預應力平行鋼絲束高溫力學性能

杜 詠， 肖麗萍， 李國強， 汪賢聰

(1.南京工業(yè)大學 土木工程學院， 江蘇 南京 211816；2.同濟大學 土木工程防災國家重點實驗室， 上海 200092)

預應力張拉鋼結構廣泛應用于大跨度結構體系，如索網(wǎng)結構、張弦梁和懸索橋等，其中的預應力鋼索是其關鍵部件[1].然而，預應力鋼索在火災中會受到不同程度的損傷，其火災安全性受到科研及工程人員越來越多的關注.在預應力張拉索體分類中，預應力平行鋼絲束在現(xiàn)役預應力鋼結構中有較廣泛應用[2]，因此，準確測定預應力平行鋼絲束高溫力學性能指標，可為研究預應力張拉鋼結構在火災場景中的力學響應提供重要的材料高溫性能參數(shù).

目前，對于預應力混凝土用鋼絲和鋼絲束已建立了較系統(tǒng)的常溫力學性能指標[3-8].Wang等[9]研究表明，在各溫度水平下，平行鋼絲束的斷裂狀態(tài)與單根鋼絲基本一致，但前者的高溫力學性能指標比后者退化更為嚴重.Xiong等[10]研究表明，穩(wěn)態(tài)試驗方法適用于測量高強鋼的高溫力學性能指標.周浩[11]研究表明，只有當鋼索體遭遇高于600℃高溫時，熱蠕變效應才能顯著表現(xiàn)出來，而此時其極限強度不足常溫下的10%.

鋼絲束表面幾何形狀不規(guī)則，若采用接觸式高溫應變測試方法，位移計夾持端在拉伸過程中會不可避免地產(chǎn)生相對滑移，導致試驗誤差；且因儀器量程的限制，只能測量材料極限強度之前的應力-應變曲線段.Chu等[12]提出了非接觸式應變視頻測量(CCDC)系統(tǒng)的應用原理；Lyons等[13]的高溫材性試驗表明了CCDC技術的可行性和準確性；Du等[14]開展了非接觸式測試技術與傳統(tǒng)接觸式測試手段的對比性試驗.上述研究均表明CCDC系統(tǒng)不僅精度可靠，且適用于測試表面形狀復雜的試件.

鑒于此，本文采用CCDC系統(tǒng)，基于穩(wěn)態(tài)試驗方法，將平行鋼絲束試件升溫至目標溫度且溫度恒定后，對其進行單向拉伸直至斷裂，以研究平行鋼絲束高溫下的應力-應變?nèi)^程.

1 試驗

1.1 裝置

CCDC系統(tǒng)如圖1所示.由圖1可見，加載設備為Instron1334液壓伺服萬能材性試驗機，采用其配套的SF-16管狀高溫爐對試件加溫，爐膛凈尺寸為30.0cm×10.5cm(高×直徑)，最高溫度可至 1250℃，高溫爐內(nèi)配置上中下3片加熱單元，以保證爐內(nèi)溫度均勻分布.

圖1 非接觸式應變視頻測量系統(tǒng)Fig.1 CCDC system

1.2 試件

圖2為抗拉強度1670MPa的7根×7mm高溫單向拉伸平行鋼絲束試件.在平行鋼絲束試件測試區(qū)均勻噴涂黑白相間的散斑帶(見圖3).通過CCD攝像機記錄試件變形過程中材料表面的散斑圖變化情況，將其以灰度矩陣的形式存儲在計算機中，測試系統(tǒng)分析軟件實時輸出試件標距段(本試驗選取標距不大于1.5cm)位移及應變隨溫度的變化歷程.

