王 鑫，杜思雨，高 洋

(1.桂林理工大學土木與建筑工程學院，廣西 桂林 541004；2.廣西建筑新能源與節(jié)能重點實驗室，廣西 桂林 541004；3.桂林理工大學材料科學與工程學院，廣西 桂林541004)

高強鍍鋅鋼絲作為橋梁的主要受力構件，其工作狀態(tài)下的力學性能是橋梁設計、安全閾值設計和壽命預測的重要依據.傳統(tǒng)方法大多通過腐蝕鋼絲表面形貌對鋼絲進行分級[1-2]，而對于服役的拉索鋼絲，在長時間受荷載的作用下這種操作是極易造成斷絲的.這是由于鋼絲在原始狀態(tài)下分布著大量的裂紋缺陷，荷載作用促使裂紋缺陷進一步擴展，導致鋼絲強度和剛度明顯降低[3].在產生裂紋的情況下，高強鍍鋅鋼絲繼續(xù)服役，持續(xù)受到應力腐蝕，這使其力學性能遭到嚴重的破壞，因此探討含裂紋鋼絲的應力腐蝕、損傷和拉伸受力性能是非常有意義的.

在過去的幾十年中，人們對鋼絲的力學性能進行了大量研究[4-8]，通過試驗與數值分析量化得出腐蝕是高強度鋼絲性能退化的主要原因之一.潘曉宇等[9-10]在對服役中更換下的鋼絲進行力學性能試驗的基礎上，用刻痕的方法模擬鋼絲的表面缺陷，通過Abaqus有限元分析及拉伸試驗研究了蝕坑形貌、個數對鋼絲力學性能的影響，建立了蝕坑參數與鋼絲極限應變的定量關系，提出了考慮蝕坑形狀的銹蝕鋼絲評價標準；但是，他們未對鋼絲進行應力腐蝕的現實環(huán)境模擬，這與實際工作中的橋梁纜索有較大差別.為了更貼合實際，張家男等[11-12]對高強鍍鋅鋼絲進行不同周期的應力腐蝕操作，再對腐蝕鋼絲完成靜力拉伸試驗，測得不同周期的力學性能指標，并建立了腐蝕因子，重點考察了某一處斷面；但是，他們并未考慮含缺陷的鋼絲腐蝕工況.鑒于對含裂紋高強鍍鋅鋼絲與應力腐蝕環(huán)境耦合作用下的損傷機理及安全性能進行分析，并給出定量依據，可以為服役期間橋梁纜索的腐蝕評價提供理論與數據支撐，筆者擬對預制刻痕的拉索鋼絲進行應力腐蝕，研究鋼絲的力學性能，并通過電鏡實驗和有限元模擬，進一步探討帶刻痕鋼絲的應力腐蝕拉伸斷裂機理.

1 試驗過程

1.1 材料設計與加載

為了研究中性鹽霧腐蝕對帶刻痕鋼絲力學性能的影響，選取強度等級1 770 MPa、彈性模量190 GPa的熱鍍鋅鋼絲(橫截面公稱直徑為7 mm，總長度為500 mm)，用電火花線切割技術預制得到15根刻痕深度為1 mm的高強鍍鋅鋼絲.表1給出了試件的相關參數.

表1 高強鍍鋅鋼絲的化學成分組成

根據《公路斜拉橋設計細則》[13]的規(guī)定，拉索高強鋼絲的容許應力不能大于極限抗拉強度標準值的40%.考慮到鋼絲的受力性能及工程可靠度，本次靜力中性鹽霧腐蝕試驗中對鋼絲施加的靜力確定為高強鍍鋅鋼絲標準值的40%，即27.24 kN.

加載設備由反力架(圖1)、鋼板和穿心式千斤頂組成.反力架采用Q236鋼，總長500 mm，寬120 mm，高360 mm，通過外覆防腐油漆防止反力架受腐蝕而使受力性能發(fā)生改變.

