泥石流冲击荷载下带有腐蚀缺陷的圆钢管动力响应有限元分析

王秀丽，王康妮

(1.兰州理工大学土木工程学院，甘肃 兰州 730050；2.兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心，甘肃 兰州 730050)

泥石流是一种常见的自然灾害，由于其突发力强、破坏力大、难以预料，因此常给人们的生命和财产安全带来直接威胁。目前对于泥石流防治使用最广泛、作用最有效的工程措施是修建泥石流拦挡结构。近年来，越来越多的学者将钢材作为泥石流拦挡结构的主要材料，不可否认，钢材在制造型式和材料利用上相比混凝土都具有绝对优势，其可适应各种复杂的地质环境，同时修筑坝体时不需要对现场进行就地取材，也不会污染环境造成生态系统的破坏[1]。但是，由于泥石流拦挡坝多处于环境恶劣地区，大量的钢构件将长期暴露在大气环境中，其表面会吸附氧气、水分和其他腐蚀性介质等，使其防腐蚀涂层及金属体易遭到破坏，将会影响整个结构的安全性和耐久性，因此考虑钢构件腐蚀后的抗冲击性能则显得尤为重要。国内外学者对钢管的抗冲击性能以及腐蚀缺陷对钢材力学性能的影响进行了大量的研究。如王秀丽等[2]利用有限元分析软件LS-DYNA对一端固定的圆钢管构件进行了多个工况的数值模拟，通过改变钢管的壁厚、直径等参数，得到了钢管受冲击破坏的3种不同形态；张荣等[3-4]通过开展14组钢管侧向冲击试验，研究了冲击高度、钢管长径比、锤头形状对圆钢管抗冲击性能的影响；王宇等[5]利用落锤冲击试验，研究了钢管混凝土组合结构在两次侧向冲击作用下的抗冲击性能，得出钢-混凝土组合作用可使得钢管混凝土结构在两次冲击荷载作用下具有更小的整体弯曲和凹陷变形以及更高的吸能能力的结论；陈忱等[6]对受侧向冲击的FRP钢管混凝土构件的抗冲击性能展开了试验测试和数值仿真研究，结果表明影响构件抗冲击性能的主要因素为FRP厚度、铺设方式和钢管厚度等；张驰等[7]通过对19个Q345钢材腐蚀试件开展拉伸试验，结果表明钢材力学性能随腐蚀程度退化显著；Wang等[8]将钢试样暴露于不同的模拟试验环境中达365天，通过对点蚀形貌和点蚀深度的分析，结果表明最严重的局部腐蚀是添加硝酸盐导致；Fu等[9]提出了一种确定多种失效模式下腐蚀钢管系统失效概率的方法，并且第一次将概率理论用于量化管道故障；Rajabipour等[10]对外表面存在腐蚀坑的管道进行了轴向载荷和恒定的内部压力共同作用下的数值模拟，结果表明对于假定的理想弹塑性材料，塑性变形区域的形状和体积取决于凹坑深度及其几何形状；寇超楠[11]对海洋环境腐蚀后的钢管试件在冲击荷载作用下的力学性能进行了研究，得出对于发生严重腐蚀的钢管结构，在冲击荷载作用下更容易发生整体失效、倒塌等严重后果；王晓静等[12]针对带腐蚀缺陷的埋地悬空管道建立了有限元计算模型，得到了管道腐蚀深度对其可靠度的影响程度；Shahraki等[13]通过试验研究发现，CFRP加固可延缓钢结构腐蚀缺陷部位的局部变形，并提高试件的承载能力。

综上研究可以发现，腐蚀缺陷对钢材的承载力及变形能力都有一定的影响，而上述研究均未考虑大气腐蚀对圆钢管构件动力性能的影响。竖向悬臂圆钢管作为泥石流拦挡坝中被广泛应用的构件，对其承载力及变形能力都有较高的要求，因此研究带有腐蚀缺陷圆钢管构件的抗冲击性能并对初期腐蚀的圆钢管构件实施加固措施，对延长其有效使用寿命具有实际意义。

