局部銹蝕圓鋼管混凝土短柱軸壓承載力試驗研究

陳夢成，羅蘇昌，黃宏，方葦，許開成，錢文磊

(1.華東交通大學 省部共建軌道交通基礎設施性能監測與保障國家重點實驗室，江西 南昌，330013；2.華東交通大學 土木工程建筑學院，江西 南昌，330013)

鋼管混凝土結構具有承載能力高、塑性和韌性好、施工方便、經濟效益高等優點，多用于高層建筑、大跨度橋梁、海洋平臺、鍋爐塔架、電視臺等土木工程結構中[1-4]。服役期間鋼管混凝土結構常常受到環境銹蝕和荷載作用。當鋼管混凝土外鋼管表面防銹涂層損傷破壞或陰極保護系統無效時，隨著服役時間增加，外鋼管表面發生嚴重銹蝕，導致鋼管表面出現銹蝕損傷裂紋，鋼管有效截面減小，鋼材和鋼管力學性能降低[5-8]，進而引起鋼管混凝土結構抗力退化，嚴重威脅到服役結構的耐久性、適用性和安全性[9-12]。

近年來，有關銹蝕鋼管混凝土柱力學性能方面的研究取得了豐碩成果[13]?；ㄓ仔堑萚14-15]使用有限元數值模擬和試驗技術分析了長期軸拉荷載與氯離子銹蝕對鋼管混凝土柱抗拉壓性能的影響，并將其與空鋼管受力性能進行了對比，發現核心混凝土能夠提高銹蝕鋼管的抗拉壓承載力，持續荷載與腐蝕耦合作用對承載力的影響高于單因素作用對承載力的影響；高山等[16]對16根鹽霧環境下的鋼管混凝土進行了軸壓試驗研究，分析了鋼管銹蝕失重率和鋼材強度等級對鋼管混凝土柱性能劣化的影響，發現隨著銹蝕鋼管質量增加，試件破壞模式由剪切型逐漸轉化為腰鼓型，承載力和剛度有不同程度降低；陳夢成等[17-20]采用試驗研究和有限元模擬相結合的方法，研究了酸雨環境下圓鋼管和方鋼管混凝土、鋼管再生混凝土靜力性能和抗震性能退化現象，并提出了相應的彎曲承載力計算公式；HAN等[21-24]對持續荷載和氯鹽腐蝕下鋼管混凝土抗拉壓和抗彎性能退化進行了試驗研究和理論分析，修正了鋼管混凝土構件現有設計方法，以便考慮服役期間持續荷載和氯離子腐蝕的影響；ZHANG等[25]以凍融循環次數、銹蝕率和壁厚為試驗參數，采用單純凍融、銹蝕和交替凍融、銹蝕3種方式，對嚴寒和酸雨地區方鋼管混凝土試件軸壓力學性能進行了試驗研究，發現鋼管混凝土出現局部屈服和角部側向拉伸斷裂現象，修正了現有規范中薄壁方鋼管混凝土極限承載力理論預測公式，并得到了凍融循環和酸雨交替作用下薄壁方鋼管混凝土短柱承載力的簡化計算公式；GAO等[26]對凍融循環和鹽霧銹蝕后高緯度離岸地域薄壁圓鋼管混凝土短柱靜力性能退化進行了試驗研究，研究結果表明：隨著銹蝕率增加，凍融循環后的承載力近似呈線性遞減，尤其是峰值過后，速率遞減現象更為嚴重，延性指數和彈性模量也隨銹蝕增加而遞減。根據試驗結果，通過修正歐洲鋼管混凝土設計規范4，得到了凍融循環和腐蝕環境下薄壁圓鋼管混凝土短柱承載力理論計算公式；ZHANG等[27]采用加速腐蝕試驗方式，對銹蝕對薄壁圓鋼管混凝土短柱軸壓承載力的影響進行了試驗研究，發現與普通鋼管混凝土短柱相比，其破壞形態為輕微局部朝外剪切脹形屈曲破壞；LI等[28]采用分階段利用現有試驗數據驗證有限元模型的方法，對初始缺陷、施工荷載、長期服役荷載和腐蝕等多種漸進退化因素耦合作用下FRP增強鋼管混凝土柱結構性能進行了非線性有限元分析，發現腐蝕會減少核心混凝土的約束，繼而降低鋼管混凝土柱承載力，而FRP能夠有效降低多重退化因素引起的這種負面效應；LI等[28]基于參數分析，提出了FRP增強鋼管混凝土柱承載力簡化理論預測模型。

