局部腐蝕鋼管混凝土短柱軸壓性能試驗(yàn)研究

李振林，林思奇，趙衍剛,2，王文達(dá)

(1.北京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)學(xué)部，北京 100124；2.神奈川大學(xué)建筑工程系，神奈川 2218686；3.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅，蘭州 730050)

鋼管混凝土由于其性能優(yōu)異，被廣泛應(yīng)用于各類建筑結(jié)構(gòu)中。然而，鋼材耐腐蝕性能差，尤其在海洋環(huán)境等濕度大、易腐蝕的環(huán)境下，因?yàn)橥苛侠匣蚴┕ず头圻^程中碰撞沖擊等導(dǎo)致涂料剝落，極易產(chǎn)生腐蝕現(xiàn)象[1?3]。腐蝕會導(dǎo)致鋼材截面減小、材料性能發(fā)生變化，進(jìn)而影響鋼管對混凝土的約束效果，有可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)性能劣化，甚至出現(xiàn)結(jié)構(gòu)坍塌等重大事故。深入開展鋼管混凝土柱腐蝕后的性能研究，對于確保結(jié)構(gòu)服役安全至關(guān)重要。

目前，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的腐蝕主要集中在酸雨腐蝕和氯鹽腐蝕兩方面。酸雨腐蝕方面，陳夢成等通過試驗(yàn)和有限元，研究了酸雨腐蝕鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的軸壓[4]、偏壓[5]、抗彎[5]和抗震性能[6]。XIE 等[7]開展了模擬酸雨腐蝕鋼管混凝土梁抗彎性能的試驗(yàn)研究。ZHANG 等[8]提出了模擬凍融循環(huán)和酸雨腐蝕耦合作用下鋼管混凝土短柱軸壓性能的有限元模型。胡志慧等[9]開展了酸雨腐蝕圓鋼管再生混凝土純彎試件的抗彎性能試驗(yàn)研究和有限元分析。氯鹽腐蝕方面，韓林海團(tuán)隊(duì)系統(tǒng)地研究了鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在氯鹽腐蝕和受壓[10?11]、受拉[12? 14]、受彎[11,15]、壓彎[16? 17]長期荷載耦合下的力學(xué)性能，探討了荷載和腐蝕對鋼管混凝土失效模式和承載力的影響。另外，王慶利等[18]開展了長期荷載和氯鹽腐蝕耦合作用下圓鋼管混凝土軸壓短柱的試驗(yàn)研究。張風(fēng)杰[19]研究了薄壁圓鋼管混凝土柱銹蝕后的工作機(jī)理及承載力退化規(guī)律。GAO 等[20]研究了凍融循環(huán)和氯鹽腐蝕下鋼管混凝土短柱的軸壓性能。

該方案配電裝置樓首層和二層有兩條疏散走道，應(yīng)滿足耐火極限1h。在沒有保溫或隔聲等特殊要求的情況下，根據(jù)《建筑設(shè)計(jì)防火規(guī)范》，設(shè)計(jì)采用輕鋼龍骨兩面釘耐火紙面石膏板隔墻，構(gòu)造為：12 mm(耐火紙面石膏板)+75 mm(鋼龍骨，內(nèi)填50 mm厚容重100 kg/m3的巖棉)+12 mm(耐火紙面石膏板)，截面厚度約為99 mm。

