干煤棚常采用网壳结构, 存煤过程中容易造成腐蚀, 在干煤棚服役期间, 堆煤造成的局部温度过高可能导致煤自然, 通常要进行喷水降温处理, 增加了环境湿度;煤中含硫加大了干煤棚服役环境的腐蚀性, 随着防腐涂层的老化和损坏, 局部金属基体直接暴露在大气中, 这部分往往最先发生腐蚀, 最初结构局部腐蚀产生的斑点常被腐蚀产物的疏松膜所覆盖, 有助于形成充气条件, 引起进一步腐蚀^[1], 干煤棚在高温、潮湿、硫化物存在的腐蚀性环境中^[2], 腐蚀速度比一般环境中发生的大气腐蚀速度更快。容易导致构件承载性能降低。因此有必要对干煤棚的腐蚀情况进行研究, 并分析服役期间结构承载力变化情况, 网格结构的腐蚀研究主要集中在对钢管和空心球腐蚀研究上, 罗尧治等^[1]以某发电厂大跨度柱面网壳结构干煤棚为例, 研究堆煤过高导致的杆件锈蚀和弯曲问题, 在内径不变的情况下, 取管壁厚折减0.5, 1.0, 1.5, 2.0mm进行结构计算, 分析结构整体的强度和稳定性对缺陷的敏感程度, 建立杆件锈蚀和弯曲的计算模型, 提出并采用随机缺陷模态法研究结构的承载能力;葛娈^[2]选取因腐蚀造成坍塌的某焊接空心球网架结构, 检测材料强度、排架柱位移和排架柱倾斜度, 并采用MIDAS软件和MST软件对原结构进行受力分析, 为相关结构的设计和维护提供借鉴。李建业等^[3]选取鸭河口双层柱面形式大跨度网壳结构的干煤棚, 对其进行模拟分析, 研究服役期间随机腐蚀作用对结构整体稳定性的影响, 成果对于双层柱面网壳结构的防腐设计和监测、结构维护具有一定的指导性作用。吴国强等^[4]采用试验及ANSYS软件模拟的方式, 以某游泳馆网架结构为例, 考虑单边、双边、三边和四周腐蚀的四种工况, 通过静力分析和动力分析, 研究网架周边杆件性能退化对结构整体稳定性的影响。孔祥等^[5]对已经服役20年的网壳结构进行鉴定, 总结造成防腐涂层失效的原因, 进而说明合理使用防腐涂层, 网架结构合理施工、监测和维护的重要性。王建功^[6]通过ANSYS软件对正放四角锥网架结构进行不同服役年限下的静力分析和动力分析, 将网架的腐蚀分为上弦杆、下弦杆、腹杆以及三者共同腐蚀四种情况, 腐蚀率1%～49%均分为七个, 分别模拟网架由外向内的杆件腐蚀情况, 研究杆件腐蚀对结构整体稳定性的影响。郑山锁等^[7]基于增量动力分析 (IDA) 方法, 讨论了钢筋锈蚀程度对RC框架结构抗震能力和抗倒塌安全储备能力的影响。姚念亮等^[8]结合焊接空心球试验和数值模拟数据进行回归分析, 得出影响干煤棚焊接空心球承载力的主要因素。

　　 根据钢的大气腐蚀发展遵循的幂函数规律, 可推出干煤棚焊接空心球不同服役年限的腐蚀深度。借鉴并改进已有电化学腐蚀试验, 以失重法确定试件的腐蚀率, 并辅以游标卡尺测量直径的方法确定试件的腐蚀深度, 再通过抗压极限承载力试验获得试件的抗压极限承载力。以腐蚀深度作为壁厚折减量进行试件模拟分析, 并将所得规律用于网架结构整体分析。

　　 腐蚀试件可通过两种方法获取:一是在实际工程中截取, 能够准确反映实际情况, 但由于条件限制难以得到足够的试件;二是通过电化学腐蚀的方法获取试件, 可以在短期内获取足够的试件。试验采用半湿通电法, 试验装置设计参考文献[9]中的腐蚀试验, 所用器材有直流稳压电源、大号玻璃鱼缸、充气泵、钢丝网、精度0.1g的电子秤等。试件接电源正极, 钢丝网接电源负极, 用5%的氯化钠溶液做电解液, 钢丝网紧贴鱼缸壁放置, 试验发现试件腐蚀量难以定量控制, 全湿法制备的试件, 供氧不足致使试件与实际情况不符, 有必要改进试验方法, 用充气泵把空气导入鱼缸底部试件周围, 保证溶液含氧量, 通过调整充气速度, 保证腐蚀产物与实际情况相符, 试验发现随着腐蚀程度增大, 试件表面出现层状腐蚀产物, 见图1。

　　 电化学反应遵循法拉第定律, 据此能够换算出总通电量与腐蚀质量之间的关系^[10]。在实际试验中, 根据电流强度和通电时间控制试件的锈蚀量, 由法拉第定律可知, 假设转移的总电量为Q, 则有^[10]:

