銹損冷成型鋼表面形貌及力學性能

徐善華，余潔，聶彪

（1.省部共建西部綠色建筑國家重點實驗室（西安建筑科技大學)，陜西 西安 710055;2.西安建筑科技大學 土木工程學院，陜西 西安 710055；3.河北建筑工程學院 土木工程學院，河北 張家口 075000）

冷成型鋼的問世開拓了借助合理截面形狀而非增加截面面積來提高構件承載力的途徑，憑借其高效、經濟的特性在建筑、交通運輸、機械制造等行業(yè)得到了廣泛應用.相比普通鋼結構，冷成型鋼具有輕質高強、抗震性能好、施工快捷等優(yōu)點.

冷成型鋼壁厚較薄，稍有銹蝕就會造成較高的材料損失率.銹蝕不僅會引起鋼材厚度損失，還會在鋼材表面形成大小不一的點蝕坑，引起局部應力集中現(xiàn)象[1-4]，使得裂紋更容易在蝕坑處形核[5-6]，造成鋼材力學性能及服役年限明顯下降[7-8]，因此，點蝕的相關信息是研究銹蝕鋼材力學性能的重要數(shù)據(jù).近年來，一些物理探測技術（掃描電子顯微鏡[9]、原子力顯微鏡[10]、X 光斷層掃描[11]、白光軸向色差[12]）已經被應用于表征點蝕特征和量化銹蝕程度中，并取得了不錯的效果.但是，目前開展的銹蝕鋼結構的材料性能研究多針對于普通熱軋鋼，對于銹蝕冷成型鋼開展的研究很少.

本文采用三維非接觸表面形貌測量儀對銹蝕冷成型鋼表面形貌進行測量，得到了銹蝕試件表面三維及二維形貌圖，并分析了銹蝕損傷參數(shù)的變化規(guī)律；采用掃描電子顯微鏡對冷成型鋼拉伸斷口進行觀測，探究其微觀失效機理；通過電子萬能試驗機對冷成型鋼進行單調拉伸試驗，分析銹蝕試件的力學性能退化規(guī)律，并建立了銹蝕冷成型鋼的單調拉伸本構模型.

1 試 驗

1.1 材料和試樣的制備

以工業(yè)環(huán)境下服役10 a 的壓型鋼板為對象（圖1），按不同銹蝕程度從腹板截取7 個標準拉伸試件（A0、A1、A2、A3、A4、A5、A6）.對銹蝕拉伸試件先采用機械方法去除表面疏松銹蝕產物，然后將試件浸入體積比為12%的稀鹽酸溶液中，15 min 后取出，用鋼絲球刷洗附著在試件表面的銹蝕產物，最后用氫氧化鈣稀溶液中和表面鹽酸，并用清水沖洗擦干[13]（圖2）.標準試件尺寸見圖3.

圖1 試件來源Fig.1 Source of the specimen

圖2 除銹后試件表面Fig.2 Specimen surface after rust removal

圖3 標準試件尺寸（單位：mm）Fig.3 Standard specimen size（unit：mm）

1.2 表面形貌采集

因銹蝕基本集中在壓型鋼板朝向廠房內一側，而另一側基本未銹蝕，故本文采用美國Nanovea 公司生產的ST400 三維非接觸式表面形貌儀僅對試件銹蝕面進行形貌采集.數(shù)據(jù)采集區(qū)（50 mm×10 mm）覆蓋拉伸試件標距段.縱向和橫向掃描步長分別為200 μm 和100 μm，共得到251×101 個3D 數(shù)據(jù)點，利用所得數(shù)據(jù)點提取銹蝕損傷參數(shù)并對試件表面形貌進行分析.

