酸雨環(huán)境下?lián)戒囋摻罨炷林邢拊治?/h1>
2021-07-27 07:14許開成張立卿陳博群
華東交通大學學報 2021年3期
許開成，易 彬，張立卿，陳博群
（華東交通大學土木建筑學院， 江西 南昌 330013）
鋰渣是鋰礦生產(chǎn)提煉過程中產(chǎn)生的一種工業(yè)廢渣。 隨著鋰礦的開采與鋰鹽產(chǎn)品應用領域的不斷擴大，產(chǎn)生的大量鋰渣堆存問題亟待解決，如能夠將鋰渣進行高效再生利用，在減少資源開采的同時也降低了對環(huán)境的影響。 有研究表明將鋰渣作為摻合料加入混凝土中，能夠有效改善混凝土的內部結構和耐久性[1-4]。 在實際工程中，混凝土結構受服役環(huán)境的影響， 可能會由于耐久性不足而發(fā)生破壞，其中酸雨對混凝土結構的侵蝕破壞最為常見，并且酸雨已成為我國嚴重的區(qū)域性環(huán)境問題[5]。 有必要對酸雨環(huán)境下?lián)戒囋炷翗嫾牧W性能進行系統(tǒng)研究。
國內外學者對摻鋰渣進行了相關研究。 張?zhí)m芳[6]就摻鋰渣混凝土的抗壓強度和抗碳化能力進行了試驗研究；王國強等[7]，秦擁軍等[8]，Wen[9]，Li等[10]學者研究了不同鋰渣細度和不同鋰渣摻量對混凝土力學性能的影響。 在酸雨環(huán)境下混凝土力學性能方面，張廣泰等[11]探究了在硫酸鹽侵蝕下?lián)嚼w維鋰渣混凝土的力學性能；王凱等[12]探究了酸雨侵蝕下鋼筋混凝土構件偏心受壓力學性能的損傷退化規(guī)律。 在數(shù)值模擬方面，于峰等[13]，李冬等[14]對鋼筋混凝土柱的偏心受壓力學性能進行了有限元分析。
綜上可知，國內外對摻鋰渣混凝土構件的力學性能研究較為成熟，而對于摻鋰渣混凝土構件經(jīng)酸雨侵蝕后的力學性能研究還不夠充分。 故在前期試驗研究的基礎上，基于ANSYS 有限元軟件對構件進行數(shù)值模擬，通過對比試驗結果，解析不同參數(shù)對構件承載力的影響， 為摻鋰渣混凝土在酸雨地區(qū)的推廣和使用提供相關理論依據(jù)和參考。
1 有限元模型
1.1 有限元單元選取
基于ANSYS 有限元軟件， 對摻鋰渣鋼筋混凝土柱進行有限元模擬，其中加載鋼板和混凝土分別采用SOLID45 和SOLID65 單元， 鋼筋采用LINK8單元。
1.2 有限元模型建立
通過對許開成等[15-16]研究中的摻鋰渣鋼筋混凝土柱構件進行有限元模擬和模型建立，并與試驗結果進行對比來驗證其模型的可行性。 從腐蝕時間、鋰渣摻量、 偏心距3 個因素出發(fā)， 試驗共計14 個偏壓柱， 其中包含8 個未腐蝕組偏壓柱，6 個腐蝕組偏壓柱。 構件尺寸為250 mm×200 mm×1 400 mm，柱保護層厚度為30 mm。 為保證柱偏心受壓時為典型的大偏心受壓和小偏心受壓，設置構件的偏心距為40 mm和160 mm， 同時在構件兩端放置鋼墊塊以防止應力集中和實現(xiàn)偏壓，參考試驗梁尺寸及配筋見圖1。參考試驗梁參數(shù)見表1。
圖1 構件尺寸及配筋示意圖（單位：mm）Fig.1 Component size and reinforcement schemes（unit：mm）
表1 偏壓構件一覽表Tab.1 Eccentric compressive component parameter list
