鐘信，肖丹，常西國(guó)，周亞棟，彭建新

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410114；2.云南省公路科學(xué)技術(shù)研究院，云南 昆明 650051；3.橋梁結(jié)構(gòu)健康與安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430034；4.中鐵大橋科學(xué)研究院有限公司，湖北 武漢 430034）

隨著使用年限增長(zhǎng)，正交異性板防腐涂層出現(xiàn)開裂等現(xiàn)象，導(dǎo)致鋼材裸露在大氣環(huán)境中發(fā)生局部銹蝕，力學(xué)性能發(fā)生退化。在荷載作用下，鋼材更易發(fā)生局部破壞，影響結(jié)構(gòu)安全性。因此，開展正交異性橋面板在不同局部銹蝕率的靜力性能試驗(yàn)研究，對(duì)揭示局部銹蝕條件下的力學(xué)性能及剩余承載力評(píng)估方面具有重要工程意義[1-2]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過理論與試驗(yàn)相結(jié)合的方式，對(duì)正交異性橋面板的靜力性能進(jìn)行了許多研究[3]。鄭重等人[4]基于鋼箱梁橋服役期銹蝕冪函數(shù)模型，利用ANSYS 建立銹蝕條件下的箱梁節(jié)段模型，研究表明：服役鋼箱梁因銹蝕使頂板焊趾的應(yīng)力超過容許應(yīng)力值。吳臻旺等人[5]開展了不同頂板厚、梁高、橫隔板間距等控制參數(shù)下的鋼箱梁正交異性橋面板有限元模型研究，分析了頂板、縱肋各向的最大、最小應(yīng)力，最后根據(jù)有限元分析結(jié)果推導(dǎo)出適合鋼箱梁正交異性板的局部應(yīng)力計(jì)算公式。童樂為等人[6]開展了縱肋截面形式為角鋼的正交異性橋面板靜力試驗(yàn)，將有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，分析了結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布特點(diǎn)。廖平等人[7]在考慮海洋環(huán)境對(duì)鋼材銹蝕的基礎(chǔ)上，考慮板件剩余厚度與銹蝕的非線性關(guān)系，分析了銹蝕鋼箱梁正交異性板有限元模型，研究表明：鋼箱梁橋承載能力的降低隨銹蝕程度的增加呈非線性變化。

對(duì)正交異性板的研究取得了一些成果，但均局限于以整體銹蝕結(jié)構(gòu)作為母材，截取試驗(yàn)樣品研究其銹蝕材料性能[8-14]，對(duì)局部銹蝕模型的研究少見[15]。因此，作者擬對(duì)Q345C 鋼正交異性板在不同局部銹蝕下，研究試件的靜力性能退化和內(nèi)力分布規(guī)律，以及試件的承載力、位移、應(yīng)變及屈曲破壞形式，可為類似工程設(shè)計(jì)提供借鑒。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

1.1.1 鋼材拉伸試件設(shè)計(jì)

試件鋼材均為高強(qiáng)鋼Q345C，其中w（C）=0.2%，w（Si）=0.5%，w（Mn）=1.7%，w（P）=0.03%，w（S）=0.03%，w（NB）=0.07%，w（V）=0.15%，w（Ti）=0.2%，w（Cr）=0.3%，w（Ni）=0.5%，w（Cu）=0.3%，w（N）=0.2%，w（Mo）=0.1%。拉伸試件的幾何尺寸如圖1所示。

圖1 拉伸試驗(yàn)試件（單位：mm）Fig.1 Specimen of tensile test（unit:mm）

1.1.2 正交異性板試件設(shè)計(jì)

正交異性橋面板試件頂板厚度為14 mm，縱肋厚度為8 mm，頂板幾何尺寸為400 mm×1 000 mm×14 mm，縱肋長(zhǎng)400 mm，肋高為280 mm，開口寬度為300 mm，縱肋的彎起半徑為4t（t為縱肋壁厚）。試件具體幾何尺寸如圖2所示。

圖2 試件幾何尺寸圖（單位：mm）Fig.2 Geometric dimension diagram of the specimen （unit:mm）

1.2 銹蝕設(shè)計(jì)