　　 $Q=mF(1)$

　　 式中:Q为转移的总电量, C;m为腐蚀金属的质量, g;F为法拉第常数, 取96 500C/mol。

　　 可进一步推导出试件单位面积上的质量平均腐蚀速度w如下:

　　 $w={\rm M}i/F(2)$

　　 式中:w为试件单位面积上的质量平均腐蚀速度, g/s;M为铁的相对原子质量;i为阳极区通过单位面积的腐蚀电流密度值, A/cm²;F为法拉第常数, 取96 500A·s。

　　 试件的腐蚀质量Δm如下:

　　 $\text{Δ}m=G{\rm I}t/{\rm Z}F=m\rho {}_{\text{s}}(3)$

　　 式中:I为通电电流强度, A;t为腐蚀时间, s;Z为电极反应的化学价, 取2;ρ_s为试件腐蚀率, %;m为腐蚀金属的质量, g;G为铁的摩尔质量, g/mol。

　　 试件的原始质量m和腐蚀时间t的近似计算式为:

　　 $\begin{array}{l}m=\rho \text{π}(D{}^3-d{}^3)/6+2\text{π}l(R{}^2-r{}^2)(4)\\ t={\rm Z}Fm\rho {}_{\text{s}}/{\rm M}{\rm I}(5)\end{array}$

　　 式中:ρ为铁的密度, g/cm³;D为焊接空心球外径, cm;d为焊接空心球内径, cm;R为钢管外径, cm;r为钢管内径, cm。

　　 试验中用精度为0.1g的电子称称量试件, 除锈时将试件放入体积比12%的稀盐酸中约30min之后取出^[11], 经氢氧化钙溶液中和, 再用吹风机吹干后称量并记录质量。试验计算腐蚀率采用失重法^[12], 计算公式如下:

　　 $\eta =(m{}_0-m{}_1)/m{}_0(6)$

　　 式中:η为腐蚀率, %;m₀为试件初始质量, g;m₁为试件酸洗后的质量, g。

　　 试件共分为6组, 从第1组到第6组试件腐蚀率分别为0%, 4%, 8%, 12%, 16%, 20%, 空心球外径均为120mm, 壁厚均为6mm, 对称焊接两根ϕ48的钢管 (壁厚取3mm) , 钢管长度取60mm。

　　 试验在辽宁工程技术大学建筑工程学院实验室内进行, 试验前将每个试件钢管上管口焊接一块100mm×100mm×8mm的钢板, 涉及材料均为Q235钢, 试件抗压极限承载力试验如图2所示。

　　 根据《空间网格结构技术规程》 (JGJ 7—2010) 的规定, 空心球直径在120～900mm时, 抗拉/压承载力设计值N_R为:

　　 ${\rm N}{}_{\text{R}}=\eta {}_0(0.29+0.54R/D)hRf\text{π}(7)$

　　 式中:R为钢管外径, 取48mm;D为焊接空心球外径, 取120mm;η₀承载力调整系数, 取1;h为焊接空心球壁厚, 取6mm;f为钢材的抗拉强度设计值, 取205N/mm²。

　　 试验过程中试件轻微变形并发出咔咔声, 试验后管球相接处受压凹陷 (图3) 。经计算可知, 试件抗拉/压承载力设计值为93.81kN, 小于试验值135.42kN。

　　 对试验数据进行回归分析, 拟合出试件的极限承载力和腐蚀率之间的关系, 拟合公式如下:

　　 ${\rm N}=149.533-3.161\eta (8)$

　　 式中:N为试件的极限承载力, kN;η为腐蚀率, %。

　　 以式 (8) 计算所得的极限承载力为标准, 若某空心球极限承载力计算值小于其正常服役所需的承载力值, 则认定其屈服。

　　 试件的极限承载力拟合公式 (式 (8) ) 计算值、试验值和有限元计算值见表1。当截面腐蚀率在5%以内时, 腐蚀较为平均, 对钢材力学性能影响不大^[13], 即式 (8) 不适用腐蚀率在5%以内的试件, 腐蚀率为4%的试件承载力几乎不受影响。

　　 根据我国各地的大气腐蚀监测数据, 建立大气腐蚀发展的幂函数模型^[14], 借鉴此模型确定钢的腐蚀深度与服役时间的关系:

　　 ${\rm H}=A{\rm T}{}^n(9)$

　　 式中:H为腐蚀深度, mm;T为服役时间, 年;A为第一年的腐蚀量, mm;n为表征腐蚀发展趋势的参数。

　　 假设Q235钢的结构在海南省琼海市服役, A取0.024mm, n取1.03。

　　 根据式 (8) 可以算出海南省琼海市空心球腐蚀深度随着服役时间的变化, 腐蚀过程中空心球和钢管同时腐蚀, 通过试件腐蚀深度可推出腐蚀率随服役时间的变化公式, 推导如下:

　　 $\begin{array}{l}m{}_0=\rho V{}_0\\ \begin{array}{l}V{}_0=\frac{4}{3}\text{π}\left[\left(\frac{D}{2}\right){}^3-\left(\frac{D}{2}-h\right){}^3\right]+\\ L\text{π}\left[\left(\frac{R}{2}\right){}^2-\left(\frac{R}{2}-l\right){}^2\right](10)\end{array}\\ m{}_1=\rho V{}_1\\ \begin{array}{l}V{}_1=\frac{4}{3}\left[\left(\frac{D}{2}-{\rm H}\right){}^3-\left(\frac{D}{2}-h\right){}^3\right]+\\ L\text{π}\left[\left(\frac{R}{2}-{\rm H}\right){}^2-\left(\frac{R}{2}-l\right){}^2\right](11)\end{array}\end{array}$

　　 由式 (6) , (10) , (11) , 可得:

　　 $\eta =\left[\frac{322560-60\times (24-{\rm H}){}^2}{86148}-4\times (60-{\rm H}){}^3/258444\right]\times 100\%(12)$

　　 式中:V₀为试件腐蚀前的体积, cm³;V₁为试件腐蚀后的体积, cm³;L为钢管长度, 取60mm;l为钢管壁厚, 3mm。

　　 构件的抗拉强度和承载力随着腐蚀率增加而降低, 一是构件的有效截面变小, 假设其弹性模量不变, 承载力也会下降;二是由于构件腐蚀的不均匀性造成应力集中^[1], 使得钢材承载力进一步下降。

　　 建模参照文献[15]选择四分之一球体作为研究对象, 划分网格时球体壁厚划分为四层 (图4) , 既能满足计算精度又能有效控制计算量^[16], 在图中球面切口处设置对称约束。假设弹性模量不变的情况下, 以腐蚀深度为标准折减焊接空心球壁厚, 用ANSYS软件进行模拟, 腐蚀率为21.104%时折减壁厚取1.072mm, von Mises等效应力云图如图5所示。

　　 对所有试件进行折减壁厚模拟, 有限元计算所得极限承载力值如表1所示。可以看出, 有限元计算值接近试验值, 由试验数据可佐证有限元数据正确, 进而通过有限元数据对结构的承载力进行研究和预测。

　　 采用3D3S软件对某网架结构干煤棚进行建模并分析其承载力, 其中材料强度、泊松比和屈服强度等参数均与ANSYS模拟分析时一致, 结构采用ϕ120×6和ϕ160×6的焊接空心球, 钢管规格为ϕ45×4, ϕ63×4, ϕ76×4。材料均采用Q235钢, 结构整体布置见图6。由于柱面网壳结构干煤棚两侧易与煤接触部位更容易受到腐蚀^[2,4], 故分析主要针对网壳支座附近空心球的腐蚀情况进行研究, 模拟计算后得出空心球的承载力, 当某空心球腐蚀后的承载力小于其计算所需的承载力时, 认定该空心球失效, 在后续的分析中去除与该球体相连的杆件, 将失效的空心球及其相连杆件残余的承载力作为安全储备。

　　 由干煤棚杆件轴力分析可知, 中间两个支座 (图6中2#, 3#支座) 连接的竖向杆件轴力为120.60kN, 结构初始位移为4.1mm, 见图7 (a) , 位移满足《空间网格结构技术规程》 (JGJ 7—2010) 限值 (跨度/250=80mm) 要求, 通过式 (8) 可算出, 该承载力 (120.60kN) 对应的空心球腐蚀率为9.156%, 根据腐蚀率与腐蚀深度的关系可知, 该腐蚀率对应的腐蚀深度为0.460mm, 再由式 (9) 可知, 在该网架结构服役的第18年期间网架两侧中间四个支座 (图6中2#, 3#支座以及另一侧的两个支座) 相连接的空心球承载力不足, 将这四个空心球及相连的杆件去掉后, 分析得出其余杆件最大轴力为92.00kN, 再由式 (8) 可推出空心球承载力为92.00kN时对应的空心球腐蚀率为18.201%, 将此腐蚀率代入式 (12) 和式 (9) 可计算得出, 服役时间为34.5年, 近35年, 此时剩余杆件的最大挠度为184.0～310.6mm (图7 (b) ) , 即挠度不满足规范限值80mm要求, 轴力最大值为614.47kN, 网壳发生整体破坏。综上, 结构的安全使用年限为34年, 这一期间要加强安全监测和防护, 防止出现不必要的损失。

　　 (1) 通过改进全湿法实现焊接空心球腐蚀试件的制备, 所制备试件能够满足试验研究的要求。

　　 (2) 通过对大气腐蚀干煤棚焊接空心球进行研究得出, 随着腐蚀程度增大, 单个空心球节点承载力的下降, 局部空心球屈曲, 结构整体稳定性下降, 但仍能继续使用, 直到更多空心球屈曲破坏引起整个结构失稳。

　　 (3) 采用3D3S软件对网壳结构进行整体分析, 预测该结构在服役到一定年限出现局部空心球节点失效, 从而确定该结构的安全使用年限。