1 泥石流拦挡结构的发展

泥石流拦挡坝作为泥石流防治的主要工程措施之一，主要分为实体坝和透水坝。

实体坝又叫做重力式拦挡坝，是通过建造实体结构对泥石流进行拦截，此坝体安全可靠、耐久性好，但存在施工工期较长、施工过程复杂、在局部发生破坏后修复难度大等缺陷，并且对泥石流只能“拦”而不能“排”，坝体自身所受的压力较大。

图1 混凝土格栅坝Fig.1 Concrete grille dam

针对实体坝的缺点，国内外学者基于水石分离的泥石流防治理念对透水坝进行了研究，透水坝兼顾“拦”、“排”两大优点，可以有效地防治水压力对坝体的冲击。透水坝从材料角度又可分为混凝土格栅坝和钢构格栅坝两种。其中，混凝土格栅坝是目前使用较为广泛的透水坝(见图1)，在泥石流防治工程中发挥了显著的作用，但在实际工程中仍存在许多问题，如模板的制作安装复杂、混凝土养护时间长和维修困难等。在混凝土格栅坝研究的基础上，越来越多的学者采用钢材代替了混凝土材料，因此钢构格栅坝应运而生(见图2)。钢构格栅坝包括型钢制作的平面格栅坝和用钢管、组合钢构件制作的立体格栅坝。钢构格栅坝既发挥了格栅坝拦、排的作用，又克服了混凝土的缺点，以其安装方便、无需养护、工期短等优点备受青睐，国内外已将其应用于工程实践中。

图2 钢构格栅坝Fig.2 Steel grille dam

随着钢构格栅坝的不断应用与发展，研究其在大气腐蚀情况下的抗冲击性能是非常有价值的，同时也对钢构格栅坝在工程实践中的应用有一定的促进作用。

2 圆钢管的大气腐蚀

2. 1 圆钢管的腐蚀破坏形态

金属腐蚀的破坏形态主要分为两大类：全面腐蚀和局部腐蚀，见图3。其中，全面腐蚀又可称为均匀腐蚀，指的是整个金属表面都有腐蚀分布，且表面各个部分的腐蚀速度基本相同。均匀腐蚀的腐蚀量虽大但危险性较小，只需在工程实际中采取合理的防护措施，便可进行有效的防护。局部腐蚀的腐蚀范围主要集中在金属表面的某些区域，其余大部分区域几乎不腐蚀，且形态多样，可分为点腐蚀、缝隙腐蚀和应力腐蚀等。局部腐蚀的腐蚀量较小，腐蚀分布很不均匀，但危险性较大，易使钢结构发生突发性的破坏，故本文只对带有局部腐蚀缺陷的圆钢管进行泥石流冲击荷载下的动力响应分析。

图3 圆钢管的腐蚀破坏形态Fig.3 Corrosion type of round steel pipe

2. 2 圆钢管的大气腐蚀深度

在干湿交替的环境下，圆钢管易发生复杂的变化，其中以化学腐蚀为主。锈层的形成对钢材起到了一定的保护作用，使钢材的腐蚀逐渐趋于稳定，但需要极其漫长的时间才能达到某一固定的腐蚀程度。通过积累大量的钢结构大气腐蚀数据，证明钢材大气腐蚀的发展遵循幂函数规律[13]，即：

D=Atn

式中：D代表腐蚀深度(mm)；t为暴露时间(a)；A、n为常数，其中A值表征第一年的腐蚀速率(mm/a)，n值表征腐蚀的发展趋势，一般取值为0.4～0.5。

文献[14]以区间的形式总结了钢结构大气腐蚀深度与腐蚀时间的关系，见表1。

表1 钢结构大气腐蚀深度区间表

3 泥石流冲击荷载下带有腐蚀缺陷的圆钢管构件动力响应有限元分析

3. 1 有限元模型建立

通过有限元软件ANSYS/LS-DYNA对圆钢管进行足尺建模，取圆钢管高度为5.1 m、截面尺寸为325 mm×12 mm，腐蚀区域建立在圆钢管中间部位。为了建模分析的可行性和简易性，本文将局部腐蚀表现出的形状进行理想形态简化，假设圆钢管的局部腐蚀为等深度腐蚀，其示意图见图4，其中d为腐蚀缺陷深度(mm)，b为腐蚀缺陷宽度(mm)，l为腐蚀缺陷长度(mm)。由于在模拟过程中发现改变腐蚀缺陷宽度和长度对于圆钢管构件抗冲击性能的影响较小，因此本文仅考虑腐蚀缺陷深度(以下简称腐蚀深度)的影响，所以将b和l取一固定值，其中b=200 mm，l=240 mm。考虑到泥石流拦挡坝服役时间较长，故其腐蚀深度d在表1中10～30 a各区间上的取值分别为1.2 mm、2.4 mm、3.6 mm、4.8 mm、6.0 mm。

