Q420 鋼管大氣腐蝕后的抗側撞性能*

曠金鑫，張春濤,2，郝志明，李洪祥

（1. 西南科技大學土木工程與建筑學院，四川 綿陽 621010；2. 西南科技大學土木工程與建筑學院工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室，四川 綿陽 621010；3. 中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621999）

圓形鋼管廣泛應用于修建橋梁、工業廠房和高層建筑等大型鋼結構建（構）筑物。腐（銹）蝕一直是鋼結構應用過程中不容忽略的因素，服役于山區的鋼結構橋梁、井架、塔體和廠房等建（構）筑物在遭受大氣環境腐蝕的同時，還可能承受車輛、山體滑坡、泥石流和落石等的撞擊作用。因此，開展腐蝕損傷鋼結構的抗沖擊性能研究，對評估結構壽命、保證其安全服役等都具有重要意義。

針對質量體橫向撞擊圓柱殼體構件的動力響應過程，Jones 等[1]、茹重慶等[2]、程國強等[3]建立了相應的力學模型。目前，多采用重力式落錘試驗和有限元模擬的方法，對比不同撞擊參數的響應規律，以開展構件抗沖擊研究。Zhang 等[4]通過試驗研究了彈體形狀及圓鋼管尺寸對撞擊變形破壞模式的影響。朱翔等[5]利用重力落錘試驗研究了鋼骨混凝土構件的沖擊響應規律及沖擊速度、沖擊能量等因素對結果的影響。郝志明等[6]采用數值計算與試驗結合的方法分析了20 鋼梁受側向沖擊的剪切破壞行為。Yousuf 等[7]根據試驗與仿真結果對比了空心和內填混凝土的低碳鋼管柱在沖擊載荷作用下的性能。

對于受腐蝕鋼構件的數值建模，有兩種定義腐蝕損傷的方法。一種是考慮大氣腐蝕產生蝕坑造成有效截面減少，采用削弱構件厚度構造腐蝕缺陷的方法[8-11]建立預腐蝕后的構件模型；另一種是將大氣腐蝕損傷表示為鋼材材料力學性能參數的折減[12-13]。Kachanov[14]、Rabotnov[15]通過引入損傷因子對存在離散缺陷材料的拉伸力學性能進行了表征。史煒洲等[16]、鄭山鎖等[17]則通過加速腐蝕試驗獲得了Q235B 鋼材的失重率對其力學性能參數的折減規律。

本文中，基于一維損傷理論建立低合金鋼材的腐蝕損傷本構模型，并通過加速腐蝕試驗獲得Q420 鋼材的大氣腐蝕本構關系預測曲線，借此建立考慮腐蝕削弱的Q420 鋼管數值模型，采用改變沖擊條件參數的方法對比分析沖擊條件對構件動力響應規律的影響，并與不同腐蝕程度的Q420 鋼管恒軸力落錘試驗結果進行對比，以驗證數值模型的有效性。

1 低合金鋼大氣腐蝕損傷本構模型

針對大氣腐蝕的鋼材損傷問題，可根據一維損傷理論[14]，引入損傷因子ω 對材料性能進行名義折減，彈性階段仍符合胡克定律：

式中：σ 為材料應力，ε 為總應變（在材料彈性階段即為彈性應變），E0為材料彈性模量。

塑性流動階段的本構模型可采用Voce[18]對上升段的經典描述：

式中：σ0為飽和應力（即無腐蝕損傷材料極限抗拉強度），εp為流塑應變，α、β 為材料參數。

一維損傷理論假定本質上是考慮尺寸效應的影響，將大氣腐蝕造成的損傷視為材料性能參數的折減，而不考慮試件幾何尺寸的變化，根據質量與體積之間的物理關系，引入等效密度ρe來表征材料的質量損失，表示為：

式中：m 為試件初始質量，D 為腐蝕損失質量，V 為試件原始體積。

低合金鋼材在自然大氣中的腐蝕損傷程度d 表示為：

將式(2)右端第一項移至左端，兩端同時取對數得：

令：

對腐蝕損傷后的鋼材試件開展靜力拉伸試驗，將彈性階段的應力(σ(d))、應變(ε(d))的結果代入式(1)進行線性擬合，所得直線斜率與無腐蝕損傷試件結果擬合的斜率之比即為相應腐蝕程度下的損傷因子ω(d)，然后將彈塑性階段的應力σ(d)、應變ε(d)及損傷因子ω(d)代入式(5)，則有：

式中：

通過上述方法獲得不同腐蝕程度的低合金鋼材料參數α、β，并進行參數非線性回歸獲得關于腐蝕損傷量d 的參數表達式α(d)、β(d)，再代入式(1)、式(2)，即可得到含有腐蝕損傷的材料本構方程：

