中性鹽霧腐蝕鋼板的滯回性能試驗(yàn)

徐善華,秦廣沖,張宗星,王友德

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安710055)

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中性鹽霧腐蝕鋼板的滯回性能試驗(yàn)

徐善華,秦廣沖,張宗星,王友德

(西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安710055)

為研究中性鹽霧環(huán)境下不同腐蝕程度鋼板的滯回性能變化規(guī)律，通過(guò)人工噴灑鹽霧加速腐蝕方法，獲得了不同腐蝕程度下鋼板試件；然后對(duì)每組試件進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)并得到滯回曲線，分析其滯回性能；同時(shí)采用Ramberg-Osgood模型擬合鋼材的循環(huán)骨架曲線，并分析其系數(shù)變化規(guī)律；最后基于首次加載準(zhǔn)則，卸載準(zhǔn)則，循環(huán)骨架準(zhǔn)則，再加載曲線準(zhǔn)則等建立了鋼材滯回本構(gòu)模型.試驗(yàn)結(jié)果表明：在循環(huán)荷載作用下，鋼材出現(xiàn)循環(huán)硬化、峰值點(diǎn)指向效應(yīng)等現(xiàn)象；應(yīng)用Ramberg-Osgood模型擬合效果較好；隨著腐蝕程度增加，鋼材各力學(xué)性能指標(biāo)均出現(xiàn)下降，延性劣化加重，且鋼材循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，而循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)變化規(guī)律不明顯；模型與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.關(guān)鍵詞: 中性鹽霧；腐蝕鋼板；滯回性能；骨架曲線；本構(gòu)模型

鋼結(jié)構(gòu)由于其良好的力學(xué)性能、經(jīng)濟(jì)性能和使用性能被廣泛地應(yīng)用于大型橋梁、海上采油平臺(tái)、工業(yè)與民用建筑領(lǐng)域，其良好的延性更是抗震設(shè)計(jì)的首選，但若長(zhǎng)期處于如土壤、大氣、酸雨、海洋環(huán)境等腐蝕環(huán)境下，均會(huì)出現(xiàn)腐蝕損傷現(xiàn)象[1].

腐蝕必然會(huì)導(dǎo)致材料各項(xiàng)力學(xué)性能發(fā)生不可逆轉(zhuǎn)的退化，目前有學(xué)者通過(guò)研究銹蝕鋼板[3]單調(diào)力學(xué)性能退化規(guī)律發(fā)現(xiàn)，銹蝕不僅造成試件截面減少、表面特征發(fā)生變化，還引起鋼材屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和延性降低，且對(duì)延性影響更為明顯.而延性的降低使得研究腐蝕鋼結(jié)構(gòu)的抗震性能顯得尤為重要，低周往復(fù)荷載作用下鋼材塑性本構(gòu)模型[4-10]是鋼結(jié)構(gòu)抗震性能分析的基礎(chǔ).目前尚未發(fā)現(xiàn)文獻(xiàn)涉及低周往復(fù)荷載作用下銹蝕鋼材損傷累積及其循環(huán)塑性本構(gòu)模型研究，低周往復(fù)荷載作用下鋼材滯回循環(huán)屬于低周疲勞，銹蝕對(duì)低周往復(fù)荷載作用下鋼材塑性變形、裂紋擴(kuò)展、斷裂韌性影響會(huì)十分明顯.

因此，為研究中性鹽霧環(huán)境下不同腐蝕程度鋼板的滯回性能退化規(guī)律及循環(huán)塑性本構(gòu)模型，本文首先將對(duì)工程常見Q235鋼板進(jìn)行加速腐蝕，并對(duì)腐蝕后的試件進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析鋼材的滯回性能，采用Ramberg-Osgood模型擬合不同腐蝕程度下鋼材的循環(huán)骨架曲線，分析隨腐蝕程度變化時(shí)相應(yīng)參數(shù)變化規(guī)律，最后建立滯回本構(gòu)模型，可為鋼結(jié)構(gòu)的抗震特性研究提供基礎(chǔ)性數(shù)據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 腐蝕試驗(yàn)

為研究實(shí)際工程已經(jīng)發(fā)生或可能發(fā)生的金屬大氣腐蝕問題及有關(guān)理論問題，目前已采用的加速試驗(yàn)方法包括濕熱、鹽霧、周期噴霧復(fù)合腐蝕、干濕周浸循環(huán)和多因子復(fù)合加速腐蝕試驗(yàn)等.研究表明[11]，加速腐蝕試驗(yàn)與長(zhǎng)期自然暴露試驗(yàn)相關(guān)性良好，且試驗(yàn)周期短，試驗(yàn)結(jié)果重現(xiàn)性較好，但試驗(yàn)條件及環(huán)境因素與自然環(huán)境相差較大，很難完全模擬.