上述研究主要針對外鋼管全表面均勻銹蝕鋼管混凝土構件力學性能問題，然而，實際上鋼管表面銹蝕既有均勻銹蝕，又有局部銹蝕[29-31]。局部銹蝕一方面削弱外鋼管截面，降低外鋼管局部對核心混凝土的約束；另一方面導致鋼管截面性能由對稱轉變為非對稱，鋼管混凝土構件軸心受壓轉變為偏心受壓，甚至會改變鋼管混凝土構件破壞模式，大大降低鋼管混凝土構件承載力，因此，局部銹蝕對鋼管混凝土結構危害性更大。截至目前，針對局部銹蝕鋼管混凝土構件的研究報道較少。陳夢成等[32]采用有限元數值模型研究了單個和2個局部銹蝕缺陷位置對鋼管混凝土柱軸壓屈服承載力和極限承載力的影響，發現當銹蝕缺陷位于柱構件高度1/2處(中部)時，銹蝕對鋼管混凝土構件屈服承載力和極限承載力影響最大，尤其是對屈服承載力影響更大；當2個銹蝕缺陷位于鋼管混凝土構件高度1/2處同側時，銹蝕對鋼管混凝土構件屈服承載力和極限承載力影響大于它們位于異側時的影響；廖栩等[33]采用有限元數值模型對局部銹蝕方形中空夾層鋼管混凝土柱偏壓性能進行了研究，討論了長細比、偏心率和銹蝕率對構件承載力的影響，結果表明：承載力和剛度均隨著長細比、偏心率和銹蝕率的增加而減少；GUO等[34-35]采用機械加工人為缺陷模擬鋼管局部銹蝕，從試驗和理論角度研究了局部條狀銹蝕鋼管短柱軸壓力學行為，討論了條狀銹蝕方向、長度、寬度、深度對軸壓力學性能的影響，發現其破壞模式和力學行為與無銹蝕鋼管混凝土短柱的相比均有所不同，橫向和斜向條狀銹蝕影響最大，縱向條狀銹蝕影響很小，并提出了相應的局部條狀銹蝕鋼管混凝土短柱承載力理論計算公式。

本文作者在前期數值模擬研究工作[32]的基礎上，開展局部銹蝕圓鋼管混凝土短柱軸壓試驗研究，討論局部銹蝕位置、銹蝕體積損失率、面積損失率和壁厚損失率對鋼管混凝土柱軸壓承載力、剛度和延性的影響，揭示局部銹蝕鋼管混凝土破壞機制和承載力退化機理，并在此基礎上提出局部銹蝕鋼管混凝土柱軸壓承載力預測公式，以期為鋼管混凝土構件全壽命周期設計提供參考依據。

1 試驗概況

1.1 銹蝕程度表征

本文采用3個參數對鋼管局部銹蝕程度表征，即鋼管體積損失率DV、鋼管外表面面積損失率DA和鋼管壁厚損失率DT。

式中：m0和mc分別為銹蝕前后鋼管質量；V0和Vc分別為銹蝕前后鋼管體積；A0和Ac分別為銹蝕前后鋼管外表面表面積；d為鋼管壁外表面銹蝕深度；n為局部銹蝕缺陷個數；D為鋼管外直徑；ts為鋼管厚度；Lc為腐蝕長度；L為鋼管長度。值得注意的是，式(3)僅適用于鋼管全表面均勻銹蝕的情況。在鋼管外表面銹蝕周向貫通的情況下，由式(1)和(3)可得如下銹蝕體積損失率DV和壁厚損失率DT的關系：

從式(4)可以看出：在環向腐蝕貫通的情況下，DV和DT呈非線性關系。當鋼管混凝土厚徑比ts/D小到足以忽略時，則式(4)變為

由式(5)可以看出：DV和DT呈線性關系，而且當鋼管全表面產生均勻銹蝕即Lc=L時，鋼管銹蝕體積損失率達到最大值，且DV=DT。

1.2 試件設計制作

鋼管表面典型局部銹蝕缺陷幾何形狀和尺寸如圖1所示。

圖1 鋼管表面典型局部銹蝕缺陷幾何表征Fig.1 Dimensions of a typical local corrosion defect on steel tube

