郭宏超，蔡欣悅，李國強(qiáng)，王彥博，劉云賀

（1.西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，陜西 西安 710048；2.同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海 200092）

在海洋腐蝕環(huán)境與往復(fù)荷載耦合作用下，鋼結(jié)構(gòu)極易引發(fā)腐蝕疲勞問題.相比于母材，接焊縫作為承重構(gòu)件連接關(guān)鍵區(qū)域更易發(fā)生斷裂失效，其腐蝕疲勞行為是影響工程結(jié)構(gòu)體系耐久性的重要組成因素［1-2］.Sheng等［3］對HRB500高強(qiáng)鋼筋接頭進(jìn)行了高周疲勞試驗(yàn)，結(jié)果表明其極限強(qiáng)度隨著鋼筋直徑的增加而逐漸減小，連接接頭相比母材更易發(fā)生疲勞破壞.Shiratsuchi等［4］通過考慮焊縫殘余應(yīng)力和荷載作用的影響，結(jié)合焊縫區(qū)和熱影響區(qū)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的差異性，提出了焊接接頭疲勞壽命的預(yù)測方法.喻宣瑞等［5］通過鹽霧腐蝕試驗(yàn)探究了鋼絞線在不同應(yīng)力幅作用下的腐蝕規(guī)律，基于三維Copula函數(shù)得到其聯(lián)合分布規(guī)律，并提出了蝕坑三維預(yù)測模型.俞宣瑞等［6］還通過模擬鋼絞線腐蝕規(guī)律，并根據(jù)灰度理論定量研究了應(yīng)力幅對鋼絞線腐蝕的影響.Xin等［7］通過對S690高強(qiáng)度鋼板對接焊縫進(jìn)行有限元分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果表明考慮殘余應(yīng)力的有限元分析能更好地預(yù)測焊縫的疲勞壽命.目前，相關(guān)研究主要集中于酸雨、海洋大氣等環(huán)境下普通鋼材疲勞失效問題，對于銹蝕高強(qiáng)鋼力學(xué)性能研究較少.

本文通過濕熱周浸模擬海洋浪濺區(qū)腐蝕環(huán)境，對Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫開展了疲勞性能試驗(yàn)，分析了腐蝕損傷與焊縫缺陷對其疲勞性能的影響，并通過試件宏觀與微觀斷口形貌特征，揭示了其疲勞裂紋擴(kuò)展變化規(guī)律.

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

Q690D高強(qiáng)鋼，板厚10 mm，采取線切割方式，對接部位采用“V”形坡口焊，選取手工電弧焊，焊條型號為CHE857Cr.腐蝕試件和疲勞試件的尺寸見圖1（圖中試件可分為熱影響區(qū)和焊縫區(qū)）.

圖1 腐蝕試件和疲勞試件的尺寸Fig.1 Dimensions of the corrosion and fatigue specimens（size：mm）

1.2 腐蝕試驗(yàn)

通過室內(nèi)濕熱周浸加速腐蝕方案來模擬海洋浪濺區(qū)腐蝕環(huán)境.首先，將試件浸泡于NaCl溶液（質(zhì)量濃度為26 g/L，pH值為6～7）水平液面以下10 mm處，液體與室內(nèi)環(huán)境溫度保持一致，浸泡時(shí)間為6 h；隨之將試件取出，放置在室內(nèi)環(huán)境下自然干燥6 h；最后，將試件置于35℃、相對濕度恒定于（95±3）%的濕熱箱內(nèi)養(yǎng)護(hù)12 h.每隔2 d后重復(fù)上述操作，每隔20 d后取出1批試樣.經(jīng)腐蝕時(shí)間t=0、20、40、60、100 d腐蝕后的試件，分別記為BW-0（未腐蝕鋼板）、BW-20、BW-40、BW-60、BW-80、BW-100.

1.3 力學(xué)試驗(yàn)

為得到疲勞試驗(yàn)所需Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫力學(xué)性能參數(shù)，根據(jù)GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)》第1部分：室溫試驗(yàn)方法，對試件BW-0、BW-60和BW-100進(jìn)行力學(xué)試驗(yàn)，測得的力學(xué)性能參數(shù)見表1，表中fy、fu、Es、δ分別為屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、彈性模量、斷裂伸長率.

