韓依璇，辛付開，張國(guó)榮，朱曉文

(1. 蘇交科集團(tuán)股份有限公司，江蘇 南京 211112； 2. 在役長(zhǎng)大橋梁安全與健康國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 211112；3. 河海大學(xué) 力學(xué)與材料學(xué)院，江蘇 南京 210098)

0 引 言

懸索橋具有跨越能力大、受力性能良好、橋型美觀等特點(diǎn)，在橋梁建設(shè)中得到廣泛應(yīng)用，成為特大跨徑橋梁的首選[1]。然而在運(yùn)營(yíng)期間，懸索橋主纜長(zhǎng)期受到動(dòng)荷載和復(fù)雜環(huán)境的耦合作用，在幾年甚至十幾年時(shí)間就會(huì)出現(xiàn)力學(xué)性能退化的現(xiàn)象。因此，掌握實(shí)橋主纜鋼絲力學(xué)性能退化對(duì)懸索橋主纜強(qiáng)度評(píng)估具有重要的基礎(chǔ)意義。懸索橋主纜承載能力的降低受腐蝕、斷絲以及次應(yīng)力的影響[2-4]。腐蝕是影響高強(qiáng)度鋼絲性能退化的主要原因之一[5-6]。迄今為止，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)腐蝕鋼絲力學(xué)性能退化進(jìn)行了若干研究。

在銹蝕鋼絲拉伸性能方面，R.BETTI等[7-8]對(duì)人工銹蝕鍍鋅和非鍍鋅鋼絲進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，認(rèn)為蝕坑是降低鋼絲延性的主要因素，同時(shí)建立了均勻腐蝕和點(diǎn)蝕鋼絲的有限元模型，發(fā)現(xiàn)鋼絲承載力下降的主要原因是由于腐蝕導(dǎo)致鋼絲截面積的減少。S.I.NAKAMURA等[9-10]和李翠娟等[11]分別對(duì)不同腐蝕等級(jí)的鋼絲進(jìn)行試驗(yàn)，得到了受腐蝕鋼絲實(shí)際抗拉強(qiáng)度并未降低，而鋼絲伸長(zhǎng)率卻大幅度降低的結(jié)論。P.ROFFEY[12]和C.A.CLACK等[13]分別對(duì)Forth公路大橋主纜鋼絲試樣進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)，得出了主纜鋼絲極限抗拉強(qiáng)度隨著銹蝕程度增加而減小的結(jié)論。S.C.BARTON等[14]通過人工模擬加速腐蝕鋼絲得到了在不同質(zhì)量損失率下，其極限承載力大幅度下降的規(guī)律，并由此推斷蝕坑的存在對(duì)鋼絲力學(xué)性能影響遠(yuǎn)大于均勻腐蝕所造成的影響。徐俊等[15-16]對(duì)石門大橋拉索進(jìn)行了試驗(yàn)，提出了鋼絲力學(xué)性能隨銹蝕程度變化的規(guī)律，并認(rèn)為銹蝕鋼絲拉伸性能是由蝕坑形狀及鋼絲凈截面積所決定的。喬燕等[17]對(duì)袁州大橋腐蝕吊桿鋼絲進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著腐蝕程度增加，延伸率與名義極限強(qiáng)度折減程度最大。徐陽(yáng)等[18]研究了某服役斜拉橋拉索的力學(xué)性能退化狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)銹蝕降低了鋼絲的極限應(yīng)變與強(qiáng)度。K.SUZUMURA等[19]和S.I.NAKAMURA等[20]分別用人工刻痕研究了4種點(diǎn)蝕形狀對(duì)鋼絲拉伸性能影響，均認(rèn)為蝕坑部位應(yīng)力集中是其延性下降的主要原因。王磊等[21]、李富民等[22]和辛付開等[23]分別通過人工加速腐蝕試驗(yàn)研究了銹蝕對(duì)鋼絞線力學(xué)性能影響，并根據(jù)試驗(yàn)建立了基于銹蝕率的鋼絞線本構(gòu)關(guān)系模型。

