軸偏轉角對吊索腐蝕鋼絲力學性能影響研究

謝清清，鄧年春，2

（1.廣西大學土木建筑工程學院，廣西 南寧 530004；2.廣西大學廣西防災減災與工程安全重點實驗室，廣西 南寧 530004）

吊索在服役過程中長期受到風荷載、溫度荷載和活荷載等作用，導致吊索上下錨固端產生相對位移，從而引起不同軸偏轉角現象[1]。同時由于橋面兩端存在伸縮縫及橋墩之間的不均勻沉降，也會加劇不同軸偏轉角現象的產生，使得吊索的使用壽命遠遠達不到設計使用壽命。近年來，已發生多起中、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構突然失效的案例，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。對于橋梁吊索斷裂的原因已有大量學者進行了相關的研究。李曉章等[2-3]對拱橋吊桿的銹蝕鋼絲進行了力學性能研究，結果表明，蝕坑大小和蝕坑深度對鋼絲的疲勞壽命具有較大的影響。Li 等[4]提出了鋼絲長期劣化過程的時變統計模型，包括環境侵蝕和循環負荷引起的均勻腐蝕、點蝕和疲勞。Karanci 等[5]提出了一種將年腐蝕率作為環境變量函數的估算方法。Miyachi 等[6]揭示腐蝕鋼絲疲勞強度的降低是由與不規則相關的應力集中決定的，蝕坑形狀越尖銳應力集中系數越大。Nakamura 等[7]，Barton 等[8]，Li 等[9]，Lin 等[10]研究了腐蝕鋼絲的張拉力學性能及疲勞壽命的影響因素。Wang 等[11]基于損傷力學理論提出的數值分析方法，建立了預腐蝕鋼絲的疲勞損傷模型。Chong 等[12]將損傷力學和數值分析方法相結合建立了鋼絲損傷程度演化模型和鋼絲極限強度退化模型。陳小雨等通過中性鹽霧腐蝕試驗研究鍍鋅鋼絲的極限抗拉強度和腐蝕外觀之間的對應關系[13-16]。黎學明等[16]采用Tafel 直線外推法及加速腐蝕試驗等方法對鍍鋅鋼絲展開了探討，得到升高溫度和增加拉伸應力都會使腐蝕速率增加。楊世聰等[17]通過數值分析、理論分析及相關試驗研究吊索的損傷和破斷機理，發現橋梁吊索長度小于27 m 時下錨固區鋼絲病害，彎曲應力的影響不容忽視。

綜上所述，目前大多數研究主要針對平行鋼絲吊索腐蝕疲勞的耦合效應，鮮少考慮軸偏轉角-腐蝕耦合效應的研究。因此，針對這一頻發的現象，本文通過對預腐蝕鋼絲試件進行不同軸偏轉角張拉試驗，研究得到鋼絲極限抗拉強度在不同軸轉角下的變化規律，為拱橋平行鋼絲吊索設計提供一定的參考價值。

1 鋼絲腐蝕試驗

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

1.1 腐蝕試驗過程

銅鹽加速鹽霧試驗法進行靜態腐蝕設置鹽霧腐蝕箱參數，根據 《人造氣氛腐蝕試驗——鹽霧試驗》（GB/T 10125-1997）標準規定設置試驗溫度為50 ℃（溫度進度控制在±2 ℃），相對濕度為90%的標準潮濕環境。加速腐蝕溶液是以醋酸鹽霧試驗溶液為基礎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。腐蝕試驗材料為鍍鋅高強鋼絲，其直徑為7 mm，抗拉強度等級為1 770 MPa，鍍鋅層為50 μm，腐蝕時間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。

試驗前按張拉試驗要求長度切割鋼絲，并對鋼絲進行清洗、稱重以及編號，然后將試件放入鹽霧腐蝕箱內，按GB6460-86 標準設置參數和調配腐蝕溶液進行腐蝕。腐蝕過程中，定時添加腐蝕溶液，按4 種腐蝕時間取出對應編號的試件，將腐蝕完成的試件浸泡于調配銹蝕溶解液中溶解銹蝕產物，然后將鋼絲剩余腐蝕產物清洗并晾干，再進行試件剩余質量的測定。

1.2 腐蝕形態分析

鍍鋅高強鋼絲腐蝕過程如圖1 所示，從鋼絲的腐蝕形態可以發現，腐蝕360 h 后，鋼絲表面的鋅腐蝕溶解附著白色的鋅銹產物Zn（OH）2和腐蝕溶液中的氯化鈉固化物，鋼絲內部逐漸開始局部析出褐色銹蝕鐵產物形成初始蝕坑；腐蝕720 h 后，隨后局部腐蝕逐步擴大，鋼絲的鍍鋅層進一步溶解，鋼絲基體產生的初始蝕坑在氯離子的作用下，蝕坑內部依舊是一個酸性比空氣中的酸度更大的環境，蝕坑持續腐蝕增大，鋼絲表面堆滿了松散的鋅鐵銹蝕產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物以及部分氯化鈉固化物，腐蝕產物累積到部分自行脫落，鋼絲基體全面腐蝕。