表1 試件BW-0、BW-60和BW-100的力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical performance parameters of specimen BW-0，BW-60 and BW-100

1.4 疲勞試驗(yàn)

加載設(shè)備為MTS322疲勞試驗(yàn)機(jī)，儀器設(shè)有壓力容積補(bǔ)償器.根據(jù)GB/T 3075—2008《金屬材料疲勞試驗(yàn)軸向力控制方法》，選取等幅正弦波的荷載控制方式進(jìn)行往復(fù)加載，頻率為30 Hz，應(yīng)力比R=Pmin/Pmax=0.1（Pmin、Pmax分別為最小荷載、最大荷載）.試驗(yàn)加載制度示意圖見圖2（圖中P為荷載，t′為加載時(shí)間）.各組試件的疲勞試驗(yàn)按照加載系數(shù)換算后的應(yīng)力水平由大到小依次開展，加載應(yīng)力需結(jié)合疲勞強(qiáng)度確定，而初始應(yīng)力σ0一般為（0.6～0.8）fy，最大應(yīng)力水平為屈服強(qiáng)度的0.7倍；再根據(jù)實(shí)測結(jié)果，重新調(diào)整加載系數(shù)，以得到不同應(yīng)力水平下的真實(shí)疲勞壽命.若循環(huán)200萬次尚未失效，疲勞試驗(yàn)機(jī)停止加載.

圖2 試驗(yàn)加載制度示意圖Fig.2 Schematic diagram of test loading system

2 結(jié)果與分析

2.1 腐蝕現(xiàn)象及結(jié)果分析

不同腐蝕時(shí)間試件的形貌圖見圖3.為研究不同腐蝕時(shí)間Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫試件的腐蝕損傷程度，選取質(zhì)量損失率ηs、平均腐蝕速率ζ對其進(jìn)行定量測評.ηs、ζ的計(jì)算式為：

圖3 不同腐蝕時(shí)間試件的形貌圖Fig.3 Morphologies of specimens under different corrosion time

式中：m0、m分別為腐蝕前、后試件的質(zhì)量，g；h為平均腐蝕深度，μm.

通過計(jì)算并擬合可得到ηs-t、ξ-ηs曲線，結(jié)果見圖4.由圖3、4可見：質(zhì)量損失率與腐蝕時(shí)間呈線性關(guān)系，當(dāng)腐蝕時(shí)間為100 d時(shí)，試件質(zhì)量損失率為8.46%；在腐蝕初期，試件表面分布大量銹蝕物，且分布范圍極為不均勻；隨著腐蝕時(shí)間的增加，腐蝕速率隨著質(zhì)量損失率的增大而連續(xù)降低，而熱影響區(qū)的損傷速率先比焊縫區(qū)大，后比焊縫區(qū)小；腐蝕初期，焊縫區(qū)、熱影響區(qū)均未出現(xiàn)蝕坑，鋼材損傷程度相對較輕；腐蝕后期，試件表面生成較厚的堆積產(chǎn)物，致密銹層對基體內(nèi)部起到較好的保護(hù)功能，腐蝕過程開始沿著兩側(cè)水平方向快速拓展，造成蝕坑寬度明顯增大.由于高溫冷卻后，熱影響區(qū)的晶粒長大，導(dǎo)致其平均腐蝕速率明顯增大.當(dāng)腐蝕時(shí)間為100 d時(shí)，焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的平均腐蝕速率分別為1.14、1.22 mm/a，根據(jù)室內(nèi)模擬海洋浪濺區(qū)腐蝕速率的實(shí)測結(jié)果可知，本文所選方案具有較好的適用性，能夠反映實(shí)際海洋環(huán)境下的鋼材腐蝕行為［8］.

圖4 ηs-t、ζ-ηs擬合曲線Fig.4 Fitting curves ofηs-t andζ-ηs

2.2 疲勞試驗(yàn)結(jié)果分析

對試件BW-0、BW-60、BW-100進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，其最大應(yīng)力水平Smax與循環(huán)次數(shù)N的關(guān)系式為［9］：

式中：β、C為焊接試件的疲勞系數(shù).

對式（3）進(jìn)行對數(shù)變換，并考慮95%置信率后，得到：

式中：a、b分別為lgSmax-lgN曲線的待定參數(shù)；σ為標(biāo)準(zhǔn)誤差.根據(jù)GB50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》，選取容許應(yīng)力法確定結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力水平Smax；根據(jù)ANSI/AISC 360-16《Specification for structural steel buildings》，由試件的疲勞類別也可得出Smax.采用95%置信率、GB50017—2017和ANSI/AISC 360-16規(guī)范對Smax-N的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，結(jié)果見圖5，其擬合曲線的關(guān)系式見表2.由圖5可見：當(dāng)Smax較小時(shí)，試件BW-100的試驗(yàn)結(jié)果與擬合曲線存在差異性，但是試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)基本符合擬合曲線的變化趨勢，表明Q690高強(qiáng)鋼具有較好的安全儲備；隨著腐蝕周期的持續(xù)增加，擬合曲線與95%置信率曲線間距逐漸增大，腐蝕損傷造成試驗(yàn)數(shù)據(jù)與曲線偏離度增大.