目前這些學(xué)者們的研究幾乎都是對(duì)新鋼絲進(jìn)行加速腐蝕試驗(yàn)，未考慮應(yīng)力歷史對(duì)鋼絲力學(xué)性能的影響，無(wú)法真實(shí)反映荷載與環(huán)境耦合作用下鋼絲性能的劣化發(fā)展情況。另外相比斜拉索和吊桿，主纜處于更加復(fù)雜的環(huán)境下，且目前國(guó)內(nèi)幾乎沒有基于在役懸索橋平行鋼絲主纜的研究。鑒此，筆者通過對(duì)某服役多年的懸索橋主纜鋼絲進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，研究銹蝕對(duì)主纜鋼絲力學(xué)性能影響，并分析對(duì)照不同銹蝕程度鋼絲各項(xiàng)力學(xué)性能參數(shù)的變化，并在此基礎(chǔ)上建立銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型。

1 服役懸索橋主纜鋼絲狀況

該在役懸索橋主纜由19束91根Φ5高強(qiáng)鍍鋅平行鋼絲索股組成，直徑為240 mm，鋼絲標(biāo)準(zhǔn)強(qiáng)度為1 670 MPa，主纜服役時(shí)間約18a，圖1為該懸索橋主纜腐蝕情況。

圖1 懸索橋主纜腐蝕狀況Fig. 1 Corrosion state of main cable of suspension bridge

從拆除主纜鋼絲中，筆者截取了腐蝕嚴(yán)重位置處長(zhǎng)約1.8 m的全截面鋼絲，即19股共計(jì)1 729根主纜鋼絲進(jìn)行檢查。參考國(guó)外楔開方法及該懸索橋主纜19股鋼絲束的排列方式，沿主纜截面30°、60°為間隔進(jìn)行楔開，分為8個(gè)楔開區(qū)域。室內(nèi)根據(jù)鋼絲銹蝕狀態(tài)記錄鋼絲最小直徑Dmin即蝕坑最深處的鋼絲直徑，并建立腐蝕截面圖，如圖2。由圖2可知：鋼絲最小直徑從內(nèi)部至外部逐漸減小，最小直徑為4.70～4.85 mm的鋼絲占了鋼絲總數(shù)的57%。

圖2 主纜腐蝕截面Fig. 2 Corrosion cross-section of main cable

19股鋼絲均勻的取鋼絲樣本，其長(zhǎng)度為40 cm，共截取40根銹蝕鋼絲，并對(duì)上述鋼絲樣本進(jìn)行除銹，如圖3為鋼絲樣本原狀和經(jīng)砂紙打磨機(jī)械除銹后的外觀；然后用精度0.01 mm的游標(biāo)卡尺和單尖頭千分尺測(cè)量蝕坑參數(shù)。

圖3 鋼絲除銹Fig. 3 Steel wire derusting

2 鋼絲銹蝕程度評(píng)估

當(dāng)前評(píng)價(jià)鋼筋和鋼絲銹蝕一般采取兩類指標(biāo)：①一種是忽略局部腐蝕，通過質(zhì)量損失或平均直徑來(lái)評(píng)價(jià)，如鋼絲均勻腐蝕深度、質(zhì)量損失率ηρ；②另一種是根據(jù)局部腐蝕，通過蝕坑處截面面積或直徑來(lái)評(píng)定，如最小直徑Dmin。兩類指標(biāo)的計(jì)算分別如式(1)：

(1)

式中：ηρ為質(zhì)量損失率；m0為原始鋼絲質(zhì)量；m為鋼絲除銹后質(zhì)量；α為最深蝕坑與直徑之比；D為原鋼絲直徑；Dmin為鋼絲最小直徑。

主纜鋼絲銹蝕是復(fù)雜的過程，一般而言點(diǎn)蝕與均勻腐蝕同時(shí)存在，故上述銹蝕程度指標(biāo)過于局限。因此，筆者參考鋼筋銹蝕率，提出基于最小截面積損失率ηs鋼絲銹蝕評(píng)估指標(biāo)。通過對(duì)蝕坑統(tǒng)計(jì)可知，蝕坑大都是半球形，因此針對(duì)半球形蝕坑定義了最小截面積損失率，如式(2)：

