偏心加载角钢构件腐蚀参数的评估方法与敏感性分析 陈文杰、 陈世金、 张志伟、 王华杰、 钱洪亮、 范峰

《Buildings》：Evaluation Methods and Sensitivity Analysis of Corrosion Parameters for Eccentrically Loaded Angle Steel Members Wenjie Chen, Shijin Chen, Zhiwei Zhang, Huajie Wang, Hongliang Qian and Feng Fan

　　摘要 传输塔持续暴露在腐蚀性环境中，其结构构件的腐蚀会显著降低整体的承载能力和稳定性。本研究采用电化学方法制备了四个局部腐蚀的角钢试样，这些试样采用单边连接方式。对这些腐蚀试样以及两个未腐蚀的参考试样进行了偏心压缩试验。系统地分析了腐蚀试样的失效模式、载荷-位移曲线和载荷-应变响应。观察到压缩腿的应变超过了自由腿的应变。为了研究两个腐蚀区域之间的间距、各自的相对腐蚀深度和腐蚀面积对承载能力下降率的影响，采用了一个经过实验结果验证的有限元模型进行参数分析。基于这些腐蚀参数的影响模式，开发了一种评估方法，用于评估“双腐蚀区域”配置下的承载能力下降情况，考虑了三种情况：压缩腿腐蚀、自由腿腐蚀或两侧同时腐蚀。该方法全面反映了实际的腐蚀特性，并提高了合理性和准确性。最后，使用所提出的评估方法进行了敏感性分析，考察了包括截面腐蚀率、腐蚀面积、腐蚀位置和细长比在内的关键参数。结果表明，在双腐蚀区域条件下，截面腐蚀率是影响承载能力下降率的最主要因素。

1. 引言
传输线的特点是节点众多、空间分布广泛且跨度大，不可避免地会经过气象条件复杂和地理环境多变的区域。恶劣的自然环境会导致传输塔构件的腐蚀，从而减少有效的承载截面积，降低承载能力，并对电力传输系统的安全运行构成严重威胁。统计数据显示，暴露在自然环境中的金属部件约占总金属使用量的80%，其中约50%因腐蚀而损失[1,2,3,4]。从材料抗性的角度来看，腐蚀被认为是导致传输塔构件失效的主要因素[5,6,7,8]。因此，深入研究腐蚀对这些构件承载能力的影响对于确保传输线在其设计使用寿命内的安全可靠运行具有重要的社会和经济意义。大量研究表明，传输塔中易腐蚀的关键部件主要包括弦杆构件、支撑构件和塔腿（图1）。其中，支撑构件通常采用单边连接方式，作为主要的抗力元件，主要承受剪力和弯矩。角钢的压缩腿通过螺栓单侧连接到弦杆上，形成空间三角单元，以抵抗横向力和扭转力，从而确保传输塔的整体稳定性和刚性[9]。因此，支撑构件是传输塔中的主要承载部件，它们的腐蚀对整个塔系统的结构稳定性构成重大威胁。

目前关于腐蚀对结构性能影响的研究主要分为两种方法：材料性能退化模型和几何截面减小模型。前者关注由于腐蚀导致的名义材料强度的降低，通常假设截面几何形状不变[10,11,12,13]；后者通过减小构件厚度来模拟截面损失，从而评估承载能力下降情况，但往往只考虑均匀腐蚀或单一几何参数[14,15,16,17]。本研究采用几何减小方法，更能反映工程实践中观察到的实际局部腐蚀形态。根据腐蚀机制，腐蚀可分为化学腐蚀和电化学腐蚀[18]。化学腐蚀是指金属与非电解质介质之间的直接化学反应，进展相对较慢；而电化学腐蚀则发生在电解质溶液中，通过电化学反应进行，速度更快，因此是加速实验室腐蚀测试的常用方法[19,20,21,22]。例如，Aamna Sarfaraz[23]利用电化学腐蚀制备了腐蚀钢筋，并研究了疲劳损伤和钢筋腐蚀对钢筋混凝土深梁结构性能的综合影响。Papakonstantinou等人[24]使用Sobol指数进行了全局敏感性分析，以评估氯离子诱导的钢筋腐蚀下腐蚀参数的相对重要性。Xiaoting Gu[25]对影响天然气管道腐蚀后内部应力的六个主要因素进行了敏感性分析，发现除轴向腐蚀位置外，其余五个因素与管道内部应力呈正相关。Oszvald等人[26]通过机械研磨模拟了腐蚀损伤，并分析了腐蚀深度与试样承载能力之间的关系。