以上研究主要關(guān)注的是全面腐蝕鋼管混凝土的性能。此外，部分學(xué)者還研究了局部腐蝕鋼管混凝土的性能，CHANG 等[21]、DING 等[22]、基里爾[23]及HUANG 等[24]通過機(jī)械加工模擬腐蝕等缺陷，LI 等[25]通過通電加速模擬腐蝕缺陷，研究了鋼管混凝土柱柱中缺陷對構(gòu)件的軸壓性能影響。錢文磊[26]通過機(jī)械加工模擬局部腐蝕缺陷，研究了鋼管環(huán)向腐蝕體積、腐蝕部位、腐蝕面積對鋼管混凝土短柱軸壓力學(xué)性能的影響。鄢維峰[27]通過有限元模擬了腐蝕對鋼管混凝土拱肋的極限承載力影響。陳夢成等[28]利用ABAQUS 研究了單個(gè)蝕坑的縱向位置、兩個(gè)蝕坑縱向距離和環(huán)向距離等因素對圓形鋼管混凝土柱的軸向承載力影響。陳娜茹[29]通過有限元軟件建立的全環(huán)狀缺陷模擬鋼管上的局部腐蝕，研究了腐蝕率對方形鋼管混凝土柱的抗震性能影響。張斌[30]基于ANSYS研究了坑狀銹蝕對鋼管混凝土柱和鋼管混凝土拱肋構(gòu)件性能的影響。吳騁[31]提出了局部銹蝕鋼管混凝土柱時(shí)變模型，并基于ANSYS 考察了承載力的衰變規(guī)律。

綜上所述，鋼管混凝土構(gòu)件全面腐蝕后的性能研究已經(jīng)較為完善，而局部腐蝕研究還較少，尤其是試驗(yàn)研究?，F(xiàn)有的少數(shù)試驗(yàn)研究大都采用機(jī)械加工模擬局部腐蝕，且腐蝕缺陷基本都在柱中。除柱中外，實(shí)際工程中在一些雨水容易聚集、干濕循環(huán)頻繁的部分，如柱腳(見圖1)，也極易發(fā)生腐蝕，然而目前相關(guān)研究很少涉及。同時(shí)，現(xiàn)有研究中，腐蝕深度對于鋼管混凝土柱性能的影響規(guī)律也較少。本研究通過機(jī)械加工和通電腐蝕相結(jié)合的方式制作了18 根局部腐蝕缺陷鋼管混凝土柱，并開展了相關(guān)試驗(yàn)，考察了腐蝕缺陷深度、缺陷大小(環(huán)向尺寸和軸向尺寸)、缺陷位置對鋼管混凝土柱軸壓性能的影響，并提出了相應(yīng)的承載力計(jì)算模型。

圖1 柱腳局部腐蝕Fig.1 Local corrosion at a column bottom

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)和試件制作

本研究共設(shè)計(jì)和制作了18 根試件，用以研究局部腐蝕缺陷深度、缺陷大小(環(huán)向尺寸和軸向尺寸)、缺陷軸向位置對鋼管混凝土短柱軸壓性能的影響。如圖2 所示，設(shè)計(jì)試件柱高L均為477 mm，外徑D為159 mm，無腐蝕外鋼管厚度t為4.64 mm，其他具體參數(shù)如表1 所示。表中：d為缺陷深度；β 為缺陷深度比，表示局部缺陷處腐蝕深度d與鋼管腐蝕前原壁厚t的比值β=d/t；α 為缺陷環(huán)向角度；l為缺陷軸向長度；h表示缺陷形心距柱底端高度。試件編號的命名方法為：字母A 表示加載模式為軸壓試件，字母后第一個(gè)數(shù)字表示缺陷深度比β(百分?jǐn)?shù))，0、45 和100 分別表示β 的取值為0%(無缺陷)、45%和100% (貫通缺陷)；第二個(gè)數(shù)字表示缺陷環(huán)向角度α，0、90、180 和360 分別 表 示α 的 取 值 為0° (無 缺 陷)、90°、180°和360°(環(huán)狀缺陷)；第三個(gè)數(shù)字表示缺陷軸向長度與試件長度的比值l/L，0、10、15 和20 分別表示l/L的取值為0(無缺陷)、1/10、1/15 和1/20；第四個(gè)數(shù)字表示缺陷軸向位置h/L，0、2、4 和20 分別表示h/L的取值為0(無缺陷)、1/2(缺陷在柱中)、1/4 和1/20(缺陷在柱底)；第五個(gè)數(shù)字為參數(shù)相同試件組內(nèi)編號，1、2 分別表示本組第1 根和第2 根試件。