图4 圆钢管的局部腐蚀示意图Fig.4 Local corrosion of round steel pipe

有限元分析模型共涉及2个部件即圆钢管和冲击物，2种材料类型为Q345钢材和大块石，2种单元类型为Solid163和Shell164，模型中各部件、材料和单元的匹配见表2。

表2 模型中各部件材料和单元的匹配

为了更好地模拟冲击后圆钢管的变形破坏，细化了圆钢管局部腐蚀区域的网格，圆钢管中间部位腐蚀区域单元网格的长度为0.02 m，圆钢管其他区域单元网格的长度为0.04 m，冲击物(大块石)单元网格的长度为0.1 m。建立的冲击物和带有局部腐蚀缺陷的圆钢管有限元模型见图5。

图5 冲击物和带有局部腐蚀缺陷的圆钢管有限元 模型Fig.5 Finite element model of impact and round steel pipe with local corrosion defects

圆钢管材料模型采用Plastic Kinematicl模型，该材料模型采用Cowper-Symonds模型并考虑应变率效应，可表示如下：

大块石材料模型采用Rigid模型。

圆钢管和大块石材料参数取值见表3。在模拟过程中，对圆钢管的一端施加固定约束，圆钢管与大块石接触类型为自动面面接触(ASTS)。

表3 圆钢管和大块石材料参数取值

3.2 不同腐蚀深度下圆钢管构件的变形和能量分析

为了研究不同腐蚀深度对圆钢管构件抗冲击性能的影响，分别对不同腐蚀深度(腐蚀深度分别为0 mm、1.2 mm、2.4 mm、3.6 mm、4.8 mm、6.0 mm)下圆钢管构件的抗冲击性能进行了有限元模拟。设定质量为670 kg的大块石以10 m/s的速度冲击不同腐蚀深度的圆钢管构件，得到两种失效模式：一是整体构件弹塑性大变形；二是局部凹陷变形。模拟得到不同腐蚀深度下圆钢管构件的局部应力云图和局部塑性应变云图，见图6和图7。

图6 不同腐蚀深度下圆钢管构件的局部应力云图Fig.6 Local stress nephogram of round steel pipe component with different corrosion depths

图7 不同腐蚀深度下圆钢管构件的局部塑性应变云图Fig.7 Local plastic strain nephogram of round steel pipe component with different corrosion depths

由图6和图7可见，在圆钢管未腐蚀的情况下应力主要集中在冲击点附近，圆钢管构件发生了弹塑性大变形；而随着腐蚀深度的增加，应力逐渐向腐蚀区域边缘集中，产生塑性变形的范围逐渐增大，腐蚀区域最终产生凹陷变形。

不同腐蚀深度下圆钢管构件能量分布见表4。

由表4可知，圆钢管构件变形和摩擦耗散的能量随着腐蚀深度的增加有一定程度的提高。

表4 不同腐蚀深度下圆钢管构件能量分布表

4 不同腐蚀深度下圆钢管构件的动力响应参数分析

在冲击物动能为40 kJ不变的情况下，对不同腐蚀深度下圆钢管构件的动力响应进行有限元模拟，考察了腐蚀深度、冲击物质量和冲击物速度参数对带有局部腐蚀缺陷的圆钢管构件抗冲击性能的影响。

4. 1 腐蚀深度的影响分析

不同腐蚀深度下圆钢管构件的冲击力时程曲线，见图8。

图8 不同腐蚀深度下圆钢管构件的冲击力时程曲线Fig.8 Time history curves of impact force on round steel pipe component with different corrosion depths