圖1 反力架結構

1.2 中性鹽霧腐蝕試驗

為了模擬橋梁拉索在近海環(huán)境服役的工況，根據《人造氣氛腐蝕試驗 鹽霧試驗》[14]，采用中性鹽霧腐蝕試驗對已張拉好的鋼絲試件進行加速腐蝕.試驗中鹽霧溶液pH值為6.5～7.2，NaCl溶液的質量分數為5%，試驗箱內溫度恒定為35±2 ℃.在試驗開始前，先對鋼絲試件進行清洗、烘干，并測量鋼絲的直徑.

將鋼絲試件分為N-JL-5，N-JL-10，N-JL-15，N-JL-20，N-JL-30等5組不同試驗周期，每組3根鋼絲，鹽霧腐蝕的時長見表2.

表2 高強鍍鋅鋼絲腐蝕時長

注：試件分組中，N表示中性鹽霧腐蝕試驗，JL表示靜力恒載，數字表示腐蝕天數.

部分N-JL-5和N-JL-30腐蝕后鋼絲試件如圖2所示.由圖2可見：N-JL-5試件表面出現白色鋅銹，但尚未腐蝕到鐵基質；N-JL-30試件表面出現大量紅褐色鐵銹，清洗后試件表面粗糙度較高.

圖2 應力腐蝕后鋼絲表面形貌

1.3 拉伸試驗

對已進行應力腐蝕的高強鍍鋅鋼絲作切割拆除(保證刻痕在鋼絲中間位置)后，按照《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》[15]，在萬能試驗機上對腐蝕鋼絲進行拉伸試驗.試件長度為480 mm，試驗加載采用位移加載(1 mm/min)，在裂紋下方10 mm處設置50 mm引伸計，用來測定試驗過程中試件的彈性模量和屈服力.

1.4 掃描電鏡實驗

拉伸試驗完成后，根據《微米級長度的掃描電鏡測量方法通則》[16]對鋼絲斷面進行掃描電鏡(Scanning Electron Microscope，SEM)實驗，通過觀察斷面刻痕處微觀形貌的變化情況，總結帶刻痕鋼絲應力腐蝕后的斷裂機理.

2 試驗結果與討論

2.1 截面損失率

為了得到相對準確的直徑數據，分別測量距離刻痕兩端15 cm處與左側1 cm處的直徑數據(左端為L，中部為M，右端為R)，測量處用游標卡尺呈90°記錄2次鋼絲直徑數據，取平均值.基于3個位置的鋼絲直徑的最小值，計算得到不同腐蝕周期下的截面面積損失率δ(表3).

表3 應力作用下中性鹽霧腐蝕鋼絲腐蝕前后截面對比

由表3可知，在腐蝕240 h時，截面面積損失率略微增加.通過觀察發(fā)現，第3組試驗鋼絲直徑有突變.考慮到鋼絲在腐蝕過程中會出現輕微點蝕，導致鋼絲直徑差較大，通過數值分析后排除偶然誤差，即在帶刻痕高強鍍鋅鋼絲腐蝕期間，鋼絲表面呈均勻腐蝕狀態(tài)，腐蝕速率保持穩(wěn)定.

2.2 靜力中性鹽霧腐蝕下帶刻痕鋼絲的力學性能

將腐蝕好的鋼絲通過角磨機切割，鋼絲長度為440 mm，并令預制刻痕保持在鋼絲中間.利用萬能試驗機進行單向拉伸試驗，輸出屈服力和彈性模量(表4).

表4 應力作用下中性鹽霧腐蝕鍍鋅鋼絲力學性能

由表4可知，在腐蝕120 h時，鋼絲的平均屈服力最小，相對其他腐蝕周期同等受力下，提前進入塑性階段.通過計算帶刻痕鋼絲腐蝕拉伸后與原狀鋼絲的彈性模量誤差，得出最大誤差不超過3%.這說明，裂紋與腐蝕不影響鋼絲彈性階段的受力規(guī)律，而是通過影響服役鋼絲進入塑性的受力閾值，從而影響最終壽命.