(2)

式中：ηs為最小截面積損失率；A為原鋼絲截面積；Asc,ave為因均勻腐蝕所減少的截面積；Asc,min為因蝕坑所減少的截面積。

3 鋼絲拉伸試驗(yàn)及分析

3.1 拉伸試驗(yàn)

按照文獻(xiàn)[24]、[25]規(guī)定，筆者采用Instron HDX系列大載荷液壓萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)定鋼絲強(qiáng)度、延伸率等力學(xué)指標(biāo)參數(shù)，其中屈服點(diǎn)取為殘余應(yīng)變?yōu)?.2%時(shí)的數(shù)據(jù)，試驗(yàn)加載控制位移為0.06 mm/s。

拉伸試驗(yàn)中鋼絲樣本長(zhǎng)度為40 cm，標(biāo)距為250 mm。圖4為鋼絲墩頭處理及應(yīng)變片布置。為防止鋼絲在拉伸過程中出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，對(duì)鋼絲端頭進(jìn)行墩頭處理，并在此基礎(chǔ)上預(yù)加螺帽使墩頭受力均勻，同時(shí)為測(cè)定鋼絲應(yīng)變，在標(biāo)距范圍內(nèi)等間距布置LD20縱向應(yīng)變片。

圖4 鋼絲處理及應(yīng)變片布置Fig. 4 Steel wire treatment and strain gauge layout

3.2 拉伸試驗(yàn)結(jié)果分析

通過對(duì)40根服役主纜鋼絲和10根新鋼絲進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，分別選擇具有代表性的5根服役主纜鋼絲和1根新鋼絲得到了兩類銹蝕程度評(píng)價(jià)指標(biāo)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(圖5)，1代表新鋼絲的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，2～6代表不同銹蝕程度的服役主纜鋼絲。圖5中所對(duì)應(yīng)強(qiáng)度均為名義強(qiáng)度，即荷載/未銹蝕面積。

從圖5可發(fā)現(xiàn)：①在不同銹蝕程度評(píng)價(jià)指標(biāo)下，隨著銹蝕程度增加，鋼絲名義極限強(qiáng)度、名義屈服強(qiáng)度和延伸率均有明顯下降趨勢(shì)；②延伸率減小遠(yuǎn)大于這3種銹蝕程度指標(biāo)的減小，銹蝕嚴(yán)重降低了應(yīng)力-應(yīng)變曲線的強(qiáng)化階段；③主纜鋼絲同時(shí)存在均勻腐蝕和蝕坑，在考慮局部腐蝕評(píng)價(jià)指標(biāo)下，鋼絲在不同ηs和α的應(yīng)力-應(yīng)變曲線發(fā)生明顯變化，對(duì)ηs和α比較敏感；然而對(duì)只考慮均勻腐蝕的ηρ卻不敏感，曲線變化不明顯。

綜上所述，筆者采用最小截面積損失率ηs來(lái)評(píng)價(jià)鋼絲腐蝕程度。圖6為最小截面積損失率與最深蝕坑和直徑之比存在線性關(guān)系，利用該轉(zhuǎn)換關(guān)系對(duì)不同銹蝕指標(biāo)進(jìn)行換算，擬合公式為ηs=0.58α。

圖6 不同銹蝕程度指標(biāo)之間的關(guān)系Fig. 6 Relationship between different corrosion degree indexes

3.3 斷口形貌分析

對(duì)經(jīng)過拉伸試驗(yàn)的40根銹蝕鋼絲樣本，通過觀察其斷口形貌，可發(fā)現(xiàn)當(dāng)ηs<1%時(shí)，鋼絲斷口大都為杯錐式斷口；當(dāng)ηs>1%時(shí)，鋼絲斷口大都為劈裂-銑刀式斷口。