根據(jù)GB/T 10125—2012[12 ]和GB/T 24517—2009[13]，為了得到鹽霧環(huán)境下不同腐蝕狀態(tài)下的鋼板，采用人工噴霧加速法.其中NaCl溶液質(zhì)量濃度為50 mg/L，PH值為6.2～7.2.將編號(hào)為A01-A71的8組板材試樣(280 mm×50 mm×8mm)與垂直方向成45°自然暴露放置于屋頂箱體內(nèi)，將配置好的氯化鈉溶液倒入噴壺中，而外界環(huán)境溫濕度處于本地區(qū)自然氣候，每隔2～3 d將溶液以霧狀噴在試件兩側(cè)，為了保證試件兩面腐蝕均勻，試驗(yàn)每進(jìn)行一次翻一次.取樣時(shí)間分別為第1組(A1i)：30 d，第2組(A2i)：110 d，第3組(A3i)：150 d，第4組(A4i)：250 d，第5組(A5i)：310 d，第6組(A6i)：370 d，第7組(A7i)：440 d，總試驗(yàn)時(shí)間為440 d.其中i取值1、2、3，i=1時(shí)代表用于低周往復(fù)試驗(yàn)的試件，i=2、3時(shí)代表用于單調(diào)試驗(yàn)的試件.每腐蝕一組后進(jìn)行除銹，并采用質(zhì)量損失率來(lái)評(píng)定鋼板腐蝕程度.

1.2 循環(huán)荷載試驗(yàn)

加工試件圖紙及加工完試件尺寸見圖1(a).加載裝置采用Instron Model1341拉壓扭萬(wàn)能疲勞試驗(yàn)機(jī)，其中位移計(jì)標(biāo)距為50 mm，其量程在受拉方向?yàn)?0%，受壓方向?yàn)?0%,見圖1(c).為了防止板材在較大壓應(yīng)變作用下發(fā)生側(cè)向屈曲變形，設(shè)計(jì)防屈曲裝置.試件采用應(yīng)變控制，進(jìn)行大應(yīng)變循環(huán)加載，以0.3%的增幅進(jìn)行變幅加載，每級(jí)荷載循環(huán)兩次，所有循環(huán)加載波形為三角波，應(yīng)變加載速率0.000 25/s.當(dāng)壓應(yīng)變達(dá)到2.1%時(shí)，不再施加循環(huán)荷載，而后對(duì)試件施加單向拉伸荷載，直到試件斷裂，循環(huán)加載制度示意圖見圖1(b).

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 滯回曲線

由于鋼板銹蝕后，其表面凹凸不平，很難得到鋼材的真實(shí)強(qiáng)度，為了客觀地反應(yīng)銹蝕對(duì)鋼材滯回性能的影響，本文采用名義應(yīng)力，即實(shí)際荷載與設(shè)計(jì)面積的比值.圖2為所有試件循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線.

從圖2可以看出，滯回曲線主要由骨架曲線、卸載曲線以及再加載曲線三部分組成.個(gè)別曲線出現(xiàn)不規(guī)則變化，可能是防屈曲裝置與位移計(jì)產(chǎn)生輕微擦碰有關(guān).鋼材的首次加載曲線沿著單調(diào)拉伸曲線進(jìn)行，為單向拉伸效應(yīng)；鋼材的卸載按照彈性直線卸載，隨著應(yīng)變的增加，各級(jí)循環(huán)的卸載曲線彈性模量略有降低；鋼材再加載曲線的指向滿足峰值指向模型；鋼材下一級(jí)循環(huán)加載的峰值應(yīng)力對(duì)上一級(jí)循環(huán)有較大依賴性；隨著應(yīng)變?cè)黾?，鋼材出現(xiàn)循環(huán)硬化效應(yīng)，受拉方向的強(qiáng)化效應(yīng)比受壓方向強(qiáng)化效應(yīng)更明顯；在相同的應(yīng)變幅下，后一圈的應(yīng)力均大于前一圈的應(yīng)力，表現(xiàn)出應(yīng)力強(qiáng)化現(xiàn)象；未銹蝕鋼材與銹蝕鋼材的滯回環(huán)均比較飽滿，表明銹蝕鋼材同樣具有較好的抗震耗能性能.