圖2 高溫單向拉伸平行鋼絲束試件尺寸Fig.2 Size of parallel wire cable specimen at elevated temperature(size:mm)

圖3 平行鋼絲束表面高溫噴涂標記Fig.3 High temperature paint markers on a cable surface

1.3 試驗過程

在試件升溫前，用雙頭螺紋連接螺栓將試件上錨杯端與試驗機連接，保持試件下錨杯端為松弛狀態(tài)，以消除熱膨脹對試件的影響；當試件溫度升至目標溫度并完成恒溫保持后，再進行單向拉伸試驗.

在穩(wěn)態(tài)試驗中，將爐內(nèi)溫度從室溫(20℃)升至100、200、300、350、400、450、500、550、600、700、 800℃，升溫速率為10℃/min[15]，并在各溫度水平下恒溫20～30min，以保證鋼索截面溫度分布均勻.以 0.05mm/s 的拉伸速率對試件進行拉伸直至破壞，每1s收集5個數(shù)據(jù)，每個目標溫度水平重復測試3個試件，試驗值取其平均值.

1.4 試驗現(xiàn)象

圖4為各溫度水平下平行鋼絲束試件斷口形貌.由圖4可見：室溫(20℃)下，試件斷口位置在錨杯口附近，而其余溫度水平下的試件斷口位置均在受熱區(qū)；在20～200℃時，試件斷口形貌呈杯狀，表現(xiàn)為脆性破壞，斷口截面顏色呈黑色，鋼絲表面仍具有金屬光澤；隨著溫度的升高，在300℃時，試件斷口形貌出現(xiàn)變化，部分鋼絲沿著45°方向斷裂，部分鋼絲斷口仍為杯狀，試件仍以脆性破壞為主，斷口截面顏色呈現(xiàn)黑黃色，鋼絲表面原先的金屬光澤開始變暗；在350℃時，大多數(shù)試件斷口形貌呈錐形，表現(xiàn)為塑性破壞，斷口截面顏色為深藍色，鋼絲表層出現(xiàn)脫落；在400～800℃時，隨著溫度的升高，試件中的鋼絲頸縮現(xiàn)象越來越明顯，試件斷口形貌錐狀化加劇，斷口截面顏色變?yōu)楹诨疑摻z表面逐步變?yōu)橥咙S色；當目標溫度低于300℃時，試件破斷時發(fā)出清脆聲音，當目標溫度高于400℃時，試件破斷時僅發(fā)出微弱的“砰”聲，在600～800℃時，試件斷裂聲尤為微弱.

圖4 各溫度水平下平行鋼絲束試件的斷口形貌Fig.4 Fracture morphologies of parallel wire cable specimens at different temperatures

2 試驗結果分析

2.1 名義屈服強度

圖5為高溫下平行鋼絲束試件的應力-應變(σ-ε)曲線指標示意圖.由圖5可見，在試件的σ-ε曲線上，與極限應變εpt,θ相對應的極限強度為fpt,θ，與比例極限應變εpp,θ相對應的比例極限為fpp,θ，與屈服應變εpy,θ相對應的屈服強度為fpy,θ，εpu,θ為試件斷裂應變，Ep,θ為試件的彈性模量.其中θ表示溫度.

表1為各溫度水平下平行鋼絲束試件名義屈服強度、極限應變和斷裂應變試驗結果，其中f0.20%-offset,θ、f0.50%,θ、f1.00%,θ、f1.20%,θ、f1.25%,θ、f1.50%,θ和f2.00%,θ分別為應變水平0.20%、0.50%、1.00%、1.20%、1.25%、1.50%和2.00%對應的名義屈服強度.由表1可見，與各應變水平相比，其2.00%應變水平下的名義屈服強度f2.00%,θ更接近極限強度fpt,θ，兩者最大相差僅7.8%，故本文將f2.00%,θ作為平行鋼絲束試件的高溫名義屈服強度.