大量工程實踐表明[29]，鋼管混凝土拱橋的局部銹蝕病害位置多發生在鋼管外表面，而且主要集中在拱腳、吊桿與拱肋交界處、拱頂等。因此，本文將局部銹蝕位置設置在鋼管混凝土柱端部和中部?？紤]到實驗室鋼管腐蝕試驗周期長，根據前人研究成果[6,30-31]，本文采用機械加工車銑方法制作模擬外鋼管表面局部銹蝕的人工缺陷。另外，為了便于機械加工，本文假定局部銹蝕深度按最大深度均勻分布，而且沿鋼管外周向貫通。圖2所示為人工缺陷模擬局部銹蝕鋼管試件。為了方便，以下將“人工缺陷”統稱為“局部銹蝕”。試驗中共設計制作45根鋼管混凝土柱試件，將其分為4組，其中第1組為14根一端局部銹蝕試件，第2組為14根兩端局部銹蝕試件，第3組為14根中部局部銹蝕試件，第4組為3根無銹蝕對比平行試件。

圖2 局部人工缺陷模擬局部銹蝕鋼管試件Fig.2 Steel tubes with localized corrosion simulated by an artificial defect

除第4組之外，每組試件中有8根銹蝕鋼管混凝土試件的鋼管外表面銹蝕面積損失率DA設計為1/2，銹蝕體積損失率DV分別設計為10%、20%、30%和35%，對應每個DV工況設置2根平行試件；有6根鋼管混凝土試件的DA設計為1/3，DV分別設計為10%、20%和25%，同理，對應每個DV設置2根平行試件。本文所有工況下的測試結果均為平行試件測試結果的平均值。試驗中所有鋼管混凝土柱試件長度L=342 mm，外徑D=114.6 mm，高徑比為2.98，均屬于“短柱試件”，鋼管壁厚ts=3.7 mm，局部銹蝕區域鋼管壁厚與銹蝕鋼管體積損失率DV和面積損失率DA相關。鋼管內澆筑混凝土為C50商品混凝土。另外，為避免試驗中鋼管混凝土兩端部加載時出現局部應力集中現象，在其兩端部各焊接1塊彈性剛度相對較大的、長×寬×厚度為140 mm×140 mm×140 mm的鋼板。試驗中以鋼管局部銹蝕位置、體積損失率DV和面積損失率DA為變量參數。每根鋼管混凝土柱試件的試驗設計參數見表1。表1中，試件編碼規則是采用鋼管外表面銹蝕位置-面積損失率-體積損失率標識，例如，試件編號OE-1/2-10表示鋼管外表面銹蝕發生在一端，銹蝕面積損失率為1/2，銹蝕體積損失率為10%。

表1 試件設計參數Table 1 Design parameters of test specimens

1.3 材料性能

采用與鋼管混凝土試件所用的同一批強度等級為C50的商品混凝土制作3塊邊長為150 mm的立方塊，并進行混凝土抗壓強度試驗，得到鋼管混凝土試件核心混凝土平均標準抗壓強度fcu為54.64 MPa，彈性模量Ec為3.60×104MPa；采用電弧焊切割方法切割制作鋼管混凝土試件時所用的同一批次鋼管，制作3片鋼片，并進行材料力學性能拉升試驗，得到鋼管混凝土試件外鋼管材料平均屈服強度fy為340.26 MPa，極限強度fu為406.88 MPa，彈性模量Es為2.06×105MPa。

1.4 加載方案

所有試驗均在華東交通大學結構試驗室500 t壓力機上完成。試驗前，需要對試件進行預加載，預加荷載為試件理論預估極限承載力的1/10。在試驗過程中，加載采用荷載控制的分級加載，初始加載階段每級荷載為試件理論預估極限承載力的1/10，持荷時長為1 min；當荷載達到試件理論預估極限承載力的70%時，降低加載速度，每級荷載為理論預估極限承載力的1/15，持荷時長為2 min；繼續慢速加載，當荷載降低至理論預估極限承載力的75%或變形過大時，試驗結束。試驗加載裝置見圖3。