2 試驗研究

2.1 加速腐蝕試驗及相關材料性能測試

根據GB/T 228.1—2010《金屬材料—拉伸試驗 第1 部分：室溫試驗方法》[19]對材性試件制備的規定，對同批次鋼管試件進行局部裁切，制成縱向弧形截面靜力拉伸試件，試件尺寸設計見圖1。采用萬能材料性能試驗機，對材料的靜力拉伸性能進行測試。加載方式采用位移控制，加載速率為2 mm/min，通過50 mm 引伸計和應變片測得應力應變關系。

圖1 材性試件設計（單位：mm）Fig. 1 Material test piece design (unit: mm)

2.2 重力式落錘試驗

本次試驗通過自主設計的重力式落錘沖擊系統開展，沖擊試驗整體裝置如圖2 所示。該裝置左右兩端以門形反力鋼架作為支撐，右端的加載系統可對試件施加軸向壓力，沖擊落錘選用40Cr 模具鋼制倒梯形平頭落錘。裝置豎向高度8 m，最大落錘質量200 kg，通過改變下落高度和砝碼質量，實現不同工況下的試驗。

圖2 重力式落錘沖擊試驗裝置Fig. 2 Gravity drop hammer impact test device

沖擊試驗在恒軸力條件下進行，不考慮軸壓對結果的影響。軸壓比取0.2，對應的軸力為116.92 kN，落錘質量為54.70 kg，具體試驗工況如表1 所示。通過L1600E 沖擊力傳感器、BFH120-3AA 應變片、MEMRECAM HX-4E 高速攝像機等儀器傳輸瞬態信號，由DH5960 超動態采集儀對電信號進行采集處理，獲得瞬態時程數據，試件邊界條件為一端固支一端滑動鉸支，如圖3 所示。

表1 落錘試驗工況Table 1 Drop hammer test conditions

2.3 試驗現象及結果

2.3.1 加速腐蝕試驗結果

不同腐蝕程度的試件表面如圖4 所示，腐蝕導致試件初始缺陷放大并產生新缺陷，具體表現為試件蝕坑的發展、增加，隨著腐蝕程度的加深，試件表面蝕坑增多。靜力拉伸試驗結果如表2 所示，考慮試件腐蝕削弱效應的影響，材料的名義屈服強度和名義極限抗拉強度明顯下降，當腐蝕程度達到40%時，試件的名義屈服強度僅為原試件的61.91%，伸長率僅為未腐蝕時的54.86%。

對靜力拉伸試驗結果按照第1 節的方法進行回歸，并將獲得的參數方程代入式(7)，得到Q420 低合金鋼材加速腐蝕后的本構方程，表達式為：

圖3 試件邊界條件示意圖Fig. 3 Schematic diagram of boundary conditions of specimens

圖4 不同腐蝕程度的試件表面Fig. 4 Specimen surface with different degrees of corrosion

由于彈性階段的應力σ 與應變ε 呈線性關系，此處僅給出材料塑性流動狀態上升階段（ε≥0.002）的變化趨勢，如圖5 所示。從圖5 中曲線的整體趨勢來看，損傷因子隨腐蝕程度的增加而增大，材料的屈服強度和極限抗拉強度呈下降趨勢。由表3 可知，本構模型預測值與試驗值之間的最大誤差為8.02%，屈服強度和極限強度對應的和方差分別為0.001 5 和0.011 0，預測結果較好。

表2 靜力拉伸材料力學性能Table 2 Static tensile properties of mechanical properties

圖5 計及腐蝕損傷的Q420 低合金鋼材本構曲線Fig. 5 Constitutive curve of Q420 low alloy steel considering corrosion damage

表3 材性參數預測模型計算結果與試驗結果對比Table 3 Comparison of calculation results and test results of material parameters prediction model

2.3.2 落錘試驗結果分析

鋼管試件在落錘作用下在接觸位置處首先發生局部凹陷，隨著落錘繼續下落，中部塑性鉸向兩端移動，鋼管整體產生撓曲，圓鋼管出現整體豎向彎曲（W）、局部凹陷變形（δ）和軸向收縮（u）。此過程中，在落錘與鋼管的協同作用下，初始動能不斷向勢能轉化，撞擊力持續增大而落錘速度不斷減小。當落錘速度下降到零時，落錘達到最大撞擊深度（λ）（λ 為W 和δ 的耦合），鋼管出現彈性恢復行為，并將多余能量“返還”給落錘使其回彈，整個變形過程的示意圖如圖6 所示。在相同的沖擊條件下，腐蝕損傷更加有利于塑性鉸的形成和發展。即在落錘側向撞擊下，腐蝕程度高的鋼管構件受撞擊后更容易發生局部失穩，最終變形對比如圖7 所示。