當(dāng)鋼絲腐蝕程度較輕，其ηs=0.6%時(shí)，最小直徑Dmin=4.96 mm，鋼絲在拉伸試驗(yàn)斷裂前出現(xiàn)明顯頸縮，斷口呈杯錐式，屬于宏觀延性斷口，如圖7(a)。

隨著最小截面積損失率增加，當(dāng)ηs=1.36%、3.06%時(shí)，即最小直徑Dmin=4.86、4.70 mm，鋼絲在拉伸斷裂前未出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象，斷口呈劈裂-銑刀式斷口，斷口處有蝕坑的存在，很明顯是宏觀脆性斷口，如圖7(b)、(c)。

圖7 鋼絲斷口形貌Fig. 7 Fracture surface of steel wires

4 力學(xué)性能退化規(guī)律及模型

當(dāng)前計(jì)算銹蝕鋼絲的極限強(qiáng)度βuz基本有3種方法：① 蝕坑極限強(qiáng)度βu1，即鋼絲荷載與銹蝕鋼絲最小截面之比；② 平均極限強(qiáng)度βu2，即鋼絲荷載與銹蝕鋼絲平均截面積之比；③ 名義極限強(qiáng)度βu3，即鋼絲荷載與未銹蝕鋼絲截面積之比。

如圖8分別為鋼絲極限強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、延伸率、極限應(yīng)變及彈性模量的相對(duì)值變化規(guī)律，分別為βu、βy、βδ、βεu、βE。通過擬合得到最小截面積損失率與各力學(xué)性能參數(shù)之間的關(guān)系，擬合相關(guān)系數(shù)均大于0.9，相應(yīng)銹蝕鋼絲力學(xué)性能退化如式(3)：

(3)

式中：fuc、fyc、δsc、εuc、Esc分別為蝕坑極限強(qiáng)度、蝕坑屈服強(qiáng)度、延伸率、極限應(yīng)變、彈性模量；fu、fy、δs、εu、Es分別為新鋼絲實(shí)際極限強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、延伸率、極限應(yīng)變以及彈性模量。

由圖8可知：服役18年的鋼絲隨最小截面積損失率ηs的增加，其蝕坑極限強(qiáng)度、蝕坑屈服強(qiáng)度、極限應(yīng)變以及伸長(zhǎng)率逐漸降低，而彈性模量基本不變；其中強(qiáng)度變化較小，而延伸率及極限應(yīng)變變化很大且退化趨勢(shì)相似，說明銹蝕嚴(yán)重影響鋼絲延性并且削弱了其截面面積。主要原因是由于蝕坑存在，會(huì)引起復(fù)雜空間應(yīng)力分布和局部應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致鋼絲的延性退化，出現(xiàn)脆性斷裂現(xiàn)象。

圖8 銹蝕鋼絲力學(xué)性能退化規(guī)律Fig. 8 Degradation law of mechanical properties of corroded steel wires

圖8(a)中：與名義極限強(qiáng)度βu3、均勻極限強(qiáng)度βu2相比，蝕坑極限強(qiáng)度βu1隨著ηs的增大，其下降速度更緩，是因?yàn)槊x極限強(qiáng)度和均勻極限強(qiáng)度分別對(duì)應(yīng)的是未銹蝕鋼絲截面積、平均截面積。前者未考慮銹蝕導(dǎo)致的鋼絲截面減小，后者雖考慮了均勻腐蝕和點(diǎn)蝕造成的鋼絲截面減小，但與蝕坑極限強(qiáng)度相比，均勻極限強(qiáng)度所對(duì)應(yīng)的因點(diǎn)蝕造成鋼絲截面的減小被換算成了平均截面積，并未考慮到蝕坑形貌及其實(shí)際截面大小。

為進(jìn)一步對(duì)比上述模型實(shí)用性，筆者借鑒了R.BETTI等[7]、陳先亮[26]和徐俊[27]分別對(duì)拉索及吊桿鋼絲的拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)，根據(jù)最小截面積損失率與最深蝕坑和直徑之比轉(zhuǎn)換關(guān)系得到了相應(yīng)最小截面積損失率，通過數(shù)值擬合得到了強(qiáng)度退化模型，并與文中退化模型進(jìn)行對(duì)比。