針對試驗數(shù)據(jù)對所有偏壓柱構件進行模擬，采用分離式建模。 圖2（a）～圖2（h）分別為偏心距40 mm 和160 mm 的有限元模型圖。 從圖2（c）和圖2（g）可知偏心距的不同，鋼筋的屈服程度也不同， 在大偏心受壓構件中受拉鋼筋已達到屈服強度， 而小偏心受壓構件中遠離荷載一側的鋼筋在受壓狀態(tài)下沒有達到屈服強度；從圖2（d）和圖2（h）可知偏心距的不同對混凝土受力形態(tài)也有所影響， 且在小偏心構件中混凝土正截面受壓區(qū)高度更大。
圖2 有限元模型圖Fig.2 Finite element model drawing
2 有限元結果與分析
2.1 未腐蝕組偏心受壓柱有限元模擬結果分析
圖3 為未腐蝕組不同偏心距下偏壓柱模擬破壞形態(tài)圖，F(xiàn)∶Fcu為構件承受的荷載與其極限承載力的比值，其中圖3（a）～圖3（f）為偏心距為40 mm 的柱模擬破壞形態(tài)圖，圖3（g）～圖3（h）為偏心距為160 mm 的柱模擬破壞形態(tài)圖。 對于偏心距為40 mm的偏壓柱，構件在加載初期處于彈性階段，其撓度增長緩慢，當荷載子步增加到160 時近軸力側端的混凝土開始出現(xiàn)微裂縫，如圖3（a）所示，繼續(xù)加載至圖3（b）所示時近軸力側受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)裂紋且部分混凝土被壓碎, 遠軸力側混凝土在隨荷載增加至圖3（e）所示時開始出現(xiàn)裂縫，當加載至近軸力側混凝土被壓碎， 且遠軸力側混凝土出現(xiàn)大量裂縫時，宣告構件破壞，如圖3（f）所示，此時遠軸力側鋼筋并未達到屈服，如圖2（b）所示；對于偏心距為160 mm 的偏壓柱，在加載初期，荷載增加到如圖3（c）所示時首先在混凝土受拉區(qū)出現(xiàn)橫向裂縫，且混凝土受拉區(qū)主裂縫隨荷載增加而更加明顯，如圖3（d）和圖3（g）所示，此時受拉鋼筋達到屈服強度，如圖2（h）所示，進入流幅階段，荷載繼續(xù)增加導致構件中和軸上升,受壓區(qū)邊緣混凝土被壓碎，進而宣告構件破壞，如圖3（h）所示。 圖3（i）和圖3（j）為偏心距40 mm 和160 mm 的試驗柱裂縫發(fā)展圖，對照模擬裂縫發(fā)展圖和實際裂縫發(fā)展圖可知，兩種偏心距下模擬裂縫發(fā)展情況與實際情況均較為吻合。差，導致試驗結果有時離散性較大，造成試驗數(shù)據(jù)并不能反映其真實規(guī)律；②在有限元模型建立中鋼筋本構選取的是雙直線模型, 未考慮縱筋的強化作用，也未考慮橫向箍筋對混凝土構件的環(huán)箍作用。
圖3 未腐蝕組偏壓柱模擬破壞形態(tài)圖Fig.3 Failure pattern diagram of uncorroded bias column simulation
圖4 未腐蝕組偏壓柱荷載-側向變形對比曲線Fig.4 Load-lateral deformation curve of uncorroded bias column
表2 為未腐蝕組偏壓柱承載力試驗值、 計算值和模擬值的對比結果，由表2 可知，對于偏心距為40 mm 的偏壓柱，其承載力試驗值與模擬值相對最大和最小誤差分別為10%和2%， 說明其實際情況與模擬情況吻合較好，對比承載力計算值與模擬值，發(fā)現(xiàn)相對誤差在29%以內；對于偏心距為160 mm的偏壓柱，其承載力試驗值均高于模擬值，相對最大誤差為19%，相對最小誤差為6%，對比承載力計算值與模擬值，發(fā)現(xiàn)相對誤差在5%以內，數(shù)據(jù)吻合較好。 說明采用ANSYS 有限元軟件模擬兩種不同偏心距下偏壓柱的承載力均能達到現(xiàn)行規(guī)范的安全要求。
