含裂紋高強鋼絲的腐蝕損傷與拉伸性能研究

于偉, 王鑫, 高洋, 朱萬旭, 劉其舟*, 吉鈺純

(1.桂林理工大學土木工程學院, 廣西綠色建材與建筑工業化重點實驗室, 桂林 541004;2.桂林理工大學材料科學與工程學院, 有色金屬及材料加工新技術教育部重點實驗室, 桂林 541004)

作為橋梁的主要受力裝置——高強鍍鋅鋼絲,其受力拉伸性能是橋梁受力計算和安全設計的重要依據。常用方法多采用觀察法腐蝕鋼絲表面形貌對鋼絲進行分級[1-2]。對于正在服役的高強鍍鋅鋼絲,受到長時間荷載作用下容易造成損傷,甚至斷絲。這是由于鋼絲在初始狀態下,往往分布著許多裂紋缺陷,在長時間荷載作用下,催生裂紋萌生并進一步擴展,導致高強鍍鋅鋼絲強度和剛度顯著減小[3]。鋼絲在萌生裂紋的情景下,由于在繼續進行服役狀態下,鋼絲長時間受到應力腐蝕,對高強鍍鋅鋼絲的受力拉伸性能產生嚴重影響。因此通過試驗與數值仿真分析,研究含裂紋高強鍍鋅鋼絲腐蝕、損傷以及拉伸受力性能具有現實意義。

在以往的高強鍍鋅鋼絲研究中,人們對其拉伸性能做了大量重要的工作。Li等[4-5]用人工制造不同尺寸、多個蝕坑的辦法對高強鍍鋅鋼絲進行單向拉伸實驗。通過位移加載的方法測得帶蝕坑鋼絲的材料性能。隨后通過ABAQUS有限元模擬與實際實驗綜合得到鋼絲蝕坑的寬度、深度對鋼絲性能的影響規律,以及多個蝕坑,同方向或者不同方向的蝕坑位置與蝕坑大小對鋼絲性能的影響規律,應力分布以及斷裂位置。Nakamura[6],對室內加速腐蝕后的高強鍍鋅鋼絲試件進行拉伸試驗,得出高強鍍鋅鋼絲的實際延伸率以及扭轉強度會隨鋼絲銹蝕程度的增加而下降。陳小雨等[2]采用中性鹽霧試驗,腐蝕抗拉強度為1 770 MPa的鍍鋅鋼絲,通過長時間的腐蝕,最大程度地模擬了鋼絲在自然環境下的腐蝕。將腐蝕的鋼絲進行單軸拉伸試驗,得到其破斷力,破斷延伸率和應力應變曲線,驗證提出的鋼絲腐蝕8個等級標準的有效性?？紫檐姷萚7]對鋼材的局部腐蝕原因進行研究,對其腐蝕機理進行闡述,并提出鋼材的防護措施。龔帆等[8]通過對1 770 MPa高強鍍鋅鋼絲進行銹蝕形貌、產物和力學性能分析,得出銹蝕高強鍍鋅鋼絲截面面積的變異性隨著銹蝕程度增加而愈發明顯,并結合試驗結果完善銹蝕高強鋼絲等級劃分。黃輝等[9]通過導波模態分析法,構建得到導波模態特征可對高強鋼絲的腐蝕損傷進行識別。鄒易清等[10]通過對1 670 MPa高強鍍鋅鋼絲進行靜態、高應變率以及高溫拉伸試驗,得到材料在不同試驗條件的力學性能數據并標定了Johnson-Cook參數。Wang等[11]定量研究了腐蝕對橋梁吊桿鋼絲剩余疲勞壽命的影響?；诘刃С跏剂鸭y尺寸法,提出了一種同時考慮腐蝕擴展階段和疲勞裂紋擴展階段的銹蝕鋼絲疲勞壽命預測模型。將點蝕引起的應力集中納入應力強度因子模型。用掃描電鏡觀察了鋼絲的斷口形貌,給出了腐蝕程度與鋼絲壽命之間的關系。Ye等[12]利用Paris定律,推導出不同腐蝕周期的鋼絲的應力-應變曲線,并得出腐蝕鋼絲的裂紋擴展決定其剩余壽命。陳威等[13]通過對不同中性鹽霧腐蝕周期的高強鍍鋅鋼絲采用失重法、掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope,SEM)電鏡實驗、X-射線衍射(X-ray diffraction,XRD)透射電鏡以及拉曼光譜等分析手段,得出：由于中性鹽霧腐蝕周期的增長,高強鍍鋅鋼絲的鹽霧腐蝕速率逐漸增大并最后趨向穩定。也有學者為實現試驗更貼合實際,對高強鍍鋅鋼絲進行應力腐蝕,再將腐蝕后的高強鍍鋅鋼絲進行靜力軸向拉伸試驗,測出不同腐蝕周期下的受力拉伸性能指標,并對其斷面進行研究[14-19]。