1.3 單調拉伸試驗

采用DNS300 型號的電子萬能試驗機（圖4）進行單調拉伸試驗.試件標距段（50 mm）變形使用引伸計測量.按照《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）[14]要求，彈性階段、屈服階段和強化階段試驗加載速率均設為0.2 mm/min；荷載曲線下降段加載速率設為0.5 mm/min，直至試件拉斷，試驗結束，取下引伸計.試驗過程中，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)對力和變形等數(shù)據(jù)自動進行實時采集、記錄.

圖4 拉伸試驗加載裝置Fig.4 Tensile test loading decice

1.4 斷口觀測

將拉伸試驗斷口用醋酸纖維紙（7%的醋酸纖維素、丙酮溶液制成的均勻薄膜）復型進行清理.然后，使用Hitachi 公司型號為S-4800、高壓為15 kV 的掃描電子顯微鏡對斷口形貌進行觀測.

2 試驗結果與討論

2.1 表面形貌及銹蝕損傷參數(shù)

2.1.1 表面形貌

利用掃描所得數(shù)據(jù)點分別繪制冷成型鋼銹蝕前期（A1試件）、銹蝕中期（A3試件）以及銹蝕后期（A5試件）的典型三維和二維形貌圖（圖5）.從圖5 可以清楚地觀察到銹蝕表面形貌隨銹蝕程度增加的演變過程：銹蝕較輕的A1試件由多個深度較小的“V 型”蝕坑構成，蝕坑間相互獨立未發(fā)生連通現(xiàn)象；隨著銹蝕程度的增加，A3試件的蝕坑形貌由“V 型”向“U型”轉變，蝕坑深徑比減小且數(shù)量減少；在試件銹蝕后期，A5試件的蝕坑深度明顯增加且底部出現(xiàn)較大的平臺，在主蝕坑底部可以觀察到次級蝕坑的存在，這應該是較小的蝕坑上部相互連通后殘留的蝕坑底部，這與文獻[15]所述基本一致.

圖5 試件典型的三維和二維表面形貌Fig.5 Typical 3D and 2D surface profiles of specimens

2.1.2 銹蝕損傷參數(shù)

銹蝕深度的平均值Dave能夠反映試件因銹蝕而造成的材料損失量，是用來評估銹蝕程度的常用參數(shù)，它的計算方法為所有測量點處銹蝕深度的平均值，并且可以通過銹蝕深度平均值Dave來計算試件的材料損失率ρ：

式中：M 和N 分別為單個試件在縱向和橫向上掃描點的數(shù)量；D（xi，yj）為掃描點處殘余厚度與未銹蝕試件厚度的差值（μm）；h0為未銹試件的厚度（μm）.計算結果匯總在表1 中.

在工業(yè)環(huán)境中，鋼材的銹蝕損失一般包括非均勻銹蝕和均勻銹蝕，這兩種類型銹蝕損失對鋼材力學性能的影響機制存在較大差異.一般來說，均勻厚度的減少只會導致鋼材承載性能下降而不影響其變形性能，非均勻銹蝕不僅導致材料損失還會引起應力集中現(xiàn)象，從而影響鋼材的變形性能[16].為探究點蝕與均勻銹蝕的變化規(guī)律，本文提出如下計算公式：

表1 試件銹蝕程度評定指標Tab.1 Evaluation index of corrosion degree of tested parts

式中：ρn為非均勻銹蝕率（%）；ρu為均勻銹蝕率（%）；hi為第i 個銹蝕試件的最大殘余厚度（μm）.計算結果匯總在表1 中.圖6 給出了非均勻銹蝕率及均勻銹蝕率的變化規(guī)律，從圖6 可以發(fā)現(xiàn)，材料損失率較低時，非均勻銹蝕比例較高，隨著材料損失率的增加，均勻銹蝕所占比例逐漸增大.這種現(xiàn)象的出現(xiàn)是因為金屬晶體中存在一定數(shù)量的諸如位錯、空穴等顯微或亞顯微缺陷，這些晶體結構不完整或畸變的區(qū)域總處于較高的勢能狀態(tài)，蝕坑從這些高勢能區(qū)域以“點狀”開始形成.隨著蝕坑的長大，蝕坑邊緣逐漸遠離這些高勢能區(qū)，點蝕坑生長速率下降，但整個試件表面仍以一定速率V0被均勻溶蝕[17].