圖3 銹蝕圓CFST試件軸壓試驗加載裝置Fig.3 Set-up of axial compressive test for corroded circle CFST specimen

1.5 測點布置

試驗測試的主要內容有試件軸壓荷載、軸壓變形、鋼管表面縱向應變和橫向應變。軸壓荷載直接從壓力傳感器儀表獲取，其他變形和應變數據均通過揚州晶明靜態數據采集系統進行實時采集。采用Excel和Origin軟件完成數據分析和圖形繪制。在壓力機加載端底部4個角設置4個豎向位移計，測量受壓柱試件軸向變形；在柱高1/2處鋼管截面周邊軸對稱4個點布置4片“T”形應變花，測量柱試件的縱向、橫向應變，應變片的布置見圖4。

圖4 銹蝕圓形CFST試件周向應變片布置Fig.4 Layout of strain rosette on circumferential surface of corroded circle CFST specimen

2 試驗結果

2.1 破壞形態

圖5所示為局部銹蝕圓鋼管混凝土柱軸心受壓試件外鋼管和核心混凝土最終破壞形態。所有受壓銹蝕試件破壞過程特征與未銹蝕試件的基本相似：1) 從初始荷載至荷載達到相應構件極限承載力的60%～70%(72～1 114 kN)之前，試件工作處于彈性階段，軸向荷載與變形呈線性增長，試件外表面無明顯變形；2) 當荷載繼續增加并接近極限承載力時，軸向變形明顯增加，試件局部腐蝕區域內鋼管外表面出現輕微鼓曲；3) 當荷載達到極限承載力時，局部試件局部腐蝕區域內鋼管材料強度達到屈服強度，并發生局部鼓曲變形；4) 鼓曲變形發展迅速，形成鼓曲帶，部分試件還出現2處鼓曲帶，荷載開始下降，當其降至極限承載力的75%時，鼓曲帶變形過大，喪失承載力。未銹蝕圓鋼管混凝土柱軸壓試件外表面鼓曲變形不明顯(見圖5(a))，但從試驗后剝去外鋼管的核心混凝土來看，未銹蝕試件產生剪切鼓曲破壞。由于端部效應和局部銹蝕影響，銹蝕柱試件鼓曲變形多發生在銹蝕區與端部蓋板接合處銹蝕側以及銹蝕區與未銹蝕區域接合處銹蝕側。隨著荷載加大，部分銹蝕柱試件在銹蝕區靠近端部蓋板接合處和未銹蝕區接合處同時出現鼓曲現象(見圖5(b))，尤其是當銹蝕區位于銹蝕柱試件柱高1/2處時更是如此。這是因為在接合處存在材性或幾何不連續，在荷載作用下，容易產生應力集中，導致鋼管表面銹蝕區提早出現局部屈曲屈服。

圖5 部分典型銹蝕圓形CFST試件外鋼管和核芯混凝土破壞形態Fig.5 Failure mode of outer steel tube and core concrete for some typical corroded circle CFST specimens

由于有核芯混凝土約束鋼管向內屈曲變形，所以試件均發生向外屈曲變形即腰鼓狀變形。比較未銹蝕試件(圖5(a))和銹蝕試件(圖5(b)～(g))可以看出，除圖5(c)中銹蝕試件與圖5(a)中未銹蝕試件發生剪脹鼓曲破壞外，其余銹蝕試件都發生腰鼓狀鼓曲破壞。局部銹蝕位置影響鋼管混凝土試件破壞模型，進而影響承載力。

2.2 軸向荷載-位移關系

圖6所示為4組共計45根試件的軸向荷載-位移關系曲線，即N-Δ曲線。4組試件中，3根未銹蝕試件為1組，一端局部銹蝕試件為1組，兩端局部銹蝕試件為1組，中部局部銹蝕試件為1組。同時，對應每個銹蝕體積損失率為DV、面積損失率為DA的銹蝕試件均有1根平行試件。從圖6可以看出：在加載過程中，所有試件軸向變形過程特征基本類似。根據曲線斜率可將曲線變化分為3個階段：線性上升階段、非線性上升階段和非線性下降階段。線性上升階段表示試件處于彈性階段，此時剛度(EscAsc)保持不變；當試件應力達到比例極限時，試件開始進入非線性上升階段即彈塑性階段；當試件應力達到屈服極限時，進入塑性階段，此時，試件外鋼管表面局部開始出現輕微鼓脹屈曲；當試件應力達到極限強度時，試件進入非線性下降階段，此時，試件外鋼管表面鼓脹屈曲變形迅速增加，最終導致銹蝕試件出現斷裂破壞。

