郭宏超, 李彤宇, 王德法, 高兌現(xiàn), 李曉蕾

(1.西安理工大學(xué) 西北旱區(qū)生態(tài)水利工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安 710048; 2.西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院, 陜西 西安 710048)

在實(shí)際工程中,一些鋼結(jié)構(gòu)建筑因長期處于濕熱、鹽霧和酸雨等腐蝕環(huán)境中,會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重銹蝕問題.銹蝕不僅破壞構(gòu)件截面,還影響鋼結(jié)構(gòu)建筑的穩(wěn)定性,導(dǎo)致其安全強(qiáng)度下降,鋼材延性降低,構(gòu)件性能退化,嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的安全性[1-2].徐善華等[3]和Xu等[4]對(duì)銹蝕鋼材進(jìn)行單調(diào)拉伸試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)腐蝕使鋼材的屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度線性下降,顯著影響鋼材的延性.梁巖等[5]通過銹蝕高強(qiáng)鋼筋往復(fù)加載試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)隨著銹蝕率的上升,高強(qiáng)鋼筋的耗能能力下降,在地震環(huán)境中極易發(fā)生脆性破壞.鄭山鎖等[6]進(jìn)行了室內(nèi)快速腐蝕試驗(yàn)和低周往復(fù)加載試驗(yàn),分析了不同銹蝕程度對(duì)框架梁破壞模式、承載力、變形和耗能能力的影響.

高強(qiáng)度鋼材(簡稱高強(qiáng)鋼)是指名義屈服強(qiáng)度超過420MPa的鋼材.在近海及海岸建構(gòu)筑物中采用高強(qiáng)鋼能夠有效降低成本,減小構(gòu)件截面、焊縫尺寸,提高波浪荷載作用下結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度,延長海洋腐蝕環(huán)境下結(jié)構(gòu)的使用壽命,具有良好的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益[7-10].

目前,大量研究集中在普通鋼材銹蝕后的力學(xué)性能退化規(guī)律方面,而對(duì)銹蝕高強(qiáng)鋼的相關(guān)研究甚少.鑒于此,本文通過室內(nèi)快速腐蝕試驗(yàn),獲得不同腐蝕程度下Q690高強(qiáng)鋼試件,對(duì)其進(jìn)行循環(huán)往復(fù)加載試驗(yàn).采用Ramberg-Osgood模型[11]擬合了不同腐蝕程度下高強(qiáng)鋼的骨架曲線,分析不同腐蝕周期下關(guān)鍵控制參數(shù)的變化規(guī)律,并建立了銹蝕Q690高強(qiáng)鋼的滯回本構(gòu)模型,同時(shí)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性和實(shí)用性,以期為海洋環(huán)境下Q690高強(qiáng)鋼抗銹蝕能力和結(jié)構(gòu)安全評(píng)估提供基礎(chǔ)理論和科學(xué)依據(jù).

1 試驗(yàn)

1.1 腐蝕試驗(yàn)

浪濺區(qū)是海洋環(huán)境中腐蝕最為嚴(yán)重的區(qū)域.根據(jù)GB/T 10125—2012《人造氣氛腐蝕試驗(yàn) 鹽霧試驗(yàn)》,采用鹽霧濕熱循環(huán)方法模擬海洋浪濺區(qū)環(huán)境.以無涂層Q690高強(qiáng)鋼為研究對(duì)象,進(jìn)行浸潤—潮濕—干燥循環(huán)處理,具體處理步驟如下：首先將試件用飽和NaCl溶液浸泡6h;隨后放入濕熱箱內(nèi)養(yǎng)護(hù)12h,箱內(nèi)溫度恒定在35℃,相對(duì)濕度恒定在(93±3)%;最后將試件依次取出,置于室內(nèi)自然晾干.

1.2 試件設(shè)計(jì)

分別對(duì)5批(每批2個(gè))Q690高強(qiáng)鋼試件進(jìn)行20、40、60、80、100d周期性腐蝕,編號(hào)分別為ZH-2、ZH-3、ZH-4、ZH-5、ZH-6;同時(shí)取另外1批試件(2個(gè)未銹蝕試件)作為對(duì)比試件,編號(hào)為ZH-1.試件尺寸如圖1所示.