對試件的最終變形、沖擊力峰值、作用時間等進行統計，如表4 所示。隨著腐蝕程度的增加，沖擊力峰值下降，沖擊力作用時間增長。當初始沖擊能量為1 511.7 J 時，失重率為40%的試件接觸力峰值僅為無腐蝕試件的62%，而作用時間延長了143%，并且試件的底部撓曲增大了168%。主要原因是鋼管受均勻腐蝕損傷后，構件的變形耗能增加。

圖6 沖擊變形過程示意圖Fig. 6 Impact deformation process

圖7 不同腐蝕程度的沖擊變形對比Fig. 7 Comparison of impact deformation of different degrees of corrosion

表4 落錘試驗工況Table 4 Drop hammer test conditions

3 剛體撞擊Q420 鋼管有限元分析

3.1 有限元模型的建立

通過材料參數折減的方法定義大氣腐蝕對鋼管構件的腐蝕損傷，并采用ABAQUS 軟件的顯示動力模塊進行沖擊響應分析。鋼管構件采用縮減積分的四節點曲殼S4R 單元，落錘采用四節點三維碰撞剛體R3D4 單元。考慮腐蝕削弱效應，按2.2.1 節所得材料性能參數定義構件本構模型，并考慮應變率效應，選擇適用于鋼材低速沖擊的隨動硬化Cowper-Symonds 模型，其表達式為：

通過對剛性錘頭施加初始速度的方法實現加載，鋼管與錘頭的法向接觸為硬接觸，切向庫倫摩擦系數取0.3。為節約計算時間并保證精度，對鋼管構件采用五區段分段加密的形式進行網格劃分，網格劃分完成后共計1 000 個鋼管單元體，5 561 個錘頭單元，相應模型如圖8 所示。

圖8 仿真模型及網格劃分Fig. 8 Simulation model and mesh

3.2 有限元模型的檢驗

通過對比相同工況下（沖擊速度v=5.97 m/s）試驗和有限元計算獲得的沖擊力-時間關系曲線的整體形狀和趨勢，以驗證所建立模型的有效性，如圖9 所示。由圖9 可知，數值模擬所得結果與試驗結果的整體趨勢較吻合，隨著腐蝕程度的增加，構件與落錘的接觸時間增長，相應的沖擊力峰值減小。

由于受到試驗中的人工誤差、本構模型預測時的計算誤差、試驗落錘不為理想剛體以及鋼管應變速率差異等因素的影響，數值模擬結果與試驗結果之間存在偏差。計算值的局部峰值點略高于試驗值，而響應時間比試驗值略短，但曲線趨勢和碰撞中的整體沖量（即力時程曲線所包含的面積）基本吻合，表明該數值模型是合理有效的。

圖9 v=5.97 m/s 時沖擊力響應計算結果與試驗結果對比Fig. 9 Comparison of impact force calculation results and test results at v=5.97 m/s

3.3 撞擊參數對響應結果的影響分析

3.3.1 腐蝕程度的影響

考慮腐蝕削弱效應，按3.1 節中的建模方式建立有限元模型，選取落錘質量為54.70 kg、初始速度為7.43 m/s，并根據2.2.1 節獲得的材料模型設置7 種腐蝕程度下（0%、10%、20%、30%、40%、50%、60%）的本構參數，對比分析不同腐蝕程度的Q420 鋼管的響應情況，分別如圖10 和圖11 所示。

圖10 相同沖擊條件下不同腐蝕程度的鋼管模型變形Fig. 10 Deformation of steel tube model with various degrees of corrosion under the same impact conditions

圖11 不同腐蝕程度的沖擊力-撞深關系曲線Fig. 11 Impact force-depth relation curves with different corrosion degrees

相同沖擊作用下，大氣腐蝕損傷有利于試件受撞時塑性鉸的形成與發展，隨著腐蝕程度增加，鋼管塑性區域擴大，最終凹陷變形增加并逐漸出現明顯的撓曲和軸向收縮。同時，本文中將腐蝕損傷定義為鋼材名義屈服應力的折減，鋼管屈服應力σy隨著d 的增加而減小，由于撞擊力大小與σy成正比[3]，相應的沖擊力峰值也減小。因而隨著腐蝕程度增加，沖擊力峰值減小，而落錘撞擊深度則不斷增加。