圖6 不同銹蝕體積損失率下局部銹蝕試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of specimen with localized corrosion at different corrosion mass DV

通過對圖6(a)與(b)、圖6(c)與(d)和圖6(e)與(f)進行比較可知：鋼管銹蝕導致鋼管壁厚截面減小、核芯混凝土約束效應降低，進而引發銹蝕試件軸壓承載力、彈性剛度和延性減小，銹蝕體積損失率DV越大，試件承載力、剛度和延性減小幅度越大；隨著DV增大，上升階段和下降階段曲線均逐步縮短，尤其是當鋼管的DV大于25%時，圖6(a)～(d)的過渡階段幾乎消失，說明DV的增加會顯著降低銹蝕試件延性，此時，試件也由延性破壞向脆性破壞轉變；在DV和DA相同的情況下，中部銹蝕位置對試件承載力的影響最大，一端部銹蝕位置次之，兩端部銹蝕位置最小。因此，除銹蝕程度對試件承載力有影響外，銹蝕位置和分布方式也對承載力有影響。

3 試驗參數對軸壓承載力的影響

3.1 銹蝕位置

根據表1中銹蝕試件的承載力可以計算得到：當鋼管銹蝕面積損失率DA為1/2時，在銹蝕體積損失率DV為10%的情況下，一端銹蝕、中部銹蝕試件的極限承載力較兩端銹蝕試件的極限承載力分別降低了7.89%和11.08%；在DV為20%的情況下，一端銹蝕、中部銹蝕試件較兩端銹蝕試件的極限承載力分別降低了10.82%和11.34%；在DV為30%的情況下，一端銹蝕、中部銹蝕試件較兩端銹蝕試件的極限承載力分別降低了6.07%和12.27%；在DV為35%的情況下，一端銹蝕試件的極限承載力為772 kN，中部銹蝕試件的極限承載力為719 kN，兩端銹蝕試件的極限承載力為711 kN，可以看出，銹蝕位置不管發生在哪個部位，極限承載力非常接近，銹蝕試件剩余承載力均不足70%，說明此時試件實際上已經發生斷裂破壞或試驗已停止，這與文獻[21-24]中的結論相符。另外，依據式(5)計算，此時局部銹蝕壁厚損失率DT為70%，剩余鋼管壁厚僅為1.1 mm，幾乎完全失去對核芯混凝土的約束，銹蝕試件破壞由延性破壞向脆性破壞轉變。當鋼管銹蝕面積損失率DA為1/3、銹蝕體積損失率DV為10%時，一端銹蝕、中部銹蝕試件的極限承載力較兩端銹蝕試件的極限承載力分別降低了9.76%和12.77%；在DV為20%的情況下，一端銹蝕、中部銹蝕試件較兩端銹蝕試件的極限承載力分別降低了14.75%和16.39%；在DV為25%的情況下，一端銹蝕、中部銹蝕試件較兩端銹蝕試件的極限承載力分別降低了12.35%和18.48%。

綜上可知，兩端銹蝕試件的極限承載力均高于一段銹蝕和中部銹蝕試件的極限承載力。這主要是因為當單個局部銹蝕區分成2個對等銹蝕區并分散在試件兩端時，這2個對等銹蝕區之間并不發生相互作用和影響，致使它們對核芯混凝土約束效應的減少程度要小于原單個銹蝕區對核芯混凝土約束效應的減少程度。在DV和DA相同的情況下，中部銹蝕位置對試件極限承載力影響最大，降低程度最大。

3.2 銹蝕體積損失率

考慮到中部銹蝕對承載力影響最大，本節僅研究不同銹蝕面積損失率DA下中部銹蝕試件極限承載力隨銹蝕體積損失率DV的變化，見圖7。從圖7可以看出：不論DA是1/2還是1/3，銹蝕試件的極限承載力隨著銹蝕體積損失率DV增大呈近似直線遞減；當DV超過30%時，銹蝕試件剩余承載力不足75%，試件承載功能實際上已經失去效用。

