軸偏轉(zhuǎn)角對(duì)吊索腐蝕鋼絲力學(xué)性能影響研究

謝清清，鄧年春，2

（1.廣西大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004；2.廣西大學(xué)廣西防災(zāi)減災(zāi)與工程安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西 南寧 530004）

吊索在服役過(guò)程中長(zhǎng)期受到風(fēng)荷載、溫度荷載和活荷載等作用，導(dǎo)致吊索上下錨固端產(chǎn)生相對(duì)位移，從而引起不同軸偏轉(zhuǎn)角現(xiàn)象[1]。同時(shí)由于橋面兩端存在伸縮縫及橋墩之間的不均勻沉降，也會(huì)加劇不同軸偏轉(zhuǎn)角現(xiàn)象的產(chǎn)生，使得吊索的使用壽命遠(yuǎn)遠(yuǎn)達(dá)不到設(shè)計(jì)使用壽命。近年來(lái)，已發(fā)生多起中、下承式拱橋吊索因腐蝕彎曲等原因突然斷裂而引起橋梁整體結(jié)構(gòu)突然失效的案例，如2001 年的小南門大橋、2011 年通榆河大橋、2012 年金沙江倮果大橋、2022 年重慶鵝公巖軌道大橋等。對(duì)于橋梁吊索斷裂的原因已有大量學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)的研究。李曉章等[2-3]對(duì)拱橋吊桿的銹蝕鋼絲進(jìn)行了力學(xué)性能研究，結(jié)果表明，蝕坑大小和蝕坑深度對(duì)鋼絲的疲勞壽命具有較大的影響。Li 等[4]提出了鋼絲長(zhǎng)期劣化過(guò)程的時(shí)變統(tǒng)計(jì)模型，包括環(huán)境侵蝕和循環(huán)負(fù)荷引起的均勻腐蝕、點(diǎn)蝕和疲勞。Karanci 等[5]提出了一種將年腐蝕率作為環(huán)境變量函數(shù)的估算方法。Miyachi 等[6]揭示腐蝕鋼絲疲勞強(qiáng)度的降低是由與不規(guī)則相關(guān)的應(yīng)力集中決定的，蝕坑形狀越尖銳應(yīng)力集中系數(shù)越大。Nakamura 等[7]，Barton 等[8]，Li 等[9]，Lin 等[10]研究了腐蝕鋼絲的張拉力學(xué)性能及疲勞壽命的影響因素。Wang 等[11]基于損傷力學(xué)理論提出的數(shù)值分析方法，建立了預(yù)腐蝕鋼絲的疲勞損傷模型。Chong 等[12]將損傷力學(xué)和數(shù)值分析方法相結(jié)合建立了鋼絲損傷程度演化模型和鋼絲極限強(qiáng)度退化模型。陳小雨等通過(guò)中性鹽霧腐蝕試驗(yàn)研究鍍鋅鋼絲的極限抗拉強(qiáng)度和腐蝕外觀之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系[13-16]。黎學(xué)明等[16]采用Tafel 直線外推法及加速腐蝕試驗(yàn)等方法對(duì)鍍鋅鋼絲展開(kāi)了探討，得到升高溫度和增加拉伸應(yīng)力都會(huì)使腐蝕速率增加。楊世聰?shù)萚17]通過(guò)數(shù)值分析、理論分析及相關(guān)試驗(yàn)研究吊索的損傷和破斷機(jī)理，發(fā)現(xiàn)橋梁吊索長(zhǎng)度小于27 m 時(shí)下錨固區(qū)鋼絲病害，彎曲應(yīng)力的影響不容忽視。

綜上所述，目前大多數(shù)研究主要針對(duì)平行鋼絲吊索腐蝕疲勞的耦合效應(yīng)，鮮少考慮軸偏轉(zhuǎn)角-腐蝕耦合效應(yīng)的研究。因此，針對(duì)這一頻發(fā)的現(xiàn)象，本文通過(guò)對(duì)預(yù)腐蝕鋼絲試件進(jìn)行不同軸偏轉(zhuǎn)角張拉試驗(yàn)，研究得到鋼絲極限抗拉強(qiáng)度在不同軸轉(zhuǎn)角下的變化規(guī)律，為拱橋平行鋼絲吊索設(shè)計(jì)提供一定的參考價(jià)值。