根據(jù)試驗(yàn)情況，設(shè)計(jì)銹蝕拉伸試件15 片，銹蝕率分別為0%、5%、10%、15%、20%。正交異性板試件共設(shè)計(jì)4個(gè)試件，1個(gè)試件不做銹蝕處理，剩余3 個(gè)試件的銹蝕率分別為10%、15%、20%，具體的試件分組及編號(hào)見表1。銹蝕率為相對(duì)板件銹蝕部位的銹蝕率，按質(zhì)量銹蝕率η進(jìn)行計(jì)算，其計(jì)算公式：

表1 試件分組編號(hào)情況表Table 1 Table of group number of specimens

式中：M0為試件銹蝕部分的原質(zhì)量；M1為銹蝕后試件損失的質(zhì)量。

1.3 銹蝕處理

1.3.1 Q345C拉伸鋼片銹蝕處理

所有試件通電銹蝕前需對(duì)試件稱重，記錄原始質(zhì)量M0，銹蝕率均通過質(zhì)量損失率來(lái)控制。試件銹蝕率達(dá)到預(yù)計(jì)值后終止銹蝕，將銹蝕部分置于濃度為12%的稀鹽酸溶液，大約15 min 后取出。再利用鋼絲刷清洗鐵銹。然后，用石灰水中和試件表面的稀鹽酸，清洗完畢后將試件放于干燥處烘干。最后，待試件干燥后進(jìn)行稱重，實(shí)時(shí)記錄銹蝕后的試件質(zhì)量M。

1.3.2 正交異性板局部銹蝕處理

采用電化學(xué)加速銹蝕方法進(jìn)行正交異性橋面板頂板局部快速銹蝕，使試件達(dá)到所控制的銹蝕率。銹蝕試驗(yàn)在室內(nèi)溫度為20℃，濕度為65%的環(huán)境中進(jìn)行。

先制作銹蝕槽，再將恒定直流電源陽(yáng)極與試件縱肋底板連接，電源陰極與溶液中的不銹鋼片連接，縱肋部分進(jìn)行防銹處理。通過槽內(nèi)5%NaCl溶液形成回路，在電流作用下，拉伸鋼片、頂板與溶液接觸面陰極處發(fā)生銹蝕。拉伸鋼片銹蝕區(qū)域?yàn)槠叫卸危敯逑卤砻驿P蝕面積為400 mm×350 mm，通電銹蝕試驗(yàn)如圖3所示。

圖3 正交異性板銹蝕處理示意Fig.3 Corrosion treatment of specimen

1.4 銹蝕率控制

利用銹蝕時(shí)間來(lái)實(shí)現(xiàn)銹蝕率的控制。根據(jù)電化學(xué)銹蝕原理，可得到試件通電銹蝕時(shí)間t：

式中：t為通電時(shí)間；W為試件控制銹蝕質(zhì)量；i為電流強(qiáng)度；M為鐵的摩爾質(zhì)量，55.845 g/mol；NA為阿佛加德羅常數(shù)，取6.022×1023mol-1；e為電子電量，取1.6×10-19C。

1.5 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

試件的應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置情況為：頂板焊趾及頂板截面上部測(cè)點(diǎn)為DT1～DT12，縱肋焊趾及其內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)為RT1～RT10，頂板焊根截面測(cè)點(diǎn)為DR1～DR8，縱肋上方頂板測(cè)點(diǎn)DM1～DM4，縱肋底板測(cè)點(diǎn)為RB1～RB4，共計(jì)38 個(gè)應(yīng)變測(cè)點(diǎn)。位移測(cè)點(diǎn)布置：頂板中央兩側(cè)D1和D3，縱肋底面中央兩側(cè)D2 和D4。位移測(cè)點(diǎn)布置如圖4 所示。隨時(shí)關(guān)注正交異性板各處應(yīng)變情況。

圖4 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置（單位：mm）Fig.4 Arrangement of strain measuring points（unit:mm）

