程 為

(中鐵建大橋工程局集團(tuán)第四工程有限公司, 哈爾濱 150000)

跨海橋梁橋址區(qū)存在水深、浪高、流急等特點,且波浪荷載對跨海橋梁設(shè)計和施工的影響很大[1-3]。平潭海峽公鐵兩用大橋位于福建省平潭縣,施工區(qū)域溫度高、濕氣重、海水含鹽度較高,施工鋼棧橋極易出現(xiàn)嚴(yán)重的腐蝕現(xiàn)象,同時該區(qū)域海水的水流、波浪作用大,為鋼棧橋臨時結(jié)構(gòu)的安全帶來較大隱患[4-6]。

近年來,有較多學(xué)者對沿海地區(qū)鋼棧橋的腐蝕問題進(jìn)行了調(diào)查,如大連港鲇魚灣、甘井子、寺兒溝等港區(qū)多座鋼棧橋[7-10],其基礎(chǔ)部分為鋼筋沉箱墩臺,上部為鋼結(jié)構(gòu),鋼橋面板距離水面1～4 m,表面均涂有防腐漆,但目前部分橋面板及焊接部位防腐漆出現(xiàn)了開裂、脫落等現(xiàn)象;大連北大橋[11]鋼結(jié)構(gòu)橋建成已17年,施工時防腐技術(shù)比較落后,目前該橋桁架、橋塔、工作平臺均已嚴(yán)重腐蝕;武漢琴臺文化藝術(shù)中心[12]鋼棧橋采用熱浸鍍鋅防腐措施,但由于長期處于潮濕環(huán)境下,結(jié)構(gòu)交接部位出現(xiàn)局部銹蝕現(xiàn)象,部分防腐漆已剝落。

雖然目前已有較多有關(guān)鋼棧橋腐蝕的研究,但與鋼棧橋受力性能有關(guān)的文獻(xiàn)仍較少,而鋼管樁腐蝕后穩(wěn)定性能的研究更是稀缺,因此腐蝕環(huán)境下鋼管樁的豎向承載問題有待進(jìn)一步研究。本文基于福平鐵路平潭海峽公鐵兩用大橋鋼棧橋,對其深水裸巖區(qū)鋼棧橋的腐蝕現(xiàn)狀展開研究:對腐蝕鋼材進(jìn)行現(xiàn)場取樣,對鋼構(gòu)件表面腐蝕形態(tài)進(jìn)行測定;對腐蝕鋼管樁進(jìn)行力學(xué)模型簡化,基于理論推導(dǎo)確定腐蝕后鋼管樁的相對計算高度;采用ABAQUS軟件建立腐蝕后鋼管樁的精細(xì)化有限元模型,對腐蝕后鋼管樁軸壓穩(wěn)定承載力進(jìn)行分析,為未來鋼棧橋施工提供參考。

1 工程概況

1.1 鋼棧橋概況

平潭海峽公鐵兩用大橋位于福建省平潭縣,全長約16.34 km,橋位區(qū)全年6級以上大風(fēng)天氣超過300 d,年均發(fā)生3.8次臺風(fēng),多年風(fēng)力均速可達(dá)6.9 m/s,100年重現(xiàn)期浪高9.69 m。橋址處風(fēng)急浪高,海洋環(huán)境極其惡劣。為提高海上作業(yè)工效,減少船機(jī)設(shè)備使用,大橋基礎(chǔ)采用長棧橋輔助施工平臺施工方案。鋼棧橋跨度最大28 m,采用(8+28/24) m的孔跨布置,4根鋼管樁橫向和縱向布置均為8 m,棧橋示意如圖1所示。鋼管樁選用φ1 800×20、φ1 420×16管樁,材質(zhì)為Q235B,其元素成分見表1。棧橋施工區(qū)域最深水深達(dá)45 m,其中水深18～45 m區(qū)域的棧橋占棧橋全長的55%,棧橋已經(jīng)服役5年。為此,本文主要以深水區(qū)跨度為28 m處的鋼管樁為研究對象。鋼棧橋下部結(jié)構(gòu)的防腐措施參考JTS 153-3—2007《海港工程鋼結(jié)構(gòu)防腐蝕技術(shù)規(guī)范》[13],防腐涂層種類及厚度如表2所示。