1 鋼絲腐蝕試驗(yàn)

由于橋梁吊索從施工到投入使用都受到環(huán)境腐蝕的影響，特別是服役期間的環(huán)境以及工況的復(fù)雜性。在西南地區(qū)的酸雨濕熱以及空氣中存在銅離子的腐蝕環(huán)境是加速吊索腐蝕損傷的一個(gè)因素，使得吊索中的鋼絲嚴(yán)重腐蝕，降低吊索的承載能力。因此，為了貼合西南地區(qū)的環(huán)境而采用銅鹽加速鹽霧試驗(yàn)法進(jìn)行靜態(tài)腐蝕試驗(yàn)，并進(jìn)行鋼絲腐蝕后的指標(biāo)分析。

1.1 腐蝕試驗(yàn)過(guò)程

銅鹽加速鹽霧試驗(yàn)法進(jìn)行靜態(tài)腐蝕設(shè)置鹽霧腐蝕箱參數(shù)，根據(jù) 《人造氣氛腐蝕試驗(yàn)——鹽霧試驗(yàn)》（GB/T 10125-1997）標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定設(shè)置試驗(yàn)溫度為50 ℃（溫度進(jìn)度控制在±2 ℃），相對(duì)濕度為90%的標(biāo)準(zhǔn)潮濕環(huán)境。加速腐蝕溶液是以醋酸鹽霧試驗(yàn)溶液為基礎(chǔ)再加入少量的銅鹽配置而成，其配置的銅鹽加速腐蝕溶液的濃度分別為50±5 g/L 的氯化鈉溶液、0.26±0.02 g/L 的二水氯化銅以及冰醋酸控制pH 值為3.0±0.2。腐蝕試驗(yàn)材料為鍍鋅高強(qiáng)鋼絲，其直徑為7 mm，抗拉強(qiáng)度等級(jí)為1 770 MPa，鍍鋅層為50 μm，腐蝕時(shí)間t 分為0、360、720 h 和1 080 h 共4 種工況[18]，鋼絲試件分為每組16 根，按組分別放置腐蝕箱中。

試驗(yàn)前按張拉試驗(yàn)要求長(zhǎng)度切割鋼絲，并對(duì)鋼絲進(jìn)行清洗、稱重以及編號(hào)，然后將試件放入鹽霧腐蝕箱內(nèi)，按GB6460-86 標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置參數(shù)和調(diào)配腐蝕溶液進(jìn)行腐蝕。腐蝕過(guò)程中，定時(shí)添加腐蝕溶液，按4 種腐蝕時(shí)間取出對(duì)應(yīng)編號(hào)的試件，將腐蝕完成的試件浸泡于調(diào)配銹蝕溶解液中溶解銹蝕產(chǎn)物，然后將鋼絲剩余腐蝕產(chǎn)物清洗并晾干，再進(jìn)行試件剩余質(zhì)量的測(cè)定。

1.2 腐蝕形態(tài)分析

鍍鋅高強(qiáng)鋼絲腐蝕過(guò)程如圖1 所示，從鋼絲的腐蝕形態(tài)可以發(fā)現(xiàn)，腐蝕360 h 后，鋼絲表面的鋅腐蝕溶解附著白色的鋅銹產(chǎn)物Zn（OH）2和腐蝕溶液中的氯化鈉固化物，鋼絲內(nèi)部逐漸開(kāi)始局部析出褐色銹蝕鐵產(chǎn)物形成初始蝕坑；腐蝕720 h 后，隨后局部腐蝕逐步擴(kuò)大，鋼絲的鍍鋅層進(jìn)一步溶解，鋼絲基體產(chǎn)生的初始蝕坑在氯離子的作用下，蝕坑內(nèi)部依舊是一個(gè)酸性比空氣中的酸度更大的環(huán)境，蝕坑持續(xù)腐蝕增大，鋼絲表面堆滿了松散的鋅鐵銹蝕產(chǎn)物并包裹著整根鋼絲；腐蝕1 080 h后，鋼絲表面只有鐵的銹蝕產(chǎn)物以及部分氯化鈉固化物，腐蝕產(chǎn)物累積到部分自行脫落，鋼絲基體全面腐蝕。