表2 S max-N擬合曲線的關(guān)系式Table 2 Relationship of S max-N fitting curves

N=200萬次時(shí)，試件的最大應(yīng)力水平見表3.由圖5與表3可見：腐蝕后的Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫試驗(yàn)Smax-N曲線均位于規(guī)范曲線上方；考慮95%置信率后，未腐蝕試件BW-0的最大應(yīng)力水平分別是GB50017—2017、ANSI/AISC 360-16規(guī)范理論值的1.89、2.35倍；Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫在200萬次疲勞極限范圍內(nèi)保持良好的力學(xué)特性；試件BW-100的最大應(yīng)力水平比BW-0減小了32.7%，其曲線與GB50017—2017規(guī)范設(shè)計(jì)曲線合攏效果較好，且最大應(yīng)力水平比ANSI/AISC 360-16規(guī)范對應(yīng)的未腐蝕時(shí)最大允許限值偏高58.39%，Smax富余度較高.

圖5 試件的S max-N的關(guān)系曲線Fig.5 Relationship curves of S max-N of specimens

表3 試件的最大應(yīng)力水平Table 3 S max of specimens（N=2 000 000 times）MPa

2.3 斷口分析

2.3.1 斷口宏觀形式

當(dāng)金屬材料失效后，斷口位置殘留服役期間各階段的裂紋擴(kuò)展形態(tài)，能夠反映材料微觀組織結(jié)構(gòu)、外界環(huán)境等與力學(xué)性能的變化關(guān)系.疲勞斷口由裂紋萌生階段、裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段、裂紋快速擴(kuò)展至失效階段3個(gè)部分組成［10］.試件斷口宏觀對比圖見圖6.由圖6可見：試件斷口與初始截面尺寸大致相等，無明顯頸縮現(xiàn)象；試件瞬斷前的破壞面平直光滑，無明顯凹陷異常形貌分布，由此可知初始裂紋向基體內(nèi)部以平緩路徑逐漸延伸；裂紋擴(kuò)展面與端部持力方向保持垂直，在循環(huán)交替載荷作用下，使得擴(kuò)展裂紋快速張拉與閉合，平面失效區(qū)域遺留較多的疲勞條帶；由于受到裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段疲勞拉力的影響，在斷口邊緣處產(chǎn)生呈棱狀撕裂的剪切唇，試件有效截面最大應(yīng)力已經(jīng)超過最大限值.對于未腐蝕試件BW-0，其疲勞失效發(fā)生在焊縫連接處，而高溫焊接工藝引起材料軟化，導(dǎo)致熱影響區(qū)微觀組織發(fā)生變化，材質(zhì)硬度低于母材區(qū)，疲勞性能變差，容易發(fā)生疲勞失效.

圖6 試件斷口宏觀對比圖Fig.6 Macro comparison diagrams of specimen fractures

2.3.2 斷口微觀分析

試件斷口微觀掃描圖見圖7.由圖7可見，對試件BW-0：失效斷口主要由裂紋源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬斷區(qū)組成；裂紋源區(qū)表面較為平整，可清晰看到河流狀散射條紋，方向指向于材料內(nèi)部焊縫連接缺陷及邊緣蝕坑處，焊縫區(qū)裂紋擴(kuò)展方式與熱影響區(qū)具有明顯差異；裂紋擴(kuò)展區(qū)有大量的疲勞條紋，裂紋分布呈平行條帶狀，伴有微解理與二次裂紋生成，這是由對接焊縫試件的微觀結(jié)構(gòu)不均勻造成的；瞬斷區(qū)內(nèi)填充分布大量韌窩，在裂紋快速擴(kuò)展至失效階段，斷口不易發(fā)生相對滑移現(xiàn)象.在試件疲勞總壽命中，瞬斷過程極短，因此無法直觀察覺，即試件會快速發(fā)生疲勞斷裂.

圖7 試件斷口微觀掃描圖Fig.7 Micro fracture scanning images of specimens

隨著腐蝕損傷程度的增加，試件BW-60、BW-100在高應(yīng)力水平下的疲勞條紋數(shù)量減少，損傷累積明顯提高；瞬斷區(qū)的韌窩數(shù)量明顯減少，分布范圍差異性提高，并且各組斷口微觀掃描結(jié)果均未發(fā)現(xiàn)尺寸偏大的韌窩分布.在循環(huán)加載時(shí)，不均勻腐蝕損傷與高溫熔焊會引起試件表面局部區(qū)域的內(nèi)應(yīng)力增大，導(dǎo)致其整體塑性變差，疲勞壽命降低.Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫的失效機(jī)理與焊接尺寸、加工工藝及腐蝕環(huán)境等因素有關(guān).