圖5 高溫下平行鋼絲束試件的應力-應變曲線指標示意圖Fig.5 Mathematical model for stress-strain relationships of parallel wire cable specimens at elevated temperature

表1 各溫度水平下平行鋼絲束試件名義屈服強度、極限應變和斷裂應變試驗結果

2.2 彈性模量

根據(jù)應力-應變關系曲線初始線性段斜率確定平行鋼絲束試件的彈性模量Ep,θ；曲線線性段終點所對應的比例極限應變?yōu)棣舙p,θ，則比例極限fpp,θ=Ep,θ×εpp,θ.表2列出了各溫度水平下平行鋼絲束試件的彈性模量、比例極限及比例極限應變.

表2 各溫度水平下平行鋼絲束試件彈性模量、比例極限及比例極限應變

2.3 極限應變和斷裂應變

圖6為平行鋼絲束試件極限應變(εpt,θ)、斷裂應變(εpu,θ)試驗值與文獻[8]中建議值的比較.

圖6 平行鋼絲束試件極限應變和斷裂應變試驗值與 文獻[8]中建議值的比較Fig.6 Comparison of strain between test data and reference[8] of parallel wire cable specimens

由圖6可見：在20～200℃時，平行鋼絲束試件極限應變試驗值與文獻[8]建議值相差不大且隨溫度變化較??；高于200℃后，試件極限應變試驗值呈下降趨勢，而文獻[8]建議值呈上升趨勢；試件斷裂應變試驗值在300～400℃時接近文獻[8]建議值；高于400℃后，試件斷裂應變試驗值呈顯著上升趨勢；文獻[8]高估了平行鋼絲束的極限應變，幅度達52.7%，低估了400℃后平行鋼絲束的斷裂應變，幅度達256.0%.

3 高溫折減系數(shù)

3.1 力學性能指標高溫折減系數(shù)

定義彈性模量高溫折減系數(shù)kE,θ為高溫下彈性模量Ep,θ與常溫下彈性模量Ep的比值，即kE,θ=Ep,θ/Ep；極限強度高溫折減系數(shù)kpt,θ為高溫下極限強度fpt,θ與常溫下極限強度fpt的比值，即kpt,θ=fpt,θ/fpt.

文獻[8]推薦的預應力混凝土用鋼索的高溫名義屈服強度折減系數(shù)kpy,θ為各溫度下2.00%應變屈服強度f2.00%,θ與90%極限強度fpt,θ的比值，即kpy,θ=f2.00%,θ/0.9fpt,θ，但20℃時試件的f2.00%,θ大于0.9fpt,θ(見表1)，使得kpy,θ大于1，因此本文采用文獻[16]建議的普通結構鋼高溫名義屈服強度折減系數(shù)計算公式——高溫下名義屈服強度fpy,θ與常溫下名義屈服強度fpy的比值，即kpy,θ=fpy,θ/fpy.

文獻[8]中預應力混凝土用鋼索的比例極限高溫折減系數(shù)計算式kpp,θ=fpp,θ/0.9fpt，但本文的kpp,θ=fpp,θ/fpy值與文獻[8]建議值更為接近，故本文按kpp,θ=fpp,θ/fpy來確定平行鋼絲束比例極限高溫折減系數(shù).

3.2 屈服強度高溫折減系數(shù)

圖7為平行鋼絲束試件名義屈服強度高溫折減系數(shù)試驗值與已有研究[8-9，17-18]的比較.由圖7可見：(1)已有研究得出的預應力鋼索名義屈服強度高溫折減系數(shù)離散性較大；本文試驗值與文獻[8-9，17-18]給出的預應力鋼索名義屈服強度高溫折減系數(shù)較為接近，而與Xiong等[10]得出的高強鋼名義屈服強度高溫折減系數(shù)相差較大.(2)與汪賢聰[17]的鋼絞線名義屈服強度高溫折減系數(shù)相比，在低于 400℃ 時，由于平行鋼絲束無纏繞效應影響，本文試驗值略低于鋼絞線試驗值，當超過 400℃ 時，兩者較為接近.(3)與Wang等[9]的1670MPa 級平行鋼絲束相比，本文試驗值與其較為接近，即使在相差最大的450℃時，兩者也僅相差7.5%.(4)張昊宇等[18]選取同規(guī)格預應力鋼絞線的中絲為試驗對象，與本文試驗數(shù)據(jù)相近.由于生產(chǎn)工藝的差異，本文平行鋼絲束試件的名義屈服強度高溫折減系數(shù)比熱處理高強鋼S460M[10]和S690QT[10]分別低89%與63%.

