钢绞线加速锈蚀及其力学性能试验研究

孙丽雅,叶忠明,彭卫*



钢绞线加速锈蚀及其力学性能试验研究

孙丽雅1,叶忠明2,彭卫2*

1. 浙江广厦建设职业技术学院, 浙江 东阳 322100 2. 浙江大学宁波理工学院, 浙江 宁波 315100

钢绞线作为一种常用的预应力结构材料，其耐久性性能的优劣受到诸多因素的影响，其中，环境因素造成的锈蚀使得钢绞线力学性能退化，严重降低其耐久性。本文通过实验，对沿用在钢筋中的锈蚀定律加以修正；并利用修正后的锈蚀经验公式，对钢绞线加速锈蚀实验进行分析；不同腐蚀速率为1％~9％的试样由30根长度为100 cm的钢绞线制成。静态拉伸试验用于获得腐蚀钢绞线的机械性能随腐蚀速率的变化，从而为实际工程中的吊杆及拉索结构耐久性评估提供依据。

钢绞线; 力学性能; 加速锈蚀

对于钢绞线锈蚀后的力学性能研究，国内外学者分别从极限强度、极限延伸率、名义弹性模量进行分析。在静力分析方面，国外学者Vehovar利用某高架桥上已严重锈蚀的钢绞线进行了轴向拉伸试验[1]，结果表明随着锈蚀程度的加大，钢丝强度明显下降。李富民、郑亚明等[2,3]各自通过不同加速锈蚀手段得到特定锈蚀率下的钢绞线，进行静力拉伸试验，一致得出“锈蚀钢绞线的极限强度和屈服强度与锈蚀率成反比”的相似结论，吴雪峰[4]则通过相关试验分析认为，当钢丝腐蚀速率高于百分之八时，一般未出现屈服性质。腐蚀后钢绞线的标称弹性模量特性尚未达到一致的学术成果，其研究成果具有一定的差异性，但一致认为锈蚀率的增加会导致其弹性模量的降低。

尽管针对钢绞线锈蚀后的静力拉伸断裂特性研究较少，但力学性能退化研究颇有进展。戴品强等[5]从微观的角度出发，对珠光体裂纹的萌生和扩展机理进行了探索，认为钢丝珠光体层片与拉伸轴间位向关系影响较大；Toribio等[6]利用人工刻痕的方式制作特定锈蚀源构件，进而研究了拉拔程度对锈蚀后钢丝断裂特性的影响；李富民等[7]利用锈蚀钢绞线进行拉伸断裂特性的研究，将其断口形式总结为四种，分别是杯锥式、铣刀式、劈裂式以及劈裂-铣刀式，为后续研究提供了依据；申丽娟等[8]通过预应力钢绞线锈蚀后的静力拉伸试验，得到笔尖状断裂形状，使得钢绞线拉伸断裂断口形式得到了补充。

1 钢绞线加速锈蚀

电化学的环节是形成钢筋腐蚀的重中之重。鉴于钢筋（钢绞线）在实际工程中的腐蚀是十分长时间的环节，为了更好拥有诸多试验所准备的锈钢绞线，本文运用了改进的钢筋。腐蚀法加速了腐蚀速率的控制而且拥有了生锈的钢绞线试件[9]。因为钢的腐蚀关键是面临普通钢的腐蚀规律，为了将它推广应用到预应力钢绞线，先对其进行修正。

1.1 钢筋锈蚀定律

钢腐蚀规律：电极界面处化学变化物质的质量与引入的电量是成正比的[10]。通常，在钢筋的电化学腐蚀环节中，钢筋的腐蚀损失质量与电流强度的大小和通电的时间长度息息相关，可以根据公式（1）和（2）计算。

式中，各参数的定义见文献[10]。

特定锈蚀率的钢绞线试件制作通过控制电流密度和通电时间来完成。但上述公式主要适用于钢筋而非钢绞线，由于其截面构成和材料成分皆不同于普通钢筋，为将法拉第第一定律应用到钢绞线电化学加速锈蚀中，需利用试验对上述公式进行修正。

1.2 修正钢筋锈蚀定律公式

试验设置29组试件，共63根钢绞线。4组12根长度均为30 cm，编号为GJ1-1~GJ4-3；3组3根长30 cm，每根10 cm范围外包混凝土，编号为GJ17-GJ19；12组18根长度50 cm，编号为GJ5-1 ~GJ7-3和GJ8~GJ16；10组共30根长度为100 cm的钢绞线，编号为GJ20-1~GJ29-3。30 cm、50 cm长的钢绞线通电加速锈蚀试验是为了修正钢筋锈蚀定律公式，100 cm长的钢绞线用于承载力试验。