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

經過清洗后的鋼絲對腐蝕狀況的觀察更為直觀，如圖2 所示，腐蝕360 h 時，鋼絲表面的鍍鋅層已經腐蝕成一個個鼓包狀且局部鍍鋅層破裂，鋼絲的腐蝕是先對鍍鋅層局部腐蝕，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生銹蝕產物。腐蝕時間720 h 時，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，說明局部腐蝕的面積增大。腐蝕時間1 080 h 時，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，且相鄰的蝕坑已經連接到一起。

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

1.3 腐蝕指標分析

鹽霧腐蝕結果的判定方法有：評級判定法、失重判定法、腐蝕物出現判定法和腐蝕數據統計分析法[19]。評級判定法是通過缺陷面積與無腐蝕缺陷時面積之比或通過外觀變化進行劃分，適合平板樣品進行評價；失重判定法是一種以試樣腐蝕前后的重量損失為依據，具有廣泛可靠的用途，并且是最基本有效的定量評定方法，以表征腐蝕速率；腐蝕物出現判定法適用于標準試樣的腐蝕試件，并通過腐蝕試驗對試件有無腐蝕現象進行判定；腐蝕數據統計分析方法提出了設計腐蝕試驗、研究腐蝕數據、確定腐蝕結果的置信度技術，主要用于統計和分析腐蝕現象。由于鋼絲不是平板樣品和標準試樣，通過參考文獻[20-21]采用失重判定法對鋼絲腐蝕指標進行判定。

由于腐蝕試件數量較多，通過腐蝕清洗后稱重計算其損失質量，然后取平均值，并通過腐蝕指標計算公式計算出各指標值，其相應指標計算公式如下。

質量損失率表達式為

式中：m0為鋼絲的初始質量，g；m1為鋼絲腐蝕后的質量，g。

平均腐蝕深度表達式為

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

腐蝕速率表達式為

式中：S 為試樣暴露表面積，m3；t 為腐蝕時間，h。

如表1 所示，各腐蝕時間下的平均腐蝕指標，平均質量損失率和平均腐蝕深度隨著腐蝕時間增加而增大，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，鋼絲的平均質量損失率和平均腐蝕深度隨腐蝕時間呈線形增大，鋼絲的質量腐蝕速率隨腐蝕時間呈二次線性減小。

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

圖3 平均質量損失率隨腐蝕變化規律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律Fig.4 Variation law of average corrosion depth with corrosion

圖5 質量腐蝕速率隨腐蝕變化規律Fig.5 Variation law of mass loss rate changes with corrosion

隨腐蝕時間的增加，平均失重腐蝕速率逐漸減小，鋼絲基體腐蝕產物不僅存在促進腐蝕的物質也存在抑制腐蝕的物質，鐵離子與氯離子形成絡合物氯化鐵離子在鋼絲和蝕坑表面形成氯化鐵的鹽膜，促進腐蝕加快腐蝕的進程，同時鐵離子會與空氣發生氧化反應生成Fe 的固相產物，此產物覆蓋在鋼絲表面，電位平衡圖上在鈍化區域內，Fe 的固態產物本身處于熱力學穩定狀態，對鋼絲的腐蝕起到了保護的作用，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，同時也具有氧化性，從而促進鋼絲的腐蝕，因此腐蝕進程仍然保持不變。

2 腐蝕鋼絲偏轉角試驗

2.1 試驗原理

平行鋼絲吊索的兩錨固端發生相對位移產生的偏轉角度，導致吊索的錨固端附近產生附加應力集中現象。為了分析鋼絲在不同偏轉角下破斷抗力性能的影響規律，通過設置不同偏轉角度，如圖6所示，鋼絲的兩個錨固端軸線與鋼絲軸線形成一個角度，試驗過程中只需按照設計錨板進行更改偏轉角。設計錨板如圖7 所示，錨板1 孔與5 孔形成的偏轉角為0 mrad，2 孔與6 孔形成偏轉角為10 mrad，3 孔與7 孔形成偏轉角為20 mrad，4 孔與8 孔形成偏轉角為30 mrad。

圖6 試驗原理圖Fig.6 Schematic diagram of test

圖7 偏轉角錨板設計圖（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角彎曲的受力特點，偏轉角將軸向受拉構件變成了拉-彎-剪構件。根據平面應力狀態考慮，當此軸向受拉構件同時受到彎曲應力σt和剪力σb作用時，鋼絲的受力狀態如圖8（b）所示。

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

2.2 試驗過程

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

本實驗的加載拉力采用分級加載的方式，每級以5 kN 為準，每級加載結束后持荷5 min 等待壓力顯示儀上的張拉力穩定后記錄數據，當加載到65 kN 時每隔2 kN 記錄一次直至鋼絲斷裂，斷裂時顯示的張拉力值為該鋼絲的極限破斷力值。

2.3 實驗結果分析

將清洗之后的腐蝕鋼絲進行不同軸偏轉角的靜力拉伸試驗，研究腐蝕鋼絲鍍鋅鋼絲在不同軸偏轉作用下的力學性能。鋼絲破斷時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，斷口出現較明顯的頸縮現象，由于存在偏轉角，在反力架錨板固定形成偏轉角處存在集中應力現象，所以斷面同時有脆性斷裂的形態。