表1 試件參數(shù)及承載力Table 1 Parameters and bearing capacity of specimens

圖2 局部腐蝕鋼管混凝土柱Fig.2 Concrete-filled steel tube columns with local corrosion

外鋼管采用無縫鋼管，鋼材屈服強(qiáng)度fy為397.2 MPa。試件加載試驗(yàn)當(dāng)天測得混凝土150 mm立方體抗壓強(qiáng)度fcu為60.0 MPa。為保證鋼管與核心混凝土共同受力，試件上下分別焊接20 mm厚鋼板。

她又說，不要覺得這是你的過錯(cuò)。我不覺得我們需要?jiǎng)e人或愛上別人，是一種過錯(cuò)。唯一的過錯(cuò)，只是我們不夠強(qiáng)大。

要想實(shí)現(xiàn)農(nóng)村經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，政府需要從金融和財(cái)政兩個(gè)方面入手，促進(jìn)鄉(xiāng)村經(jīng)濟(jì)的發(fā)展和國家振興目標(biāo)的達(dá)成。但是，受到政治、全球經(jīng)濟(jì)和金融機(jī)制、文化等因素的影響，我國農(nóng)村金融體制改革仍然存在著包括整體金融機(jī)制不健全、金融風(fēng)險(xiǎn)應(yīng)對機(jī)制缺乏和金融資源配置不均衡等方面的問題。

圖3 不均勻腐蝕及缺陷實(shí)現(xiàn)方式Fig.3 Uneven corrosion and fabrication process of defects

為控制局部腐蝕形成位置僅在機(jī)械加工處，需對試件端板和外鋼管非腐蝕區(qū)涂刷2 道透明環(huán)氧漆進(jìn)行防腐。待漆干燥后，將試件需腐蝕部位完全浸入濃度為3.5%的NaCl 溶液腐蝕池。將腐蝕面積相同的試件，如圖4 所示，并聯(lián)接入恒流電源陽極，將銅條接入恒流電源陰極。用恒流電源為試件通直流電，控制電流密度為300 μA/cm2。通電時(shí)間為60 d 時(shí)，用超聲波測厚儀對腐蝕區(qū)外鋼管厚度進(jìn)行測量，外鋼管達(dá)到設(shè)計(jì)腐蝕深度，與法拉第定律計(jì)算的理論通電腐蝕時(shí)間基本接近。

為促進(jìn)大學(xué)生創(chuàng)業(yè)成功，緩解大學(xué)生就業(yè)壓力，必須各方聯(lián)動(dòng)，促進(jìn)大學(xué)生獲取充分的創(chuàng)業(yè)知識?？梢詮倪@幾個(gè)方面開展促進(jìn)大學(xué)生創(chuàng)業(yè)知識獲取的活動(dòng)：

圖4 CFST 試件通電腐蝕示意圖Fig.4 Diagram of electrified corrosion of CFST specimens

1.2 試驗(yàn)加載及測量

試驗(yàn)在北京工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室3000 kN 電液伺服壓力試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，如圖5(a)所示。試件荷載通過力傳感器采集。在鋼管側(cè)向布置3 個(gè)位移測點(diǎn)，在該平面的垂直面柱中側(cè)向布置1 個(gè)位移測點(diǎn)，上端板兩側(cè)各布置2 個(gè)豎向位移測點(diǎn)。每個(gè)試件共布置6 個(gè)位移測點(diǎn)。為研究不同位置鋼管應(yīng)變分布規(guī)律，用電阻應(yīng)變片對鋼管應(yīng)變進(jìn)行測量。在缺陷形心高度截面處與柱中截面處繞環(huán)向成90o各布置一個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)，如圖5(b)所示。無缺陷和局部缺陷在柱中的4 根試件，每根試件各布置4 個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)，其他試件各布置8 個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)。采用荷載-位移聯(lián)合控制的加載方法：首先對試件進(jìn)行預(yù)加載，加載值取50 kN，保證加載裝置中各部分接觸良好后卸去預(yù)加載并將全部量測儀表調(diào)零。正式加載采用分級加載制度：荷載達(dá)到0.7Pmax(Pmax為預(yù)估極限荷載)之前采用荷載控制，加載速率為1.0 kN/s。每級荷載為0.1Pmax，每級荷載持續(xù)時(shí)間為2 min；荷載達(dá)到0.7Pmax之后采用位移控制，加載速率為2.0 mm/min，當(dāng)軸向應(yīng)變達(dá)到40 000 με 或試件破壞時(shí)結(jié)束加載。