尽管已经对各种结构构件进行了大量的实验和数值研究，但大多数研究集中在均匀腐蚀条件下的变形能力和极限承载能力[27,28,29,30,31]上。然而，广泛的现场调查显示，由于实际服务环境的复杂性和变化性，真实结构中的腐蚀主要是局部性的，局部腐蚀由于应力集中效应对承载能力构成更严重的威胁[32,33,34,35]。总之，现有的关于钢材腐蚀的研究主要集中在材料层面的方面，如腐蚀率和坑深，加载条件主要限于轴向压缩或拉伸。关于腐蚀构件在偏心压缩下的承载性能研究，特别是涉及腐蚀参数敏感性分析的研究仍然很少。这一空白在传输塔中广泛使用的单边连接角钢支撑构件中尤为明显。因此，开发一种评估承载能力下降的方法并对关键腐蚀参数进行敏感性分析对于提高传输塔的安全性具有重要意义。

因此，本研究对六个角钢支撑试样进行了偏心压缩试验，包括四个局部腐蚀试样和两个未腐蚀的对照试样。通过电化学方法诱导局部腐蚀，关键腐蚀参数包括腐蚀深度和腐蚀区域之间的间距。然后使用经过实验结果验证的有限元模型进行参数分析，重点研究多个腐蚀区域、双腐蚀区域之间的间距、相对腐蚀深度和腐蚀面积对承载能力下降率的影响。基于观察到的影响模式，建立了一种评估双腐蚀区域配置下承载能力下降率的方法。随后，使用所提出的方法对关键腐蚀参数进行了敏感性分析。这项研究为腐蚀环境中运行的传输塔的安全评估提供了可靠的技术参考。

2. 腐蚀试验设计与结果
2.1. 材料性能
本研究关注Q235这种常用的传输塔支撑构件材料。根据GB/T 228.1–2021“金属材料—拉伸试验—第1部分：室温下的试验方法”[36]选择了样品位置。标准拉伸试样的尺寸如图2所示。从试验中获得的应力-应变曲线如图3所示，平均屈服强度为292.27 MPa，极限强度为415.26 MPa（表1）。

2.2. 腐蚀构件的制备与分析
根据传输塔支撑构件常用的BM规格，制备了四个L75 × 6规格的试样（其中H = 75 mm，T = 6 mm），所有试样的细长比均为90。角钢支撑构件采用单边连接方式。偏心示意图如图4所示，合力线偏离了质心轴，在压缩过程中产生额外的弯矩。根据它们的加载特性和连接方式，试样被分为三种类型：压缩腿腐蚀（CL）、自由腿腐蚀（FL）和两侧腐蚀（BS）（图5）。

2.3. 偏心压缩试验
3.1. 加载方案和测量点布置
腐蚀角钢截面的偏心压缩加载装置如图10所示。在加载试验过程中，使用液压千斤顶施加压力，试样通过两端特别设计的支撑件连接到试验机上。这些支撑件是根据传输塔支撑构件的加载特性和连接方法设计的，可以通过螺栓连接到试验机上。支撑件顶部的矩形孔不仅可以容纳不同规格的角钢截面，还可以在连接过程中最小化误差，确保试样两端的力分布均匀。