表1 Q235B鋼板元素成分及含量Table 1 Elemental composition and content of Q235B steel plate %

表2 鋼棧橋下部結(jié)構(gòu)防腐涂層種類及厚度Table 2 Types and thicknesses of anti-corrosion measures for steel trestles μm

1.2 腐蝕環(huán)境概況

平潭地區(qū)處于亞熱帶氣候帶、東亞季風(fēng)區(qū),溫?zé)釢駶?具有典型的季風(fēng)性氣候,海域?qū)儆诎肴粘鳖愋?。該地區(qū)全年平均溫度高于20 ℃,平均降水量高于1 300 mm,海水含鹽量的年平均值為3.0%～3.2%,最高達(dá)3.6%。以上數(shù)據(jù)說明,平潭海峽公鐵兩用大橋所在區(qū)域溫度高、濕氣重,且海水含鹽度較高。鋼棧橋常年處于上述嚴(yán)酷的海洋環(huán)境中,必然會發(fā)生嚴(yán)重的腐蝕破壞?，F(xiàn)有研究表明,鋼結(jié)構(gòu)腐蝕層中主要成分為α-FeOOH、β-FeOOH、γ-FeOOH及Fe3O4等,腐蝕產(chǎn)物呈疏松、多孔的狀態(tài),不能對內(nèi)部未腐蝕鋼材形成保護(hù)層;同時部分氧化產(chǎn)物(β-FeOOH)的存在加速了鋼材的腐蝕速率,導(dǎo)致鋼材在海洋環(huán)境中出現(xiàn)更嚴(yán)重的腐蝕問題[14-16]。鋼材受腐蝕后不僅導(dǎo)致構(gòu)件截面受損,還對鋼材的強(qiáng)度、延性等力學(xué)性能產(chǎn)生影響,導(dǎo)致構(gòu)件的承載力有所降低,為鋼棧橋臨時結(jié)構(gòu)的安全帶來較大隱患。此外,該地區(qū)大風(fēng)天氣多,有效作業(yè)時間較短,且鋼棧橋臨時結(jié)構(gòu)搭建長度較長、施工環(huán)境復(fù)雜,鋼材進(jìn)入施工場地后未能及時開展作業(yè)即已出現(xiàn)腐蝕現(xiàn)象,造成了鋼材極大的浪費(fèi)。

2 鋼材腐蝕形態(tài)測定

對鋼管樁表面腐蝕形態(tài)進(jìn)行測定,能最直觀地反映出鋼材的腐蝕狀況,從而鑒定工程結(jié)構(gòu)是否存在安全隱患。

2.1 腐蝕鋼材現(xiàn)場取樣

根據(jù)現(xiàn)場腐蝕情況排查,鋼管樁表面防腐層部分脫落,可觀察到大量蝕坑,選取其中腐蝕最為嚴(yán)重的鋼管樁進(jìn)行現(xiàn)場取樣。由于鋼管樁所處腐蝕區(qū)域較廣,下部處于腐蝕的全浸區(qū),中部屬于浪濺區(qū)和潮差區(qū),上部處于大氣區(qū),因此需要分別對4個不同區(qū)域的鋼材進(jìn)行取樣以分析不同腐蝕區(qū)域?qū)︿摬母g性能的影響。不同腐蝕區(qū)域鋼管樁表面取樣鋼板的平面尺寸為150 mm×150 mm。

鋼管樁長期處于富含電解質(zhì)海水中,鋼管表面在氧氣、陽光、潮濕海風(fēng)和浪花飛濺等因素共同作用下容易發(fā)生電化學(xué)腐蝕。以鐵的氧化物為主的腐蝕產(chǎn)物附著在鋼管樁表面,導(dǎo)致微觀測量難以進(jìn)行,因此需要對腐蝕鋼材表面進(jìn)行酸洗除銹。本文嚴(yán)格按照ASTM標(biāo)準(zhǔn)[13]要求配制酸洗溶液,采用刷子進(jìn)行反復(fù)刷涂酸洗至完全除去鐵銹。