圖9分別為蝕坑極限強(qiáng)度、蝕坑屈服強(qiáng)度和極限應(yīng)變退化模型的對(duì)比，具體退化公式見表1。

由圖9和表1可知：文中的蝕坑極限強(qiáng)度、極限應(yīng)變退化模型與陳先亮[26]和徐俊[27]所得出的退化規(guī)律基本相同；但是與R.BETTI等[7]得出的極限應(yīng)變退化模型差別交大，不過其退化趨勢(shì)相似，究其原因是R.BETTI等[7]采用人工加速腐蝕的鋼絲試樣更接近均勻腐蝕，與實(shí)橋鋼絲銹蝕狀況不同，造成了對(duì)鋼絲力學(xué)性能指標(biāo)參數(shù)退化程度評(píng)估較低。

5 銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型

當(dāng)前鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型為雙折線和多折線模型，根據(jù)上述銹蝕鋼絲退化模型，筆者以雙折線模型為基礎(chǔ)，提出了包含最小截面積損失率的銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型，如圖10。

圖10中：雙折線模型的fyc、fuc、Esc可由式(3)確定，屈服應(yīng)變可由式(4)確定：

(4)

圖10 銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型Fig. 10 Constitutive relation model for the corroded steel wires

根據(jù)雙折線本構(gòu)關(guān)系模型及力學(xué)性能退化公式(3)、(4)，可得到最小截面損失率ηs<10%時(shí)的銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型，如式(5)：

(5)

筆者根據(jù)上述公式對(duì)最小截面積損失率ηs分別為1.14%、2.36%、3.28%、4.48%、9.02%做出了對(duì)應(yīng)銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型，并與相應(yīng)拉伸試驗(yàn)曲線結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖11即為銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型和拉伸試驗(yàn)曲線對(duì)比，可發(fā)現(xiàn)該模型與銹蝕鋼絲的拉伸曲線結(jié)果較符。

圖11 銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型與試驗(yàn)曲線對(duì)比Fig. 11 Comparison between constitutive relation model and testing curves for the corroded steel wires

6 結(jié) 論

筆者對(duì)某懸索橋上取得的主纜鋼絲樣品進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，分析了服役了18年的懸索橋主纜鋼絲力學(xué)性能退化規(guī)律，得到如下結(jié)論：

1)對(duì)在真實(shí)環(huán)境下服役的銹蝕主纜鋼絲，均勻銹蝕和蝕坑同時(shí)存在，筆者采用最小截面積損失率來(lái)評(píng)價(jià)鋼絲銹蝕程度更準(zhǔn)確、方便。

2)隨著銹蝕程度增加，發(fā)現(xiàn)銹蝕鋼絲彈性模量基本無(wú)變化，而極限強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、極限應(yīng)變以及延伸率呈現(xiàn)降低趨勢(shì)。其中延伸率下降最快，蝕坑存在是導(dǎo)致延性下降的主要原因。

3)對(duì)鋼絲拉伸斷口形貌進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)隨著銹蝕程度增加，斷口形貌由延性斷裂變成脆性斷裂，頸縮現(xiàn)象也隨之消失。

4)基于試驗(yàn)結(jié)果，得到了銹蝕鋼絲蝕坑強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率、極限應(yīng)變以及彈性模量與最小截面積損失率之間的定量關(guān)系模型。建立了當(dāng)ηs<10%時(shí)的銹蝕鋼絲本構(gòu)關(guān)系模型，然而對(duì)腐蝕程度更嚴(yán)重的鋼絲退化模型有待于對(duì)更多實(shí)橋鋼絲進(jìn)行試驗(yàn)分析后來(lái)補(bǔ)充完善。

5)根據(jù)主纜腐蝕截面圖和鋼絲力學(xué)性能退化模型，可得到每根主纜鋼絲力學(xué)性能狀況，而對(duì)主纜強(qiáng)度有待進(jìn)一步研究。