懸索橋銹蝕主纜鋼絲力學性能退化研究

韓依璇，辛付開，張國榮，朱曉文

(1. 蘇交科集團股份有限公司，江蘇 南京 211112； 2. 在役長大橋梁安全與健康國家重點實驗室，江蘇 南京 211112；3. 河海大學 力學與材料學院，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，在橋梁建設中得到廣泛應用，成為特大跨徑橋梁的首選[1]。然而在運營期間，懸索橋主纜長期受到動荷載和復雜環(huán)境的耦合作用，在幾年甚至十幾年時間就會出現(xiàn)力學性能退化的現(xiàn)象。因此，掌握實橋主纜鋼絲力學性能退化對懸索橋主纜強度評估具有重要的基礎意義。懸索橋主纜承載能力的降低受腐蝕、斷絲以及次應力的影響[2-4]。腐蝕是影響高強度鋼絲性能退化的主要原因之一[5-6]。迄今為止，國內(nèi)外學者對腐蝕鋼絲力學性能退化進行了若干研究。

在銹蝕鋼絲拉伸性能方面，R.BETTI等[7-8]對人工銹蝕鍍鋅和非鍍鋅鋼絲進行拉伸試驗，認為蝕坑是降低鋼絲延性的主要因素，同時建立了均勻腐蝕和點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致鋼絲截面積的減少。S.I.NAKAMURA等[9-10]和李翠娟等[11]分別對不同腐蝕等級的鋼絲進行試驗，得到了受腐蝕鋼絲實際抗拉強度并未降低，而鋼絲伸長率卻大幅度降低的結(jié)論。P.ROFFEY[12]和C.A.CLACK等[13]分別對Forth公路大橋主纜鋼絲試樣進行了拉伸試驗，得出了主纜鋼絲極限抗拉強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鋼絲力學性能影響遠大于均勻腐蝕所造成的影響。徐俊等[15-16]對石門大橋拉索進行了試驗，提出了鋼絲力學性能隨銹蝕程度變化的規(guī)律，并認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]對袁州大橋腐蝕吊桿鋼絲進行拉伸試驗，發(fā)現(xiàn)隨著腐蝕程度增加，延伸率與名義極限強度折減程度最大。徐陽等[18]研究了某服役斜拉橋拉索的力學性能退化狀態(tài)，發(fā)現(xiàn)銹蝕降低了鋼絲的極限應變與強度。K.SUZUMURA等[19]和S.I.NAKAMURA等[20]分別用人工刻痕研究了4種點蝕形狀對鋼絲拉伸性能影響，均認為蝕坑部位應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研究了銹蝕對鋼絞線力學性能影響，并根據(jù)試驗建立了基于銹蝕率的鋼絞線本構(gòu)關系模型。

目前這些學者們的研究幾乎都是對新鋼絲進行加速腐蝕試驗，未考慮應力歷史對鋼絲力學性能的影響，無法真實反映荷載與環(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，主纜處于更加復雜的環(huán)境下，且目前國內(nèi)幾乎沒有基于在役懸索橋平行鋼絲主纜的研究。鑒此，筆者通過對某服役多年的懸索橋主纜鋼絲進行拉伸試驗，研究銹蝕對主纜鋼絲力學性能影響，并分析對照不同銹蝕程度鋼絲各項力學性能參數(shù)的變化，并在此基礎上建立銹蝕鋼絲本構(gòu)關系模型。

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高強鍍鋅平行鋼絲索股組成，直徑為240 mm，鋼絲標準強度為1 670 MPa，主纜服役時間約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，筆者截取了腐蝕嚴重位置處長約1.8 m的全截面鋼絲，即19股共計1 729根主纜鋼絲進行檢查。參考國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°為間隔進行楔開，分為8個楔開區(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，其長度為40 cm，共截取40根銹蝕鋼絲，并對上述鋼絲樣本進行除銹，如圖3為鋼絲樣本原狀和經(jīng)砂紙打磨機械除銹后的外觀；然后用精度0.01 mm的游標卡尺和單尖頭千分尺測量蝕坑參數(shù)。

圖3 鋼絲除銹Fig. 3 Steel wire derusting

2 鋼絲銹蝕程度評估

當前評價鋼筋和鋼絲銹蝕一般采取兩類指標：①一種是忽略局部腐蝕，通過質(zhì)量損失或平均直徑來評價，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評定，如最小直徑Dmin。兩類指標的計算分別如式(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。

主纜鋼絲銹蝕是復雜的過程，一般而言點蝕與均勻腐蝕同時存在，故上述銹蝕程度指標過于局限。因此，筆者參考鋼筋銹蝕率，提出基于最小截面積損失率ηs鋼絲銹蝕評估指標。通過對蝕坑統(tǒng)計可知，蝕坑大都是半球形，因此針對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 鋼絲拉伸試驗及分析

3.1 拉伸試驗

按照文獻[24]、[25]規(guī)定，筆者采用Instron HDX系列大載荷液壓萬能材料試驗機進行拉伸試驗，測定鋼絲強度、延伸率等力學指標參數(shù)，其中屈服點取為殘余應變?yōu)?.2%時的數(shù)據(jù)，試驗加載控制位移為0.06 mm/s。

拉伸試驗中鋼絲樣本長度為40 cm，標距為250 mm。圖4為鋼絲墩頭處理及應變片布置。為防止鋼絲在拉伸過程中出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，對鋼絲端頭進行墩頭處理，并在此基礎上預加螺帽使墩頭受力均勻，同時為測定鋼絲應變，在標距范圍內(nèi)等間距布置LD20縱向應變片。