圖7 中部銹蝕試件極限承載力隨DV的變化Fig.7 Change of ultimate bearing capacity of middle corroded specimen with DV

3.3 銹蝕面積損失率

依據表1和式(5)可以計算得到不同銹蝕面積損失率DA下銹蝕體積損失率DV和壁厚損失率DT對應的銹蝕試件承載力損失率，分別見表2和表3。從表2和表3可以看出：銹蝕試件承載力隨著DA增加而遞減。

表2 銹蝕面積損失率DA為1/2時試件承載力損失率與銹蝕程度表征參數的對應關系Table 2 Corresponding relationship between load bearing capacity loss ratio and indexes of corrosion degree when DA=1/2%

表3 銹蝕面積損失率DA為1/3時試件承載力損失率與銹蝕程度表征參數的對應關系Table 3 Corresponding relationship between load bearing capacity loss ratio and indexes of corrosion degree when DA=1/3%

但是，在銹蝕試件承載力遞減的情況下，DV的遞增幅度明顯小于DT的遞增幅度，這說明DV對試件承載力遞減的影響要大于DT的影響。比較表2和表3中DT=60%情況，當鋼管銹蝕面積損失率DA由1/3增至1/2時，DV增大了10%，銹蝕試件軸壓承載力減小了10.42%，表明DV對試件承載力遞減的影響大于DA的影響。

從表2和表3可以得出：鋼管銹蝕體積損失率DV對銹蝕試件軸壓承載力的影響大于銹蝕面積損失率DA的影響，而DA的影響大于DT的影響。這說明對于局部銹蝕薄壁鋼管混凝土構件，若簡單地套用局部銹蝕鋼筋混凝土構件的相應方法即優先采用鋼筋壁厚損失率法表征其銹蝕程度，則會高估銹蝕鋼管混凝土構件的承載力，給結構正常服役帶來風險。

4 軸壓承載力簡化計算

4.1 軸壓承載力簡化計算公式

鋼管混凝土柱承載力是由外鋼管和核芯混凝土共同承擔的。鋼管銹蝕不僅會削弱鋼管橫截面，降低其力學性能，而且會減少鋼管對核芯混凝土的約束，引起核芯混凝土承載力下降。為了定量描述鋼管局部銹蝕程度對鋼管混凝土承載力的影響，引入承載力銹蝕影響系數ηR，其定義如下：

式中：Nu和Nuc分別為鋼管銹蝕前后的鋼管混凝土柱承載力。為了準確描述局部銹蝕形狀對鋼管混凝土承載力銹蝕影響系數ηR的影響，根據文獻[8]和式(4)，將ηR表示為如下指數形式：

式中：λ為通過試驗數據擬合得到的擬合系數。根據本文試驗結果(也可以根據有限元數值模擬結果)，當局部銹蝕發生在柱試件高1/2處時，擬合得λ=1.2。當需要考慮局部銹蝕位置對承載力影響時，可在式(7)的基礎上引入一個位置函數ω(x)，即

根據文獻[32]可知，銹蝕位置對鋼管混凝土柱承載力的影響近似呈線性變化。經擬合試驗結果，位置函數可以表示成如下形式：

式中：x為無量綱正則化處理后的局部銹蝕缺陷中心高度坐標，原點設在銹蝕試件1/2高度處，x從原點出發沿柱高往上取正值，往下取負值。至此，局部銹蝕CFST短柱構件的軸壓剩余承載力計算公式可修正如下：

式(10)僅適用于長細比小于8的短柱。從式(9)可以看出，在短柱情況下，局部腐蝕位置對承載力的影響實際上很小，可以忽略不計。Nu0可根據如下公式計算求得[3,36]：

其中：

As和Ac0分別為外鋼管和核心混凝土的初始截面面積；fy和fc分別為外鋼管屈服強度和核心混凝土抗壓強度。在圓柱工況下，根據混凝土結構設計原理，可取fc=0.833fcu。

由于鋼管銹蝕是局部貫通均勻銹蝕，也可以將局部銹蝕有效截面面積直接代入傳統的計算公式，得到局部銹蝕鋼管承載力的預估修正模型。本文以GB/T 51446—2021《鋼管混凝土混合結構技術標準》[36](下文簡稱國標方法[36])為例，其修正模型如下：