圖5 試驗(yàn)加載及測量Fig.5 Test loading and measurement

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞過程及形態(tài)

加載初期，試件處于彈性階段，試件軸向變形緩慢增加。隨著荷載不斷增大，試件變形開始加快，試件開始進(jìn)入塑性階段，鋼管出現(xiàn)局部屈曲，表面防腐漆出現(xiàn)局部剝落。達(dá)到峰值荷載后，試件變形加快，隨后試件破壞，其破壞形態(tài)如圖6 所示。試件破壞時(shí)，無缺陷試件A-0-0-0-0柱底出現(xiàn)環(huán)形屈曲；腐蝕深度比100%試件A-100-90-10-20 局部缺陷處及柱中缺陷對側(cè)發(fā)生嚴(yán)重屈曲，混凝土被壓碎，最終試件呈現(xiàn)剪切破壞形態(tài)；其他試件局部缺陷處及柱頂缺陷對側(cè)發(fā)生嚴(yán)重屈曲。

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of specimens

2.2 荷載-變形曲線

當(dāng)0°≤ θ <180°，則危險(xiǎn)截面無效約束混凝土面積Acu由下式計(jì)算可得：

圖7 局部腐蝕CFST 軸壓柱荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of axially loaded CFST columns with local corrosion

局部腐蝕對鋼管混凝土軸壓柱不同位置鋼管應(yīng)變影響如圖8 所示(以試件A-45-90-10-20-1 為例)。圖中應(yīng)變以受拉為正，ε1y-ε8y分別表示測點(diǎn)1～測點(diǎn)8 的縱向應(yīng)變，ε1x-ε8x分別表示測點(diǎn)1～測點(diǎn)8 的橫向應(yīng)變，應(yīng)變測點(diǎn)布置如圖5(b)所示。由圖可知，在相同軸壓力下柱底缺陷中心截面上4 個(gè)測點(diǎn)的縱向應(yīng)變和橫向應(yīng)變一般為：局部腐蝕處(測點(diǎn)8)>缺陷兩側(cè)(測點(diǎn)5 和測點(diǎn)7)>局部腐蝕對側(cè)(測點(diǎn)6)。柱中截面各點(diǎn)的應(yīng)變分布規(guī)律與柱底局部腐蝕截面各點(diǎn)規(guī)律一致?？梢钥闯觯植扛g導(dǎo)致鋼管混凝土柱截面受力不均勻。另外，局部腐蝕處(測點(diǎn)8) 鋼管應(yīng)變最大主要是由于該處鋼管較早發(fā)生局部屈曲造成的，而鋼管的局部屈曲導(dǎo)致該處混凝土的約束作用被削弱，進(jìn)而導(dǎo)致構(gòu)件整體性能的退化。

圖8 局部腐蝕CFST 軸壓柱荷載-應(yīng)變曲線Fig.8 Load-strain curves of axially loaded CFST columns with local corrosion

2.3 承載力變化規(guī)律

各試件承載力如表1 所示，其中，Nexp為試驗(yàn)測得的試件極限承載力。試件承載力與腐蝕缺陷深度的關(guān)系如圖9(a)所示，腐蝕深度比小于45%時(shí)，腐蝕缺陷深度對承載力影響較小，超過45%后，試件的承載力急劇下降，腐蝕深度對承載力的影響顯著。局部腐蝕缺陷CFST 試件承載力與腐蝕缺陷環(huán)向和軸向尺寸的關(guān)系分別如圖9(b)～圖9(c)所示，在腐蝕深度比為45%時(shí)，局部缺陷的環(huán)向和軸向尺寸變化對CFST 柱承載力影響不大。承載力與局部腐蝕缺陷軸向位置的關(guān)系如圖9(d)所示，總體來說，局部缺陷距離柱中越近，試件的承載力越低，原因可能在于端部效應(yīng)減小了柱底局部缺陷對試件承載力的不利影響。需要指出的是，通過本文少數(shù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得出的承載力影響規(guī)律有一定局限性，缺陷參數(shù)對承載力的影響規(guī)律需要通過更多的試驗(yàn)和有限元模擬進(jìn)一步研究和驗(yàn)證。