表2 和圖9 所示為不同腐蝕程度的鋼絲平均破斷應力值，為了降低鋼絲破斷應力誤差，每組偏轉角采用4 根鋼絲的破斷應力取平均值，破斷應力隨著偏轉角和腐蝕時間的增大而減小。在相同的腐蝕時間下，隨著偏轉角的增大，鋼絲的破斷應力值減小量變大，表明鋼絲不僅承受軸向張拉應力，同時也承受著偏轉角作用下產生的附加彎曲應力，導致了鋼絲的極限抗拉強度下降。在相同偏轉角作用下，隨腐蝕時間的增加，鋼絲表面出現密密麻麻如蜂窩狀且大小不一的小蝕坑，腐蝕時間越長，破斷應力減小量也相應增加。在鋼絲截面逐漸變小的同時，蝕坑深度也越來越深。在張拉過程中蝕坑處產生極大的應力集中現象，鋼絲的破斷位置存在于鋼絲橫截面積最小處。腐蝕時間為1 080 h 且偏轉角為30 mrad，鋼絲的破斷應力與無腐蝕無偏轉角相比減小了19.6%，表明在腐蝕和偏轉角耦合作用下進一步降低了鋼絲的力學性能。

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

3 有限元分析

3.1 鋼絲的本構關系

使用MTS 萬能試驗機對直徑7 mm 的鋼絲進行靜力拉伸，得到鋼絲的真實應力應變曲線，根據試驗得到的屈服強度和極限強度，以及試驗鋼絲的材料參數，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，模擬分析得到的應力應變曲線，與試驗進行對比驗證，如圖11所示，試驗基本符合有限元分析的結果，誤差在2.0%范圍之內。因此，認為此模型真實可靠。

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

圖11 試驗與數值分析應力應變曲線Fig.11 Stress-strain curves of test and numerical analysis

3.2 鋼絲破斷應力分析

圖12 所示為ANSYS 有限元分析未腐蝕鋼絲的破斷應力云圖，鋼絲在錨固端附近破斷產生明顯的頸縮現象，試驗破斷現象一致。

圖12 0 mrad 偏轉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

鋼絲偏轉角從0～30 mrad 的破斷應力試驗值與模擬值對比如表3 和圖13 所示，試驗結果與模擬結果對比最大偏差在5%以內，數值分析的破斷應力隨偏轉角的變化規律與試驗一致，可得出有限元模擬有效驗證了試驗結果的真實可靠性。

表3 未腐蝕鋼絲試驗與模擬結果Tab.3 Test and simulation results of uncorroded steel wire

圖13 未腐蝕鋼絲試驗與模擬值對比Fig.13 Comparison between test and simulated values of uncorroded steel wire

3.3 鋼絲蝕坑的應力分析

在腐蝕環境中，蝕坑的形狀一般可分為半球形、半橢球形和三角形等，且通過最大點蝕深度模型可預測鋼絲腐蝕的最大蝕坑深度服從極值I 型分布參數，腐蝕時間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行應力分析，如圖14 所示。鋼絲一端設置為固定端，另一端施加偏轉角位移和軸向拉力，其中軸向拉力選用極限應力值的20%。蝕坑處進行網格加密劃分，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 蝕坑處的網格劃分Fig.15 Grid division at the pit

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

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

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

由此可見，偏轉角與蝕坑最大應力呈正相關。在實際工程中，吊索因荷載產生偏轉角不可避免，又長期暴露于自然環境中極易發生環境腐蝕，偏轉角-腐蝕耦合作用將進一步削弱鋼絲的力學性能。

4 結論

采用銅鹽醋酸鹽霧試驗制備了不同腐蝕程度的平行鋼絲索單元體7 mm 高強鍍鋅鋼絲，通過鋼絲的腐蝕指標分析和不同軸偏轉張拉試驗，研究了腐蝕鋼絲的腐蝕速率與平均腐蝕深度的演變規律以及不同偏轉角和不同腐蝕程度下鋼絲的力學性能變化規律，得到如下結論。

1）鋼絲的腐蝕是先對鍍鋅層局部腐蝕，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生銹蝕產物，當鍍鋅層腐蝕殆盡后才發生鋼絲基體的全面腐蝕。銹蝕產物全面包裹鋼絲就如同鋼絲沒腐蝕之前的鍍鋅層一樣對鋼絲有一定的保護作用。鋼絲的腐蝕失重率和平均腐蝕深度隨腐蝕時間呈一次線形增加，失重腐蝕速率隨腐蝕時間呈二次線形減小。

2）鋼絲的破斷應力值隨著偏轉角增大而減小，且在偏轉角彎曲和腐蝕兩個參數同時存在的情況下，鋼絲的破斷力被削減的更加嚴重。

3）利用試驗真實應力應變曲線驗證7 mm 鋼絲的數值模型，本文的數值分析參數設置試驗的參數一致，計算結果最大偏差小于5%。未腐蝕鋼絲的破斷力隨偏轉角變化與有限元模擬基本一致，有效驗證了試驗結果的可靠性。

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