2.2 腐蝕形態(tài)測定

采用光學(xué)數(shù)碼顯微鏡對酸洗后的試件進(jìn)行超景深試驗,對腐蝕后鋼材的微觀形貌進(jìn)行分析。在光學(xué)數(shù)碼顯微鏡中,可以觀察到腐蝕后試件表面的蝕坑形狀。根據(jù)不同的蝕坑深度,對不同深度的蝕坑采用不同的顏色進(jìn)行劃分,可以得到超景深試驗彩圖,如圖2所示?？梢钥闯?不同腐蝕區(qū)域內(nèi)取樣鋼材的腐蝕程度差異明顯。

a—浪濺區(qū); b—全浸區(qū); c—潮差區(qū); d—大氣區(qū)。圖2 掃描后試件表面形貌示意 μmFig.2 Schematic diagrams of specimen surface state by scanning

基于超景深試驗結(jié)果可知:鋼管樁呈現(xiàn)非均勻腐蝕狀態(tài),浪濺區(qū)鋼材點腐蝕最為嚴(yán)重,其腐蝕深度遠(yuǎn)大于其他區(qū)域,浪濺區(qū)點腐蝕最大腐蝕深度可達(dá)到0.446 mm,全浸區(qū)最大腐蝕深度為0.087 mm,潮差區(qū)為0.433 mm,大氣區(qū)為0.248 mm。即浪濺區(qū)的最大腐蝕深度是全浸區(qū)的5倍,這是由于浪濺區(qū)同時接觸海水與空氣,加上海浪沖擊、干濕交替、溫度變化等因素的疊加作用導(dǎo)致此處腐蝕最為嚴(yán)重。

為了量化點腐蝕的影響,通過概率統(tǒng)計的方法確定腐蝕鋼材表面蝕坑的分布規(guī)律。分別匯總統(tǒng)計每個腐蝕區(qū)域鋼材腐蝕深度,得到鋼材腐蝕深度的頻數(shù)分布直方圖,如圖3所示,其中橫坐標(biāo)為鋼材腐蝕深度d與最大腐蝕深度dmax之比,縱坐標(biāo)為相對頻率。由圖3可知,全浸區(qū)、潮差區(qū)和大氣區(qū)鋼材腐蝕深度分布均呈現(xiàn)兩端低而中間高的正態(tài)分布,而浪濺區(qū)鋼材腐蝕深度分布呈現(xiàn)逐漸上升的指數(shù)分布。

a—浪濺區(qū); b—全浸區(qū); c—潮差區(qū); d—大氣區(qū)。圖3 鋼材腐蝕深度的頻數(shù)分布直方圖Fig.3 Frequency distribution histograms of steel corrosion depths

以腐蝕深度之比d/dmax為自變量,相對頻率為因變量,對數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合分析,建立腐蝕深度分布概率函數(shù)。文獻(xiàn)[17]提出可以采用回歸判定系數(shù)(R2)評價模型的可靠性,而且當(dāng)R2≥0.95、0.80≤R2<0.95、0.65≤R2<0.80和R2<0.65時,其預(yù)測結(jié)果的精度分別為“優(yōu)”“良”“中”“差”?？梢园l(fā)現(xiàn),浪濺區(qū)、全浸區(qū)、潮差區(qū)和大氣區(qū)鋼材腐蝕深度分布概率函數(shù)相對應(yīng)的判定系數(shù)(R2)分別為0.945、0.941、0.886和0.871,可見,本文提出的腐蝕深度分布概率函數(shù)可以較好地預(yù)測不同腐蝕區(qū)域內(nèi)鋼材的腐蝕分布規(guī)律。

基于腐蝕深度分布概率函數(shù),可以計算得出不同區(qū)域鋼材點腐蝕的腐蝕速率:全浸區(qū)、浪濺區(qū)、潮差區(qū)和大氣區(qū)鋼材點腐蝕的腐蝕速率分別為0.011,0.076,0.034,0.027 mm/a。