表2 未腐蝕組偏壓柱承載力結果比值Tab.2 Ratio of bearing capacity of uncorroded bias column
2.2 未腐蝕組偏心受壓柱參數(shù)影響分析
2.2.1 鋰渣摻量的影響
圖5 為不同鋰渣摻量對未腐蝕組偏壓柱力學性能的影響。 圖5（a）和圖5（c）分別為偏心距40 mm下不同鋰渣摻量對偏壓柱荷載-位移曲線和極限承載力的影響。 在初期階段，鋰渣摻量對構件初始剛度影響不大，其中10%鋰渣摻量構件相較與其它鋰渣摻量構件初始剛度更高，隨荷載增加至極限荷載時，鋰渣摻量的改變對構件的極限承載力和最大撓度有一定影響，其中相較于無鋰渣摻入的構件，其它3 種摻量對構件極限承載力分別有4.3%，3.0%和-3.4%的提升；圖5（b）和圖5（d）分別為偏心距160 mm 下不同鋰渣摻量對偏壓柱荷載-位移曲線和極限承載力的影響，可知不同鋰渣摻量對偏壓柱荷載-位移曲線的影響較小， 其中相較于無鋰渣摻入的構件，其它3 種摻量對構件極限承載力分別有2.0%，1.4%和-1.6%的提升。說明不同鋰渣摻量對小偏心極限承載力比大偏心的影響更明顯，且在一定范圍內，鋰渣的摻入能提高偏壓柱的極限承載力。
圖5 不同鋰渣摻量對未腐蝕組偏壓柱力學性能的影響Fig.5 Influence of different lithium slag content on mechanical properties of uncorroded bias column
2.2.2 偏心距的影響
圖6 為不同偏心距對未腐蝕組偏壓柱的荷載-撓度曲線的影響。 由圖6 可得，在相同鋰渣摻量的情況下，構件承載力與初始剛度隨偏心距的增大而逐漸下降， 最大撓度隨偏心距的增大而有一定提高，說明偏心距的改變對構件極限承載力和剛度影響顯著。
圖6 不同偏心距對未腐蝕組偏壓柱荷載-撓度曲線的影響Fig.6 Influence of different eccentricities on load-deflection curves of uncorroded bias column
2.3 腐蝕后偏心受壓柱有限元模擬結果分析
圖7 為腐蝕后偏壓柱荷載-側向變形模擬值與試驗值的對比曲線，分析曲線結果，發(fā)現(xiàn)二者初始剛度大部分吻合良好， 試驗承載力均比模擬值偏大，最大撓度比模擬值偏小。分析其原因：①由于酸雨腐蝕后的構件表面蝕坑密集，對采集試驗數(shù)據(jù)有相應的影響；②由于構件在模擬酸雨環(huán)境下腐蝕不均勻，導致材料具有更大的離散性。
表3 為腐蝕后偏壓柱承載力試驗值、計算值和模擬值的對比結果，由表3 可得，所有構件承載力試驗值均高于其模擬值， 相對最大誤差為18%，相對最小誤差為8%， 而其計算值與模擬值的相對誤差均在2%以內， 證明二者吻合良好。 說明基于ANSYS 有限元軟件模擬酸雨腐蝕后偏壓柱的承載力均能滿足目前現(xiàn)行規(guī)范， 且有足夠的安全系數(shù)，能較好地滿足實際情況。
表3 腐蝕后偏壓柱承載力結果比值Tab.3 Ratio of bearing capacity of biased column after corrosion