圖1 不同腐蝕時(shí)間鋼絲清洗前形態(tài)Fig.1 Shape of steel wire before cleaning with different corrosion time

經(jīng)過(guò)清洗后的鋼絲對(duì)腐蝕狀況的觀察更為直觀，如圖2 所示，腐蝕360 h 時(shí)，鋼絲表面的鍍鋅層已經(jīng)腐蝕成一個(gè)個(gè)鼓包狀且局部鍍鋅層破裂，鋼絲的腐蝕是先對(duì)鍍鋅層局部腐蝕，使得鍍鋅層與鋼絲基體分離形成充滿空氣的鼓包，鼓包破裂后鋼絲基體局部產(chǎn)生銹蝕產(chǎn)物。腐蝕時(shí)間720 h 時(shí)，鋼絲的鍍鋅層呈松散的溶解狀，最先破裂的鼓包處鋅層脫落面積增加，說(shuō)明局部腐蝕的面積增大。腐蝕時(shí)間1 080 h 時(shí)，鍍鋅層腐蝕殆盡，鋼絲基體的全面腐蝕，由清洗后的鋼絲可以明顯的看到蝕坑，且相鄰的蝕坑已經(jīng)連接到一起。

圖2 不同腐蝕時(shí)間鋼絲清洗后形態(tài)Fig.2 Shape of steel wire after cleaning with different corrosion time

1.3 腐蝕指標(biāo)分析

鹽霧腐蝕結(jié)果的判定方法有：評(píng)級(jí)判定法、失重判定法、腐蝕物出現(xiàn)判定法和腐蝕數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析法[19]。評(píng)級(jí)判定法是通過(guò)缺陷面積與無(wú)腐蝕缺陷時(shí)面積之比或通過(guò)外觀變化進(jìn)行劃分，適合平板樣品進(jìn)行評(píng)價(jià)；失重判定法是一種以試樣腐蝕前后的重量損失為依據(jù)，具有廣泛可靠的用途，并且是最基本有效的定量評(píng)定方法，以表征腐蝕速率；腐蝕物出現(xiàn)判定法適用于標(biāo)準(zhǔn)試樣的腐蝕試件，并通過(guò)腐蝕試驗(yàn)對(duì)試件有無(wú)腐蝕現(xiàn)象進(jìn)行判定；腐蝕數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)分析方法提出了設(shè)計(jì)腐蝕試驗(yàn)、研究腐蝕數(shù)據(jù)、確定腐蝕結(jié)果的置信度技術(shù)，主要用于統(tǒng)計(jì)和分析腐蝕現(xiàn)象。由于鋼絲不是平板樣品和標(biāo)準(zhǔn)試樣，通過(guò)參考文獻(xiàn)[20-21]采用失重判定法對(duì)鋼絲腐蝕指標(biāo)進(jìn)行判定。

由于腐蝕試件數(shù)量較多，通過(guò)腐蝕清洗后稱重計(jì)算其損失質(zhì)量，然后取平均值，并通過(guò)腐蝕指標(biāo)計(jì)算公式計(jì)算出各指標(biāo)值，其相應(yīng)指標(biāo)計(jì)算公式如下。