式中：ξe為有效套箍系數，

Ase為外圓鋼管有效截面面積，其計算形式如下：

4.2 承載力理論預測值與試驗值比較

依據表1中的試件設計參數，分別采用本文方法(式(10))和國標方法[36](式(12))計算得到局部銹蝕CFST試件軸壓承載力隨鋼管局部銹蝕位置、銹蝕體積損失率和面積損失率變化的理論預測值，見表4。為證實本文簡化公式的正確性、有效性和可行性，將與試驗值Nue進行對比。當局部銹蝕位于CFST試件端部時，本文方法中試件軸壓承載力理論計算值與試驗值之比(/Nue)的均值為0.922，標準差為0.031，國標方法[36]中的均值為0.861，標準差為0.078；當局部銹蝕位于CFST試件中部時，本文方法的Nuc/Nue均值為0.941，標準差是0.32，國標方法[36]中的Nuc/Nue均值為0.887，標準差為0.070。局部銹蝕鋼管混凝土試件軸壓承載力試驗值與理論預測值的比較見圖8。由表4和圖8可知：當局部銹蝕位于CFST試件端部時，本文方法的預測承載力均值比試驗值低7.8%，標準差為0.031；國標方法[36]中的承載力均值比試驗值低13.9%，標準差為0.078；當局部銹蝕位于CFST試件中部時，本文方法的承載力均值比試驗值低5.9%，標準差為0.032；國標方法[36]中的承載力均值比試驗值低11.3%，標準差為0.070。由此可以看出，這2種方法計算結果均較保守，但承載力試驗值和理論預測值吻合程度較高，尤其是當局部銹蝕位于中部時，吻合程度更高。本文方法構件極限承載力預估結果優于國標方法[36]中的預估結果，尤其是當局部修飾位于試件端部時更是如此。這是因為國標方法[36]中的修正模型將鋼管局部銹蝕近似視為鋼管全表面均勻銹蝕，并沒有考慮局部銹蝕具體尺寸和位置。不過，這2種方法的承載力預測平均值與試驗值的相對誤差絕對值均在15%以內，在工程上是可行的。

表4 局部銹蝕CFST試件承載力試驗值與理論預測值對照Table 4 Comparisons of test results with predicted results for the bearing capacity of locally corroded CFST specimens

圖8 局部銹蝕CFST柱承載力試驗值與理論預測值比較Fig.8 Comparisons between tested and predicted bearing capacity of CFST columns with a localized corrosion

5 結論

1) 銹蝕CFST試件鼓曲變形多發生在端部蓋板與銹蝕區接合處銹蝕側以及未銹蝕區與銹蝕區接合處銹蝕側。局部銹蝕位置影響鋼管混凝土試件破壞模式和承載力，銹蝕試件破壞形態多呈腰鼓狀破壞特征。

2) 與未銹蝕CFST柱構件相比，鋼管局部銹蝕位置、銹蝕體積損失率DV、面積損失率DA和壁厚損失率DT均會影響銹蝕CFST構件破壞模式和軸壓承載力、剛度與延性。DV越大，銹蝕CFST軸壓承載力、剛度和延性越??；在DV和DA相同情況下，DV對銹蝕CFST軸壓承載力、剛度和延性的影響最大，DA的影響次之，DT的影響最小。

3) 銹蝕CFST構件軸壓承載力與鋼管局部銹蝕位置和銹蝕體積損失率DV、面積損失率DA呈弱的非線性關系，即近似呈直線關系，但與壁厚損失率DT呈非線性(二次以上)關系。只有當鋼管徑厚比足夠大時，CFST構件承載力與DT才呈線性關系。

4) 提出了1個局部銹蝕CFST短柱構件軸壓承載力的簡化實用計算模型，該模型考慮了鋼管局部銹蝕位置、銹蝕體積損失率DV、面積損失率DA和壁厚損失率DT的影響。本文方法構件極限承載力計算結果與試驗結果的相對誤差絕對值在10%以內，且優于GB/T 51446—2021中修正模型的計算結果，說明本文方法正確、有效且可行，能夠有效預估局部銹蝕CFST短柱構件的剩余承載力，可為CFST構件全壽命周期設計提供參考依據。