圖7 腐蝕后偏壓柱荷載-側向變形對比曲線Fig.7 Load - lateral deformation curve of biased column after corrosion
2.4 腐蝕后偏心受壓柱參數(shù)影響分析
2.4.1 酸雨腐蝕時間的影響
圖8 為酸雨腐蝕時間對腐蝕后偏壓柱力學性能的影響。 圖8（a）和圖8（b）分別為無鋰渣和15%鋰渣摻量下不同酸雨腐蝕時間對偏壓柱荷載-位移的影響，隨著腐蝕時間的增加，無鋰渣和15%鋰渣摻入下的偏壓柱其剛度和極限承載力都存在不同程度的下降；圖8（c）為酸雨腐蝕時間對不同鋰渣摻量下偏壓柱極限承載力的影響， 隨著腐蝕時間由90 d 到120 d 再到150 d， 無鋰渣摻入的偏壓柱極限承載力分別降低了2.6%和9.1%， 對于鋰渣摻量15%的偏壓柱極限承載力分別降低了3.2%和8.5%。 分析說明偏壓柱極限承載力隨酸雨腐蝕時間的延長而減小，通過鋰渣的摻入能一定程度上延緩酸雨腐蝕時間對承載力的影響。
圖8 不同鋰渣摻量對腐蝕后偏壓柱荷載-撓度曲線的影響Fig.8 Influence of different lithium slag content on load-deflection curve of biased column after corrosion
2.4.2 鋰渣摻量的影響
圖9 為不同鋰渣摻量對腐蝕后偏壓柱荷載-撓度曲線的影響。 由圖9 可得，鋰渣的摻入對構件的初始剛度、 延性指標和極限承載力均有一定影響，在出現(xiàn)裂縫前， 鋰渣摻量對構件剛度影響甚微，加載至出現(xiàn)裂縫后，有鋰渣摻入的構件能有效降低偏壓柱剛度的退化，繼續(xù)加載至構件破壞，鋰渣的摻入對不同酸雨腐蝕時間下的偏壓柱極限承載力都有一定的提高， 且最大撓度低于未摻鋰渣的構件。由此說明，鋰渣的摻入對酸雨腐蝕下偏壓柱的承載力和抗側剛度等性能有一定提升。
圖9 酸雨腐蝕時間對腐蝕后偏壓柱力學性能的影響Fig.9 Effect of acid rain corrosion time on mechanical properties of biased column after corrosion
3 結論
1） 選取合適的有限元單元， 通過ANSYS 有限元軟件進行模型的網(wǎng)格區(qū)域劃分，經(jīng)加載求解后進行數(shù)值分析，模擬偏壓柱的破壞形態(tài)、極限荷載和荷載-撓度曲線，以驗證有限元模型的正確性和可行性，對比實際試驗結果發(fā)現(xiàn)二者吻合良好。
2） 通過模擬偏壓柱的破壞形態(tài)，可以直觀地看出偏心距對偏壓柱裂縫發(fā)展情況和破壞模式的影響， 得出材料發(fā)生破壞是偏壓柱失效的根本原因，且大偏心構件破壞主要受拉鋼筋屈服，小偏心構件破壞主要受壓區(qū)邊緣混凝土壓碎，二者共同之處是受壓區(qū)邊緣混凝土率先達到極限壓應變而被破壞。
3） 通過分析未腐蝕組偏壓柱的模擬結果可知，基于ANSYS 有限元軟件對不同偏心距下偏壓柱的極限承載力進行模擬均能滿足我國現(xiàn)行工程設計規(guī)范的安全要求。 在相同鋰渣摻量的情況下，構件承載力與剛度隨偏心距的增大而減小，且偏心距的改變對其影響更為顯著， 當鋰渣摻量發(fā)生改變，小偏心構件極限承載力比大偏心構件更易受鋰渣摻量的影響，而鋰渣的摻入在一定條件下能提高偏壓柱的極限承載力。