質(zhì)量損失率表達(dá)式為

式中：m0為鋼絲的初始質(zhì)量，g；m1為鋼絲腐蝕后的質(zhì)量，g。

平均腐蝕深度表達(dá)式為

式中：d0為鋼絲的直徑，m；L 為鋼絲的長(zhǎng)度，m；ρ 為鋼絲的材料密度，g/cm3。

腐蝕速率表達(dá)式為

式中：S 為試樣暴露表面積，m3；t 為腐蝕時(shí)間，h。

如表1 所示，各腐蝕時(shí)間下的平均腐蝕指標(biāo)，平均質(zhì)量損失率和平均腐蝕深度隨著腐蝕時(shí)間增加而增大，其增大的幅值基本不變，而失重腐蝕速率則隨腐蝕時(shí)間的增加而減小，減小的幅值在不斷變化，之間減小量是減小量的3倍。如圖3～圖5 所示，鋼絲的平均質(zhì)量損失率和平均腐蝕深度隨腐蝕時(shí)間呈線形增大，鋼絲的質(zhì)量腐蝕速率隨腐蝕時(shí)間呈二次線性減小。

表1 平均腐蝕指標(biāo)Tab.1 Average corrosion index

圖3 平均質(zhì)量損失率隨腐蝕變化規(guī)律Fig.3 Variation law of average mass loss rate with corrosion

圖4 平均腐蝕深度隨腐蝕變化規(guī)律Fig.4 Variation law of average corrosion depth with corrosion

圖5 質(zhì)量腐蝕速率隨腐蝕變化規(guī)律Fig.5 Variation law of mass loss rate changes with corrosion

隨腐蝕時(shí)間的增加，平均失重腐蝕速率逐漸減小，鋼絲基體腐蝕產(chǎn)物不僅存在促進(jìn)腐蝕的物質(zhì)也存在抑制腐蝕的物質(zhì)，鐵離子與氯離子形成絡(luò)合物氯化鐵離子在鋼絲和蝕坑表面形成氯化鐵的鹽膜，促進(jìn)腐蝕加快腐蝕的進(jìn)程，同時(shí)鐵離子會(huì)與空氣發(fā)生氧化反應(yīng)生成Fe 的固相產(chǎn)物，此產(chǎn)物覆蓋在鋼絲表面，電位平衡圖上在鈍化區(qū)域內(nèi)，F(xiàn)e 的固態(tài)產(chǎn)物本身處于熱力學(xué)穩(wěn)定狀態(tài)，對(duì)鋼絲的腐蝕起到了保護(hù)的作用，從而使鋼絲的失重腐蝕速率逐漸變小。但鋼絲層堆積的松散的鐵銹和氯化鈉具有吸收和保持水分的作用，同時(shí)也具有氧化性，從而促進(jìn)鋼絲的腐蝕，因此腐蝕進(jìn)程仍然保持不變。

2 腐蝕鋼絲偏轉(zhuǎn)角試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)原理

平行鋼絲吊索的兩錨固端發(fā)生相對(duì)位移產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)角度，導(dǎo)致吊索的錨固端附近產(chǎn)生附加應(yīng)力集中現(xiàn)象。為了分析鋼絲在不同偏轉(zhuǎn)角下破斷抗力性能的影響規(guī)律，通過(guò)設(shè)置不同偏轉(zhuǎn)角度，如圖6所示，鋼絲的兩個(gè)錨固端軸線與鋼絲軸線形成一個(gè)角度，試驗(yàn)過(guò)程中只需按照設(shè)計(jì)錨板進(jìn)行更改偏轉(zhuǎn)角。設(shè)計(jì)錨板如圖7 所示，錨板1 孔與5 孔形成的偏轉(zhuǎn)角為0 mrad，2 孔與6 孔形成偏轉(zhuǎn)角為10 mrad，3 孔與7 孔形成偏轉(zhuǎn)角為20 mrad，4 孔與8 孔形成偏轉(zhuǎn)角為30 mrad。

圖6 試驗(yàn)原理圖Fig.6 Schematic diagram of test

圖7 偏轉(zhuǎn)角錨板設(shè)計(jì)圖（單位：mm）Fig.7 Design drawing of deflection angle anchor plate（Unit：mm）

如圖8（a）所示，平行鋼絲吊索中鋼絲不同軸偏轉(zhuǎn)角彎曲的受力特點(diǎn)，偏轉(zhuǎn)角將軸向受拉構(gòu)件變成了拉-彎-剪構(gòu)件。根據(jù)平面應(yīng)力狀態(tài)考慮，當(dāng)此軸向受拉構(gòu)件同時(shí)受到彎曲應(yīng)力σt和剪力σb作用時(shí)，鋼絲的受力狀態(tài)如圖8（b）所示。