盡管拉索鋼絲腐蝕的分級與力學性能分析已取得諸多成果。但由于腐蝕環境與受力情況的復雜性,目前針對含裂紋或槽型蝕坑的拉索鋼絲的腐蝕損傷機理和受拉力學性能的研究還鮮有涉及。為研究實際工程中高強鍍鋅鋼絲因外部因素產生的裂紋,在微裂紋與腐蝕環境耦合作用下,進一步研究含裂紋高強鋼絲的腐蝕損傷機理。在此基礎上,采用有限元、靜力拉伸試驗和電鏡實驗,對含裂紋腐蝕高強鋼絲進行拉伸性能和斷裂機理的研究。為研究含疲勞裂紋和受海洋環境影響的在役拉索鋼絲的安全評定提供參考。

1 高強鍍鋅鋼絲的腐蝕研究

1.1 高強鍍鋅鋼絲材料性能試驗

使用的高強鍍鋅鋼絲直徑為7 mm,極限強度為1 770 MPa。對鋼絲進行軸向拉伸破斷性能試驗,利用2 000 kN液電式高速沖擊試驗機進行加載(圖1)。將鋼絲中段兩側對稱切割成寬4 mm,長200 mm的平面,沿鋼絲長度方向切割面與鋼絲圓柱面有過度,以免應力集中。試驗時,將鋼絲試件用套環夾具夾持于試驗機夾頭中,鋼絲工作長度為1 m。將應變片固定在鋼絲上(應變片規格為寬3 mm,長7 mm),其數據線與應變箱相接,并與電腦相連。開始緩慢加載,在拉伸試驗的過程中,全程采用位移加載,加載速率為1 mm/min。靜力拉伸的試驗過程采用《金屬材料拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2021)[20]進行。向試件連續施加位移荷載直至拉斷,試驗中止。記錄荷載程序中的應力-應變曲線,作為本批次試件有限元分析的本構模型數據(圖2)。

圖1 鋼絲拉伸及2 000 kN液電式高速沖擊試驗機

圖2 φ7 1 770 MPa 高強鍍鋅鋼絲應力-應變曲線

1.2 含預置裂紋高強鋼絲的腐蝕試驗

在高強鍍鋅鋼絲縱向中間部位,加工出一個寬0.2 mm,深1 mm的裂紋,并對含刻痕鋼絲進行加速腐蝕試驗,研究鹽霧腐蝕對含刻痕高強鍍鋅鋼絲力學性能的影響。在鹽霧腐蝕試驗箱內進行中性鹽霧腐蝕試驗,如圖3所示。以《人造氣氛腐蝕試驗 鹽霧試驗》(GB/T 10125—2021)為基準[21],在溫度為25 ℃(誤差小于2 ℃)且在蒸餾水或去離子水溶液中(電導率不高于20 μS/cm)溶解氯化鈉,配制成濃度為50 g/L(誤差小于5 g/L)。將15根鋼絲分為5組,每組3根鋼絲。試件長度為500 mm。在高強鍍鋅鋼絲的兩端用保鮮膜包裹并采用石蠟密封,防止鋼絲端部腐蝕以便拉伸試驗時夾持,隨后將鋼絲放入鹽霧腐蝕室進行鹽霧腐蝕。設計腐蝕時間分別為5、10、15、20、30 d;d表示天數。

