到拉伸試件，如圖1 所示.試件除銹后采用超聲波測厚儀測量標距段內5 個截面的厚度，各截面取5 個測點，然后對各截面厚度取均值，并將5 個截面均值中的最小值定義為最小厚度d.試驗裝置采用DNS300 型號電子萬能試驗機，按照文獻[20]的要求進行單調拉伸試驗，試件屈服前加載速率取為0.75 mm/min，屈服后加載速率取為5 mm/min.

圖1 拉伸試件尺寸（單位：mm）Fig.1 Tensile specimen size（unit：mm）

拉伸試件的銹蝕率采用截面損失率η 表征，按式（1）計算：

式中：d0為試件原始厚度（d0=2.5 mm）；d 為最小厚度.

拉伸試件的應力-應變曲線如圖2 所示，主要表現為彈性階段變短、屈服點下降、屈服平臺變短甚至消失，僅AC1 和AC3 存在屈服平臺.表1 給出了材性試驗的力學性能參數，其中da為試件平均厚度，Es為彈性模量，fy為屈服強度（統一取殘余應變為0.2%時的應力），fu為極限強度.從表1 可看出隨著截面損失率的增大，鋼材屈服強度顯著降低，但極限強度降幅不大.屈服強度fy與截面損失率η 的擬合曲線如圖3 所示，fy隨著η 的增大呈線性下降趨勢，其關系為式（2）.

圖3 屈服強度退化規律Fig.3 Yield strength degradation law

表1 材性試驗結果Tab.1 Results of material properties test

圖2 應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves

銹損試件表面粗糙不平，較薄處應力發展較快，導致截面應力分布不均勻是鋼材力學性能退化的主要原因.其次冷加工改變了鋼材的力學性能，雖提高了鋼材的強度，但同時降低了鋼材的延性，使其力學性能更易受到銹蝕的影響.

1.2 試件設計

為消除整體屈曲的影響，短柱的長度不宜過長，但也不宜過短以免支座約束板件局部屈曲.參考美國結構穩定研究文員會的建議[21]，短柱的長度L 應符合式（3）要求：

式中：bmax為板件的最大寬度；imin為截面主軸的最小回轉半徑.

為保證試件在加載過程中均勻受力，在試件兩端焊接尺寸為240 mm×110 mm×10 mm 的端板.試驗前對試件截面尺寸進行測量，取4 個測點的平均值，測量結果見表2.表中符號定義如圖4 所示，其中L 為試件長度，A 為截面面積，h 為腹板高度，b1、b2為翼緣寬度，a1、a2為卷邊寬度.

圖4 試件截面Fig.4 Specimen crossed section

表2 試件尺寸實測值Tab.2 Measured dimensions of the specimens

1.3 厚度測量

銹損試件厚度的不均勻變化對軸壓試件的屈曲位置和承載性能影響較大，因此需對試件進行厚度測量.將試件沿長度方向均勻分成14 個截面，同一截面取11 個測點（腹板5 個測點、兩側翼緣各2 個測點、兩側卷邊各1 個測點），然后采用精確度0.01 mm 的超聲波測厚儀測量各測點的厚度.試件厚度測量結果見表3，其中ta為試件平均厚度，ηa為試件平均厚度損失率，Cv為厚度變異系數.

試件的銹蝕損傷指標采用平均厚度損失率ηa表征，ηa按式（4）計算：

式中：t0為未銹損試件原始厚度（t0=2.5 mm）.

Cv可體現出銹蝕后試件厚度的離散程度及銹蝕的不均勻程度，按式（5）計算，由表3 可知隨著ηa的增大，Cv逐漸增加.

表3 厚度測量結果Tab.3 Thickness measurement results

式中：σ 為厚度測量結果的標準差.

圖5 給出了腹板厚度沿試件長度方向的變化曲線，其中tw為腹板各截面5 個測點的平均厚度，將tw最小值所對應的截面定義為腹板最薄弱處.

圖5 腹板厚度變化曲線Fig.5 Variation curves of web thickness

1.4 測點布置

側向位移計主要布置在中間高度處，如圖6（a）所示.由于銹蝕的隨機性，銹損C 形鋼短柱屈曲位置不易確定，為反映試件可能發生的局部屈曲變形，在腹板中心線處增設4 個側向位移計，如圖6（b）所示.為測量試件的軸向壓縮位移，上下端板形心各布置一個軸向位移計，編號分別為12 和13.

圖6 位移計布置Fig.6 Arrangement of displacement transducers

為獲得試件不同高度處的應力分布，除在試件中間截面處布置應變片外，另在距試件中間截面上下間隔100 mm 和200 mm 處增設4 組應變片.所有應變片均在C 形鋼內外側對稱布置，應變片具體布置及編號如圖7 所示.

圖7 應變片布置Fig.7 Arrangement of strain gauges

1.5 加載方案

試驗采用單刀鉸支座，加載裝置如圖8 所示.試件安裝時先進行幾何對中，然后加載至0.15～0.5 倍預估極限荷載，當試件4 個角部應變的最大與最小值之比不超過1.15 時，物理對中滿足要求.對中結束后，卸載至1 kN，然后開始正式逐級加載.每級荷載不超過預估極限荷載的5%，當出現局部失穩或達到預估極限荷載的80%后，荷載增量取值減小.試驗進入卸載階段，進行卸載曲線的測量，當荷載降至極限荷載的80%時，試驗結束.