圖8 鋼絲在偏轉(zhuǎn)角下的受力狀態(tài)Fig.8 State of force of the wire at the angle of deflection

2.2 試驗(yàn)過(guò)程

試驗(yàn)過(guò)程采用反力架、壓力傳感器、千斤頂和油泵進(jìn)行鋼絲靜力拉伸試驗(yàn)。首先，采用錨具將鋼絲的一端進(jìn)行錨固處理；其次，將鋼絲分別穿過(guò)錨板、反力架、錨板、壓力傳感器、千斤頂后錨具另一端，并將應(yīng)變片粘貼在距離錨固端10 cm 處；最后，將油泵油管相應(yīng)連接千斤頂上，進(jìn)行鋼絲的張拉。張拉過(guò)程中通過(guò)東華采集儀測(cè)出每根鋼絲的破斷力與應(yīng)變。

本實(shí)驗(yàn)的加載拉力采用分級(jí)加載的方式，每級(jí)以5 kN 為準(zhǔn)，每級(jí)加載結(jié)束后持荷5 min 等待壓力顯示儀上的張拉力穩(wěn)定后記錄數(shù)據(jù)，當(dāng)加載到65 kN 時(shí)每隔2 kN 記錄一次直至鋼絲斷裂，斷裂時(shí)顯示的張拉力值為該鋼絲的極限破斷力值。

2.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

將清洗之后的腐蝕鋼絲進(jìn)行不同軸偏轉(zhuǎn)角的靜力拉伸試驗(yàn)，研究腐蝕鋼絲鍍鋅鋼絲在不同軸偏轉(zhuǎn)作用下的力學(xué)性能。鋼絲破斷時(shí)由于拉力的突然卸載，兩段鋼絲分別向端方向急速慣性反沖移動(dòng)或飆離反力架，破斷位置基本都在反力架錨板附近和鋼絲截面最小處，斷口出現(xiàn)較明顯的頸縮現(xiàn)象，由于存在偏轉(zhuǎn)角，在反力架錨板固定形成偏轉(zhuǎn)角處存在集中應(yīng)力現(xiàn)象，所以斷面同時(shí)有脆性斷裂的形態(tài)。

表2 和圖9 所示為不同腐蝕程度的鋼絲平均破斷應(yīng)力值，為了降低鋼絲破斷應(yīng)力誤差，每組偏轉(zhuǎn)角采用4 根鋼絲的破斷應(yīng)力取平均值，破斷應(yīng)力隨著偏轉(zhuǎn)角和腐蝕時(shí)間的增大而減小。在相同的腐蝕時(shí)間下，隨著偏轉(zhuǎn)角的增大，鋼絲的破斷應(yīng)力值減小量變大，表明鋼絲不僅承受軸向張拉應(yīng)力，同時(shí)也承受著偏轉(zhuǎn)角作用下產(chǎn)生的附加彎曲應(yīng)力，導(dǎo)致了鋼絲的極限抗拉強(qiáng)度下降。在相同偏轉(zhuǎn)角作用下，隨腐蝕時(shí)間的增加，鋼絲表面出現(xiàn)密密麻麻如蜂窩狀且大小不一的小蝕坑，腐蝕時(shí)間越長(zhǎng)，破斷應(yīng)力減小量也相應(yīng)增加。在鋼絲截面逐漸變小的同時(shí)，蝕坑深度也越來(lái)越深。在張拉過(guò)程中蝕坑處產(chǎn)生極大的應(yīng)力集中現(xiàn)象，鋼絲的破斷位置存在于鋼絲橫截面積最小處。腐蝕時(shí)間為1 080 h 且偏轉(zhuǎn)角為30 mrad，鋼絲的破斷應(yīng)力與無(wú)腐蝕無(wú)偏轉(zhuǎn)角相比減小了19.6%，表明在腐蝕和偏轉(zhuǎn)角耦合作用下進(jìn)一步降低了鋼絲的力學(xué)性能。