1.6 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

銹蝕材料拉伸試驗(yàn)根據(jù)《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》進(jìn)行。正交異性板的靜力試驗(yàn)的加載方式為對(duì)稱加載，加載面積為250 mm×250 mm，面積中心位于頂板上表面中心處，荷載為均布荷載。通過設(shè)置橡膠加載墊塊，模擬車輪與頂板的軟接觸。為保證荷載均勻作用在橡膠塊上，在作動(dòng)器與橡膠塊之間設(shè)置鋼墊板，頂板兩端通過限位裝置約束。

靜力試驗(yàn)開始之前，對(duì)試件進(jìn)行5 kN 的預(yù)加載，消除接觸縫隙，檢查試驗(yàn)裝置。靜力試驗(yàn)開始后，試件在彈性階段的每一級(jí)加載為5 kN，待加載穩(wěn)定后，收集和記錄試驗(yàn)數(shù)據(jù)。當(dāng)試件進(jìn)入彈塑性階段，每一級(jí)加載量調(diào)為2～3 kN，并對(duì)試件進(jìn)行持續(xù)加載至荷載無(wú)法繼續(xù)增大為止。試件出現(xiàn)裂紋時(shí)，及時(shí)記錄試件開裂加載值。試件達(dá)到屈服點(diǎn)后，還要注意觀察焊縫附近的頂板、縱肋、跨中頂板和縱肋撓度變形情況。當(dāng)試件達(dá)到極限承載力時(shí)，立即記錄破壞荷載Fu。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 材料拉伸試驗(yàn)結(jié)果

Q345C 在不同銹蝕情況下的力學(xué)性能將發(fā)生變化，因此需確定銹蝕Q345C 的本構(gòu)關(guān)系，為正交異性橋面板的靜力試驗(yàn)及有限元建模提供參數(shù)。本拉伸試驗(yàn)主要研究Q345C 在不同銹蝕率下與屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率、屈強(qiáng)比及彈性模量等機(jī)械性能參數(shù)的關(guān)系[16]，試件拉伸試驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。

圖5 試件力學(xué)性能與銹蝕率關(guān)系Fig.5 Relationship between mechanical properties of specimen and corrosion rate

從圖5 中可以看出，隨著銹蝕率的增大，Q345C 材料由塑性破壞向脆性破壞轉(zhuǎn)變，各項(xiàng)材料力學(xué)性能指標(biāo)隨銹蝕率的增加呈下降趨勢(shì)。其原因是銹蝕導(dǎo)致鋼材的有效截面減小，同時(shí)，因平行段銹蝕截面的大小有差異。所以試件表面蝕坑分布具有隨機(jī)性，造成應(yīng)力集中。

2.2 正交異性板試驗(yàn)結(jié)果

2.2.1 承載力試驗(yàn)結(jié)果

正交異性板試件靜力試驗(yàn)結(jié)束后，對(duì)試件的屈服荷載Fy、極限荷載Fu、頂板屈服位移Δy1、頂板極限位移Δu1、縱肋屈服位移Δy2和極限位移Δu2等進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果見表2。

表2 承載力試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results of bearing capacity

由表2 可知，局部銹蝕率為7.92%、12.05%、16.24% 的試件，其剩余承載力分別降至55.4、53.3、51.7 kN，與未腐蝕試件相比，分別降低了11.08%、14.45%、17.01%。屈服荷載分別為49.0、46.1、43.7 kN，較未腐蝕試件分別降低了2%、7.8%、12.6%。同時(shí)，銹蝕試件的極限荷載與屈服荷載的差值分別為12.3、6.4、7.2、8.0 kN，表明：局部銹蝕正交異性板屈服后的剩余承載力隨銹蝕程度的增加有所下降。所以隨著頂板局部銹蝕率的增加，使得結(jié)構(gòu)的局部屈曲提前發(fā)生，達(dá)到屈服荷載后，增加很小的荷載就會(huì)發(fā)生極限破壞，承載力下降明顯。