由图8可见，在0.1 s的冲击过程中冲击物与不同腐蚀深度的圆钢管构件均发生4次接触，且随着腐蚀深度的增加，圆钢管的冲击力的峰值逐渐减小；圆钢管未腐蚀时，其冲击力峰值为653.25 kN，当腐蚀深度达到6 mm时，由于局部刚度的减弱，圆钢管构件的冲击力峰值衰减到296.47 kN，相对于未腐蚀情况来说，圆钢管构件的冲击力峰值减少了一半以上，且圆钢管构件冲击力峰值到达的时间由第2次接触变为第1次接触，证明由腐蚀造成的圆钢管刚度变化对构件抗冲击能力的影响很大，并且在多次碰撞下带有局部腐蚀缺陷的圆钢管构件能量消耗得更快。

图9为不同腐蚀深度下圆钢管构件冲击点处的位移时程曲线。

图9 不同腐蚀深度下圆钢管构件冲击点处的位移时程 曲线Fig.9 Displacement history curves of round steel pipe component at the impact point with different corrosion depths

由图9可见，不同腐蚀深度下圆钢管构件冲击点处的位移时程曲线均可分为两部分，即上升段和回落段；在上升段初期，不同腐蚀深度圆钢管构件的位移时程曲线基本重合，构件腐蚀缺陷的影响主要体现在上升段的后期，腐蚀深度越大的圆钢管构件位移增长速度越缓慢，并且随着腐蚀深度的增加圆钢管构件所达到的最大位移值逐渐减少，最大位移到达的时间也越来越滞后，未腐蚀的圆钢管构件最大位移为80 mm，其最大位移到达的时间为0.042 s，腐蚀深度为6 mm的圆钢管构件最大位移为74 mm，其最大位移到达的时间为0.045 s，较未腐蚀的圆钢管构件最大位移到达的时间滞后了0.003 s；通过观察不同腐蚀深度圆钢管构件的位移时程曲线的回落段后期发现，带有腐蚀缺陷的圆钢管构件残余位移较未腐蚀的圆钢管构件有小幅度降低。

4. 2 冲击物质量和冲击物速度的影响分析

为了分析冲击物质量和速度对带有腐蚀缺陷的圆钢管构件抗冲击性能的影响，本文以不同质量冲击物在10 m/s的冲击速度和670 kg的冲击物在不同的冲击速度下冲击不同腐蚀深度的圆钢管构件分析为例，模拟得到不同腐蚀深度下圆钢管构件的冲击力-冲击物质量曲线和冲击力-冲击物速度曲线，见10和图11。

图10 冲击物速度为10 m/s时不同腐蚀深度下圆钢管 构件的冲击力-冲击物质量曲线Fig.10 Curves of impact force of round steel pipe component with mass of impact object under different corrosion depths when the speed of impact object is 10 m/s

图11 冲击物质量为670 kg时不同腐蚀深度下圆钢管 构件的冲击力-冲击物速度曲线Fig.11 Curves of impact force of round steel pipe components with speed of impact object under different corrosion depths when the mass of impact object is 670 kg

由图10可见，在圆钢管构件未腐蚀的情况下，随着冲击物质量的增加，圆钢管构件的冲击力整体呈现上升趋势，当冲击物质量为294 kg时,圆钢管构件的冲击力为535 kN，随后以128 kN的涨势递增；当冲击物冲击带有腐蚀缺陷的圆钢管构件时，随着冲击物质量的增加,圆钢管构件的冲击力呈现先增加后减小的现象，并且随着腐蚀深度的增加，圆钢管构件破坏所对应的冲击物质量越来越小。产生这种现象的原因主要是由于腐蚀缺陷造成了圆钢管的刚度降低，而这种影响在较大质量冲击物作用下变得尤为明显。