4） 通過分析腐蝕后偏壓柱的模擬結果可知，基于ANSYS 有限元軟件對酸雨環(huán)境下有無鋰渣摻量的偏壓柱極限承載力進行模擬均能滿足目前現(xiàn)行規(guī)范，且有足夠的安全系數(shù)，能較好地滿足實際情況。 鋰渣的摻入對酸雨腐蝕下偏壓柱的承載力和抗側剛度等性能有一定提升，且偏壓柱極限承載力隨酸雨腐蝕時間的延長而減小，通過鋰渣的摻入能一定程度上延緩酸雨腐蝕時間對承載力的影響。
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國內外學者對摻鋰渣進行了相關研究。 張?zhí)m芳[6]就摻鋰渣混凝土的抗壓強度和抗碳化能力進行了試驗研究；王國強等[7]，秦擁軍等[8]，Wen[9]，Li等[10]學者研究了不同鋰渣細度和不同鋰渣摻量對混凝土力學性能的影響。 在酸雨環(huán)境下混凝土力學性能方面，張廣泰等[11]探究了在硫酸鹽侵蝕下?lián)嚼w維鋰渣混凝土的力學性能；王凱等[12]探究了酸雨侵蝕下鋼筋混凝土構件偏心受壓力學性能的損傷退化規(guī)律。 在數(shù)值模擬方面，于峰等[13]，李冬等[14]對鋼筋混凝土柱的偏心受壓力學性能進行了有限元分析。
綜上可知，國內外對摻鋰渣混凝土構件的力學性能研究較為成熟，而對于摻鋰渣混凝土構件經(jīng)酸雨侵蝕后的力學性能研究還不夠充分。 故在前期試驗研究的基礎上，基于ANSYS 有限元軟件對構件進行數(shù)值模擬，通過對比試驗結果，解析不同參數(shù)對構件承載力的影響， 為摻鋰渣混凝土在酸雨地區(qū)的推廣和使用提供相關理論依據(jù)和參考。
1 有限元模型
1.1 有限元單元選取
基于ANSYS 有限元軟件， 對摻鋰渣鋼筋混凝土柱進行有限元模擬，其中加載鋼板和混凝土分別采用SOLID45 和SOLID65 單元， 鋼筋采用LINK8單元。
1.2 有限元模型建立
通過對許開成等[15-16]研究中的摻鋰渣鋼筋混凝土柱構件進行有限元模擬和模型建立，并與試驗結果進行對比來驗證其模型的可行性。 從腐蝕時間、鋰渣摻量、 偏心距3 個因素出發(fā)， 試驗共計14 個偏壓柱， 其中包含8 個未腐蝕組偏壓柱，6 個腐蝕組偏壓柱。 構件尺寸為250 mm×200 mm×1 400 mm，柱保護層厚度為30 mm。 為保證柱偏心受壓時為典型的大偏心受壓和小偏心受壓，設置構件的偏心距為40 mm和160 mm， 同時在構件兩端放置鋼墊塊以防止應力集中和實現(xiàn)偏壓，參考試驗梁尺寸及配筋見圖1。參考試驗梁參數(shù)見表1。
圖1 構件尺寸及配筋示意圖（單位：mm）Fig.1 Component size and reinforcement schemes（unit：mm）
表1 偏壓構件一覽表Tab.1 Eccentric compressive component parameter list
針對試驗數(shù)據(jù)對所有偏壓柱構件進行模擬，采用分離式建模。 圖2（a）～圖2（h）分別為偏心距40 mm 和160 mm 的有限元模型圖。 從圖2（c）和圖2（g）可知偏心距的不同，鋼筋的屈服程度也不同， 在大偏心受壓構件中受拉鋼筋已達到屈服強度， 而小偏心受壓構件中遠離荷載一側的鋼筋在受壓狀態(tài)下沒有達到屈服強度；從圖2（d）和圖2（h）可知偏心距的不同對混凝土受力形態(tài)也有所影響， 且在小偏心構件中混凝土正截面受壓區(qū)高度更大。
圖2 有限元模型圖Fig.2 Finite element model drawing