圖3 鹽霧腐蝕箱和待銹蝕高強鍍鋅鋼絲

圖4為不同中性鹽霧腐蝕時間下,鋼絲表面腐蝕形貌。白色材料對應于鋼絲表面鍍鋅層的腐蝕產物。紅色材料對應的是內部鋼絲芯的腐蝕產物。由圖4(c)可知,銹蝕時間達到10 d時,僅鍍鋅層發生了銹蝕,鍍鋅鋼絲內部基本未發生變化;圖4(d)顯示銹蝕時間達到20 d后,部分銹蝕嚴重區域鋼絲表面呈現紅色,說明鋼絲內部開始發生銹蝕。圖4(f)顯示鋼絲鍍鋅層完全耗盡,表面紅色區域面積增大,鋼絲銹蝕情況越來越嚴重。

圖4 不同暴露時間鋼絲在中性鹽霧環境中的腐蝕形貌

圖5為用檸檬酸銨清洗表面腐蝕產物后鋼絲的腐蝕形貌。由圖5(c)可知銹蝕時間達到10 d時,僅是鍍鋅層發生了銹蝕,鍍鋅鋼絲內部基本未發生變化;圖5(d)顯示銹蝕時間達到20 d后,部分銹蝕嚴重區域酸洗后鋼絲表面呈現紅色,說明鋼絲內部開始發生銹蝕。圖5(f)顯示酸洗后鋼絲表面紅色區域面積增大,鋼絲銹蝕情況越來越明顯,但并無肉眼可見蝕坑。

圖5 不同暴露時間鋼絲清洗后的表面形貌

鋼絲的質量損失率計算公式為[22]

(1)

式(1)中：m0為未腐蝕高強鍍鋅鋼絲的質量;m1為去除腐蝕產物后高強鍍鋅鋼絲的質量;lc為高強鍍鋅鋼絲的實際長度,取300 mm;ln為試件總長度,取500 mm。通常,使用檸檬酸銨清洗腐蝕試件。

為提高腐蝕程度評價的準確性,每組選用3根鋼絲試件。鋼絲腐蝕質量損失率如表1所示。

表1 銹蝕鋼絲質量損失率Table 1 Mass loss rate of corroded steel wires

由表1所示的質量損失率與鹽霧暴露時間的實測曲線可知,在鹽霧暴露時間為0～15 d時,中性鹽霧環境下鍍鋅鋼絲銹蝕速率較快,此時鍍鋅層首先遭到銹蝕破壞;鹽霧暴露時間為15～20 d時,隨著鹽霧暴露時間的增加,鋼絲質量損失率仍逐漸增加,但增加速度減緩,原因是此階段鋼絲基體開始銹蝕但被鋼絲表面被銹蝕產物所覆蓋,導致銹蝕速度變慢;當鹽霧暴露時間超過20 d后,隨著銹蝕作用的持續進行,鋼絲銹蝕速率加快,其原因是銹蝕后期覆蓋在鋼絲表面的銹蝕產物逐漸脫落,導致鋼絲基體暴露在鹽霧環境中,鋼絲從而失去銹蝕產物的“保護”后銹蝕速度逐漸加快。

采用游標卡尺對清洗后的鋼絲試件,進行直徑的測量并計算截面面積損失率,將銹蝕鋼絲平均截面面積損失率按鹽霧暴露時間繪成質量損失率-鹽霧暴露時間曲線(圖6),并與質量損失率作對比,得到鋼絲質量損失率、平均截面面積損失率與銹蝕時間的關系：

圖6 平均截面面積損失率與平均質量損失率折線圖

由圖6所示的平均截面面積損失率與鹽霧暴露時間的實測曲線可知,在鹽霧暴露時間為0～15 d時,中性鹽霧環境下鍍鋅鋼絲銹蝕速率呈線性增加;鹽霧暴露時間為15～20 d時,隨著鹽霧暴露時間的增加,鋼絲質量損失率仍逐漸增加,但增加速度有減緩趨勢;20～30 d時,鋼絲的平面截面面積損失率變化有所增加,與質量損失率的變化趨勢一致。

1.3 考慮腐蝕影響含裂紋高強鋼絲的應力集中系數

應力集中一般發生在槽、孔以及剛性約束中,并且應力在此區域增加。應力集中加速了高強鍍鋅鋼絲的裂紋擴展速率。應力集中系數可表示為

(2)