3.2. 试验结果与分析
图13显示了角钢试样的失效模式。观察到当截面损失率为5%时，腐蚀试样的失效模式与未腐蚀试样相似，表现出整体不稳定性；当截面损失率为20%和30%时，失效模式局限于腐蚀区域内部，表明存在局部不稳定性。由于电化学试验导致边缘腐蚀更深，压缩过程中这些位置的应力集中，导致腐蚀区域边缘首先发生不稳定。图14展示了试样的轴向载荷-位移曲线，揭示了不同试样之间的刚度差异。这种变化主要是由于局部腐蚀导致有效截面积减小，从而降低了惯性矩和整体刚度。在初始加载阶段，横向载荷-位移曲线显示出逐渐增加的趋势（见图15），表明处于弹性阶段。当局部腐蚀区域的钢材发生屈服后，试样的整体刚度下降，进入塑性变形阶段，同时横向位移急剧增加。图14为轴向载荷-位移曲线；图15为横向载荷-位移曲线。图16和图17分别展示了试样的轴向载荷-应变曲线和横向载荷-应变曲线。在初始加载阶段，不同腐蚀条件下的应变增加缓慢，彼此之间的差异较小。达到屈服后，差异变得显著。例如，在试样D(1/5L)-20屈服时，压缩腿的轴向载荷-应变值为0.3%，横向载荷-应变值为0.03%；而自由腿的相应值为0.1%和0.02%。压缩腿的应变大于自由腿的应变，这一现象在腐蚀和未腐蚀的试样中都存在。这主要是由于压缩腿承受了直接的轴向载荷，而自由腿没有直接承受载荷。特别是在腐蚀后，压缩腿的局部有效承载能力和刚度降低，更容易产生较大的应变，而自由腿主要起到稳定作用，因此应变较小。图16为角钢局部失效点的轴向应变-载荷曲线；图17为角钢局部失效点的横向应变-载荷曲线。

4. 数值分析
4.1 有限元模型与验证
基于电化学腐蚀和偏心压缩试验结果，在ANSYS 19中建立了有限元模型，用于模拟腐蚀角钢在偏心压缩下的行为。考虑到输电塔支撑构件的实际加载条件和边界约束，采用了SHELL181壳单元。在螺栓孔位置施加了位移和旋转约束，在试样与支撑之间的接触表面施加了横向约束，以模拟试验装置中T形板的约束效果（见图18）。Q235钢的力学行为采用基于冯·米塞斯屈服准则的三线性本构模型描述，其屈服强度（292.27 MPa）和极限强度（415.26 MPa）来自材料拉伸试验。图18为有限元模型。大量研究表明，腐蚀后基材的性能基本保持不变[38,39]。因此，通过减少目标区域的截面积来模拟局部腐蚀。由于电化学腐蚀引起的显著表面粗糙度会影响应力分布和失效模式，腐蚀区域被细分为15个子区域（见图18）。在测试前测量了初始的变形不直度，这对偏心加载构件的稳定性至关重要；平均初始曲率为1.22‰。在有限元模型中，这种缺陷被理想化为半正弦波。为了考虑偏心压缩过程中的大变形非线性，采用了大变形分析以提高模拟精度。表3比较了腐蚀试样的实验和模拟承载能力。模拟结果与试验数据非常吻合，误差在7.5%以内。此外，试验和模拟中观察到的失效模式一致：所有局部腐蚀的试样都在腐蚀区域内因有效截面积减小而发生局部屈曲（见图19）。因此，所提出的有限元方法可靠地捕捉了腐蚀角钢的承载能力下降和失效机制。

4.2 参数分析
输电塔的支撑构件通常通过焊接或螺栓连接，暴露在恶劣环境中，包括强烈的紫外线辐射、温度循环、湿度和机械冲击。因此，局部腐蚀较为普遍，而均匀腐蚀仅发生在特定环境，如沿海地区、高湿度/高盐度或工业化程度高的地区[40]。因此，采用了一种经过实验验证的有限元模拟方法来研究局部腐蚀对构件承载能力的影响。在本研究中，腐蚀区域观察到的相对较高的表面粗糙度主要归因于电化学腐蚀过程中的局部电子积累。然而，在实际工程中，构件的局部腐蚀表面自然会存在一定的不平整度。先前的研究表明，这种表面粗糙度对试样的承载能力影响有限，特别是在压缩情况下，其对结构性能的影响更为不明显[41,42,43]。因此，腐蚀区域采用基于均匀截面积减小的方法进行模拟。关键参数包括：腐蚀区域的数量、双腐蚀区域之间的间距、相对腐蚀深度和腐蚀面积。为了量化不同腐蚀模式的影响，引入了承载能力下降比率（RD）：
$$
RD = \frac{100(1 - \frac{F_c}{F})}{1}
$$
其中RD表示承载能力下降比率；F表示未腐蚀构件的承载能力；Fc表示腐蚀构件的承载能力。