3 腐蝕鋼管樁受力模型的簡化

海洋環(huán)境下鋼材的腐蝕導(dǎo)致鋼管樁承載力降低,加劇了構(gòu)件整體失穩(wěn)的可能,然而現(xiàn)行規(guī)范并未給出考慮腐蝕損傷影響的構(gòu)件承載力設(shè)計方法。因此,基于不同腐蝕區(qū)域鋼材的超景深試驗結(jié)果,本文將此類構(gòu)件簡化為由若干個均勻壁厚柱段組成的階梯柱,并建立簡化力學(xué)模型,對其進(jìn)行屈曲分析。

3.1 等截面軸心受壓柱端約束之間的相互關(guān)系

圖4為上端可移動的等截面軸心受壓柱,兩端受抗彎彈簧約束。柱的上端具有滑動彈簧鉸,下端具有固定彈簧鉸,約束常數(shù)為r1和r2,分別表示柱上端和柱下端有單位轉(zhuǎn)角時的約束彎矩。

圖4 有側(cè)移柱柱端轉(zhuǎn)角與彎矩示意Fig.4 The schematic diagram of rotation and bending moment of column end with lateral deflection

建立柱任意截面的彎矩平衡方程,對原點取矩:

Ny(x)-M(x)-r2θ2=0

(1)

基于此,可得到有側(cè)移柱柱端約束常數(shù)r1和r2之間的關(guān)系式:

(2)

式中:μ為計算長度系數(shù);E為彈性模量;I為截面慣性矩。

3.2 有側(cè)移的軸心受壓單階柱約束常數(shù)

基于等截面軸心受壓柱的分析原理,對柱截面變化的單階柱進(jìn)行分析。將兩柱段劃分為圖5b和圖5c兩個隔離體,分別進(jìn)行計算,上、下端部及柱段連接處抗彎剛度分別為r0、r2和r1。圖5a的軸心力作用下在柱頂有某一轉(zhuǎn)角θ0時所應(yīng)施加的力矩m0=r0θ0,圖5b上端和圖5c下端具有連續(xù)性,變形和內(nèi)力協(xié)調(diào)。

基于等截面軸心受壓柱端約束之間的相互關(guān)系可知,有側(cè)移的軸心受壓單階柱約束常數(shù)r0的表達(dá)式為:

a—單階柱; b—下柱段; c—上柱段。圖5 兩柱段計算簡圖Fig.5 Calculation model of two-segment stepped columns

(3)

式中:μi、Hi、Ii分別為上、下柱段的計算長度系數(shù)、柱高與截面慣性矩,其中,i=1,2。

3.3 變截面柱計算長度系數(shù)

當(dāng)柱上端為自由端,端部沒有約束彎矩,柱端能自由轉(zhuǎn)動的同時還能側(cè)移,失穩(wěn)時柱上端的彎矩m0=r0θ0=0。因為θ0≠0,只有r0=0,則式(3)變?yōu)?

(4)

上下段柱的線剛度比值:

(5)

臨界力參數(shù):

(6)

上、下段柱的臨界力分別為:

N1=π2EI1/(μ1H1)2

(7a)

N2=π2EI2/(μ2H2)2

(7b)

最終可得單階柱計算長度系數(shù):

(8)

求解上式即可得到柱上端為自由的單階柱下段柱的計算長度系數(shù)μ2,而上段柱的計算長度系數(shù)μ1=μ2/η1。

3.4 變階柱計算長度

由于鋼管樁隨著暴露條件的不同沿高度可劃分為全浸區(qū)、潮差區(qū)、浪濺區(qū)和大氣區(qū),因此可以將腐蝕后的鋼管樁簡化為三階柱力學(xué)模型。三階柱計算長度系數(shù)在GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[18]中尚無表可查,因此本文基于單階柱計算長度系數(shù)的推導(dǎo)方法提出了三階柱計算長度系數(shù)的公式。

將四段柱劃分為圖6a和圖6b兩個隔離體,分別進(jìn)行計算。假定上段柱、中段柱和下段柱的臨界力分別為:

Ni=π2EIi/(μiHi)2

i=1,2,3,4 (9)