表2 鋼絲的平均破斷應(yīng)力值Tab.2 Average breaking stress value of steel wire

3 有限元分析

3.1 鋼絲的本構(gòu)關(guān)系

使用MTS 萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)直徑7 mm 的鋼絲進(jìn)行靜力拉伸，得到鋼絲的真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線，根據(jù)試驗(yàn)得到的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度，以及試驗(yàn)鋼絲的材料參數(shù)，建立ANSYS 有限元模型，如圖10 所示。鋼絲一端為固定端，一端可軸向拉伸，模擬分析得到的應(yīng)力應(yīng)變曲線，與試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，如圖11所示，試驗(yàn)基本符合有限元分析的結(jié)果，誤差在2.0%范圍之內(nèi)。因此，認(rèn)為此模型真實(shí)可靠。

圖10 鋼絲的有限元模型Fig.10 Finite element model of steel wire

圖11 試驗(yàn)與數(shù)值分析應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.11 Stress-strain curves of test and numerical analysis

3.2 鋼絲破斷應(yīng)力分析

圖12 所示為ANSYS 有限元分析未腐蝕鋼絲的破斷應(yīng)力云圖，鋼絲在錨固端附近破斷產(chǎn)生明顯的頸縮現(xiàn)象，試驗(yàn)破斷現(xiàn)象一致。

圖12 0 mrad 偏轉(zhuǎn)角作用下鋼絲的破斷力Fig.12 The breaking force of steel wire under the action of 0 mrad deflection angle

鋼絲偏轉(zhuǎn)角從0～30 mrad 的破斷應(yīng)力試驗(yàn)值與模擬值對(duì)比如表3 和圖13 所示，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比最大偏差在5%以內(nèi)，數(shù)值分析的破斷應(yīng)力隨偏轉(zhuǎn)角的變化規(guī)律與試驗(yàn)一致，可得出有限元模擬有效驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果的真實(shí)可靠性。

表3 未腐蝕鋼絲試驗(yàn)與模擬結(jié)果Tab.3 Test and simulation results of uncorroded steel wire

圖13 未腐蝕鋼絲試驗(yàn)與模擬值對(duì)比Fig.13 Comparison between test and simulated values of uncorroded steel wire

3.3 鋼絲蝕坑的應(yīng)力分析

在腐蝕環(huán)境中，蝕坑的形狀一般可分為半球形、半橢球形和三角形等，且通過(guò)最大點(diǎn)蝕深度模型可預(yù)測(cè)鋼絲腐蝕的最大蝕坑深度服從極值I 型分布參數(shù)，腐蝕時(shí)間1 080 h 接近的最大蝕坑深度范圍在0.4～0.6 mm。因此，本文選用蝕坑深度為0.5 mm及長(zhǎng)寬比為0.8 的半橢球形蝕坑建立250 mm 的鋼絲有限元模型進(jìn)行應(yīng)力分析，如圖14 所示。鋼絲一端設(shè)置為固定端，另一端施加偏轉(zhuǎn)角位移和軸向拉力，其中軸向拉力選用極限應(yīng)力值的20%。蝕坑處進(jìn)行網(wǎng)格加密劃分，最小和最大單元尺寸分別取0.02 mm 和0.5 mm 進(jìn)行自由劃分，如圖15 所示。

圖14 鋼絲蝕坑模型Fig.14 Steel wire pitting model

圖15 蝕坑處的網(wǎng)格劃分Fig.15 Grid division at the pit

圖16 所示為蝕坑應(yīng)力分析結(jié)果，在軸向拉力作用下，蝕坑處產(chǎn)生帶狀的應(yīng)力分布，應(yīng)力集中效應(yīng)使得高應(yīng)力區(qū)呈帶狀分布于蝕坑的中部，其中最大應(yīng)力都出現(xiàn)在高應(yīng)力區(qū)沿寬度方向的邊緣，最小應(yīng)力值則位于軸向方向上的蝕坑口。