4.2.1 双腐蚀区域的合理性分析
输电塔长时间暴露在腐蚀环境中，导致同一构件上会形成多个腐蚀点。因此，仅考虑一个腐蚀区域可能会低估腐蚀对试样的影响。因此，随机生成了六个独立的腐蚀区域，这些区域在面积和腐蚀深度上有所不同。如图20所示，系统分析了腐蚀区域的分布。为了研究它们的影响，在数值分析中逐渐移除了距离跨中较远的腐蚀区域（即位于角钢两端的区域）。研究发现，当剩余的腐蚀区域数量减少到两个，且这两个区域靠近跨中时，RD的下降趋势变得相对平缓。然而，当只剩下一个腐蚀区域时，RD急剧下降。图20中的虚线图显示了相邻腐蚀区域数量变化时RD的差异。对于细长比为80的CL（压缩腿），当腐蚀区域数量从1增加到2时，RD增加了5.23%；当从2增加到6时，RD增加了0.84%。对于细长比为120的FL（自由腿），当腐蚀区域数量从1增加到2时，RD增加了3.32%；当从2增加到6时，RD增加了0.54%。对于细长比为160的BS（连接腿），当腐蚀区域数量从1增加到2时，RD增加了7.0%；当从2增加到6时，RD增加了0.97%。当构件上存在多个腐蚀区域时，RD主要由最严重的腐蚀区域控制。当腐蚀深度较大且腐蚀间距较小时，腐蚀区域之间会产生耦合效应，显著影响RD。特别是对于偏心压缩下的支撑构件，会产生额外的弯曲力矩，从而放大腐蚀区域的应力和缺陷敏感性。因此，腐蚀敏感区域已经显著降低了构件的承载能力和稳定性，进一步增加腐蚀区域的数量对RD的影响较小。图20显示了多个腐蚀区域对承载能力的影响。

4.2.2 双腐蚀区域间距对角钢承载能力的影响
为了研究双腐蚀区域间距对RD的影响，选择了常用的输电塔支撑构件角钢规格L75 × 6（75表示腿宽H，6表示厚度T），其细长比为90。腐蚀宽度设为H（角钢腿宽），腐蚀长度设为L/12，双腐蚀区域之间的间距分别设为8L/12、6L/12、4L/12、2L/12和0。相应的腐蚀位置见图21。图22显示了双腐蚀模式下角钢的承载能力下降比率。研究发现，随着双腐蚀区域间距的减小，构件的RD逐渐增加。当压缩腿的截面腐蚀比为30%，且双腐蚀区域间距分别为8L/12、6L/12、4L/12、2L/12和0时，相应的RD值分别为17.61%、19.18%、21.04%、22.28%和24.27%。图21为两个腐蚀区域之间距离的示意图；图22为双腐蚀模式下角钢的承载能力下降比率。当腐蚀间距较大时，两个腐蚀区域的应力场之间的相互作用较弱，因此可以将其视为独立缺陷，它们对RD的影响有限（见图23）。随着双腐蚀区域间距的减小，应力场之间的相互作用变得更加明显，促进了早期局部屈曲并放大了额外的弯曲力矩，加速了承载能力的恶化。当腐蚀区域非常接近或重叠时，它们的机械效应相当于大面积连续腐蚀。有效承载截面显著减小，应力集中区趋于合并，导致截面质心显著偏移和偏心距增加，产生更大的次级弯曲力矩，最终使RD显著增加。图23显示了不同腐蚀间距下的应力分布。