三維粗糙度參數(shù)是對試件表面輪廓幾何特征的描述，能夠直觀地反映點蝕坑形貌隨銹蝕程度增加的變化規(guī)律.算術平均高度Sa、均方根高度Sq、表面峰最大高度Sp、表面谷最大深度Sv以及表面最大高度Sz的計算方法如下，計算結果匯總在表1 中.

圖6 非均勻銹蝕率和均勻銹蝕率變化規(guī)律Fig.6 Variation law of non-uniform corrosion rate and uniform corrosion rate

應該特別注意的是，式（5）～式（8）中的Z 值是指實際銹蝕表面與通過最小二乘法擬合的中間平面的距離，Sa、Sq是評判銹蝕鋼材表面輪廓偏離中間平面程度的參數(shù).觀察圖7 可以發(fā)現(xiàn)，隨著材料損失率的增加，Sa和Sq的值均逐漸變大，說明蝕坑的起伏程度變大，試件表面變得越來越粗糙.圖8 反映了最大蝕坑深度與材料損失率之間的數(shù)量關系，當銹蝕程度較低時，Sz隨材料損失率的增加呈增大趨勢；當銹蝕程度較大（材料損失率大于20.7%）時，Sz的值增長速度變慢甚至出現(xiàn)減小的情況，最大蝕坑深度變化不再明顯.

圖7 Sa 和Sq 變化規(guī)律Fig.7 Variation law of Sa and Sq

圖8 Sz 的變化規(guī)律Fig.8 Variation law of Sz

2.2 銹蝕試件力學性能分析

在以前的研究中，計算名義應力時多使用未銹蝕試件的橫截面積，但是這種計算方法得到的應力值明顯低于真實應力值，造成計算所得各項強度指標明顯降低.為使得計算結果更接近真實值，本文使用最大殘余厚度hi代替未銹蝕試件厚度h0計算橫截面積.

圖9 為各試件的應力-應變曲線，試驗拉伸的主要力學性能指標匯總在表2 中.從表2 中的屈服平臺長度ε△的值可以發(fā)現(xiàn)，屈服平臺的長度隨材料損失率的增加而逐漸減小甚至消失，鋼材的塑性性能明顯減弱.出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：隨著銹蝕程度的增加，蝕坑深度逐漸增長，導致應力集中越來越明顯，同一截面處，蝕坑周圍應力發(fā)展較快，其他區(qū)域應力發(fā)展較慢，致使無法同時屈服，變形不一致，表現(xiàn)為屈服平臺變短甚至消失[18].

圖9 試件的應力-應變曲線Fig.9 Stress-strain diagrams of specimens

表2 試件拉伸試驗主要力學性能指標Tab.2 Main mechanical properties of tensile test

圖10 給出了彈性模量、屈服強度、極限強度以及斷后伸長率的折減率與材料損失率的定量關系：

圖10 力學性能與材料損失率的關系Fig.10 Relationship between mechanical properties and material loss rate

由圖10 可知，本試驗中試件的彈性模量、屈服強度和極限強度隨材料損失率的增加均呈線性下降趨勢.造成銹蝕鋼材力學性能下降的原因是：一方面，蝕坑使得鋼材橫截面積減?。涣硪环矫?，銹蝕損傷使得金屬表面晶格產生畸變，勢能增加，體系混亂度增大，穩(wěn)定性降低，在低應力條件下可產生高應變[19].斷后伸長率的大小是判斷鋼材塑性性能的重要指標，從圖10 可以看出，隨著銹蝕程度的增加，斷后伸長率逐漸減小，鋼材的塑性性能變差.這是因為蝕坑造成局部應力水平增加，進而加速表面出現(xiàn)塑性區(qū)，導致材料中心和表層塑性變形不均勻，應力集中系數(shù)越大，塑性變形能力越弱[15].