圖9 局部腐蝕CFST 柱軸壓承載力Fig.9 Bearing capacity of axially loaded CFST columns with local corrosion

3 承載力公式及驗(yàn)證

3.1 承載力計(jì)算公式

式中：Bl、Bp分別為拋物線Sl、Sp在初始夾角為45°(即端點(diǎn)切線斜率為1)時(shí)頂點(diǎn)到缺陷一側(cè)外鋼管的距離，由計(jì)算分別可得，Bl=l/4，Bp=Rc(1?cosθ+1/2sinθ)，其中，Rc為核心混凝土半徑。當(dāng)Bl

結(jié)合本次試驗(yàn)結(jié)果，在韓林海[1]所提軸心受壓短柱承載力公式基礎(chǔ)上引進(jìn)腐蝕的影響，得到考慮局部腐蝕缺陷影響的鋼管混凝土柱軸心受壓短柱承載力計(jì)算公式，如式(1)～式(2)所示：

取同一供試品6份（0.1 g），分別精密稱定重量，按樣品測定方法依法測定含氮量。結(jié)果分別為：3.0071%、3.0343%、2.9642%、2.9861%、2.9617%、3.0116%，平均值為2.9942%，RSD為1.0%（n=6），精密度結(jié)果良好。見表2。

式中：N0為考慮局部腐蝕缺陷影響的鋼管混凝土柱軸心受壓短柱承載力；Asc為危險(xiǎn)截面鋼管和混凝土橫截面面積之和；fscy為鋼管混凝土柱組合抗壓強(qiáng)度；fc為核心混凝土的軸心抗壓強(qiáng)度；ξ 為無腐蝕缺陷鋼管混凝土軸壓短柱的套箍系數(shù)。

式中：As為無缺陷CFST 柱鋼管橫截面積；Ac為核心混凝土橫截面積。

式(2)中：k1為考慮缺陷軸向位置的影響系數(shù)；k2為考慮缺陷大小(環(huán)向尺寸和軸向尺寸)的影響系數(shù)。另外，由于試驗(yàn)結(jié)果表明，各影響因素中缺陷深度對試件承載力的影響最大，并且缺陷位置和缺陷大小對試件承載力的影響與缺陷深度密切相關(guān)，故將缺陷深度與二者一并耦合考慮。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，局部腐蝕缺陷會引起鋼管混凝土柱的軸壓性能降低，為保證兩個(gè)影響系數(shù)不大于1，采用如下形式考慮：

式中：β 為局部缺陷的腐蝕深度比；h為局部缺陷形心距柱底端高度；Acu為腐蝕缺陷深度比β =100%時(shí)，鋼管混凝土柱危險(xiǎn)截面處的無效約束混凝土面積。其中，危險(xiǎn)截面為腐蝕缺陷部位的中心所在橫截面。式中參數(shù)C1和C2在理論分析確定Acu通過試驗(yàn)結(jié)果回歸確定，C1=0.2，C2=1.0。

由式(1)～式(5)可知，若Acu已知，則考慮局部腐蝕缺陷影響的鋼管混凝土短柱軸壓承載力可計(jì)算得到。下面對Acu的推導(dǎo)過程進(jìn)行具體介紹。

3.2 無效約束混凝土面積

當(dāng)腐蝕深度比β = 100%時(shí)，無效約束區(qū)達(dá)到最大，因此定義此時(shí)的危險(xiǎn)截面處混凝土無效約束區(qū)頂點(diǎn)到缺陷一側(cè)外鋼管的距離為B：