式中:μ1,μ2,μ3,μ4分別為各段柱的計算長度系數(shù)。軸心作用下鋼管樁臨界力均相等,故有:

N1=N2=N3=N4

(10)

上段柱與下段柱線剛度比值、中1段柱與下段柱線剛度比值、中2段柱與下段柱線剛度比值分別為:

a—有限元模型; b—三階柱; c—上柱段。圖6 四段柱有限元模型及計算簡圖Fig.6 Calculation model of four-segment stepped columns

(11a)

(11b)

(11c)

臨界力參數(shù):

(12a)

(12b)

(12c)

可得三階柱計算長度系數(shù)計算公式:

(13)

采用數(shù)值計算方法通過MATLAB編程對三階柱計算長度系數(shù)計算式(式(13))進(jìn)行求解,即可得到柱上端為自由的三階柱下段柱的計算長度系數(shù)μ4,而上段柱、中段柱1、2的計算長度系數(shù)μ1、μ2、μ3通過μ4計算可得:μ1=μ4/η1,μ2=μ4/η2,μ3=μ4/η3。

為保證理論推導(dǎo)的正確性,選取特殊工況對計算長度系數(shù)公式進(jìn)行驗證。選取工況為三階柱各階截面均相等,即三階柱為等截面柱。對于等截面柱,當(dāng)柱上端為自由端、下端固定時,長度計算系數(shù)為2.0。相同工況下,采用式(13)對三階柱計算長度系數(shù)進(jìn)行求解,可得μ1=μ2=μ3=μ4=2.0,由此可以證明計算長度系數(shù)公式的正確性。

基于得到的計算長度系數(shù),可以提出三階柱的相對計算高度公式為:

Heff=μ1H1=μ2H2=μ3H3=μ4H4

(14)

式中:Heff為相對計算高度。

3.5 理論結(jié)果與有限元結(jié)果的對比分析

本文采用ABAQUS軟件建立鋼管樁的有限元模型對理論推導(dǎo)公式展開驗證。選取C3D8R實體單元模擬鋼管,建立4個等截面部件模擬組成四段柱的4個柱段,不同柱段的壁厚不同,各部件之間通過TIE連接。根據(jù)施工棧橋?qū)嶋H情況,將鋼管樁邊界條件簡化為底端固接、頂端自由。荷載作用方式為軸壓荷載,通過Buckle分析可得到腐蝕后鋼管樁的屈曲臨界力,模型如圖6a所示。鋼材本構(gòu)采用雙折線模型,應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系見式(15),其中,fy為鋼材屈服強(qiáng)度,εy為屈服應(yīng)變,Es為彈性模量,取2.06×105MPa,泊松比取0.3。為方便討論,定義Ki為各柱段與下柱段線剛度的比值,并在工程實際應(yīng)用范圍內(nèi)(0.2～5.0)選取Ki。

(15)

對比階梯柱屈曲臨界力的理論計算結(jié)果(Ncr,Cal)與有限元分析結(jié)果(Ncr,FE)如圖7所示,其中,Ncr,Cal通過式(16)計算得到?？芍?Ki在0.2～5.0范圍內(nèi)時,Ncr,Cal和Ncr,FE的結(jié)果十分接近,擬合后直線斜率為0.998 5,接近1.0,由此可以說明本文提出的相對計算高度公式是合理的。

(16)

圖7 臨界力計算結(jié)果對比Fig.7 Comparison between calculated and finite element results of critical load

4 鋼管樁穩(wěn)定承載力計算

考慮到腐蝕后鋼管樁在幾何缺陷、加載偏心和殘余應(yīng)力等復(fù)雜因素影響下承載力無法達(dá)到屈曲臨界力,本節(jié)將采用三種方法(理論計算法、精細(xì)化有限元模型以及均勻腐蝕簡化有限元模型)對腐蝕后鋼管樁的實際穩(wěn)定承載力展開分析。以深水區(qū)28 m跨度處施工鋼棧橋腐蝕后的鋼管樁為例,其中,柱高H=46 m,直徑D=1.8 m,初始壁厚t0=20 mm。浪濺區(qū)、全浸區(qū)、潮差區(qū)和大氣區(qū)高度分別為13.8,18.4,4.6,9.2 m。