4.2.3 双腐蚀区域的相对腐蚀面积和深度对角钢承载能力的影响
由于腐蚀暴露条件的不同，包括太阳辐射、污染物积累和水分保持，同一结构构件内两个腐蚀区域之间的相对腐蚀深度和面积可能存在差异。因此，选择了角钢截面（L75 × 6）。腐蚀宽度定义为H，截面腐蚀比率分别设为10%、20%、30%和40%。区域1的腐蚀长度固定为L/10，区域2的腐蚀长度分别为L/10、2L/10和4L/10，对应于两个区域之间的腐蚀面积比为1:1、1:2和1:4。两个腐蚀区域之间的间距保持为L/5。基于这些参数，系统研究了两个区域的相对腐蚀面积和深度对RD的影响。图24显示了双区域腐蚀对构件压缩腿的影响。研究发现，当两个区域的腐蚀深度相等时，随着双腐蚀区域相对面积比的增加，RD也会增加。根据图24a，当两个区域的相对面积相等，且区域1的截面腐蚀率为20%时，随着区域2的截面腐蚀率增加，等高线图中的颜色逐渐从蓝色变为红色，表明RD呈持续上升趋势。如图24、图25和图26所示，当区域1的截面腐蚀率为20%，区域2的截面腐蚀率从10%增加到40%时，压缩腿腐蚀、自由腿腐蚀和两侧腐蚀的RD分别增加了17.05%、14.67%和25.09%。图24显示了腐蚀深度（Dc）和面积（Ac）对压缩腿腐蚀试样承载能力下降比率的影响；图25显示了腐蚀深度（Dc）和面积（Ac）对自由腿腐蚀试样承载能力下降比率的影响；图26显示了腐蚀深度（Dc）和面积（Ac）对两侧腐蚀试样承载能力下降比率的影响。根据输电塔支撑构件的连接形式和加载特性，压缩载荷通常不会通过质心。当构件有两个腐蚀区域时，腐蚀深度较大的区域会导致局部有效承载截面更严重的削弱，显著降低惯性矩。由于腐蚀引起的偏心附加弯矩进一步放大，两个腐蚀区域之间也存在显著的耦合效应，因此对构件的承载能力产生了更明显的影响。此外，当一个区域的腐蚀面积增加时，两个区域之间的耦合效应意味着总腐蚀面积的增加，这对试样的承载能力更为不利。

5. 角钢腐蚀区域的评估方法和敏感性分析
5.1. 局部腐蚀构件的承载能力计算方法
采用通过实验结果验证的有限元模型对腐蚀试样进行了参数分析。数值模型涵盖了腐蚀参数的主要变化范围，并进行了总共3600次有限元模拟，以确保所提出的预测方法的准确性和可靠性。随后分析了双腐蚀区域对角钢承载能力的影响。研究发现，对于输电塔中的支撑角钢构件，腐蚀后的退化比率RD在受压腿（CL）、自由腿（FL）和两侧（BS）之间是不同的。因此，采用了分区研究方法来分别建立受压腿和自由腿的RD计算模型，表示为KCL和KFL（公式（2）和（3））。基于对受压腿和自由腿的评估方法，建立了一个表示两侧RD的计算模型，表示为KBS（公式（4））。这里，CL代表角钢受压腿的腐蚀，FL代表角钢自由腿的腐蚀，BS代表角钢两侧的腐蚀。方程中的0.01因子是在数据拟合过程中引入的数值缩放参数，仅用于简化表达式和计算，并不改变模型的物理意义。考虑的腐蚀参数范围总结在表4中。

表4. 腐蚀参数的范围

???????={0.01?(0.032???+36.15??????1+42.27??????2+41.56??????1+58.21??????2+10.93??????1?18.46??????2+0.14?????????1??????2)60≤??≤125
0.01?(?0.0095???+36.15??????1+42.27??????2+41.56??????1+58.21??????2+10.93??????1?18.46??????2?0.24?????????1??????1)125≤??≤200 （2）
???????={0.01?(?0.091???+8.08??????1+28.49??????2+34.71??????1+49.36??????2+3.46??????1+0.53??????2+1.13?????????1??????2??????2)60≤??≤125
0.01?(?0.048???+8.08??????1+28.49??????2+34.71??????1+49.36??????2+3.46??????1+0.53??????2?12.31?????????1??????2??????1)125≤??≤200 （3）
???????=3.21?????????????+1.51?(1?????)?????????0.09??????(1?????)???????????????? （4）