圖8 加載裝置Fig.8 Loading device

2 試驗結果分析

2.1 試驗現象

圖9 給出了試件的破壞模式.隨著荷載的增加，腹板沿試件縱向出現3～4 個半波的局部屈曲，半波長度約等于腹板寬度.當加載接近極限荷載時，腹板最薄弱處局部屈曲明顯，最終破壞模式為腹板局部屈曲.在極限荷載之前，翼緣和卷邊變形不明顯；達到極限荷載之后，翼緣有輕微側向位移.

由圖9 可知不同銹蝕程度試件的破壞模式均為腹板局部屈曲，但銹蝕會影響試件的屈曲位置，多數試件在腹板最薄弱處破壞.其中AC1、AC2、AC3 和AC4 在腹板最薄弱處附近破壞，AC5 在腹板局部初始缺陷最大處破壞.

圖9 破壞模式Fig.9 Failure modes

2.2 荷載-應變（位移）曲線

2.2.1 荷載-軸向位移曲線

試驗荷載-軸向位移曲線如圖10 所示.加載初期，荷載隨位移的增加呈線性增長，加載至約極限荷載的80%時，曲線斜率顯著降低.在曲線下降段，隨著銹蝕率增大，荷載下降速率逐漸增加，表明試件銹蝕后塑性變形能力降低，延性變差.

圖10 荷載-軸向位移曲線Fig.10 Load-axial displacement curves

2.2.2 荷載-側向位移曲線

腹板典型的荷載-側向位移曲線如圖11 所示，側向位移以內凹為負、外凸為正.從圖11 可看出部分曲線的側向位移出現正值，主要原因是隨著荷載的增加，腹板沿試件縱向出現多個局部屈曲半波，達到極限荷載后，側向位移均變為負值.

圖11 荷載-側向位移曲線Fig.11 Load-lateral displacement curves

為研究銹蝕對側向位移發展的影響，圖12 給出了破壞位置處腹板的荷載-側向位移曲線.由圖12可知隨著銹蝕率的增大，側向位移的增長速率逐漸增加，主要原因是試件銹蝕越嚴重，腹板寬厚比越大，翼緣對腹板的約束作用降低，局部屈曲越容易發生，變形增長速率也逐漸增加.另外隨著銹蝕率的增大，達到極限荷載時所對應的側向位移逐漸增大，說明屈曲后變形發展較充分.

圖12 破壞位置處腹板的荷載-側向位移曲線Fig.12 Load-lateral displacement curves of the web at the failure location

2.2.3 荷載-應變曲線

腹板典型的荷載-應變曲線如圖13、圖14 所示，拉應變為正，壓應變為負.從圖可看出腹板中心線處內外側對稱應變差別較大，且在加載后期因發生局部屈曲，應變差值逐漸增大并出現應變反向現象.

圖13 腹板荷載-應變曲線（AC1）Fig.13 Load-strain curves of the web（AC1）

圖14 腹板荷載-應變曲線（AC3）Fig.14 Load-strain curves of the web（AC3）

為研究銹蝕對應變發展的影響，圖15 給出了腹板與翼緣相交處的荷載-應變曲線，曲線橫坐標分別取E5 與F5 的應變均值、E7 與F7 的應變均值.由圖15 可知隨著銹蝕率增大，應變的增長速率逐漸增加，主要原因是試件銹蝕后截面面積減小.

圖15 腹板與翼緣相交處荷載-應變曲線Fig.15 Load-strain curves at the intersection of the web and flange

限于篇幅，文中僅給出了腹板典型的荷載-應變曲線及荷載-側向位移曲線.翼緣和卷邊內外側應變差別較小，且在極限荷載之前未出現拉應變；翼緣的側向位移在達到極限荷載之前均小于1.5 mm，且在試驗過程中無明顯畸變.

2.3 承載性能退化結果

表4 軸壓短柱力學性能參數Tab.4 Mechanical properties of short columns under axial compression

圖16 與ηa 的關系Fig.16 Relationship between and ηa

由式（6）可知，銹蝕越嚴重，腹板寬厚比b/ta越大，則彈性臨界屈曲應力σcr越低，臨界屈曲荷載降幅越大.經計算,的均值為0.566，說明將腹板簡化為四邊簡支的均勻受壓板將高估銹損試件的臨界屈曲荷載，究其原因為銹蝕后腹板呈不均勻受壓狀態且翼緣對腹板的約束作用降低，彈性穩定系數kw宜適當減小.