锈蚀电流密度分别取300 μA/cm2、600 μA/cm2实现加速锈蚀的目的，再通过钢筋锈蚀定律（式3），计算出不同锈蚀率下的通电时间。

1.2.2 钢筋锈蚀定律适用性修正修正钢丝在达到既定的生锈时间，酸洗，干燥和称重后取出。将钢绞线浸泡在浓度为12％的稀盐酸中。在达到相关的时间要求后，审查表面腐蚀的实际情况。若锈蚀产物被完全酸解，则肉眼可见无铁锈等附着在上面，此时可将其用纯净水洗净再烘干。通过试验结果分析，实际锈蚀率与理论锈蚀率相比高出0.5倍，如（式4）所示。同时，锈蚀率越高，实际值与理论值越接近。若取修正系数=1.5，则钢筋锈蚀定律公式将更适用钢绞线加速锈蚀试验。

1.3 钢绞线加速锈蚀试验

按修正后的钢筋锈蚀定律公式加速锈蚀100 cm长钢绞线（10组共30根长度为100 cm的钢绞线，编号为GJ20-1~GJ29-3），再研究其静态力学性能。

2 静力拉伸锈蚀钢绞线过程

2.1 锈蚀钢绞线静力拉伸试验准备

在轴向拉力作用下测定材料的力学性能试验方法即为拉伸试验。本次拉伸试验主要为得到钢绞线的极限承载力、屈服力、总伸长率和弹性模量。最大试验力按GB/T21839的规定确定。在WEW-600数字显示万能试验机上进行30 cm和50 cm长的试样的静力拉伸试验，在CEW-1000B计算机电脑屏钢绞线试验机上进行100 cm长的试样的静力拉伸试验。如果钢绞线试件的断裂位置在试验机夹头内或钢双股公称直径范围内，则试验数据不符合标准，在统计分析中，不包括该组的实验数据。使用标距长度的不成比例延伸（不小于一个捻距）来获得引伸计标距0.2％的力（Fp0.2）作为屈服力，然后按公称直径截面积计算钢绞线的抗拉强度。

2.2 锈蚀钢绞线静力拉伸试验分析

图1 GJ24-1荷载—拉伸变形关系

图2 GJ25-1荷载—拉伸变形关系

图3 GJ28-1荷载—拉伸变形关系

图4 GJ29-2荷载—拉伸变形关系

由图1~4分析得知，钢绞线变形曲线的屈服段随锈蚀程度的增加而逐渐减小，其最大破断力与锈蚀程度成反比。观察试样GJ28-1得知，锈蚀钢绞线突然断裂，荷载——位移曲线出现陡然下降段，屈服段消失，此时的钢绞线实际锈蚀率为9.1%。由此推断，当锈蚀率大于9.1%后，钢绞线不会出现屈服，而是直接发生脆性破坏。

3 锈蚀钢绞线静力拉伸试验结果分析

3.1 锈蚀钢绞线断裂性能及断口形式

该试验结果表征清晰，具体如下：钢绞线的最大破断力直接受到锈蚀弱化影响，锈蚀后破断力小于无锈蚀钢绞线；当钢绞线拉伸断裂时，无锈钢绞线的形状是一样的，随着腐蚀速率的增加，生锈钢绞线同时断裂的钢丝数量逐渐变少。鉴于在腐蚀钢绞线的加速腐蚀环节中不均匀的蚀坑分布，且锈蚀程度不一，使得各根钢丝的损伤程度有一定的差异性，从而导致锈蚀程度最严重的钢丝在拉伸变形初期便首先断裂，伴随着锈蚀程度加剧，钢丝损伤的差异性更加突出。进一步分析得知：锈蚀钢绞线拉伸过程中最大破断力出现时刻与第一批钢丝断裂的时刻基本一致，且最大破断力与锈蚀程度存在负相关关系，锈蚀程度过大将发生脆性破坏。此时的锈蚀率可作为脆性破坏的判别依据。

图5 钢绞线断口形式

试验得到的钢丝断口形式具有一定特征，该特征基本与李富民[2]获得的结论相符，破断特征于图5中示出。从图5可以看出，图5（a）和图5（b）都发生颈缩现象，属于延性破坏断口；图5（c）和图5（d）未发生颈缩现象，属于脆性破坏断口。试验结果表明，随着锈蚀程度的不断发展，钢绞线更容易发生脆性破坏。

3.2 随锈蚀率条件下的锈蚀钢绞线力力学性质的变化数据规律

3.2.1 名义屈服强度名义屈服强度采用钢绞线残余应变所对应的应力值。为使钢绞线在断裂破坏之前无明显征兆，需再选择合适的钢绞线屈强比。其试验结果如图6（a）所示，拟合曲线得到该名义屈服强度和锈蚀率的统计公式（式5），其中相关系数为0.923。

R0.2=175293-16.52(5)

3.2.2 名义极限强度钢绞线的首根钢丝断裂时的拉力与钢绞线公称面积的比值可作为试验获得的名义极限强度。由图1~4分析得知，名义极限强度与锈蚀率成反比具体函数关系如图6（b）所示，与文献[6,8]中得到的拟合结果相比，数据离散小较小，其名义腐蚀速率与极限强度和的拟合见图6，相关系数是0.947。