2 有限元結果與分析
2.1 未腐蝕組偏心受壓柱有限元模擬結果分析
圖3 為未腐蝕組不同偏心距下偏壓柱模擬破壞形態(tài)圖，F(xiàn)∶Fcu為構件承受的荷載與其極限承載力的比值，其中圖3（a）～圖3（f）為偏心距為40 mm 的柱模擬破壞形態(tài)圖，圖3（g）～圖3（h）為偏心距為160 mm 的柱模擬破壞形態(tài)圖。 對于偏心距為40 mm的偏壓柱，構件在加載初期處于彈性階段，其撓度增長緩慢，當荷載子步增加到160 時近軸力側端的混凝土開始出現(xiàn)微裂縫，如圖3（a）所示，繼續(xù)加載至圖3（b）所示時近軸力側受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)裂紋且部分混凝土被壓碎, 遠軸力側混凝土在隨荷載增加至圖3（e）所示時開始出現(xiàn)裂縫，當加載至近軸力側混凝土被壓碎， 且遠軸力側混凝土出現(xiàn)大量裂縫時，宣告構件破壞，如圖3（f）所示，此時遠軸力側鋼筋并未達到屈服，如圖2（b）所示；對于偏心距為160 mm 的偏壓柱，在加載初期，荷載增加到如圖3（c）所示時首先在混凝土受拉區(qū)出現(xiàn)橫向裂縫，且混凝土受拉區(qū)主裂縫隨荷載增加而更加明顯，如圖3（d）和圖3（g）所示，此時受拉鋼筋達到屈服強度，如圖2（h）所示，進入流幅階段，荷載繼續(xù)增加導致構件中和軸上升,受壓區(qū)邊緣混凝土被壓碎，進而宣告構件破壞，如圖3（h）所示。 圖3（i）和圖3（j）為偏心距40 mm 和160 mm 的試驗柱裂縫發(fā)展圖，對照模擬裂縫發(fā)展圖和實際裂縫發(fā)展圖可知，兩種偏心距下模擬裂縫發(fā)展情況與實際情況均較為吻合。差，導致試驗結果有時離散性較大，造成試驗數(shù)據(jù)并不能反映其真實規(guī)律；②在有限元模型建立中鋼筋本構選取的是雙直線模型, 未考慮縱筋的強化作用，也未考慮橫向箍筋對混凝土構件的環(huán)箍作用。
圖3 未腐蝕組偏壓柱模擬破壞形態(tài)圖Fig.3 Failure pattern diagram of uncorroded bias column simulation
圖4 未腐蝕組偏壓柱荷載-側向變形對比曲線Fig.4 Load-lateral deformation curve of uncorroded bias column
表2 為未腐蝕組偏壓柱承載力試驗值、 計算值和模擬值的對比結果，由表2 可知，對于偏心距為40 mm 的偏壓柱，其承載力試驗值與模擬值相對最大和最小誤差分別為10%和2%， 說明其實際情況與模擬情況吻合較好，對比承載力計算值與模擬值，發(fā)現(xiàn)相對誤差在29%以內；對于偏心距為160 mm的偏壓柱，其承載力試驗值均高于模擬值，相對最大誤差為19%，相對最小誤差為6%，對比承載力計算值與模擬值，發(fā)現(xiàn)相對誤差在5%以內，數(shù)據(jù)吻合較好。 說明采用ANSYS 有限元軟件模擬兩種不同偏心距下偏壓柱的承載力均能達到現(xiàn)行規(guī)范的安全要求。
表2 未腐蝕組偏壓柱承載力結果比值Tab.2 Ratio of bearing capacity of uncorroded bias column
2.2 未腐蝕組偏心受壓柱參數(shù)影響分析
2.2.1 鋰渣摻量的影響