圖10 局部腐蝕缺陷處鋼管屈曲與混凝土無效約束區(qū)Fig.10 Buckling of steel pipe at local corrosion defect and zone of unconfined concrete

由試驗(yàn)可知，局部腐蝕鋼管混凝土軸壓柱破壞時(shí)，將在腐蝕缺陷處產(chǎn)生平面外屈曲(圖10(a))；同時(shí)，研究[24]表明，鋼管平面外屈曲將進(jìn)一步導(dǎo)致局部腐蝕缺陷處鋼管兩側(cè)沿45°角發(fā)生屈曲(圖10(a))。假設(shè)在屈曲區(qū)內(nèi)部形成無效約束區(qū)，無效約束區(qū)與局部缺陷形心所在橫截面的交線為二次拋物線Sp，無效約束區(qū)與局部缺陷形心所在縱截面的交線為二次拋物線Sl(圖10(b))。

鋼管混凝土柱外鋼管表面的局部腐蝕降低了外鋼管對核心混凝土的約束作用，影響了核心混凝土對構(gòu)件軸壓承載力的貢獻(xiàn)。本文通過引入MANDER 等[32]提出的無效約束區(qū)概念來考慮這種影響。假設(shè)局部腐蝕缺陷處核心混凝土形成拱起，將核心混凝土分為有效約束區(qū)和無效約束區(qū)兩部分，如圖10(a)所示。有效約束區(qū)內(nèi)混凝土由于外鋼管和拱起的約束，軸向應(yīng)力能夠充分發(fā)展。而無效約束區(qū)無法對核心混凝土產(chǎn)生有效約束，不考慮其中混凝土強(qiáng)度的提高。由圖可知，在腐蝕缺陷部位的中心所在橫截面，無效約束混凝土面積最大，該截面為最危險(xiǎn)截面。

局部腐蝕對鋼管混凝土承載力的影響主要分3 部分：① 鋼管局部變薄，直接影響鋼管對構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)；② 削弱混凝土受到的約束作用，影響核心混凝土對構(gòu)件承載力的貢獻(xiàn)；③ 造成了構(gòu)件截面形心位置發(fā)生改變，產(chǎn)生偏心。由于鋼管局部腐蝕造成的偏心很小，本文計(jì)算方法中僅考慮前兩個(gè)因素。

圖11 危險(xiǎn)截面無效約束混凝土面積AcuFig.11 Area of unconfined concrete at critical cross section Acu

值得注意的是，當(dāng)缺陷為全環(huán)(即α=360°，θ=180°)且軸向缺陷長度l較小時(shí)，試件與無缺陷鋼管混凝土(腐蝕深度比β = 0 時(shí))或鋼管約束混凝土(腐蝕深度比β =100%時(shí))類似，此時(shí)腐蝕缺陷對承載力應(yīng)沒有影響或可以忽略。由式(11)可知，上述特殊情況下Acu趨于0，則系數(shù)k2接近于1，即缺陷大小的影響可忽略，證明所提公式是合理的。另外，考慮到實(shí)際工程中還可能出現(xiàn)一些腐蝕較大的非常見的腐蝕工況，此時(shí)缺陷環(huán)向與軸向大小對承載力的影響不能忽略。例如，當(dāng)缺陷為全環(huán)(即α=360°，θ=180°)、缺陷軸向長度l較大且缺陷深度比β =100%時(shí)，試件與素混凝土類似，此時(shí)由式(11)可知Acu=Ac，則系數(shù)k2=0，模型計(jì)算承載力接近素混凝土柱承載力。因此，雖然試驗(yàn)結(jié)果表明在本文試驗(yàn)設(shè)計(jì)的參數(shù)范圍內(nèi)缺陷的環(huán)向和軸向尺寸對CFST 柱的承載力影響不大，但承載力公式中未排除二者的影響。