圖7 平行鋼絲束試件名義屈服強度高溫折減系數(shù)試驗值與 已有研究的比較Fig.7 Comparison of reduction factors of yield strength between test data and previous studies

3.3 彈性模量高溫折減系數(shù)

圖8為平行鋼絲束試件彈性模量高溫折減系數(shù)試驗值與已有研究[8-10,17-18]的比較.由圖8可見：(1)各已有研究的預應力鋼索彈性模量高溫折減系數(shù)較為離散.(2)本文試驗數(shù)據(jù)與文獻[9,18]比較接近；低于600℃時，隨著溫度的升高，本文試驗數(shù)據(jù)與文獻[8]建議值差值逐漸增加；到600℃時，因為鋼絲的高溫回復作用，使鋼絲中的索氏體組織開始發(fā)生劇烈變化，平行鋼絲束彈性模量逐漸降低，本文試驗值比文獻[8]建議值低53.1%. (3)與 鋼絞線試驗數(shù)據(jù)[17]相比，因平行鋼絲束無鋼絲纏繞效應，在 20～ 400℃時，本文試驗值均低于預應力鋼絞線的彈性模量高溫折減系數(shù)，當溫度超過400℃后，隨著鋼絞線的纏繞松弛，兩者差異逐漸減小至3%. (4)當 溫度高于400℃時，本文試驗值遠小于高強鋼S460M[10]和S690QT[10]的彈性模量高溫折減 系數(shù).

圖8 平行鋼絲束試件彈性模量高溫折減系數(shù)試驗值與 已有研究的比較Fig.8 Comparison of reduction factors of elasticity modulus between test data and previous studies

3.4 比例極限高溫折減系數(shù)

圖9 平行鋼絲束試件比例極限高溫折減系數(shù)與已有 研究的比較Fig.9 Comparison of reduction factors of proportion limit between test data and previous studies

圖9為平行鋼絲束試件比例極限高溫折減系數(shù)與已有研究[8,10]的比較.由圖9可見：(1)在20℃時，本文試驗值比文獻[8]建議的比例極限高溫折減系數(shù)低21.6%；在100～500℃時，則最大高54.0%. (2)本 文試驗值遠低于高強鋼S690QT[10]的比例極限高溫折減系數(shù)，在300℃時，差距高達84.5%，這是由于比例極限由fpp,θ=Ep,θ×εpp,θ得到，平行鋼絲束在高溫下彈性模量下降比高強鋼快，但兩者比例極限應變相近所致.

3.5 極限強度高溫折減系數(shù)

圖10為平行鋼絲束試件極限強度高溫折減系數(shù)試驗值與已有研究[9,17]的比較.由圖10可見：在20～800℃時，已有研究給出的平行鋼絲束極限強度高溫折減系數(shù)與本文試驗值相差不大，與鋼絞線在500℃時的試驗數(shù)據(jù)[17]相差最大僅18%.

圖10 平行鋼絲束試件極限強度高溫折減系數(shù)試驗值與 已有研究的比較Fig.10 Comparison of reduction factors of ultimate strength between test data and previous studies

表3為各溫度水平下平行鋼絲束試件力學性能指標折減系數(shù)匯總.由表3可見：總體上，低于 300℃ 時，平行鋼絲束試件的彈性模量衰減可忽略不計，而比例極限衰減明顯；超過300℃時，試件各項力學性能衰減顯著，特別是當溫度超過600℃時，由于珠光體組織的滑移和相變，導致鋼材的微觀結構從鐵素體-珠光體轉換為奧氏體.所以，平行鋼絲束試件應力-應變曲線隨溫度升高趨于平緩；極限應變、斷裂應變隨著溫度的升高呈不同的增長趨勢，而比例極限應變、屈服強度、彈性模量、比例極限以及極限強度呈下降趨勢.