圖5 為不同鋰渣摻量對未腐蝕組偏壓柱力學性能的影響。 圖5（a）和圖5（c）分別為偏心距40 mm下不同鋰渣摻量對偏壓柱荷載-位移曲線和極限承載力的影響。 在初期階段，鋰渣摻量對構件初始剛度影響不大，其中10%鋰渣摻量構件相較與其它鋰渣摻量構件初始剛度更高，隨荷載增加至極限荷載時，鋰渣摻量的改變對構件的極限承載力和最大撓度有一定影響，其中相較于無鋰渣摻入的構件，其它3 種摻量對構件極限承載力分別有4.3%，3.0%和-3.4%的提升；圖5（b）和圖5（d）分別為偏心距160 mm 下不同鋰渣摻量對偏壓柱荷載-位移曲線和極限承載力的影響，可知不同鋰渣摻量對偏壓柱荷載-位移曲線的影響較小， 其中相較于無鋰渣摻入的構件，其它3 種摻量對構件極限承載力分別有2.0%，1.4%和-1.6%的提升。說明不同鋰渣摻量對小偏心極限承載力比大偏心的影響更明顯，且在一定范圍內，鋰渣的摻入能提高偏壓柱的極限承載力。
圖5 不同鋰渣摻量對未腐蝕組偏壓柱力學性能的影響Fig.5 Influence of different lithium slag content on mechanical properties of uncorroded bias column
2.2.2 偏心距的影響
圖6 為不同偏心距對未腐蝕組偏壓柱的荷載-撓度曲線的影響。 由圖6 可得，在相同鋰渣摻量的情況下，構件承載力與初始剛度隨偏心距的增大而逐漸下降， 最大撓度隨偏心距的增大而有一定提高，說明偏心距的改變對構件極限承載力和剛度影響顯著。
圖6 不同偏心距對未腐蝕組偏壓柱荷載-撓度曲線的影響Fig.6 Influence of different eccentricities on load-deflection curves of uncorroded bias column
2.3 腐蝕后偏心受壓柱有限元模擬結果分析
圖7 為腐蝕后偏壓柱荷載-側向變形模擬值與試驗值的對比曲線，分析曲線結果，發(fā)現(xiàn)二者初始剛度大部分吻合良好， 試驗承載力均比模擬值偏大，最大撓度比模擬值偏小。分析其原因：①由于酸雨腐蝕后的構件表面蝕坑密集，對采集試驗數(shù)據(jù)有相應的影響；②由于構件在模擬酸雨環(huán)境下腐蝕不均勻，導致材料具有更大的離散性。
表3 為腐蝕后偏壓柱承載力試驗值、計算值和模擬值的對比結果，由表3 可得，所有構件承載力試驗值均高于其模擬值， 相對最大誤差為18%，相對最小誤差為8%， 而其計算值與模擬值的相對誤差均在2%以內， 證明二者吻合良好。 說明基于ANSYS 有限元軟件模擬酸雨腐蝕后偏壓柱的承載力均能滿足目前現(xiàn)行規(guī)范， 且有足夠的安全系數(shù)，能較好地滿足實際情況。
表3 腐蝕后偏壓柱承載力結果比值Tab.3 Ratio of bearing capacity of biased column after corrosion
圖7 腐蝕后偏壓柱荷載-側向變形對比曲線Fig.7 Load - lateral deformation curve of biased column after corrosion
2.4 腐蝕后偏心受壓柱參數(shù)影響分析
2.4.1 酸雨腐蝕時間的影響