將本文得到的銹蝕冷成型鋼力學性能退化規(guī)律與文獻[20]中銹蝕熱軋鋼的試驗結果相比，可以發(fā)現(xiàn)：隨著銹蝕程度的增加，冷成型鋼的力學性能退化速度明顯快于普通熱軋鋼，銹蝕對冷成型鋼力學性能的影響更大.

2.3 斷口分析

2.3.1 宏觀斷口分析

試件的斷口形貌如圖11 所示.從圖11 可知，1）A0、A1試件斷口有較明顯的頸縮，其余試件的頸縮現(xiàn)象均不明顯，說明A0、A1試件的塑性較好，其余試件因為銹蝕的影響，表現(xiàn)出脆性斷裂特征.2）試件的斷口形貌發(fā)生改變，A0、A1、A2試件呈現(xiàn)出剪切型斷口，A3、A4試件為圓弧型斷口，A5、A6試件為階梯型斷口.由于本次試驗的試件較薄，斷裂是在二向應力條件下由切應力分量作用造成的剪切斷裂，故表現(xiàn)為A0、A1、A2試件的剪切型斷口；A3、A4試件的圓弧型斷口則是在斷口中間部位首先發(fā)生了一段由正應力造成的平斷口；A5、A6的階梯型斷口是在斷口中間部位首先發(fā)生了兩段由正應力造成的平斷口，而在這些平斷口周圍依然發(fā)生剪切型斷口.斷口的形態(tài)反映了斷裂過程特點和材料的塑性水平，斜斷口占斷口總面積的比例越高，斷裂過程中吸收的塑性變形功越多，材料的塑性水平越高.隨著銹蝕程度的增加，試件中平斷口的區(qū)域逐漸增加，材料塑性性能變差.

圖11 A0～A6 試件拉伸破壞形態(tài)Fig.11 Tensile failure pattern of A0～A6 specimens

2.3.2 微觀斷口分析

圖12 為剪切型斷口（A0試件）、圓弧型斷口（A3試件）以及階梯型斷口（A6試件）的典型微觀全貌圖.從圖中可以發(fā)現(xiàn)：試件A0的斷口主要由纖維區(qū)和瞬時斷裂區(qū)構成，纖維區(qū)面積較大，說明未銹試件A0斷裂時塑性變形比較充分；A3、A6斷口的微觀形貌圖除含有纖維區(qū)和瞬時斷裂區(qū)外，在接近銹蝕表面的地方還出現(xiàn)了一個顏色較深的斷口區(qū)域，這是由銹蝕坑相互連通而形成的銹蝕裂紋擴展區(qū)，由于銹蝕裂紋擴展區(qū)的出現(xiàn)，A3試件的纖維斷裂區(qū)面積有所減小，而A6試件的纖維斷裂區(qū)面積減小非常明顯.說明隨著銹蝕程度的增加，鋼材的塑性性能逐漸減弱.

圖12 試件典型的斷口全貌圖Fig.12 Typical complete picture of fracture surface of specimens

圖13 給出了A0、A3、A6試件斷口纖維區(qū)微觀形貌圖.A0試件的微觀形貌圖由大量較深的韌窩構成，韌窩邊緣較平緩、圓滑；A3試件的微觀形貌圖大部分由韌窩構成，但是韌窩較淺且邊緣比較尖銳，局部出現(xiàn)了河流紋形貌的解理斷裂區(qū)域；A6試件微觀形貌出現(xiàn)了大面積的解理斷裂區(qū)域，韌窩深度比A3試件小，韌窩邊緣尖銳呈撕裂狀.說明A0試件在斷裂時裂紋擴展速度較慢，韌窩變形充分，表現(xiàn)出很好的塑性性能，而A3和A6試件由于銹蝕造成試件實際受力區(qū)域減小，蝕坑周圍出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，使得裂紋擴展速度較快，韌窩變形不夠充分甚至出現(xiàn)解理斷裂形貌，試件的材料性能下降，試件由塑性斷裂逐漸向脆性斷裂轉變.