由图11可见，随着冲击物速度的增加，圆钢管构件的冲击力随之增大，如未腐蚀的圆钢管，当冲击物冲击速度为5 m/s时，圆钢管构件的冲击力为420 kN，当冲击物速度为15 m/s时，圆钢管构件的冲击力为750 kN。此外，随着腐蚀深度的增大，圆钢管构件的抗冲击力平均增长速率逐渐减少，尤其在冲击物速度为5 m/s后变得越来越显著，如腐蚀深度为1.2 mm，当冲击物速度为5 m/s时，圆钢管构件的冲击力为393 kN，当冲击物速度为15 m/s时，圆钢管构件的抗冲击力为697 kN，增加了304 kN；腐蚀深度增加到6 mm时，当冲击物速度为5 m/s，圆钢管构件的抗冲击力为226 kN，当冲击物速度为15 m/s，圆钢管构件的抗冲击力为346 kN，增加了120 kN。由此可见，腐蚀缺陷对圆钢管冲击性能的影响较大。

5 带局部腐蚀缺陷的圆钢管构件CFRP局部加固有限元分析

泥石流拦挡坝中的钢结构若发生腐蚀则很难对其进行替换和维护，碳纤维增强复合材料(CFRP)加固修复钢结构的技术可以有效地解决这一工程难题。利用CFRP对带有腐蚀缺陷的圆钢管构件进行局部加固既可以提高圆钢管构件的抗冲击刚度，又可以避免圆钢管构件发生更深的腐蚀。本文选用工程中常用的SKO系列CFRP材料，材料属性见表5。

表5 CFRP材料属性

以腐蚀深度为1.2 mm的圆钢管构件作为研究对象，分析不同层数的CFRP局部加固后圆钢管构件抗冲击性能的变化情况。图12为不同CFRP加固层数下圆钢管构件的冲击力峰值曲线，其中考虑了CFRP加固层数分别为1层、2层和3层时对圆钢管构件冲击力峰值的影响。

图12 不同CFRP加固层数下圆钢管构件的冲击力 峰值曲线Fig.12 Curve of peak impact force of round steel pipe components with different CFRP reinforcement layers

由图12可见，随着CFRP加固层数的增多，圆钢管构件的冲击力峰值明显增大，其中CFRP局部加固3层的圆钢管构件冲击力峰值达到了625.62 kN，对比未加固时的圆钢管构件冲击力,其峰值提高了8.5%，同时相对未腐蚀的圆钢管构件，其冲击力峰值恢复到了95.8%。可见，对带有腐蚀缺陷的圆钢管构件进行CFRP局部加固后，可有效提高其抗冲击性能。

6 结 论

本文通过对带有局部腐蚀缺陷的竖向悬臂圆钢管在泥石流块石作用下的动力响应进行了有限元分析，得到的结论如下：

(1) 圆钢管构件在泥石流冲击荷载下有两种破坏模式：一是由未腐蚀圆钢管产生的整体构件弹塑性大变形，二是由腐蚀圆钢管产生的构件局部凹陷变形。泥石流块石冲击带有腐蚀缺陷的圆钢管构件，随着腐蚀深度的增加，产生的塑性变形区域增大，应力逐渐由冲击点向腐蚀边缘处集中，并且由变形耗散的能量随之增加。

(2) 在冲击物动能保持不变的情况下，圆钢管局部腐蚀深度越大，构件产生的冲击力越小，圆钢管未腐蚀的情况下，圆钢管构件的冲击力峰值为653.25 kN，当腐蚀深度为6 mm时，由于圆钢管局部刚度的减弱，圆钢管构件的冲击力峰值衰减到296.47 kN，相对于未腐蚀情况来说，圆钢管构件的冲击力峰值减少了一半以上，但构件发生的位移相差不大。

(3) 冲击物速度不变的情况下，随着冲击物质量的增加，腐蚀深度越大的圆钢管构件越容易出现破坏；冲击物质量不变的情况下，不同腐蚀深度的圆钢管构件随着冲击物速度的增大，构件的冲击力越来越大。考虑到随着腐蚀深度的增加，圆钢管构件的动力响应越来越明显，故应在腐蚀初期就对圆钢管构件采取加固措施。

(4) CFRP局部加固可以使带有腐蚀缺陷圆钢管构件的抗冲击性能得到显著提高，同时也可以阻止圆钢管构件发生更深的腐蚀。当对腐蚀深度为1.2 mm的圆钢管构件进行3层CFRP加固后，其冲击力峰值可以恢复至未腐蚀圆钢管构件的95.8%。