2.2.2 荷載-位移結(jié)果分析

試件頂板和縱肋荷載-位移曲線如圖6所示。

圖6 靜力試驗(yàn)荷載-位移Fig.6 Load-displacement diagram of static test

從圖6 中可以看出，試件的荷載-位移曲線具有相同發(fā)展趨勢(shì)：在彈性階段，隨荷載增加頂板和縱肋位移值均呈線性增加；彈塑性階段，曲線斜率開始變緩；當(dāng)荷載加載至一定程度，頂板和縱肋逐漸出現(xiàn)局部屈服，結(jié)構(gòu)的豎向位移快速增加，荷載-位移曲線斜率開始趨于水平；加載持續(xù)增加時(shí)，試件的局部屈曲程度越來(lái)越明顯，結(jié)構(gòu)的剛度快速減小。從圖6（b）～（d）可以看出，試件發(fā)生局部銹蝕會(huì)使結(jié)構(gòu)屈服提前，在荷載作用下頂板和縱肋破壞時(shí)的豎向位移均減小，其原因是頂板銹蝕降低了結(jié)構(gòu)抵抗塑性變形能力。

從試件位移差異可以看出，當(dāng)加載開始直至結(jié)構(gòu)破壞，頂板在同一荷載下的豎向位移均大于縱肋底板的位移值，且差值隨著荷載的增大顯著增大，造成這種差異的原因是頂板豎向變形時(shí)受到縱肋約束，并且在荷載作用下縱肋底板發(fā)生上凹變形，頂板也發(fā)生了局部下?lián)希M(jìn)一步增大了頂板與縱肋底板的位移差值。同時(shí)，頂板發(fā)生銹蝕，略先于縱肋發(fā)生屈服，試件進(jìn)入彈塑性階段后，頂板與縱肋跨中位置的豎向位移差值開始明顯增大。

2.2.3 破壞形式分析

各試件破壞形式如圖7所示，發(fā)現(xiàn)不同程度局部銹蝕下，正交異性板的破壞形式非常相似，在頂板跨中區(qū)域、頂板焊趾附近、縱肋焊趾產(chǎn)生局部屈曲破壞。不同的是，隨著銹蝕率增大，縱肋焊趾、頂板的局部屈曲逐漸消失，銹蝕段頂板焊趾處開始出現(xiàn)屈曲。分析可知，正交異性板頂板發(fā)生局部銹蝕，使得板件抗彎剛度發(fā)生不同程度退化，成為更早發(fā)生局部屈曲破壞的薄弱區(qū)。

圖7 試件破壞模式Fig.7 Failure mode of specimen

2.2.4 應(yīng)變分析

試件荷載-應(yīng)變曲線圖如圖8 所示，從圖8 中可以看出，隨著荷載的增加，各部分應(yīng)變具有相同的變化趨勢(shì)：彈性階段，試件應(yīng)變隨著荷載增加呈線性變化，應(yīng)變?cè)黾拥姆容^??；屈服階段，試件的應(yīng)變?cè)鏊匍_始加快；塑性階段，試件跨中頂板和縱肋頂板的豎向位移急劇增加，各處應(yīng)變差異增大，可判斷此時(shí)發(fā)生局部屈曲破壞。

圖8 靜力試驗(yàn)荷載-應(yīng)變圖Fig.8 Load-strain diagram of static test

各部分應(yīng)變不同之處：試件屈曲破壞時(shí)，頂板焊趾、縱肋焊趾、頂板跨中的應(yīng)變達(dá)到了屈服點(diǎn)時(shí)，頂板焊根處才剛進(jìn)入彈塑性階段，縱肋底板的應(yīng)變?nèi)蕴幱趶椥噪A段，遠(yuǎn)未達(dá)到屈服應(yīng)變。銹蝕試件發(fā)生屈曲時(shí)，頂板焊趾應(yīng)變遠(yuǎn)大于其他各處，頂板焊根、頂板跨中、縱肋焊趾應(yīng)變處于彈塑性階段，而縱肋底板應(yīng)變?nèi)蕴幱趶椥噪A段，表明銹蝕頂板焊趾發(fā)生屈曲破壞。同時(shí)，RDF1、RDF2、RDF3、RDF4 在極限破壞時(shí)，頂板焊趾與縱肋焊趾的極限應(yīng)變比分別為1.47、4.82、5.59、4.93。表明：正交異性板頂板發(fā)生局部銹蝕后，應(yīng)力重分布現(xiàn)象明顯，應(yīng)力集中于頂板區(qū)域使得結(jié)構(gòu)的承載力急劇降低。