其中 λ—角钢的细长比；
Dc—腐蚀区域的截面损失率，Dc1 ≤ Dc2；
Ac—腐蚀区域的面积比，Ac1 = (Hc × Bc)/(L × H)；
Hc—腐蚀区域的宽度，Hc1 ≤ Hc2；
Bc—腐蚀区域的长度；
Lr—从腐蚀区域中点到末端的轴向距离（mm）；
Lc—腐蚀区域的位置，Lc = Lr/L，Lc1 ≤ Lc2；
Ar—双腿腐蚀下自由腿上的腐蚀面积与总腐蚀面积的比率。

表4. 腐蚀参数的范围。

拟合的受压腿、自由腿和两侧的RD公式决定系数R2分别为0.90、0.90和0.91，表明它们可以可靠地预测腐蚀角钢的承载能力退化比率。需要注意的是，所提出的拟合方程仅在指定的腐蚀参数范围内有效。

在图27中，横轴代表拟合公式的预测值，纵轴代表有限元模拟的原始RD数据。数据点在参考线的两侧相对均匀分布。点离参考线越远，拟合精度越低。参考线以下的数据点表示公式的预测值低于原始模拟值。在距离参考线5%的相对位置，受压腿、自由腿和双腿腐蚀的数据误差率分别为15.2%、14.7%和12.3%。在距离参考线8%的相对位置，相应的误差率分别为7.8%、7.1%和6.2%。图27. 将传统方法与本文提出的方法进行比较。许多学者通过仅考虑单一腐蚀因素——截面损失率——来研究腐蚀对钢承载能力的影响，并建立了相关的计算模型[44,45,46]。一个典型的腐蚀模型表达式是γ = (1 ? Dc)2，其中γ是腐蚀钢的剩余承载能力。如图27a,c,e所示，横轴代表从计算模型（1 ? γ）获得的RD，而纵轴显示了来自有限元模拟的原始RD数据。研究发现，对于相同的截面损失率，数据表现出相对较高的分散度。与传统方法相比，基于有限元数据的方法提供了更好的拟合性能，并考虑了更广泛的腐蚀参数范围，使其更符合实际工程应用。

5.2. 基于K–S统计量的敏感性分析
K–S敏感性分析是一种典型的非参数、基于分布的全局敏感性分析方法，使用累积分布函数来评估输入变量的影响。公式（5）和（6）是Kolmogorov–Smirnov公式，通过估计移除一个或多个输入不确定性时输出分布的变化来衡量敏感性。具体来说，假设样本表示为（x1, x2, x3, …, xn），输出变量为y，则通过比较输出的无条件概率分布与xi取特定值时的条件分布来衡量输入变量xi的敏感性。如果xi的变化显著改变了输出分布的形状或位置，则表明该输入对模型输出具有高敏感性[47,48]。从公式（6）可以看出，敏感性的范围是[0, 1]；Ti敏感性越低，xi的影响越小。如果其为0，则xi对y没有影响，确保敏感性系数是一个绝对的度量。此外，如果输入变量xi固定，并且在固定前后输出分布没有显著差异，则表明该输入对输出的影响较小。

??????(????)=max???∣?????(??)???(??︱????︱ (5)
????=????????????????[??????(????)] (6)

本文使用角钢多腐蚀模式的计算模型对腐蚀参数进行了敏感性分析。腐蚀参数包括细长比λ、腐蚀深度、腐蚀面积和腐蚀位置。腐蚀参数的范围在5.1节中指定，所有参数假设遵循均匀概率分布。使用K–S方法进行敏感性分析时，置信水平设置为95%，意味着如果敏感性系数大于0.05，则该参数对分析结果有显著影响。为了提高敏感性分析的准确性和可靠性，使用拉丁超立方抽样生成了75,000个样本，确保整个参数空间的均匀覆盖，然后用于K–S敏感性分析。如表5所示，角钢双腐蚀区域的敏感性分析结果表明，在受压腿腐蚀、自由腿腐蚀和双腿腐蚀情况下，所有敏感参数的敏感性系数均大于0.05，表明这七个腐蚀参数对RD有一定影响。