圖1 試件尺寸圖Fig.1 Specimen drawing(size:mm)

1.3 循環(huán)加載方案

采用HT-9711動(dòng)態(tài)材料試驗(yàn)機(jī),對(duì)6批試件進(jìn)行低周往復(fù)加載試驗(yàn).加載采用應(yīng)變控制,第1級(jí)荷載以1%為應(yīng)變峰值,隨后應(yīng)變以1%的增幅進(jìn)行變幅加載,每級(jí)荷載循環(huán)2次,當(dāng)應(yīng)變達(dá)到6%時(shí)停止加載.

2 腐蝕結(jié)果及分析

2.1 宏觀形貌

不同腐蝕時(shí)間下試件的表面形貌如圖2所示.由圖2可見：腐蝕初期,試件銹蝕程度較小,以局部點(diǎn)蝕為主;隨著腐蝕時(shí)間的延長,試件銹蝕區(qū)域逐漸連通,由局部點(diǎn)蝕向均勻銹蝕過渡;隨著腐蝕程度進(jìn)一步增加,試件表面出現(xiàn)紅褐色銹蝕產(chǎn)物,部分區(qū)域出現(xiàn)銹蝕物堆積現(xiàn)象;腐蝕后期,試件表面產(chǎn)生大量紅褐色銹蝕產(chǎn)物,有明顯鼓起現(xiàn)象,部分銹層開始脫落.

圖2 不同腐蝕時(shí)間下試件的表面形貌Fig.2 Morphology of specimens at different corrosion times

2.2 銹蝕率

鋼材的銹蝕率ηs(%)采用質(zhì)量損失率來表征,其計(jì)算表達(dá)式為：

(1)

式中：m0為鋼材銹蝕前的質(zhì)量,g;m為鋼材銹蝕后的質(zhì)量,g.

各試件的銹蝕率如表1所示.

表1 各試件的銹蝕率

由表1可見,隨著腐蝕時(shí)間的延長,試件銹蝕率呈增大趨勢(shì).試件銹蝕率隨時(shí)間變化的線性擬合式為：

ηs=0.081t+0.405,R2=0.988

(2)

2.3 微觀形貌掃描分析

采用LEXT OLS40003D激光掃描共聚焦顯微鏡,得到試件表面3D微觀形貌,如圖3所示.由圖3可知：腐蝕初期,試件表面呈現(xiàn)大量針尖狀點(diǎn)銹,銹坑深度較淺;隨著腐蝕時(shí)間的增加,試件表面銹坑逐漸連通,銹坑尺寸和深度均逐漸擴(kuò)大,由點(diǎn)蝕向大面積坑蝕發(fā)展;當(dāng)腐蝕時(shí)間為100d時(shí),試件表面最大銹坑深度達(dá)到600μm.

圖3 試件3D微觀形貌掃描照片F(xiàn)ig.3 3D morphology scan photos of specimens

用表面算數(shù)平均高度Sa(μm)和表面均方根高度Sq(μm)這2個(gè)粗糙度參數(shù)來表征銹蝕鋼材的形貌特征.兩者計(jì)算表達(dá)式為：

(3)

(4)

式中：A為評(píng)定區(qū)域D的面積;z(x,y)為殘存表面積;M、N為掃描區(qū)域內(nèi)x、y方向離散點(diǎn)個(gè)數(shù);lx、ly為采樣區(qū)域x、y方向的邊長.

試件的粗糙度參數(shù)如表2所示.由表2可知：腐蝕初期,試件的Sa、Sq隨著腐蝕時(shí)間的增加而增大;之后Sa、Sq隨腐蝕時(shí)間延長逐漸變緩,最終趨于平穩(wěn);2個(gè)粗糙度參數(shù)變化規(guī)律相似.這說明隨著腐蝕時(shí)間的增加,試件表面的粗糙程度越來越大.

表2 試件的粗糙度參數(shù)

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 滯回曲線

循環(huán)荷載作用下各試件滯回曲線(σ-ε)如圖4所示.由圖4可知：(1)6組試件的滯回曲線均十分飽滿,說明試件腐蝕程度較小,仍具有較好的塑性變形能力和耗能能力.(2)滯回曲線包括首次加載段、卸載段、再加載段和骨架曲線段.在首次加載段,彈性階段并未出現(xiàn)明顯的屈服平臺(tái),隨著應(yīng)變的增加,應(yīng)力也在增加,發(fā)生循環(huán)硬化現(xiàn)象,但應(yīng)力提高不明顯;在卸載段,卸載曲線與首次加載段彈性階段斜率基本一致;在再加載段,滯回曲線的屈服極限有所降低,出現(xiàn)包辛格效應(yīng),鋼材在塑性應(yīng)變作用下為各向異性.