圖16 蝕坑的應(yīng)力分析云圖Fig.16 Stress analysis nephogram of the pit

隨著偏轉(zhuǎn)角的增大，徑向的應(yīng)力集中區(qū)域呈X型（以云圖的上下左右作為一個(gè)方位，蝕坑上下邊緣黃色區(qū)域的應(yīng)力分布形狀，其中蝕坑作為X 的交叉點(diǎn)）逐漸擴(kuò)大且集中應(yīng)力大小也逐漸增大，X 型張拉一側(cè)應(yīng)力集中帶逐漸縮小，錨固端一側(cè)的應(yīng)力集中帶逐漸擴(kuò)散變成蝴蝶型狀的應(yīng)力分布（其中張拉側(cè)為云圖的左側(cè)，錨固端一側(cè)為云圖的右側(cè)），而蝕坑中心的高集中應(yīng)力帶逐漸收縮但應(yīng)力值逐漸增大。偏轉(zhuǎn)角為30 mrad 時(shí)比沒(méi)有偏轉(zhuǎn)角度下的蝕坑最大應(yīng)力增加了30.4%，鋼絲的張拉破斷最先出現(xiàn)裂縫的通常在最大蝕坑深度的蝕坑邊緣。

由此可見(jiàn)，偏轉(zhuǎn)角與蝕坑最大應(yīng)力呈正相關(guān)。在實(shí)際工程中，吊索因荷載產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)角不可避免，又長(zhǎng)期暴露于自然環(huán)境中極易發(fā)生環(huán)境腐蝕，偏轉(zhuǎn)角-腐蝕耦合作用將進(jìn)一步削弱鋼絲的力學(xué)性能。

4 結(jié)論

采用銅鹽醋酸鹽霧試驗(yàn)制備了不同腐蝕程度的平行鋼絲索單元體7 mm 高強(qiáng)鍍鋅鋼絲，通過(guò)鋼絲的腐蝕指標(biāo)分析和不同軸偏轉(zhuǎn)張拉試驗(yàn)，研究了腐蝕鋼絲的腐蝕速率與平均腐蝕深度的演變規(guī)律以及不同偏轉(zhuǎn)角和不同腐蝕程度下鋼絲的力學(xué)性能變化規(guī)律，得到如下結(jié)論。

1）鋼絲的腐蝕是先對(duì)鍍鋅層局部腐蝕，使得鍍鋅層與鋼絲基體分離形成充滿空氣的鼓包，鼓包破裂后鋼絲基體局部產(chǎn)生銹蝕產(chǎn)物，當(dāng)鍍鋅層腐蝕殆盡后才發(fā)生鋼絲基體的全面腐蝕。銹蝕產(chǎn)物全面包裹鋼絲就如同鋼絲沒(méi)腐蝕之前的鍍鋅層一樣對(duì)鋼絲有一定的保護(hù)作用。鋼絲的腐蝕失重率和平均腐蝕深度隨腐蝕時(shí)間呈一次線形增加，失重腐蝕速率隨腐蝕時(shí)間呈二次線形減小。

2）鋼絲的破斷應(yīng)力值隨著偏轉(zhuǎn)角增大而減小，且在偏轉(zhuǎn)角彎曲和腐蝕兩個(gè)參數(shù)同時(shí)存在的情況下，鋼絲的破斷力被削減的更加嚴(yán)重。

3）利用試驗(yàn)真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線驗(yàn)證7 mm 鋼絲的數(shù)值模型，本文的數(shù)值分析參數(shù)設(shè)置試驗(yàn)的參數(shù)一致，計(jì)算結(jié)果最大偏差小于5%。未腐蝕鋼絲的破斷力隨偏轉(zhuǎn)角變化與有限元模擬基本一致，有效驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果的可靠性。

4）應(yīng)力集中效應(yīng)使得高應(yīng)力區(qū)呈帶狀分布于蝕坑的中部，最大應(yīng)力都出現(xiàn)在高應(yīng)力區(qū)沿寬度方向的邊緣。隨偏轉(zhuǎn)角增大，蝕坑位于錨固端附近，應(yīng)力變化增量變大。