式(2)中：σ0為高強鍍鋅鋼絲最不利截面的平均應力;σmax為高強鍍鋅鋼絲的最大應力。

驗證文獻[23-24]中的模型,利用ABAQUS有限元軟件,采用C3D8R單元建立相同參數的有限元模型進行應力分析,并對比它們的應力集中系數,有效驗證了含裂紋的高強鍍鋅鋼絲有限元分析的準確性。

表2中給出應力集中系數計算結果與文獻[23]結果的對比。由表2可知,所建有限元模型的計算結果與文獻結果的誤差絕對值均在5%以內,說明建立的高強鍍鋅鋼絲有限元模型是準確可靠的。

表2 含缺陷高強鍍鋅鋼絲彈性階段應力集中系數驗證Table 2 Verification of stress concentration factor of high strength galvanized steel wires with defects at elastic stage

隨著含裂紋高強鍍鋅鋼絲的進一步腐蝕,裂紋底部極易產生蝕坑。為研究刻痕底部蝕坑的應力集中程度,將中性鹽霧腐蝕后含裂紋高強鍍鋅鋼絲等效為刻痕-球形蝕坑,通過平均質量損失率計算出最大底部蝕坑參數,計算出蝕坑深度μ[22]。蝕坑參數如表3所示。

表3 等效腐蝕蝕坑形狀參數Table 3 Shape parameters of equivalent corrosion pits

μ=1 963.52η1.021

(3)

故蝕坑半徑為

(4)

利用ABAQUS建立含初始裂紋的高強鍍鋅鋼絲。材料的幾何參數為：高強鍍鋅鋼絲的直徑7 mm,長度為30 mm,其裂紋深度為1 mm,寬度0.2 mm,彈性模量190 GPa,抗拉強度為1 770 MPa,泊松比為0.27。在刻痕底部設蝕坑,蝕坑尺寸采用等效腐蝕蝕坑參數,計算出含裂紋鋼絲中性鹽霧腐蝕的有限元數據如表4所示,應力分布如圖7所示。

表4 含裂紋高強鍍鋅鋼絲彈性階段應力集中系數Table 4 Stress concentration factor at elastic stage of high strength galvanized steel wires with cracks

圖7 高強鋼絲的有限元分析應力分布圖

通過分析帶刻痕高強鍍鋅鋼絲的應力集中系數可得出：含裂紋鋼絲中性鹽霧腐蝕過程中,在剛產生蝕坑時,由于蝕坑較為細小,導致裂紋底部的蝕坑處會發生應力集中現象,故在進行軸向拉伸時更易在此處先發生斷裂破壞。

1.4 含預置裂紋高強鋼絲的腐蝕機理

含預制裂紋高強鋼絲暴露在腐蝕環境下,腐蝕介質與鋼絲接觸,鋼絲便開始腐蝕。腐蝕分為兩部分完成,具體如下。

1.4.1 高強鋼絲鍍鋅層腐蝕

目前拉索鋼絲采用的是表面鍍鋅鋼絲,因為鋅單質的化學性質較鐵單質活潑,因此在鋼絲表面鍍鋅,可以形成Zn-Fe原電池。其中,鋅為正極,鐵為負極,在腐蝕過程中,通過鋅被氧化從而起到保護鋼絲不受腐蝕的作用。

一般情況下,鍍鋅層會形成一種密集的氧化鋅薄膜,這種薄膜耐腐蝕較強,大大提升了鋼絲耐腐蝕能力。

(1)

在中性鹽霧的介質下,鍍鋅層與鋼絲基體組成原電池,發生一系列的電化學反應。

(2)

(3)

(4)

此外Zn(OH)2也會和空氣中二氧化碳反應,形成碳酸鋅。

(5)

1.4.2 拉索鋼絲本體腐蝕

根據鋼絲腐蝕的原因,本試驗鋼絲的腐蝕分為兩種：化學腐蝕和電化學腐蝕。

化學腐蝕指鋼絲在腐蝕電解質基質中直接發生反應。因鋼絲刻痕的原因,基體直接暴露在外部,與腐蝕氧化介質接觸,轉化成Fe2+,隨后Fe2+與OH-反應生成Fe(OH)2;在有氧環境下,Fe(OH)2繼續反應,并最終生成Fe(OH)3。其化學反應式如下。