圖13 試件微觀形貌圖Fig.13 Microscopic topography of tested parts

3 銹蝕冷成型鋼材料本構模型

參考張偉平等[21-22]的三折線模型，得到銹蝕冷成型鋼本構模型為：

式中：k1、k2為強化段形狀參數(shù)；k3為極限應力與屈服強度的比值.使用數(shù)據(jù)處理軟件對強化階段進行擬合，將擬合得到的k1、k2以及計算得到的k3匯總在表3 中.可以發(fā)現(xiàn)k1、k2和k3的值在一定的范圍內波動，故取平均值k1=0.614 3、k2=0.341 6、k3=1.169 5.并將上述的屈服平臺末端應變εsh和極限應變εu與材料損失率ρ 進行回歸分析，得到各力學性能指標與材料損失率之間的關系：

表3 本構模型形狀參數(shù)值Tab.3 Shape parameter values of constitutive model

最終，將k1、k2和k3的值以及式（10）（11）（15）～（17）代入式（14）中，建立了由材料損失率表征鋼材銹蝕程度的銹蝕冷成型鋼單調本構模型，具體如下：

從圖14、圖15 可以看出，計算模型的彈性階段與試驗結果基本吻合，屈服階段和強化階段由于部分試驗曲線波動較大，計算模型與試驗結果存在少許誤差，但是誤差在工程應用許可范圍內.本文理論模型可用于銹損薄壁冷成型鋼的單調拉伸本構關系，但是否適用壁厚更厚的冷成型鋼，還有待進一步驗證.

圖14 公式曲線與文獻[23]試驗曲線對比Fig.14 Comparison between formula curves and experimental curves of literature[23]

圖15 公式曲線與本文試驗曲線對比Fig.15 Comparison between formula curves and experimental curves in this paper

4 結論

1）銹蝕造成鋼材表面特征明顯變化，隨著銹蝕程度的增加，蝕坑形貌由“V 型”向“U 型”轉變，蝕坑數(shù)量減少且深徑比減小，在銹蝕程度較大的A5試件中，在主蝕坑底部可以發(fā)現(xiàn)次級坑的存在.

2）隨著材料損失率的增加，非均勻銹蝕率和均勻銹蝕率均逐漸增大，但非均勻銹蝕率占材料損失率的比例逐漸減?。凰阈g平均高度Sa和均方根高度Sq均逐漸變大，試件表面變得越來越粗糙；當銹蝕程度較低時，最大蝕坑深度Sz隨材料損失率增加呈增大趨勢，當銹蝕程度較大（材料損失率大于20.7%）時，Sz變化不再明顯.

3）隨著材料損失率的增加，試件截面尺寸減小并且蝕坑周圍的應力集中越來越明顯，使得彈性模量、屈服強度、極限強度和斷后伸長率等力學性能指標逐漸減小，屈服平臺變短甚至消失.

4）A0、A1試件出現(xiàn)明顯頸縮，其余試件頸縮均不明顯.隨銹蝕程度的增加，斷口形貌由剪切型斷口轉變?yōu)閳A弧型斷口及階梯型斷口，斷口中脆性破壞特征的平斷區(qū)域逐漸增多，說明鋼材塑性性能減弱.從斷口微觀形貌圖中可以發(fā)現(xiàn)由蝕坑相互連通而產生銹蝕裂紋擴展區(qū)，纖維區(qū)面積和韌窩深度隨銹蝕程度增加逐漸減小，試件由塑性斷裂逐漸向脆性斷裂轉變.