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

3.2 拉伸試驗結(jié)果分析

通過對40根服役主纜鋼絲和10根新鋼絲進行拉伸試驗，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價指標的應力-應變曲線(圖5)，1代表新鋼絲的應力-應變曲線，2～6代表不同銹蝕程度的服役主纜鋼絲。圖5中所對應強度均為名義強度，即荷載/未銹蝕面積。

從圖5可發(fā)現(xiàn)：①在不同銹蝕程度評價指標下，隨著銹蝕程度增加，鋼絲名義極限強度、名義屈服強度和延伸率均有明顯下降趨勢；②延伸率減小遠大于這3種銹蝕程度指標的減小，銹蝕嚴重降低了應力-應變曲線的強化階段；③主纜鋼絲同時存在均勻腐蝕和蝕坑，在考慮局部腐蝕評價指標下，鋼絲在不同ηs和α的應力-應變曲線發(fā)生明顯變化，對ηs和α比較敏感；然而對只考慮均勻腐蝕的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來評價鋼絲腐蝕程度。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系，利用該轉(zhuǎn)換關系對不同銹蝕指標進行換算，擬合公式為ηs=0.58α。

圖6 不同銹蝕程度指標之間的關系Fig. 6 Relationship between different corrosion degree indexes

3.3 斷口形貌分析

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

當鋼絲腐蝕程度較輕，其ηs=0.6%時，最小直徑Dmin=4.96 mm，鋼絲在拉伸試驗斷裂前出現(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ηs=1.36%、3.06%時，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 力學性能退化規(guī)律及模型

當前計算銹蝕鋼絲的極限強度βuz基本有3種方法：① 蝕坑極限強度βu1，即鋼絲荷載與銹蝕鋼絲最小截面之比；② 平均極限強度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分別為鋼絲極限強度、屈服強度、延伸率、極限應變及彈性模量的相對值變化規(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性能參數(shù)之間的關系，擬合相關系數(shù)均大于0.9，相應銹蝕鋼絲力學性能退化如式(3)：

(3)

式中：fuc、fyc、δsc、εuc、Esc分別為蝕坑極限強度、蝕坑屈服強度、延伸率、極限應變、彈性模量；fu、fy、δs、εu、Es分別為新鋼絲實際極限強度、屈服強度、延伸率、極限應變以及彈性模量。

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，其蝕坑極限強度、蝕坑屈服強度、極限應變以及伸長率逐漸降低，而彈性模量基本不變；其中強度變化較小，而延伸率及極限應變變化很大且退化趨勢相似，說明銹蝕嚴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，會引起復雜空間應力分布和局部應力集中，從而導致鋼絲的延性退化，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：與名義極限強度βu3、均勻極限強度βu2相比，蝕坑極限強度βu1隨著ηs的增大，其下降速度更緩，是因為名義極限強度和均勻極限強度分別對應的是未銹蝕鋼絲截面積、平均截面積。前者未考慮銹蝕導致的鋼絲截面減小，后者雖考慮了均勻腐蝕和點蝕造成的鋼絲截面減小，但與蝕坑極限強度相比，均勻極限強度所對應的因點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際截面大小。

為進一步對比上述模型實用性，筆者借鑒了R.BETTI等[7]、陳先亮[26]和徐俊[27]分別對拉索及吊桿鋼絲的拉伸試驗數(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)換關系得到了相應最小截面積損失率，通過數(shù)值擬合得到了強度退化模型，并與文中退化模型進行對比。

圖9分別為蝕坑極限強度、蝕坑屈服強度和極限應變退化模型的對比，具體退化公式見表1。

由圖9和表1可知：文中的蝕坑極限強度、極限應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]得出的極限應變退化模型差別交大，不過其退化趨勢相似，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，與實橋鋼絲銹蝕狀況不同，造成了對鋼絲力學性能指標參數(shù)退化程度評估較低。

5 銹蝕鋼絲本構(gòu)關系模型

當前鋼絲本構(gòu)關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，提出了包含最小截面積損失率的銹蝕鋼絲本構(gòu)關系模型，如圖10。

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

(4)

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

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

(5)

筆者根據(jù)上述公式對最小截面積損失率ηs分別為1.14%、2.36%、3.28%、4.48%、9.02%做出了對應銹蝕鋼絲本構(gòu)關系模型，并與相應拉伸試驗曲線結(jié)果進行對比。圖11即為銹蝕鋼絲本構(gòu)關系模型和拉伸試驗曲線對比，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)關系模型與試驗曲線對比Fig. 11 Comparison between constitutive relation model and testing curves for the corroded steel wires

6 結(jié) 論

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

1)對在真實環(huán)境下服役的銹蝕主纜鋼絲，均勻銹蝕和蝕坑同時存在，筆者采用最小截面積損失率來評價鋼絲銹蝕程度更準確、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變化，而極限強度、屈服強度、極限應變以及延伸率呈現(xiàn)降低趨勢。其中延伸率下降最快，蝕坑存在是導致延性下降的主要原因。

3)對鋼絲拉伸斷口形貌進行分析，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)基于試驗結(jié)果，得到了銹蝕鋼絲蝕坑強度、伸長率、極限應變以及彈性模量與最小截面積損失率之間的定量關系模型。建立了當ηs<10%時的銹蝕鋼絲本構(gòu)關系模型，然而對腐蝕程度更嚴重的鋼絲退化模型有待于對更多實橋鋼絲進行試驗分析后來補充完善。

5)根據(jù)主纜腐蝕截面圖和鋼絲力學性能退化模型，可得到每根主纜鋼絲力學性能狀況，而對主纜強度有待進一步研究。