圖1 試件尺寸、試驗(yàn)加載裝置及制度圖

圖3為未銹蝕鋼材在單調(diào)荷載及低周往復(fù)荷載下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.滯回曲線與單調(diào)曲線最大的區(qū)別就在于屈服效應(yīng)的不存在，同時(shí)鋼材在循環(huán)荷載下強(qiáng)化效應(yīng)提前，應(yīng)力峰值點(diǎn)和鋼材斷裂點(diǎn)變化較大.通過(guò)對(duì)兩種不同的加載制度對(duì)比發(fā)現(xiàn)，循環(huán)荷載下鋼材的極限強(qiáng)度和斷裂強(qiáng)度所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變及斷裂伸長(zhǎng)率相對(duì)于單調(diào)曲線要低很多，說(shuō)明鋼材在循環(huán)荷載下的累計(jì)損傷效應(yīng)對(duì)其延性具有較大的影響.

表1匯總了試件試驗(yàn)的主要力學(xué)性能參數(shù).表中fu為極限強(qiáng)度，εu為極限應(yīng)變.從表1可以看出隨著腐蝕程度增加，鋼材在循環(huán)荷載下的極限強(qiáng)度呈降低趨勢(shì)，并且極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的應(yīng)變及斷后伸長(zhǎng)率整體亦呈減小趨勢(shì)；試驗(yàn)過(guò)程中部分銹蝕試件在其達(dá)到最大強(qiáng)度時(shí)便發(fā)生斷裂，說(shuō)明在循環(huán)荷載下銹蝕鋼材的延性嚴(yán)重退化.將腐蝕率與滯回能關(guān)系進(jìn)行擬合

J=64.499×exp(-ρw/13.541)+189.905，

(1)

式中：J指滯回能，ρw為腐蝕率(質(zhì)量損失率).可以看出，在相同的滯回圈數(shù)下，隨著腐蝕程度的增加，鋼材抗震耗能性能呈指數(shù)降低.

圖2 試件循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖3 未腐蝕鋼材單調(diào)和滯回曲線對(duì)比

2.2 骨架曲線

圖4為不同銹蝕程度下鋼材的循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變骨架曲線.可以看出鋼材在循環(huán)荷載作用下存在明顯的循環(huán)硬化現(xiàn)象，且不存在屈服平臺(tái).與未銹蝕鋼材相比，銹蝕鋼材的強(qiáng)度均出現(xiàn)降低，銹蝕程度越大，強(qiáng)度下降程度越明顯.

表1 試件主要力學(xué)性能參數(shù)匯總表

利用試驗(yàn)所得每一級(jí)循環(huán)加載下的最大正應(yīng)力及正應(yīng)變，并結(jié)合Ramberg-Osgood模型，對(duì)不同銹蝕程度下鋼材的滯回骨架曲線進(jìn)行擬合.Ramberg-Osgood模型數(shù)學(xué)表達(dá)式為

(2)

式中：Δε為總應(yīng)變幅，Δεe為彈性應(yīng)變幅，Δεp為塑形應(yīng)變幅，E為鋼材的彈性量，K′為循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)，n′為循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)，Δσ為穩(wěn)定的應(yīng)力幅，下同.

圖4 不同銹蝕程度下鋼板滯回骨架曲線

為了便于計(jì)算和比較，對(duì)上式進(jìn)行簡(jiǎn)化變形，具體數(shù)學(xué)表達(dá)式為

(3)

利用式(3)對(duì)循環(huán)加載骨架曲線進(jìn)行擬合，K′和n′的具體擬合值見表2，擬合曲線見圖5(以A01、A41及A71為例)，從圖5曲線的擬合程度可知，采用Ramberg-Osgood模型對(duì)循環(huán)骨架曲線的擬合效果比較理想.

表2 骨架曲線模型參數(shù)

圖5 骨架曲線擬合模型

2.3 循環(huán)骨架曲線模型參數(shù)退化規(guī)律

不同銹蝕程度下的K′見圖6.隨著銹蝕鋼板腐蝕率的增加，鋼材循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，而循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)變化規(guī)律不明顯.根據(jù)指數(shù)函數(shù)的意義，循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)減小說(shuō)明了隨著鋼材銹蝕程度的加重，鋼材在循環(huán)荷載下其強(qiáng)化效應(yīng)減弱.根據(jù)圖6分析得到K′與鋼板腐蝕率之間的關(guān)系為

圖6 循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)K′與腐蝕率關(guān)系

Fig.6 Relationship between recycling intensified factor K′ and corrosion rate

K′=285.926×exp(-ρw/0.046)+531.090.