圖8 為酸雨腐蝕時間對腐蝕后偏壓柱力學性能的影響。 圖8（a）和圖8（b）分別為無鋰渣和15%鋰渣摻量下不同酸雨腐蝕時間對偏壓柱荷載-位移的影響，隨著腐蝕時間的增加，無鋰渣和15%鋰渣摻入下的偏壓柱其剛度和極限承載力都存在不同程度的下降；圖8（c）為酸雨腐蝕時間對不同鋰渣摻量下偏壓柱極限承載力的影響， 隨著腐蝕時間由90 d 到120 d 再到150 d， 無鋰渣摻入的偏壓柱極限承載力分別降低了2.6%和9.1%， 對于鋰渣摻量15%的偏壓柱極限承載力分別降低了3.2%和8.5%。 分析說明偏壓柱極限承載力隨酸雨腐蝕時間的延長而減小，通過鋰渣的摻入能一定程度上延緩酸雨腐蝕時間對承載力的影響。
圖8 不同鋰渣摻量對腐蝕后偏壓柱荷載-撓度曲線的影響Fig.8 Influence of different lithium slag content on load-deflection curve of biased column after corrosion
2.4.2 鋰渣摻量的影響
圖9 為不同鋰渣摻量對腐蝕后偏壓柱荷載-撓度曲線的影響。 由圖9 可得，鋰渣的摻入對構件的初始剛度、 延性指標和極限承載力均有一定影響，在出現(xiàn)裂縫前， 鋰渣摻量對構件剛度影響甚微，加載至出現(xiàn)裂縫后，有鋰渣摻入的構件能有效降低偏壓柱剛度的退化，繼續(xù)加載至構件破壞，鋰渣的摻入對不同酸雨腐蝕時間下的偏壓柱極限承載力都有一定的提高， 且最大撓度低于未摻鋰渣的構件。由此說明，鋰渣的摻入對酸雨腐蝕下偏壓柱的承載力和抗側剛度等性能有一定提升。
圖9 酸雨腐蝕時間對腐蝕后偏壓柱力學性能的影響Fig.9 Effect of acid rain corrosion time on mechanical properties of biased column after corrosion
3 結論
1） 選取合適的有限元單元， 通過ANSYS 有限元軟件進行模型的網(wǎng)格區(qū)域劃分，經(jīng)加載求解后進行數(shù)值分析，模擬偏壓柱的破壞形態(tài)、極限荷載和荷載-撓度曲線，以驗證有限元模型的正確性和可行性，對比實際試驗結果發(fā)現(xiàn)二者吻合良好。
2） 通過模擬偏壓柱的破壞形態(tài)，可以直觀地看出偏心距對偏壓柱裂縫發(fā)展情況和破壞模式的影響， 得出材料發(fā)生破壞是偏壓柱失效的根本原因，且大偏心構件破壞主要受拉鋼筋屈服，小偏心構件破壞主要受壓區(qū)邊緣混凝土壓碎，二者共同之處是受壓區(qū)邊緣混凝土率先達到極限壓應變而被破壞。
3） 通過分析未腐蝕組偏壓柱的模擬結果可知，基于ANSYS 有限元軟件對不同偏心距下偏壓柱的極限承載力進行模擬均能滿足我國現(xiàn)行工程設計規(guī)范的安全要求。 在相同鋰渣摻量的情況下，構件承載力與剛度隨偏心距的增大而減小，且偏心距的改變對其影響更為顯著， 當鋰渣摻量發(fā)生改變，小偏心構件極限承載力比大偏心構件更易受鋰渣摻量的影響，而鋰渣的摻入在一定條件下能提高偏壓柱的極限承載力。
4） 通過分析腐蝕后偏壓柱的模擬結果可知，基于ANSYS 有限元軟件對酸雨環(huán)境下有無鋰渣摻量的偏壓柱極限承載力進行模擬均能滿足目前現(xiàn)行規(guī)范，且有足夠的安全系數(shù)，能較好地滿足實際情況。 鋰渣的摻入對酸雨腐蝕下偏壓柱的承載力和抗側剛度等性能有一定提升，且偏壓柱極限承載力隨酸雨腐蝕時間的延長而減小，通過鋰渣的摻入能一定程度上延緩酸雨腐蝕時間對承載力的影響。
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