1)理論計算時,將腐蝕后鋼管樁簡化為三階柱模型,各柱段壁厚均勻減少,腐蝕厚度按等效損失質(zhì)量法考慮,具體如式(17)所示。

(17)

式中:m0和m分別為腐蝕前、后鋼管的質(zhì)量;d為等效均勻腐蝕深度。

在該條件下,浪濺區(qū)、全浸區(qū)、潮差區(qū)和大氣區(qū)的腐蝕厚度分別為0.357,0.035,0.260,0.124 mm。在底端固接、頂端自由的工況下,將上述參數(shù)代入式(13)可解出全浸區(qū)柱段計算長度系數(shù)μ4= 5.06,計算長度L0=μ4H4= 93.11 m,由此可知長細(xì)比λ= 147.40。查詢GB 50017—2017可以得到穩(wěn)定系數(shù)φ=0.356,則穩(wěn)定承載力計算值Nu,cal=φAfy= 9 356.59 kN。

2)為驗證理論計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,本文考慮腐蝕后鋼管的表面形貌,采用ABAQUS建立了腐蝕后鋼管單樁的精細(xì)化有限元模型并進(jìn)行穩(wěn)定承載力計算。采用C3D8R實體單元模擬腐蝕前鋼管,并基于超景深試驗結(jié)果在鋼管表面不同腐蝕區(qū)域內(nèi)生成相應(yīng)數(shù)量的蝕坑,其后通過切割操作實現(xiàn)鋼管的腐蝕損傷,如圖8所示,其中紅色點狀區(qū)域表示蝕坑。鋼管樁的幾何參數(shù)按實際工況取值,鋼材本構(gòu)與其余各參數(shù)取值與3.5節(jié)保持一致,初始缺陷取一階屈曲模態(tài),幅值為H/1 000,通過弧長法可得到腐蝕鋼管樁的穩(wěn)定承載力Nu,FE1= 9 796.43 kN。

3)建立精細(xì)化有限元模型需要明晰鋼管的表面形貌,建模過程繁瑣,不便于實際應(yīng)用。因此本文提出采用3.5節(jié)中的簡化階梯柱有限元模型計算腐蝕后鋼管樁的穩(wěn)定承載力,即將腐蝕后鋼管樁按腐蝕區(qū)域分成4個柱段,假設(shè)各柱段產(chǎn)生腐蝕均勻,腐蝕深度按式(17)取值,與理論計算中的腐蝕深度保持一致。通過弧長法計算得到的腐蝕鋼管樁穩(wěn)定承載力Nu,FE2= 9 823.30 kN。

圖8 考慮腐蝕形貌的精細(xì)化有限元模型 mmFig.8 The refined finite element model considering corrosion characteristics

由上可知,按本文提出公式計算結(jié)果略低于精細(xì)化有限元模型計算結(jié)果,表明本文提出的計算公式偏于安全且具有較高精度,可供實際工程參考。此外,階梯柱有限元模型計算結(jié)果與精細(xì)化模型計算結(jié)果誤差不超過0.3%,表明采用階梯柱簡化模型得到的腐蝕后鋼管樁穩(wěn)定承載力精度滿足要求,可供實際工程參考。

5 結(jié)束語

1)鋼管樁呈現(xiàn)沿樁高非均勻分布的腐蝕狀態(tài),浪濺區(qū)鋼材點腐蝕最為嚴(yán)重,其后依次為潮差區(qū)、大氣區(qū)和全浸區(qū);浪濺區(qū)鋼材最大點腐蝕深度可達(dá)到0.446 mm,為全浸區(qū)的5倍。

2)沿柱高方向截面變化的受壓柱可簡化為階梯柱力學(xué)模型,基于理論推導(dǎo)確定了變截面柱計算長度系數(shù),提出了變截面柱的相對高度計算公式。

3)腐蝕后鋼管樁的穩(wěn)定承載力可由本文計算方法準(zhǔn)確計算;基于等效均勻腐蝕建立的階梯柱有限元模型計算結(jié)果具有較高的精度,可作為簡化模型供實際工程參考。