3 有限元分析

3.1 有限元建模

利用ABQUS 有限元分析軟件進(jìn)行模擬，根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象將Q345C 鋼的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系簡(jiǎn)化為理想本構(gòu)模型[17]，如圖9 所示。本構(gòu)模型中的具體數(shù)據(jù)由拉伸試驗(yàn)得到，包括彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化階段。

圖9 應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型Fig.9 Stress-strain constitutive model

通過對(duì)銹蝕試件的厚度進(jìn)行測(cè)量，發(fā)現(xiàn)銹蝕段的板件厚度差異并不明顯。因此，對(duì)銹蝕段截面進(jìn)行簡(jiǎn)化，將板件各截面厚度視為均勻減小。為避免有限元分析過程中發(fā)生單元體積自鎖，網(wǎng)格劃分時(shí)單元類型采用C3D8R。利用綁定約束模擬焊縫與頂板和縱肋的焊接連接。邊界條件為分別限制左邊X、Y、Z方向的位移和繞X軸的轉(zhuǎn)動(dòng)，左邊為限制Y、Z方向的位移。

3.2 有限元模擬結(jié)果

3.2.1 承載力分析

根據(jù)Mises 屈服準(zhǔn)則，正交異性板試件的極限承載力仿真計(jì)算結(jié)果見表3。在表3 中，Pua為試件仿真下的極限承載力；Put為試件試驗(yàn)極限承載力；δ為仿真計(jì)算值與試驗(yàn)值的差值，δ=（Put-Pua）/Put。

表3 有限元分析與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Table 3 Comparison of finite element analysis and test results

由表3 可知，試件銹蝕率為0%、7.92%、12.05%、16.24%時(shí)，其有限元計(jì)算的極限承載力分別為59.0、53.0、51.8、50.0 kN，與試驗(yàn)結(jié)果相比，平均差值為3.93%，標(biāo)準(zhǔn)差為1.11%，最大差值為3.3 kN，最小差值為1.5 kN。有限元計(jì)算的極限承載力值均小于試驗(yàn)測(cè)試值，原因是有限元模擬并未考慮正交異性板實(shí)際的焊縫殘余應(yīng)力[18]，并且代入本構(gòu)關(guān)系與實(shí)際材料性能存在差異。但是二者差值較小，表明有限元計(jì)算的結(jié)果符合實(shí)際情況。因此，通過有限元能準(zhǔn)確地模擬局部銹蝕對(duì)正交異性板承載力的影響。

3.2.2 荷載-位移分析

有限元計(jì)算位移值與試驗(yàn)位移值如圖10所示。從圖10 中可以看出，頂板及縱肋豎向位移值的模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢(shì)基本一致，且模擬值略大于試驗(yàn)測(cè)試值，但誤差在可控范圍內(nèi)，模擬值較為可靠。

圖10 荷載-位移曲線Fig.10 Load-displacement curve

從圖10 還可以看出，銹蝕試件破壞時(shí)，頂板及縱肋的位移值明顯小于未銹蝕試件的，根本原因有兩方面：其一，銹蝕導(dǎo)致屈曲破壞區(qū)發(fā)生改變；其二，銹蝕對(duì)板件延性造成了一定的損傷，使得結(jié)構(gòu)在變形不大的情況下達(dá)到了極限破壞。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)：未銹蝕試件的縱肋與頂板幾乎同時(shí)發(fā)生屈服，但是銹蝕試件進(jìn)入彈塑性階段后，截面上發(fā)生了應(yīng)力重分布，頂板和縱肋變形產(chǎn)生差異，導(dǎo)致頂板變形急劇增加，在相同荷載下使頂板過早進(jìn)入破壞狀態(tài)，承載力降低。