3 損傷分析

腐蝕疲勞損傷［11］是指在腐蝕介質(zhì)和循環(huán)載荷作用下，材料內(nèi)部萌生細(xì)微裂紋，當(dāng)損傷累積達(dá)到一定量后引起材料力學(xué)性能降低的過程.根據(jù)文獻(xiàn)［15-16］，得到腐蝕試件損傷變量D的演化方程［12］：

式中：β為材料參數(shù)；Nf為疲勞壽命.

試件的應(yīng)力腐蝕壽命tc-最大應(yīng)力水平（tc-Smax）曲線和最大應(yīng)力水平-損傷變量（Smax-D）曲線見圖8，試件的應(yīng)力腐蝕門檻值σth和材料參數(shù)β見表4.由圖8和表4可知：當(dāng)Smax較小時(shí)，未腐蝕試件BW-0的應(yīng)力腐蝕壽命相對較大；隨著Smax的增大，各試件應(yīng)力腐蝕壽命隨之降低，且曲線逐漸靠攏；當(dāng)Smax=500 MPa時(shí)，試件BW-0的tc-Smax曲線與試件BW-60、BW-100基本重合，腐蝕損傷對試件應(yīng)力腐蝕壽命影響不明顯；與試件BW-0相比，試件BW-100的應(yīng)力腐蝕門檻值σth降低了33.10%，且試件BW-100的tc-Smax曲線斜率在低Smax下較大，由此可見，在低Smax下，試件能夠在短期內(nèi)發(fā)生斷裂失效；Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫的損傷變量與Smax呈負(fù)相關(guān)，腐蝕疲勞損傷引起試件截面的有效尺寸減小，裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段結(jié)束后，將迅速進(jìn)入失效狀態(tài).因此，試件的裂紋快速延伸至斷裂過程具有瞬時(shí)性，裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展階段不易察覺.當(dāng)Smax偏低時(shí)，各組試件的實(shí)測數(shù)據(jù)結(jié)果與Smax-D擬合曲線存在明顯偏差，這是因?yàn)樵诟邷丶庸み^程中，材料微觀組織發(fā)生改變，冷卻后的晶體較為粗大，熱影響區(qū)和焊縫區(qū)含有初始損傷缺陷，在低Smax下，未腐蝕的連接部位能夠引起試件脆性斷裂.另外，相比焊縫缺陷而言，鋼材的實(shí)測最大應(yīng)力水平受腐蝕損傷累積影響更大.處于交替往復(fù)荷載作用時(shí)，擴(kuò)展裂紋可以通過腐蝕試件各區(qū)域的微觀晶粒分界面向內(nèi)延伸，導(dǎo)致材料疲勞性能快速衰退，最終發(fā)生沿晶破壞.上述損傷現(xiàn)象對于結(jié)構(gòu)安全性極為不利.

圖8 試件的應(yīng)力腐蝕壽命-最大應(yīng)力水平曲線和最大應(yīng)力水平-損傷變量曲線Fig.8 Curves of t c-S max and S max-D of specimens

表4 試件的應(yīng)力腐蝕門檻σth和材料參數(shù)βTable 4 σth andβof specimens

4 結(jié)論

（1）Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫試件的質(zhì)量損失率與腐蝕周期呈線性增長關(guān)系，由于質(zhì)量損失增加，導(dǎo)致試件的力學(xué)性能明顯退化，焊縫區(qū)、熱影響區(qū)的平均腐蝕速率逐漸降低.

（2）根據(jù)高強(qiáng)鋼對接焊縫的最大應(yīng)力水平-循環(huán)次數(shù)（Smax-N）曲線，考慮95%置信率后，腐蝕周期為100 d試件的Smax-N曲線與GB50017—2017規(guī)范設(shè)計(jì)曲線吻合，疲勞極限大于ANSI/AISC 360規(guī)范對應(yīng)的未腐蝕時(shí)最大允許限值，相比規(guī)范值偏高58.39%.

（3）隨著最大應(yīng)力水平的增長，不同腐蝕周期下試件的應(yīng)力腐蝕壽命逐漸降低，腐蝕時(shí)間為100 d的試件應(yīng)力腐蝕門檻值σth比未腐蝕試件下降了33.10%.損傷變量與應(yīng)力水平呈負(fù)相關(guān)，腐蝕損傷在一定程度上對試件力學(xué)性能退化影響更大.

（4）Q690高強(qiáng)鋼對接焊縫瞬斷區(qū)的斷口形貌與損傷分析結(jié)果一致，在該區(qū)域內(nèi)分布有大量韌窩，在裂紋快速擴(kuò)展至失效階段，斷口不易發(fā)生相對滑移，試件會快速發(fā)生疲勞斷裂.