R=1956.75-36.250≤≤10.9 (6)

3.2.3 名义弹性模量 标称弹性模量无锈损坏钢绞线本构曲线中弹性相的斜率值可用作生锈钢绞线的标称弹性模量。在本文中，钢绞线的标称弹性模量是通过测试仪器获得的。其与锈蚀率的关系如图6（c）所示，其拟合曲线公式如式7所示，相关系数为0.86。

=213.43-2.650≤≤10.9 (7)

3.2.4 极限延伸率钢绞线受到其材料限制，延性相对较差，随着锈蚀程度的不断增加，蚀坑加深、扩展，应力集中愈加明显，同时由于不可忽略的泊松比，钢绞线横向收缩，故面积不断减小，极大程度地削弱了其延性。试验中发现，其锈蚀率接近某限值时，钢绞线拉伸变形屈服平台逐渐消失，即刻发生脆性破坏。于本次试验，前述锈蚀率限值可确定为10.9%。根据图6（d）散点图进行线性拟合，可得极限延伸率与锈蚀率关系（式8），其相关系数为0.908。

A=4.83-0.3750≤≤10.9 (8)

图6 钢绞线力学性能随锈蚀率变化

4 结语

本文通过实验，修正沿用在钢筋中的锈蚀定律模型，以适用于钢绞线的加速腐蚀；根据改进的试验-经验公式，钢绞线加速生锈;对锈蚀钢绞线进行了静态拉伸试验，总结了腐蚀钢绞线的静力学性能。作为腐蚀速率函数的性能定律（标称屈服强度，标称极限强度，标称弹性模量，极限伸长率）。结果表明，腐蚀钢绞线的力学性能与腐蚀速率呈线性关系，伴随腐蚀速百分比数据的增加，其各项力学性能指标皆呈现下降趋势；本文试验结果的离散性相较于其他作者更小，可靠性更高；通过锈蚀钢绞线断口形式分析得知，锈蚀率的增大将导致延性降低，使之更容易发生脆性破坏。

[1] Vehovar L, Kuhar V, Vehovar A. Hydrogen-assisted stress-corrosion of prestressing wires in a motoway viaduct[J]. Engineering Failure Analysis,1998,5(1):21-27

[2] 李富民,袁迎曙,杜健民,等.氯盐腐蚀钢绞线的受拉性能退化特征[J].东南大学学报:自然科学版,2009,39(2):340-344

[3] 郑亚明,欧阳平,安琳.锈蚀钢绞线力学性能的试验研究[J].现代交通技术,2005(6):33-36

[4] 吴雪峰.锈蚀钢绞线力学性能和粘结性能研究[D].长沙:中南大学,2014

[5] 戴品强,何则荣,毛志远,等.珠光体裂纹萌生与扩展的TEM原位观察[J].材料热处理学报,2003,24(2):41-45

[6] Toribio J, Ayaso FJ. An isotropic fracture behaviour of cold drawn steel: a materials science approach[J]. Materials Science and Engineering A, 2003,343(1/2):265-272

[7] 李富民,袁迎曙.锈蚀钢绞线的静力拉伸断裂特性[J].东南大学学报,2007,37(5):905-909

[8] 申丽娟,万长杰,李国军,等.预应力钢绞线SWRH82B断裂分析[J].河南冶金,2012,20(6):23-24

[9] 叶忠明.锈蚀钢绞线力学性能试验研究[D].重庆:重庆交通大学,2016

[10] 杨绮琴,方北龙,童叶翔.应用电化学[M].第2版.广州:中山大学出版社,2005:112-118

Experimental Study on Accelerated Corrosion and Mechanical Properties of Steel Strands

SUN Li-ya1, YE Zhong-ming2, PENG Wei2*

1.322100,2.315100,

As a common prestressing structural material, the durability of steel strand has affected by many factors. Corrosion will lead to degradation of mechanical properties of steel strand and further reduce its durability. Corrosion formula used in reinforced accelerated corrosion was amended through the experiments; Steel strand accelerated corrosion test was carried out according to the revised experience formula; the static tensile test of corroded steel strand was carried out, too. Static mechanical properties with the corrosion rate of corroded steel strands were conducted. The results could provide further reference for durability evaluation of suspenders and cable structures.

Steel strand; mechanical properties; accelerated corrosion

TU528.02

A

1000-2324(2019)02-0228-04

10.3969/j.issn.1000-2324.2019.02.011

2018-05-23

2018-07-02

国家自然科学基金项目:近海环境斜拉索风致疲劳损伤的磁流变阻尼器控制(51478430)

孙丽雅(1977-),女,硕士,副教授,主要研究方向为土木建筑工程. E-mail:625022300@qq.com

Author for correspondence. E-mail:pengw@nit.net.cn