3 極限荷載計算方法

《冷彎型鋼結構技術規范》（征求意見稿）的有效寬度法考慮了畸變屈曲對部分加勁板件受壓穩定系數的影響，彌補了現行規范[23]的不足.由于有效寬度法計算過程繁瑣，直接強度法（DSM）越來越受科研人員的青睞，其采用全截面特性計算冷彎薄壁型鋼的極限荷載，并充分考慮了畸變屈曲的影響.文獻[23]第1.0.3 條指出該標準未考慮受有侵蝕作用的冷彎型鋼結構的特殊要求，因此，有效寬度法和直接強度法能否用于計算銹損C 形鋼軸壓短柱的極限荷載還有待研究.本文將考慮鋼材力學性能退化和厚度折減對有效寬度法和直接強度法進行修正，使其適用于計算銹損C 形鋼軸壓短柱的極限荷載.

3.1 有效寬度法

文獻[23]中均勻受壓板件的有效寬厚比按式（7）計算，其中計算系數ρ 按式（8）計算，極限荷載按=φfyAe計算.

式中：b 為板件寬度；t 為板件厚度；be為板件有效寬度；k 為板件受壓穩定系數；k1為板組約束系數；σ1=φfy，φ 為軸心受壓構件穩定系數，fy為屈服強度.

表5 有效寬度法計算結果對比Tab.5 Comparison of calculation results of effective width method

圖17 與ηa 的關系Fig.17 Relationship between and ηa

綜上所述，采用有效寬度法計算銹損C 形鋼軸壓短柱的極限荷載時，若按試件平均厚度進行計算將高估其承載力，因此需考慮厚度不均勻變化對極限荷載的影響.

文獻[25]發現隨著銹蝕率的增大，冷彎薄壁型鋼的彈性模量Es逐漸降低，但新修訂的有效寬度法未考慮彈性模量變化對有效寬厚比的影響，式（7）默認鋼材的彈性模量為2.06 × 105MPa.文獻[26]給出了有效寬度be的計算過程，be與Es的關系詳見式（9），可看出be與成正比.為考慮彈性模量的降低對銹損試件極限荷載的影響，將式（10）代替式（7）計算有效寬厚比，其中E0=2.06×105MPa，Es參照表1 的實測結果.此外，為考慮銹損短柱的截面損失和厚度不均勻變化，將式（10）中的厚度t 均按式（11）計算.

圖18 有效寬度法計算結果與試驗結果對比Fig.18 Comparison of effective width method results and test results

3.2 直接強度法

《冷彎型鋼結構技術規范》（征求意見稿）的附錄給出了直接強度法計算軸壓構件極限荷載的公式.局部與整體相關屈曲承載力應按式（12）計算：

式中：σcr1為彈性局部屈曲臨界應力；kw為腹板局部相關屈曲系數.

采用直接強度法計算銹損C 形鋼軸壓短柱的極限荷載時，最重要的是計算Ncr1.式（15）計算kw時考慮了板組效應，目前尚無銹蝕試件板組效應的相關研究，因此修正后的直接強度法未考慮板組效應.另外，為考慮鋼材力學性能下降的影響，屈服強度fy和彈性模量Es參照表1 的實測結果；為考慮厚度不均勻變化對承載能力的降低，厚度t 按式（11）計算.

圖19 給出了直接強度法計算結果與試驗結果的對比，修正前后的計算結果見表6 和表7，其中為修正前的計算極限荷載，為修正后的計算極限荷載.的均值為0.860，標準差為0.034的均值為1.045，標準差為0.026.因此，修正后的直接強度法能較好地預估銹損C 形鋼軸壓短柱的極限荷載（強度曲線如圖20 所示），其安全性提高，計算結果離散程度減小.另從表6 和表7 可看出隨著平均厚度損失率ηa的增大，試件的整體承載力Nne和局部屈曲臨界荷載Ncrl逐漸下降.修正后的Nne和Ncrl減小，λ1=增大，計算極限荷載降低.

圖19 直接強度法計算結果與試驗結果對比Fig.19 Comparison of direct strength method results and test results

表6 修正前直接強度法的計算結果Tab.6 Calculated results of direct strength method before modification

表7 修正后直接強度法的計算結果Tab.7 Calculated results of modified direct strength method

圖20 強度曲線Fig.20 Strength curve

4 結論

1）銹蝕導致冷彎薄壁C 形鋼的力學性能退化，屈服強度fy隨著銹蝕率的增大呈線性下降趨勢，應力-應變曲線主要表現為彈性階段變短、屈服點下降和屈服平臺變短甚至消失.

2）銹損C 形鋼軸壓短柱的平均厚度損失率ηa小于10%時，試件的破壞模式為腹板局部屈曲.試件銹蝕后腹板表面粗糙不平，局部屈曲多發生在腹板最薄弱處.

3）銹損C 形鋼軸壓短柱的側向位移和應變的增長速率隨著銹蝕率的增大而逐漸增加，且銹蝕越嚴重，腹板寬厚比越大，局部屈曲變形越充分，屈曲后荷載與極限荷載的比值有增大趨勢.

4）銹損C 形鋼軸壓短柱的極限荷載、極限位移和極限應力均隨著平均厚度損失率的增大逐漸下降，其中極限荷載呈線性下降趨勢.

5）考慮鋼材力學性能退化并利用厚度折減修正的有效寬度法和直接強度法均能較好地預估銹損C形鋼軸壓短柱的極限荷載，但修正后的直接強度法更接近試驗結果，修正后的有效寬度法偏于保守.