則系數(shù)A為：

我恨透了日本人。教會學(xué)校本來全是學(xué)英語、法語，日本人來了，非要我們學(xué)日語，教我們的老師就是日軍翻譯官，經(jīng)常打我們。我一生只打過一次人?？箲?zhàn)勝利后，我邀了三個(gè)最要好的同學(xué)，在大街上對著迎面來的一個(gè)日本兵，走上去狠狠地?fù)伭怂麄€(gè)耳光。

試驗(yàn)加載的試件荷載-位移關(guān)系曲線如圖7 所示。整體上，加載初期荷載-位移曲線呈線性增加，達(dá)到峰值荷載后，根據(jù)腐蝕工況的不同，曲線緩慢增長或下降。腐蝕缺陷深度的影響如圖7(a)所示，相比無腐蝕缺陷CFST 試件，有腐蝕試件的彈性段曲線斜率較小，這表明局部腐蝕導(dǎo)致試件剛度退化。另外，隨著缺陷深度的增加，由于鋼管對混凝土的約束效果逐漸減弱，使得荷載-變形曲線在達(dá)到峰值后的變化趨勢由緩慢上升變?yōu)橄陆怠８g缺陷環(huán)向和軸向尺寸的影響如圖7(b)～圖7(c)所示，由圖可知在柱底局部腐蝕深度比為45%時(shí)，局部缺陷的環(huán)向和軸向尺寸變化對CFST 柱荷載-位移關(guān)系曲線變化趨勢影響不大。局部腐蝕缺陷軸向位置的影響如圖7(d)所示，當(dāng)局部缺陷位于柱高1/4 處(h/L=1/4)時(shí)，CFST 試件的剛度最大。另外隨著局部缺陷位置向柱中靠近，達(dá)到峰值荷載后曲線變化趨勢由緩慢上升變?yōu)橄陆怠Ｓ蓤D7 結(jié)果可以看出，相比缺陷大小與缺陷位置，缺陷深度對試件初期剛度、峰值荷載及延性等性能的影響更顯著。

（b）I gave Tom a ride，the car of whom was being repaired.

即：

由于局部腐蝕本質(zhì)上包括局部均勻腐蝕與局部不均勻腐蝕，如圖3(a)所示。因此，本文中鋼管混凝土柱的局部腐蝕缺陷通過機(jī)械加工結(jié)合通電加速腐蝕的方法實(shí)現(xiàn)，既能加快試驗(yàn)進(jìn)度，又能有效地模擬鋼材腐蝕效果。缺陷實(shí)現(xiàn)示意圖如圖3(b) 所示，主要包括2 部分工作：試件澆筑前，首先采用機(jī)械加工削去鋼管腐蝕區(qū)1.6 mm 壁厚；試件澆筑養(yǎng)護(hù)后，利用通電加速腐蝕方式對試件鋼管腐蝕區(qū)進(jìn)行腐蝕處理，使腐蝕區(qū)外鋼管厚度腐蝕0.5 mm，最終達(dá)到設(shè)計(jì)腐蝕深度比45%。需要指出的是，對照組A-0-0-0-0 兩根試件鋼管不加工，另外設(shè)計(jì)缺陷深度比100%的A-100-90-10-20 組兩根試件則直接采用機(jī)械加工削去設(shè)計(jì)缺陷處的鋼管全部壁厚。

當(dāng)θ=180°，則危險(xiǎn)截面無效約束混凝土形狀為環(huán)形，此時(shí)B=Bl=l/4，如圖11(c)所示，Acu由式(11)計(jì)算：

如圖11(a)～圖11(b)所示，以危險(xiǎn)截面核心混凝土形心為原點(diǎn)建立平面直角坐標(biāo)系，則可得拋物線Sp解析方程為y=Ax2+Rc?B。若定義θ 為屈曲鋼管環(huán)向弧長所對應(yīng)圓心角的1/2，即：