圖4 各試件的滯回曲線Fig.4 Hysteresis curves of specimens

由圖4還可見：(1)各試件的滯回曲線同一環(huán)體中受壓極限應(yīng)力均大于受拉應(yīng)力,同一應(yīng)變幅值下兩滯回環(huán)并未完全重合,后圈要比前圈大.這是因?yàn)殡S著應(yīng)變的增加,屈服面隨循環(huán)次數(shù)增加而逐漸增大,出現(xiàn)了同向強(qiáng)化現(xiàn)象;隨著循環(huán)應(yīng)變幅值的不斷增加,鋼材的循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)使得試件在相同應(yīng)變下應(yīng)力不斷增大,并逐漸趨于穩(wěn)定.(2)隨著腐蝕程度的加深,各級(jí)循環(huán)的卸載曲線彈性模量(E=σ/ε)略有降低,試件應(yīng)力峰值呈下降趨勢(shì).

3.2 滯回耗能

高強(qiáng)鋼的滯回耗能J代表其在循環(huán)荷載作用下的耗能能力,通常以滯回曲線中所有滯回環(huán)所圍成的面積之和表示.為方便對(duì)比,本試驗(yàn)將滯回耗能取均值.表3為試件的滯回耗能.由表3可知：在相同滯回圈數(shù)下,試件滯回耗能隨腐蝕程度的增加而逐漸減小;相對(duì)未銹蝕試件,銹蝕率為7.21%的試件滯回耗能降低15.3%.

表3 試件的滯回耗能

高強(qiáng)鋼試件的滯回耗能隨腐蝕程度的增加而下降,對(duì)結(jié)構(gòu)的抗震性能有較大影響.隨著腐蝕時(shí)間的延長,試件表面出現(xiàn)大小不均的銹坑,在反復(fù)荷載作用下容易形成應(yīng)力集中,促使局部出現(xiàn)裂紋并迅速擴(kuò)展,最終發(fā)生脆性破壞.

3.3 骨架曲線

不同腐蝕程度下Q690高強(qiáng)鋼試件骨架曲線如圖5所示.由圖5可知：試件在循環(huán)荷載作用下存在明顯的硬化現(xiàn)象,基本沒有屈服平臺(tái);隨著腐蝕時(shí)間的延長,試件極限抗拉強(qiáng)度逐漸降低,腐蝕100d后,試件極限抗拉強(qiáng)度下降14.6%.

圖5 試件的骨架曲線Fig.5 Skeleton curves of specimens

4 滯回本構(gòu)模型

4.1 理論模型

Ramberg-Osgood模型可以較好地模擬Q690高強(qiáng)鋼的循環(huán)特性,其表達(dá)式為：

(5)

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為彈性模量;K′為循環(huán)強(qiáng)化系數(shù);n′為循環(huán)強(qiáng)化指數(shù);Δσ為應(yīng)力增量.

4.2 擬合模型參數(shù)

為便于比較不同銹蝕鋼材的骨架曲線,對(duì)式(5)進(jìn)行簡化處理,如式(6)所示.

(6)

運(yùn)用式(6)對(duì)高強(qiáng)鋼試件的骨架曲線進(jìn)行擬合,可得到循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)K′和循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)n′,其具體擬合值如表4所示.

表4 骨架曲線模型參數(shù)

由表4可見：隨著腐蝕時(shí)間的延長,試件的循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)K′呈線性下降趨勢(shì),鋼材在循環(huán)荷載下的強(qiáng)化效應(yīng)有所減弱，其腐蝕100d時(shí)的K′較未腐蝕試件降低10.20%;而循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)n′變化規(guī)律不明顯,未銹蝕Q690高強(qiáng)鋼材為0.03672,腐蝕100d 后為0.03707,其變化范圍在3.34%之內(nèi).對(duì)未腐蝕、腐蝕60、100d試件的骨架曲線進(jìn)行擬合,來研究腐蝕損傷對(duì)試件滯回性能影響.3種試件的擬合骨架曲線見圖6.由圖6可見：利用Ramberg-Osgood模型擬合的骨架曲線較為準(zhǔn)確;骨架曲線上升段和單調(diào)加載曲線基本一致,沒有明顯屈服點(diǎn),存在循環(huán)硬化現(xiàn)象.