3.2.3 破壞形式及應(yīng)力分析

有限元模擬試件屈曲破壞時(shí)應(yīng)力云圖如圖11所示。從圖11 中可以看出，未銹蝕試件應(yīng)力在軸線兩側(cè)對(duì)稱分布，頂板處局部應(yīng)力大于縱肋處?？v肋上方位置和焊趾處存在應(yīng)力集中，應(yīng)力最大值位于頂板焊趾、縱肋焊趾，因此，頂板焊趾和縱肋上方頂板的應(yīng)力最先達(dá)到屈服點(diǎn)。從圖11（b）～（d）可看出，試件頂板發(fā)生局部銹蝕后，其最大應(yīng)力向銹蝕處的頂板焊趾處偏移，其余位置的應(yīng)力小于此處的，且銹蝕程度越大該現(xiàn)象越顯著。因此，隨著銹蝕率的提高，頂板局部屈曲更為明顯。

圖11 試件應(yīng)力云圖Fig.11 Stress cloud diagram of specimen

試件屈曲破壞時(shí)離焊趾不同距離的等效應(yīng)力分布情況如圖12 所示。從圖12 中可以看出，隨著局部銹蝕率增大，破壞時(shí)頂板焊趾附近的應(yīng)力更大。未銹蝕試件的縱肋及頂板在焊趾附近的應(yīng)力非常接近，但頂板發(fā)生銹蝕時(shí)，頂板與縱肋的應(yīng)力發(fā)生了應(yīng)力重分布[19]。從圖12（b）～（d）中可以看出，隨著頂板銹蝕率提高，頂板銹蝕段焊趾附近的應(yīng)力顯著增大，而縱肋焊趾附近的應(yīng)力明顯減小，頂板與縱肋的差值增大。因此，頂板局部銹蝕使試件更早發(fā)生局部屈曲。

圖12 焊趾附近等效應(yīng)力分布Fig.12 Equivalent stress distribution near the toe

試件局部屈曲時(shí)，銹蝕段頂板與縱肋應(yīng)力比如圖13 所示。從圖13 中可以看出，隨著銹蝕率增大，頂板和縱肋的等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力、最小主應(yīng)力比值也增大，等效應(yīng)力增長(zhǎng)較為緩慢，增長(zhǎng)趨勢(shì)與最小主應(yīng)力相似，而最大主應(yīng)力增長(zhǎng)速率最快。表明：試件銹蝕率的增大使各最不利應(yīng)力向銹蝕段頂板焊趾附近偏移，其中，對(duì)最大主應(yīng)力的影響最為顯著。而有限元分析中最大主應(yīng)力為拉應(yīng)力。因此，頂板局部銹蝕使得試件產(chǎn)生了較大的主拉應(yīng)力[20]，大幅度降低了結(jié)構(gòu)承載性能。

圖13 銹蝕段頂板與縱肋應(yīng)力比Fig.13 Stress ratio of roof to longitudinal rib in corroded section

4 結(jié)論

通過局部銹蝕正交異性板材料的拉伸試驗(yàn)和結(jié)構(gòu)靜力試驗(yàn)，以及有限元軟件ABAQUS 對(duì)試驗(yàn)的仿真模擬，研究了不同局部銹蝕下正交異性板靜載性能，得出結(jié)論為：

1）不同銹蝕程度的正交異性板破壞形式均表現(xiàn)在縱肋上方頂板、頂板焊趾附近、縱肋焊趾附近處發(fā)生局部屈曲破壞，但是局部銹蝕使得正交異性板各部分受力性能產(chǎn)生差異，屈曲部位隨著銹蝕率不同略有變化。

2）有限元計(jì)算獲得的荷載-位移曲線結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果較為接近，頂板局部銹蝕對(duì)結(jié)構(gòu)彈性工作階段無(wú)明顯影響，進(jìn)入塑性階段后，銹蝕試件的剛度迅速退化，增加很小的荷載便會(huì)發(fā)生極限破壞。

3）銹蝕使得結(jié)構(gòu)應(yīng)力向銹蝕段與未銹蝕段交界處偏移，加劇了應(yīng)力集中程度，導(dǎo)致應(yīng)力重分布，銹蝕段頂板與縱肋的等效應(yīng)力比、最小主應(yīng)力比和最大主應(yīng)力比隨頂板局部銹蝕率增大而增大，尤其對(duì)主拉應(yīng)力影響最為顯著。