3.3 模型驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的精度與適用性，本節(jié)共統(tǒng)計(jì)了100 根CFST 試件的試驗(yàn)結(jié)果，包括18 根無缺陷CFST 試件和82 根局部缺陷CFST 試件，具體如表2 所示。主要參數(shù)范圍包括：259.6 MPa ≤fy≤ 431 MPa、34.5 MPa ≤fcu≤ 77.2 MPa、29.6≤D/t≤ 60.7。模型計(jì)算結(jié)果與本試驗(yàn)結(jié)果對比如圖12(a)所示，與所有統(tǒng)計(jì)的試驗(yàn)結(jié)果對比如圖12(b)所示。圖中Npro為模型計(jì)算承載力結(jié)果，Nexp為試驗(yàn)測得的承載力。其中本試驗(yàn)Npro/Nexp均值為0.943，標(biāo)準(zhǔn)差為0.044。所有統(tǒng)計(jì)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)結(jié)果Npro/Nexp均值為0.981，標(biāo)準(zhǔn)差為0.085。結(jié)果表明，該模型能較好地預(yù)測局部腐蝕與未腐蝕鋼管混凝土柱軸心受壓承載力。

星期五下午放學(xué)前，陸浩宇終是忍不住了，在我書里夾了一張紙條：我知道早餐是你買的，我代那些同學(xué)謝謝你了！不過，希望這事到此為止。

表2 承載力公式驗(yàn)證數(shù)據(jù)表Table 2 Data table for verification of bearing capacity formula

圖12 計(jì)算承載力與試驗(yàn)承載力對比Fig.12 Comparison of bearing capacity between calculated and test results

在模型驗(yàn)證中，對于試件有多個(gè)局部腐蝕缺陷的情況，將無效約束混凝土面積最大的截面作為危險(xiǎn)截面進(jìn)行計(jì)算。形狀不規(guī)則的局部缺陷對CFST 柱的影響，目前未見相關(guān)文獻(xiàn)研究。不規(guī)則形狀的局部缺陷對CFST 柱的影響有待相關(guān)試驗(yàn)和有限元模擬的進(jìn)一步研究。

4 結(jié)論

本文通過試驗(yàn)和理論分析研究了局部腐蝕缺陷的深度、大小(環(huán)向尺寸和軸向尺寸)及軸向位置對鋼管混凝土短柱軸壓性能的影響。主要結(jié)論如下：

(1) 在本文設(shè)計(jì)的腐蝕參數(shù)范圍內(nèi)，當(dāng)腐蝕深度比超過45%時(shí)，CFST 柱的承載力隨腐蝕深度的加深急劇下降，腐蝕缺陷深度對CFST 柱的承載力影響顯著；當(dāng)腐蝕深度比小于45%時(shí)，局部缺陷的環(huán)向和軸向尺寸變化對CFST 柱承載力影響不大；另外，局部缺陷位置距離柱中截面越近，試件的承載力越低。

級配碎石基層由于其本身工程特性限制，在施工中難以控制其平整度，但該指標(biāo)對于后期路面的行車舒適性有較大影響，因此有必要對該指標(biāo)進(jìn)行檢測。本文根據(jù)《公路路基施工技術(shù)規(guī)范》（JTG F10—2006），采用3m直尺法對試驗(yàn)段路基平整度進(jìn)行檢測，結(jié)果如表4所示。

(2) 提出了考慮局部腐蝕缺陷影響的鋼管混凝土柱軸壓承載力計(jì)算模型，并通過與統(tǒng)計(jì)的100 組試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比，結(jié)果表明所提公式具有較好的計(jì)算精度和適用性。

隨著科學(xué)技術(shù)的不斷發(fā)展，同步交流發(fā)電機(jī)廣泛應(yīng)用于航空航天、國防軍事、工農(nóng)業(yè)等領(lǐng)域[1]，其結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜且功能繁多，其中旋轉(zhuǎn)整流器作為同步交流發(fā)電機(jī)的核心部件，不但整體結(jié)構(gòu)受機(jī)械振動(dòng)的影響，同時(shí)還承受較大的離心加速度和機(jī)械應(yīng)力，所以旋轉(zhuǎn)整流器屬于故障頻發(fā)模塊，因而對其進(jìn)行故障診斷研究具有重大意義[2]。