(6)

(7)

(8)

Fe(OH)3依附在鋼絲刻痕表面,由于其性質不穩定,一般Fe(OH)3脫水變成鐵銹,通常用FeOOH或Fe2O3·H2O表示。

電化學腐蝕指鋼絲在電解液中發生的氧化還原反應。在電解液中,電子處于游離態,鋼絲在這個過程中發生氧化反應,電解質與之對應的發生還原反應。鋼絲在中性鹽霧環境下,因高強鍍鋅鋼絲表面存在水滴,高強鍍鋅鋼絲會進行電化學腐蝕。電化學腐蝕反應如下。

(9)

(10)

(11)

2 含裂紋高強鋼絲考慮腐蝕影響的拉伸力學性能

含裂紋腐蝕高強鋼絲的裂紋擴展受多種因素的影響,可分為外部因素和內部因素。外部因素包括腐蝕時間、裂紋深度、制造工藝和環境。內部因素包括材料微觀組織、成分、晶粒尺寸和微觀組織取向。采用微機控制電子萬能試驗機-300 kN(圖8),對銹蝕鋼絲進行了單向拉伸試驗,研究其軸向受力性能。隨后對高強鍍鋅鋼絲的斷口進一步處理,采用掃描電鏡(SEM)研究銹蝕鋼絲的微觀組織。探討腐蝕對含裂紋高強鋼絲拉伸力學性能的影響。

圖8 微機控制電子萬能試驗機-300 kN對高強鍍鋅鋼絲拉伸

2.1 含裂紋高強鋼絲考慮腐蝕影響的靜力拉伸試驗

在室溫環境下,參照《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2021)[20],對中性鹽霧腐蝕后的含裂紋高強鋼絲進行軸向拉伸試驗,測得鋼絲的最大力、極限強度、彈性模量以及斷后伸長率。試件長度為480 mm,試驗過程采用位移加載,速率為1 mm/min。并在距離預制裂紋的兩端25 mm處設置量程為50 mm的引伸計,用于測定試驗過程中高強鍍鋅鋼絲的彈性模量,在高強鍍鋅鋼絲斷裂后將其斷口對齊,并量取斷裂后長度,計算出鋼絲的斷后伸長率。軸向拉伸試驗結果如表5所示。

表5 腐蝕鍍鋅鋼絲力學性能Table 5 Mechanical properties of galvanized steel wires

由靜力拉伸試驗所得出的結果(表5)可知,腐蝕5 d的鋼絲極限強度小于10～20 d,進一步證明了高強鋼絲在初期腐蝕產生蝕坑時,鋼絲所受到的應力集中比腐蝕時間10～20 d的要大,更容易產生破壞;而到了30 d后,高強鋼絲表面鍍鋅層消耗殆盡,進一步對鋼絲內部腐蝕,影響鋼絲的拉伸力學性能;在蝕坑增加、直徑和質量明顯減少的情況下,鋼絲的力學性能均明顯下降。

2.2 含裂紋高強鋼絲考慮腐蝕影響的拉伸斷裂形態

通過SEM掃描電鏡觀察和分析鋼絲的斷口形貌,可以確定腐蝕對鋼絲力學性能的影響。對于含裂紋高強鍍鋅鋼絲拉伸斷裂的斷口由裂紋源區、裂紋擴展區以及鋼絲瞬斷區組成,這3個區域分別對應高強鍍鋅鋼絲的裂紋萌生、裂紋擴展和高強鍍鋅鋼絲瞬時斷裂3個階段。