對(duì)于循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)n′，變化規(guī)律不明顯，未腐蝕鋼板為0.211，腐蝕率達(dá)到19%的鋼板為0.201，銹蝕率在18%以內(nèi)時(shí)，n′為0.16n，其中n可取值范圍為0.95～1.05.

3 鋼板循環(huán)本構(gòu)模型

從圖2可看出，滯回曲線主要由骨架曲線、卸載曲線以及再加載曲線三部分組成.其中鋼材的首次加載及峰值指向參見2.2及3.1節(jié)，卸載剛度(初始彈性模量Es)見表2.

3.1 循環(huán)骨架準(zhǔn)則

雖然Ramberg-Osgood模型可以較為準(zhǔn)確地模擬循環(huán)骨架曲線的形狀，但是此函數(shù)不包含屈服點(diǎn)，對(duì)于屈服位置的判斷不明確，并且應(yīng)變是應(yīng)力的函數(shù)，其反函數(shù)難以求得，不利于滯回準(zhǔn)則的實(shí)現(xiàn).因此可提出兩段式循環(huán)骨架曲線：第一階段在鋼材屈服之前，為彈性部分；第二階段是循環(huán)強(qiáng)化部分，具體表達(dá)為

式中：參數(shù)a，b，c用于控制循環(huán)骨架曲線的形狀.由于循環(huán)荷載下屈服效應(yīng)不明顯，屈服強(qiáng)度不容易確定，而在以往的腐蝕鋼板單調(diào)性能研究中，未腐蝕與腐蝕鋼板的屈服強(qiáng)度所對(duì)應(yīng)的應(yīng)變?cè)?.001 2～0.001 3，本文取應(yīng)變0.001 2所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力作為屈服強(qiáng)度.以A11為例，試驗(yàn)及模型對(duì)比見圖7，可看出提出的函數(shù)形式可對(duì)Q235不同腐蝕率下的循環(huán)受力特征進(jìn)行很好地模擬，能夠較好反映循環(huán)骨架曲線.

根據(jù)腐蝕率及滯回曲線試驗(yàn)數(shù)據(jù)，可得到循環(huán)骨架曲線參數(shù)與腐蝕率關(guān)系：

其中系數(shù)c變化規(guī)律不明顯，除未腐蝕試件為-26.7外，其余不同腐蝕率下可取-62.2K，其中K可取值范圍為0.70～1.20.

圖7 A11循環(huán)骨架模型曲線

3.2 再加載準(zhǔn)則

本文再加載曲線參照文獻(xiàn)[7]在論文中提出的計(jì)算模型，結(jié)合本文試驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行了部分修正，見圖8.

圖8 再加載曲線模型

如圖8所示，CA段為卸載曲線，AB段為受拉再加載曲線.其中A點(diǎn)為再加載曲線的起點(diǎn)(εAi，0)，εAi定義為位移加載制度中相對(duì)應(yīng)的數(shù)值；B點(diǎn)為再加載曲線的目標(biāo)點(diǎn)(εbi，σbi)，定義為每級(jí)循環(huán)受拉對(duì)應(yīng)的最大值，可參照骨架曲線準(zhǔn)則模型；C點(diǎn)為受壓再加載曲線目標(biāo)點(diǎn)，定義為每級(jí)循環(huán)受壓對(duì)應(yīng)的最大值，可參照骨架曲線準(zhǔn)則模型；Es為卸載斜率(剛度)，可參見表2；線a與ε軸所對(duì)應(yīng)的角度為Ek；假設(shè)X點(diǎn)為所求應(yīng)力，則線b為Ek(ε-εAi)，線e為Es(ε-εAi)，線c+d為(Es-Ek)(ε-εAi)，假設(shè)線d占c+d線比例為η，則線d為η(Es-Ek)(ε-εAi).

因此圖示X點(diǎn)應(yīng)力：

其中

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，系數(shù)a，b取值并沒有特別的變化規(guī)律，a取值在1.05～1.4，b取值在0.05～0.6.