表3 各溫度水平下平行鋼絲束試件力學性能指標折減系數(shù)匯總

3.6 高溫折減系數(shù)函數(shù)模型

基于試驗數(shù)據(jù)，擬合出平行鋼絲束試件各項力學性能指標的高溫折減系數(shù)函數(shù)模型.

回歸系數(shù)R2=0.9973下平行鋼絲束試件的名義屈服強度高溫折減系數(shù)表達式為：

fpy,θ/fpy=-2.629×10-14θ5+5.356×10-11θ4

-3.25×10-8θ3+4.689×10-6θ2

-8.457×10-4θ+1.018

(1)

回歸系數(shù)R2=0.9970下平行鋼絲束試件的比例極限高溫折減系數(shù)表達式為：

fpp,θ/fpy=-1.972×10-15θ5-1.804×10-12θ4

+9.785×10-9θ3-6.917×10-6θ2

+4.274×10-5θ+0.780

(2)

回歸系數(shù)R2=0.9970下平行鋼絲束試件的彈性模量高溫折減系數(shù)表達式為：

(3)

回歸系數(shù)R2=0.9971下平行鋼絲束試件的極限強度高溫折減系數(shù)表達式為：

fpt,θ/fpt=-4.279×10-14θ5+8.508×10-11θ4-

5.156×10-8θ3+7.641×10-6θ2-

3.745×10-4θ+0.999

(4)

4 高溫應力應變函數(shù)模型

根據(jù)本文試驗數(shù)據(jù)，擬合出平行鋼絲束試件的高溫應力-應變?nèi)^程關系函數(shù)：

(5)

式中：a1、a2、a3、b1、b2和b3為擬合系數(shù)(見表4和 表5 ).

表4 擬合系數(shù)a1、a2、a3

表5 擬合系數(shù)b1、b2、b3

圖11為平行鋼絲束試件高溫應力-應變曲線對比.由圖11可見，平行鋼絲束試件的高溫應力-應變函數(shù)模型(式(5))與試驗結果吻合較好.

文獻[8]建議的鋼索高溫應力-應變關系模型中，沒有考慮平行鋼絲束的應力強化階段，并且在100～200℃時，低估了7.1%的平行鋼絲束極限強度.文獻[8]規(guī)定名義應變到極限應變之間的屈服強度取定值，極限應變至斷裂應變?yōu)樾本€下降，這種簡化關系與試驗得到的全過程應力-應變關系相差較大.

圖11 平行鋼絲束試件高溫應力-應變曲線對比Fig.11 Comparison of stress-strain curves between test data and EN 1992-1-2

5 結論

(1)平行鋼絲束極限應變試驗值與文獻中預應力混凝土用鋼索取值相比，在20～200℃時基本接近；高于200℃后，本文試驗值顯著降低；平行鋼絲束斷裂應變試驗值與文獻建議值相比，在20～ 300℃ 時顯著降低，在350～400℃時基本接近，在500～800℃時顯著高于文獻建議值.

(2)本文建議的平行鋼絲束高溫力學性能指標折減系數(shù)與高強鋼試驗數(shù)據(jù)相差較大；與文獻中鋼索的彈性模量折減系數(shù)及比例極限折減系數(shù)相差較大；當溫度低于400℃時，與鋼絞線相差較大；在100～200℃時，與已有平行鋼絲束試驗數(shù)據(jù)略有差異，與單絲試驗數(shù)據(jù)相近.

(3)本文提出的平行鋼絲束的各項高溫力學性能指標，可服務于大跨度預應力張拉鋼結構在火災環(huán)境下的結構響應分析.