2.2.1 宏觀斷口形貌

SEM試驗結果發現,中性鹽霧腐蝕試驗下的含裂紋高強鍍鋅鋼絲的斷口呈現出多個裂紋源,如圖9所示。此類宏觀斷口形貌往往包含兩個或兩個以上裂紋源以及裂紋擴展平臺,并且帶裂紋高強鋼絲的裂紋源都趨近于鋼絲刻痕底部中間區域,而不是裂紋邊緣區域。有限元的結果表明,當鋼絲表面無蝕坑時,鋼絲應力集中處在裂紋底部,分布相對平均;而當鋼絲在進行中性鹽霧腐蝕周期在5 d時,裂紋底部開始出現細微蝕坑,且在蝕坑處集中應力達到最值。由此可以得出,高強鍍鋅鋼絲在軸向拉伸試驗時,裂紋進一步萌生處于裂紋底部蝕坑的位置,且在腐蝕周期范圍內,蝕坑越大,高強鍍鋅鋼絲最不利橫截面的應力集中系數越小。說明含裂紋高強鋼絲在腐蝕周期為5 d時,處于受力非常不利的狀態,裂紋底部蝕坑是導致鋼絲截面開裂并引起鋼絲脆性破壞,試驗和有限元的兩種分析結果保持一致。

圖9 高強鋼絲的SEM宏觀斷口形貌與有限元分析應力分布圖對比

2.2.2 刻痕裂紋源區形貌

圖10給出了高強鋼絲刻痕裂紋源區部分形貌?？梢钥闯?帶有初始裂紋的高強鋼絲,在腐蝕過程中裂紋源區存在多個蝕坑缺陷。在單向拉伸荷載下,蝕坑缺陷處具有應力集中效應從而引發裂紋萌生。以裂紋源為中心向內輻射的平臺便是裂紋擴展區,裂紋擴展區主要由線彈性域的宏觀裂紋緩慢擴展形成,裂紋源區形貌因帶有初始裂紋缺陷的腐蝕蝕坑,故該區域不平坦。但隨著腐蝕時間的增長,使得蝕坑愈發增大,應力集中進一步增加,在鹽霧腐蝕15～20 d時刻痕裂紋源區變得比較平整。

圖10 刻痕裂紋源區部分形貌

2.2.3 瞬斷區中心韌窩微觀形貌

圖11顯示了經受長期腐蝕的高強鋼絲的典型斷裂模式。不同腐蝕周期含裂紋高強鍍鋅鋼絲的斷口表面雖然不盡相同,但其瞬斷區在微觀形貌上表現出相似的韌窩結構,說明材料力學性能沒有發生改變。這表明：在所做的中性腐蝕過程中,有助于裂紋的形成,但不會改變含裂紋鋼絲的微觀結構。但隨著腐蝕時間的增加,韌窩越來越小,且越來越密集,進一步表明此時材料斷裂形式逐漸呈現出以脆性斷裂為主。

圖11 高強鋼絲瞬斷區中心韌窩微觀形貌

3 結論

采用電弧線切割方法獲得含裂紋的高強鋼絲試樣,通過對含裂紋高強鋼絲進行中性腐蝕、靜力拉伸試驗、有限元分析和電鏡試驗可得出如下結論。

(1)采用中性腐蝕試驗,對含裂紋高強鋼絲進行周期為5、10、15、20、30 d的中性腐蝕試驗,通過對鋼絲外觀形貌、截面損失率、質量損失率與力學性能的綜合分析,得出高強鋼絲腐蝕的規律,即鋼絲力學性能的變化是由于裂紋進一步腐蝕而引起,特別在腐蝕初期,鋼絲處于非常不利的階段,其受拉性能較低。

(2)通過對含有裂紋的高強鋼絲進行ABAQUS有限元分析,得出影響含裂紋高強鍍鋅鋼絲的應力集中處在腐蝕鋼絲裂紋底部的蝕坑處,且在中性鹽霧腐蝕初期含裂紋高強鍍鋅鋼絲的應力集中系數較大,且隨腐蝕周期的增加,應力集中系數會略微減少,高強鋼絲斷裂基本開始于裂紋中間部位。

(3)通過SEM掃描電鏡斷口表面分析,高強鋼絲裂紋擴展區為裂紋底部腐蝕的蝕坑。因為產生多個蝕坑導致鋼絲斷裂后,斷面呈多裂紋源和多裂紋擴展平臺。對含裂紋高強鋼絲進行5～30 d腐蝕后,其材料性能在微觀結構方面沒有發生性質上的改變,但隨著腐蝕周期的增加,會導致其應力集中系數減小,使得韌窩變得更密集、更均勻,裂紋擴展處更加平坦。