3.3 試驗(yàn)及模型對(duì)比

綜合上述幾種準(zhǔn)則及滯回曲線試驗(yàn)結(jié)果，滯回曲線發(fā)展準(zhǔn)則見圖9：首次加載時(shí)曲線沿著單調(diào)拉伸O-A1曲線(參見2.2節(jié)及3.1節(jié))進(jìn)行，達(dá)到A1點(diǎn)屈服強(qiáng)度；按照循環(huán)骨架曲線的準(zhǔn)則(參見3.1節(jié))到達(dá)峰點(diǎn)A2；即達(dá)到鋼材的卸載點(diǎn)后按彈性直線卸載至O1點(diǎn)(應(yīng)變?yōu)榉逯祽?yīng)力與彈性模量Es的比值)，卸載剛度和初始彈性模量Es相同(參見表2)；然后在受壓循環(huán)第一圈的時(shí)候指向的峰值為受壓屈服點(diǎn)B1(參見3.2節(jié))；經(jīng)過(guò)屈服點(diǎn)后，沿著受壓骨架曲線前進(jìn)，到達(dá)卸載點(diǎn)B2；直線卸載后到達(dá)再加載點(diǎn)-O1(應(yīng)變?yōu)榉逯祽?yīng)力與彈性模量Es的比值)；受拉達(dá)到最大值A(chǔ)2后，然后進(jìn)行第二圈，重復(fù)以上步驟(即卸載至O1點(diǎn)，壓至B2點(diǎn)，卸載至-O1點(diǎn))，最終沿著骨架曲線經(jīng)過(guò)A2點(diǎn)到達(dá)卸載點(diǎn)A3(參見3.2節(jié))；彈性卸載后到達(dá)受壓再加載曲線起點(diǎn)O2，重復(fù)前述過(guò)程.

圖9 滯回準(zhǔn)則具體描述

將采用循環(huán)本構(gòu)模型計(jì)算的曲線與鋼板試驗(yàn)循環(huán)加載的滯回曲線進(jìn)行對(duì)比分析，以A11為例，見圖10所示，可見計(jì)算模型與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合.說(shuō)明本文中的鋼材循環(huán)本構(gòu)模型不僅可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)鋼材在不同腐蝕率下的滯回性能，同時(shí)可以預(yù)測(cè)試件的剩余強(qiáng)度.

圖10 A11模型及試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

Fig.10 Comparison chart between model and experimental data of A11

4 結(jié) 論

1)在循環(huán)荷載作用下，未腐蝕鋼材與腐蝕鋼材均出現(xiàn)循環(huán)硬化、峰值點(diǎn)指向效應(yīng)等現(xiàn)象，并且滯回環(huán)比較飽滿；且隨著腐蝕程度增加，腐蝕鋼材在循環(huán)荷載作用下各項(xiàng)力學(xué)性能呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，腐蝕鋼材的延性劣化加重.

2)Ramberg-Osgood模型較好地?cái)M合了腐蝕鋼板在循環(huán)荷載下的骨架曲線，并且隨著腐蝕程度增加，鋼材循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，但循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)的變化規(guī)律并不明顯.

3)本文建立了腐蝕鋼板循環(huán)本構(gòu)模型，包括首次加載準(zhǔn)則，卸載準(zhǔn)則，循環(huán)骨架準(zhǔn)則，再加載曲線準(zhǔn)則等，且模型與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比基本吻合.因此本文提出的鋼材循環(huán)本構(gòu)模型不僅可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)鋼材在不同腐蝕率下的滯回性能，同時(shí)可以預(yù)測(cè)試件的剩余強(qiáng)度.

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(編輯 趙麗瑩)

Experimental study on hysteretic behavior of corrosion steel in the neutral salt spray

XU Shanhua, QIN Guangchong, ZHANG Zongxing, WANG Youde

(School of Civil Engineering, Xi’an University of Architecture and Technology, Xi’an 710055, China)

To study the hysteretic characteristics of corrosion steel plate in the neutral salt spray environment, steel specimens under different corrosion degree were got by sprinkling salt spray to accelerate corrosion. Then each specimen was subjected to cyclic loading test and analyzed the hysteretic behavior, Ramberg Osgood model was adopted to fit with the circular skeleton curve of steel, and model for hysteretic constitutive of corrosion steel was established based on the first time loading criterion, unloading criterion, cycle skeleton criterion and reloading curve criterion. The experimental results shows that: corrosive steel appeares the phenomenon of cyclic hardening and peak point pointing effect under cyclic loading; and the Ramberg Osgood model has better simulated results. With the corrosion degree increasing, the mechanical properties of the steel decrease, the deterioration of ductility becomes more serious and coefficient of steel circular enhancement shows a decreasing trend, whereas the variation of cyclic hardening exponent is not obvious. The proposed model agrees well with the experimental results.

neutral salt spray; corrosion steel; hysteretic behavior; skeleton curve; constitutive model

10.11918/j.issn.0367-6234.2016.11.029

2015-10-29

國(guó)家自然科學(xué)基金(51378417);教育部長(zhǎng)江學(xué)者和創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(IRT13089)

徐善華(1963—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

秦廣沖,qinguangchong@126.com

TU50

A

0367-6234(2016)11-0183-06