3 有限元分析

3.1 有限元模型驗證

采用針對帶缺陷鋼絲的有限元建模方法[10]進行含蝕坑拉索鋼絲的有限元模型驗證.鋼絲長30 mm，直徑5 mm，蝕坑直徑0.5 mm，彈性模量207 GPa，泊松比0.27.在鋼絲實體模型的固定端，沿鋼絲軸向(z軸方向)對上頂面建立剛性面，并在面上選取一點約束該點截面內(x軸方向與y軸方向)的自由度.在模型的自由端，通過施加沿軸向(z軸方向)的荷載或強制位移來模擬鋼絲受拉狀態(tài).模型進行網格劃分時采用C3D8R單元，該單元為八結點線性六面體單元，具有計算時間短、精度高的優(yōu)點.在進行彈性計算時，模型的加載方式釆用均布面荷載，荷載值為材料極限強度的30%，可以保證材料始終處于線彈性階段.在進行彈塑性計算時，模型的加載方式采用位移加載，位移加載的最大值為模型長度的15%，以確保鋼絲能夠進入彈塑性階段.表5和圖3給出了應力集中系數(Kt)計算值與文獻值[10]的對比.

表5 含缺陷高強鍍鋅鋼絲彈性階段應力集中系數驗證

圖3 彈塑性階段模擬曲線

由表5和圖3可知：模擬彈性階段時，帶蝕坑高強鍍鋅鋼絲的最不利截面最大應力、平均應力、應力集中系數的計算值與文獻值[10]的誤差絕對值均小于4%；模擬彈塑性階段時，帶蝕坑高強鍍鋅鋼絲應力應變曲線與文獻[10]中的曲線保持一致.這說明本研究高強鍍鋅鋼絲的有限元仿真分析是準確可靠的.

3.2 應力集中系數

隨著一次腐蝕坑的進一步發(fā)展，底部極易產生二次腐蝕坑.為了研究二次腐蝕坑對應力集中的影響，將二次腐蝕坑模型等效為刻痕-球形腐蝕坑模型，利用千分尺測量鋼絲直徑差，得到最大蝕坑形狀參數，等效為球形蝕坑.腐蝕坑形狀參數見表6.

表6 等效球形蝕坑深度參數

采用文獻[10]中的建模思路，建立帶初始裂紋的高強鍍鋅鋼絲Abaqus模型.鋼絲長30 mm，直徑7 mm，刻痕深度1 mm，寬度0.2 mm，彈性模量190 GPa，抗拉強度1 770 MPa，泊松比0.27.在刻痕中間處設置二次蝕坑，二次蝕坑尺寸采用等效腐蝕坑形狀參數，約束條件及加載方式與文獻[10]的一致.帶刻痕鋼絲的有限元數據見表7.

表7 含刻痕高強鍍鋅鋼絲彈性階段應力集中系數

由Abaqus模型中提取的應力集中系數可知，應力集中系數主要是由刻痕深度與蝕坑尺寸共同決定.在帶刻痕鋼絲腐蝕剛產生蝕坑時，蝕坑較細小，導致蝕坑處的應力集中系數較大，進行拉伸時更容易在此處產生進一步裂紋擴展破壞.

如圖4所示，鋼絲腐蝕120 h時開始出現微小蝕坑，并在彈性階段的蝕坑處應力達到最高.由此可知，鋼絲在拉伸破壞時，裂紋擴展發(fā)生在裂紋中的蝕坑位置，蝕坑越大，鋼絲橫截面的應力集中系數越趨于平穩(wěn).這說明，帶刻痕鋼絲腐蝕剛出現蝕坑時為鋼絲最不利時期，蝕坑導致鋼絲截面局部提前開裂并引起鋼絲的脆性破壞，而隨著腐蝕程度的進一步加深，鋼絲表面鍍鋅層脫落，鐵基質開始腐蝕導使得鋼絲直徑減小，鋼絲的剩余承載力會進一步降低.