圖11 所示的數值計算結果與實際趨勢相符，即大氣腐蝕損傷降低鋼管構件對外部沖擊的抗力，并促進試件產生塑性變形，不利于整體結構穩定。通過沖擊力-撞深關系曲線計算得到各腐蝕程度下鋼管的抗沖擊剛度退化和撞擊過程中構件變形吸收能量情況，如圖12 和圖13 所示。由圖12 和圖13可知，大氣腐蝕損傷會提高構件的柔度，在承受相同的沖擊能量時，腐蝕程度高的鋼管對撞擊體的抗力不足，將吸收更多動能并以整體變形的形式耗散。

圖12 鋼管構件的剛度退化情況Fig. 12 Stiffness degradation of steel tube components

圖13 不同腐蝕損傷程度下的沖擊能耗趨勢Fig. 13 Trend of impact energy consumption under different corrosion damages

3.3.2 落錘速度的影響

由于落石、車輛等撞擊體的速度存在較大差異。通過改變落錘速度的方法研究構件在不同沖擊速度下的響應規律及大氣腐蝕的影響。所得同一腐蝕程度下的撞擊深度-時間曲線如圖14 所示，不同腐蝕程度和初始速度下的沖擊力時程曲線如圖15 所示。

鋼管本身對外部撞擊存在抗性，受沖擊時通過對錘頭回彈做功和自身變形的形式耗能。隨著沖擊速度的增大，鋼管構件所吸收的能量不斷增加，導致沖擊力峰值和撞擊深度不斷增大。當吸收的能量超過構件承受的極限時，鋼管主要耗能方式是通過自身變形將動能轉化成變形能，因而沖擊力峰值增加不明顯而撞擊深度仍增加，在沖擊力時程曲線（圖15）上會出現明顯的平臺段。大氣腐蝕會導致鋼管構件的抗沖擊性能下降，如未腐蝕鋼管構件在受到沖擊速度為9.72 m/s 的物體撞擊時才開始出現平臺段，而腐蝕程度為40%的鋼管構件在承受速度為7.43 m/s 的物體撞擊時已經開始出現平臺區域。

圖14 腐蝕程度d=0%下的撞擊深度-時間曲線Fig. 14 Impact depth-time curves at d=0%

圖15 不同腐蝕程度和初始速度下的沖擊力時程曲線Fig. 15 Time-history curves of impact forces at different corrosion degrees and initial velocities

3.3.3 落錘質量的影響

改變落錘質量同樣會造成初始動能的變化，通過改變落錘質量對比不同質量體撞擊鋼管構件的響應情況，分析撞擊體質量與速度對沖擊響應的影響，結果如圖16 所示。由圖16 可知，隨著初始動能增加，響應的撞擊力峰值和作用時間都會增加，但沖擊物的質量與速度對鋼管沖擊動力響應的影響不同。當撞擊體速度恒定時，質量的改變對作用時間影響較大；而在恒定質量條件下，沖擊速度的改變對撞擊力峰值影響更明顯。如初速度為7.43 m/s 的沖擊體，其質量從38.10 kg 增加到71.22 kg 時所獲得的初始動能增量，與質量為54.70 kg 的物體，沖擊速度從4.00 m/s增大到7.43 m/s 時增加的動能相當，前者作用時間增幅更大，但沖擊力峰值增量更小。

圖16 不同沖擊條件下的響應規律對比Fig. 16 Comparison of response laws under different impact conditions

4 結 論

大氣腐蝕對鋼管構件的抗沖擊性能有較大影響。本文基于Voce 本構關系提出了低合金鋼材的大氣腐蝕損傷退化模型，通過開展加速腐蝕試驗獲得了不同腐蝕程度的Q420 鋼材的本構曲線，使用ABAQUS 平臺建立了Q420 鋼管的預腐蝕損傷模型，分析了不同沖擊條件下構件的響應差異。同時，通過Q420 鋼管預腐蝕構件的落錘沖擊試驗驗證了有限元模型的正確性，綜合試驗和計算結果，獲得以下主要結論：

（1）大氣腐蝕損傷導致Q420 鋼材的力學性能參數發生明顯改變，材料的名義屈服強度和名義極限抗拉強度隨著腐蝕程度的增加而降低，使得鋼管構件在撞擊過程中產生的沖擊力峰值減小。

（2）大氣腐蝕降低了Q420 鋼管的抗彎剛度，致使其抗沖擊極限下降。當構件的腐蝕程度增加時，其受撞后的最終變形增大，更多的沖擊能因轉化為變形能而耗散，即長期的大氣腐蝕損傷不利于結構的抗側向撞擊穩定。

（3）對于相同腐蝕程度的Q420 鋼管，撞擊體的質量和速度對其沖擊響應的影響略有差異，在動能增量相同的情況下，慣性大的物體更容易與構件長時間接觸，而初始速率對碰撞過程中撞擊力峰值的影響更明顯。