圖6 3種試件的擬合骨架曲線Fig.6 Fitting skeleton curves of three kinds of specimens

4.3 銹蝕高強(qiáng)鋼滯回準(zhǔn)則

Q690腐蝕高強(qiáng)鋼材循環(huán)本構(gòu)模型由循環(huán)骨架曲線和滯回準(zhǔn)則組成.試件的循環(huán)本構(gòu)模型見圖7.由圖7(a)可見,再加載曲線的斜率處于卸載剛度Es與起始點(diǎn)到終點(diǎn)的切線剛度Ek之間.為減少計(jì)算,將再加載曲線分為兩段函數(shù),表達(dá)式如式(7)、(8)所示.

圖7 循環(huán)本構(gòu)模型Fig.7 Cyclic constitutive model

(7)

(8)

式中：σA、εA為點(diǎn)A處的應(yīng)力和應(yīng)變;σB、εB為點(diǎn)B處的應(yīng)力和應(yīng)變；η為比例系數(shù)，0≤η≤1.

圖7(b)描述了試件完整的循環(huán)加載過程：首次加載時(shí)曲線沿著單調(diào)拉伸曲線O-A1達(dá)到A1點(diǎn)屈服強(qiáng)度;隨后按照循環(huán)骨架曲線準(zhǔn)則到達(dá)峰值點(diǎn)A2;在達(dá)到峰值點(diǎn)后,根據(jù)彈性模量彈性卸載,卸載剛度Es與初始彈性模量相同,直到到達(dá)x軸得到再加載起始點(diǎn)O1,至此再加載過程開始.首次指向?yàn)槭軌悍较虻那c(diǎn)B1,峰值過后,曲線沿著循環(huán)骨架曲線繼續(xù)進(jìn)行,直到到達(dá)受壓方向的卸載點(diǎn)B2,此點(diǎn)同樣是下一周期的峰值指向點(diǎn).卸載到x軸上的O3點(diǎn)之后,再加載過程發(fā)生,受拉達(dá)到最大值A(chǔ)3后,進(jìn)行第2圈擬合時(shí),重復(fù)上述過程.

圖8為試件通過循環(huán)本構(gòu)模型得到的計(jì)算值和試驗(yàn)值擬合曲線.由圖8可見,試件的試驗(yàn)曲線與擬合曲線吻合的較為良好,表明該本構(gòu)模型可以預(yù)測(cè)高強(qiáng)鋼在不同腐蝕程度下的滯回性能,同時(shí)也可以預(yù)測(cè)不同周期下銹蝕試件的剩余強(qiáng)度.

圖8 理論模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.8 Model and test data comparison

5 結(jié)論

(1)Q690高強(qiáng)鋼的銹蝕率與腐蝕時(shí)間呈線性增長,隨著腐蝕時(shí)間的增加,試件表面粗糙度逐漸增大,銹坑逐漸連通,由點(diǎn)蝕向大面積坑蝕發(fā)展,最大銹坑深度可達(dá)600μm.

(2)隨著銹蝕程度的增加,試件的滯回耗能和抗拉強(qiáng)度均出現(xiàn)明顯退化.銹蝕率為7.21%的試件滯回耗能較未銹蝕試件降低15.2%,極限抗拉強(qiáng)度降低14.6%.

(3)隨著腐蝕時(shí)間的增加,試件在循環(huán)荷載下的強(qiáng)化效應(yīng)有降低的趨勢(shì),其循環(huán)強(qiáng)化系數(shù)與循環(huán)強(qiáng)化指數(shù)在腐蝕100d后較未銹蝕試件分別降低10.20%和3.34%.

(4)Ramberg-Osgood模型能較好地預(yù)測(cè)銹蝕Q690高強(qiáng)鋼在循環(huán)荷載作用下的骨架曲線,滯回本構(gòu)模型具有較好適用性.