圖4 帶刻痕鋼絲二次蝕坑下最不利截面應力

4 電鏡掃描分析

4.1 斷口宏觀形貌

取N-JL-5～N-JL-20帶刻痕靜力腐蝕鋼絲拉伸的斷口進行SEM實驗，得到含刻痕高強鍍鋅鋼絲在應力腐蝕后經拉伸斷裂斷口宏觀形貌(圖5).斷口形貌分為裂紋源區(qū)、裂紋擴展區(qū)和瞬斷區(qū)，預制刻痕處為鋼絲裂紋初始萌生區(qū)，裂紋源區(qū)上部臺階處為裂紋擴展區(qū)，鋼絲中間裂紋小脊處為瞬斷區(qū).脊狀形態(tài)通常是由材料撕裂形成的，脊越大，抗斷裂的能力越強.

圖5 帶刻痕鋼絲腐蝕斷裂斷口宏觀形貌

由圖5可見，含有初始裂紋應力腐蝕鋼絲的斷口呈現多裂紋源特征.這種斷口的宏觀形貌通常包含2個或2個以上裂紋源區(qū)和裂紋擴展區(qū)，且鋼絲裂紋源都趨近于鋼絲中間而不是刻痕邊緣.這說明帶刻痕鋼絲在與應力腐蝕耦合作用下，拉伸斷裂的主要源頭在刻痕底部腐蝕蝕坑.

4.2 斷口微觀形貌

以瞬斷區(qū)中心韌窩為觀察對象，分析不同腐蝕周期下帶刻痕腐蝕鋼絲斷裂斷口的微觀形貌(圖6).

圖6 帶刻痕鋼絲腐蝕斷裂斷口微觀形貌

由圖6可見，當局部SEM放大5 000倍時，隨著腐蝕程度加深，韌窩變得更密集，中性鹽霧腐蝕期間韌窩中還伴隨有劈刀式凹坑，腐蝕360～720 h時劈刀式凹坑明顯減少，韌窩趨于平坦.這表明隨著腐蝕程度的加深，鋼絲在斷裂時應力強度因子逐漸增大，鋼絲破壞進一步增強，更趨近于脆性斷裂.腐蝕120 h和480 h試樣的斷口表面雖然有很大不同，但材料(瞬斷區(qū))在微觀形貌上表現出相似的韌窩結構，且材料力學性能沒有變化.這說明，在整個腐蝕過程中蝕坑有助于裂紋的形成，但不會改變含裂紋鋼絲的微觀結構.值得注意的是，不同腐蝕程度的鋼絲相同位置處的韌窩均會隨著腐蝕程度的加深變得更密集且更均勻.

5 結論

(1)由帶刻痕鋼絲鹽霧腐蝕試驗與單向靜力拉伸試驗結果可知：為期720 h的中性鹽霧腐蝕試驗為均勻腐蝕，且腐蝕速率大體相同；在力學性能上，腐蝕120 h的帶刻痕鋼絲由于應力集中提前進入塑性階段.

(2)通過帶刻痕腐蝕鋼絲的Abaqus有限元分析可知：影響鋼絲性能的主要因素為初始裂紋；在腐蝕初期，鋼絲的應力集中系數較大，隨著腐蝕程度的加深，應力集中系數會稍微減少但之后會趨于平穩(wěn)；Mises應力分布圖顯示，應力集中系數最大處在腐蝕鋼絲刻痕底部中間的蝕坑處，由此判斷鋼絲初始斷裂應在刻痕中間部位.

(3)由SEM斷口表面結果可知：鋼絲裂紋擴展區(qū)為鋼絲刻痕二次腐蝕的應力集中處；帶刻痕鋼絲腐蝕過程中，材料性能在微觀結構方面沒有發(fā)生性質上的改變，但隨著腐蝕程度的加深，應力集中系數逐漸增加，帶刻痕腐蝕鋼絲更趨于脆性斷裂，使得韌窩變得更密集且更均勻，裂紋擴展處更平坦.