表5. 基于Kolmogorov–Smirnov统计量的敏感性分析结果。通过使用公式（6）对表5中的数据进行标准化，如图28所示，在受压腿腐蚀条件下，腐蚀区域1和区域2的截面损失率Dc1和Dc2对RD的影响最大，敏感性系数分别为0.17和0.22。其次是腐蚀区域2的腐蚀面积Ac2和位置Lc2，敏感性系数分别为0.15和0.17。细长比λ对RD的影响最小。这主要是因为截面损失不仅减少了角钢的有效承载截面，还导致重心偏移，特别是对于单侧连接的支撑构件。腐蚀加剧了偏心效应，导致更明显的偏心弯曲，从而使截面损失率对RD的影响显著。腐蚀面积主要反映了构件局部损失的程度，导致加载过程中的应力重新分布，从而影响试样的整体稳定性和承载能力。

在自由腿腐蚀条件下，腐蚀区域1和区域2的截面损失率Dc1和Dc2对RD的影响最大，敏感性系数分别为0.19和0.28。其次是腐蚀区域1和2的腐蚀面积Ac1和Ac2，敏感性系数分别为0.13和0.16。腐蚀位置Lc1和Lc2对RD的影响较小，敏感性系数分别为0.05和0.07。这主要是因为自由腿不直接承受载荷，因此轴向腐蚀位置对构件的整体稳定性影响相对较小。

基于加载腿和自由腿的敏感性分析结果，在双腿腐蚀条件下，腐蚀区域1和区域2的截面损失率Dc1和Dc2对RD的影响最大，敏感性系数分别为0.18和0.27。由于腐蚀区域1的截面损失率Dc1小于Dc2，Dc1对RD的影响相对较小。其次是腐蚀区域1和2的腐蚀面积Ac1和Ac2，敏感性系数分别为0.13和0.17。细长比λ对RD的影响最小，敏感性系数为0.06。在单侧连接的腐蚀角钢中，局部腐蚀减少了有效承载截面并增加了附加弯矩，导致过早的整体屈服和整体承载能力的下降。因此，细长比对角钢的RD影响最小。

6. 结论
本文对六种单侧连接的角钢试样在各种腐蚀参数配置下进行了电化学加速腐蚀试验和偏心压缩试验，并基于实验验证的有限元仿真方法进行了双腐蚀模式的参数分析。主要结论如下：
(1) 使用电化学加速腐蚀方法制备了腐蚀试样，目标腐蚀质量与实际腐蚀质量之间的误差在4.0%以内。
(2) 对六种单侧连接的角钢进行了偏心压缩试验。结果分析显示，受压腿和自由腿之间的应变有显著差异，受压腿的应变较高。建立了一个能够有效模拟腐蚀构件的偏心压缩行为和变形的有限元模型，模拟的极限承载能力与实验极限承载能力之间的误差小于7.5%。
(3) 使用通过实验结果验证的有限元模型对腐蚀构件进行了参数分析。结果表明，与单腐蚀区域相比，双腐蚀配置对构件的承载能力影响更为明显。此外，随着两个腐蚀区域之间间距的减小，承载能力的退化比率相应增加。此外，两个腐蚀区域的相对腐蚀深度和面积比对承载能力退化比率有显著影响。
(4) 通过系统分析双腐蚀区域配置下腐蚀参数的影响，开发了评估方法来预测受压腿和自由腿的承载能力退化比率。基于受压腿和自由腿的腐蚀计算模型，建立了一种考虑多个腐蚀参数的双侧腐蚀评估方法。这种评估方法结合了多个腐蚀参数，与传统方法相比，可以更合理和准确地评估多腐蚀模式下构件的承载能力退化比率。
(5) 基于包含双腐蚀区域的计算模型，使用K–S统计量方法对腐蚀参数进行了敏感性分析。结果表明，截面腐蚀比率对承载能力退化比率的影响最大，其次是腐蚀面积比率。相比之下，在自由腿腐蚀条件下，腐蚀位置对承载能力退化的影响相对较小。