火災(zāi)下平行鋼絲束溫度膨脹及高溫蠕變?cè)囼?yàn)研究

杜 詠，嚴(yán)芙蓉

(南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，南京211816)

在預(yù)應(yīng)力張拉鋼結(jié)構(gòu)中，預(yù)應(yīng)力鋼索通常處于較高的應(yīng)力狀態(tài)，火災(zāi)發(fā)生時(shí)，由溫度以及應(yīng)力引起的鋼索的熱膨脹及高溫蠕變效應(yīng)將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)抗力退化，使得結(jié)構(gòu)構(gòu)件失效甚至結(jié)構(gòu)整體倒塌[1]。因此，開(kāi)展火災(zāi)高溫下預(yù)應(yīng)力鋼索的高溫蠕變性能試驗(yàn)研究十分重要。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同生產(chǎn)工藝制作的鋼索及鋼絲的高溫力學(xué)性能開(kāi)展了一系列高溫試驗(yàn)研究以及理論分析。Maurice等[2]對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼絲進(jìn)行了高溫蠕變?cè)囼?yàn)，發(fā)現(xiàn)高溫下蠕變將削弱預(yù)應(yīng)力鋼絲的預(yù)應(yīng)力，但未給出相應(yīng)的蠕變模型。Harmathy 和Stanzak[3]抽取1725級(jí)預(yù)應(yīng)力鋼絞線的中絲開(kāi)展了高溫蠕變?cè)囼?yàn)，得到了中絲的高溫蠕變曲線，并對(duì)Dorn[4]在1954年提出的高溫蠕變理論進(jìn)行了改進(jìn)。John 等[5]使用數(shù)字圖像相關(guān)方法(簡(jiǎn)稱DIC)，對(duì)預(yù)應(yīng)力鋼絲開(kāi)展了穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)蠕變?cè)囼?yàn)，并在Harmathy 和Stanzak 高溫蠕變模型的基礎(chǔ)上，提出了新的蠕變參數(shù)。張昊宇和鄭文忠[6]采用MTS試驗(yàn)機(jī)、高溫應(yīng)變引伸計(jì)及SF62高溫爐，對(duì)高溫作用下直徑為5 mm 的1770級(jí)預(yù)應(yīng)力鋼絲的溫度膨脹和高溫蠕變性能開(kāi)展了試驗(yàn)研究，得出預(yù)應(yīng)力鋼絲的高溫膨脹應(yīng)變隨溫度變化的規(guī)律以及高溫蠕變計(jì)算模型。周煥廷等[7]采用爐體外測(cè)試方法，對(duì)直徑為15.24 mm 的1860級(jí)預(yù)應(yīng)力鋼絞線進(jìn)行了高溫蠕變性能測(cè)試，基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合出了鋼絞線高溫蠕變方程。

鋼索高溫材性試驗(yàn)按測(cè)試方法不同可分為爐外測(cè)量和爐內(nèi)測(cè)量。爐外測(cè)量技術(shù)所測(cè)變形為試件平均應(yīng)變，此種測(cè)量技術(shù)已逐漸被各國(guó)學(xué)者棄用。爐內(nèi)測(cè)量技術(shù)又分為直接測(cè)量與間接測(cè)量，直接測(cè)量使用的高溫引伸棒與試樣表面極易發(fā)生相對(duì)滑移，間接測(cè)量要求豎向引伸轉(zhuǎn)化桿與試樣的縱軸線保持平行，故以上測(cè)量方法均存在不足。由于測(cè)試手段的限制，以往試驗(yàn)多數(shù)采用抽取鋼絞線中絲的方法進(jìn)行高溫蠕變?cè)囼?yàn)，該方法未考慮在高溫作用下鋼絞線整體會(huì)發(fā)生反向扭轉(zhuǎn)這一現(xiàn)象對(duì)鋼絞線高溫力學(xué)性能指標(biāo)的影響。

基于上述問(wèn)題，周浩等[8]采用非接觸測(cè)量式應(yīng)變視頻測(cè)量系統(tǒng)[9]，對(duì)1860級(jí)預(yù)應(yīng)力鋼絞線開(kāi)展了溫度膨脹試驗(yàn)和高溫蠕變?cè)囼?yàn)，提出了與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高的溫度膨脹系數(shù)計(jì)算式和高溫蠕變模型。文獻(xiàn)[10]指出，火災(zāi)高溫下，當(dāng)忽略高溫蠕變時(shí)，預(yù)應(yīng)力鋼絞線由于達(dá)到其極限強(qiáng)度而破壞；當(dāng)考慮高溫蠕變時(shí)，由于蠕變加劇了鋼索的松弛變形，預(yù)應(yīng)力鋼絞線不會(huì)發(fā)生強(qiáng)度破壞，而是達(dá)到其斷裂應(yīng)變而破壞。而且，鋼絞線的鋼絲纏繞效應(yīng)顯著影響其力學(xué)性能。因此，高溫蠕變應(yīng)變?cè)诮Y(jié)構(gòu)抗火性能分析中不能被忽略。

在單向拉伸試驗(yàn)中，平行鋼絲束中鋼絲破斷狀態(tài)與單根鋼絲的破斷現(xiàn)象基本一致，高溫下單根鋼絲與平行鋼絲束的力學(xué)性能均會(huì)退化，但鋼絲束的高溫力學(xué)性能指標(biāo)比單根鋼絲的力學(xué)性能指標(biāo)退化更為嚴(yán)重[11?12]。此外，平行鋼絲束的成型工藝區(qū)別于鋼絞線。鋼絞線由多根高強(qiáng)鋼絲向一個(gè)方向呈螺旋形均勻絞捻30°～45°而成。而平行鋼絲束將若干根直徑相同的高強(qiáng)鋼絲平行并攏、扎緊，絞捻2°～4°而成。相對(duì)于鋼絞線，平行鋼絲束具有較高的彈性模量，且能夠單向抗拉。故本文對(duì)常用于實(shí)際工程中的平行鋼絲束進(jìn)行溫度膨脹及高溫蠕變?cè)囼?yàn)，提出相應(yīng)的熱膨脹應(yīng)變及高溫蠕變模型，服務(wù)于平行鋼絲束在火災(zāi)高溫下的力學(xué)響應(yīng)分析。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件規(guī)格及制備

目前，國(guó)內(nèi)常用19根×5 mm 和7根×7 mm 這兩種規(guī)格的平行鋼絲束。已有研究表明，平行鋼絲束中鋼絲的直徑和數(shù)量對(duì)其高溫力學(xué)性能均無(wú)較大的影響[13]。因此，本文采用如圖1所示的1670級(jí)7根×7 mm 平行鋼絲束為研究對(duì)象，試件的長(zhǎng)度由試驗(yàn)機(jī)拉伸空間和高溫爐尺寸綜合確定，其幾何特征如表1所示。在平行鋼絲束試件中部噴涂白色耐高溫漆，形成如圖2所示的散斑帶，作為記錄標(biāo)距位移的信息載體。

圖1 1670 MPa 平行鋼絲束試件Fig.1 1670 MPa tensile strength parallel steel wires

圖2 試件表面散斑標(biāo)記Fig.2 Speckle marking on surface of specimen

表1 平行鋼絲束試件幾何特征Table 1 Geometric properties of parallel steel wires

1.2 試驗(yàn)裝置

本文的試驗(yàn)裝置如圖3所示，整個(gè)試驗(yàn)系統(tǒng)由加載系統(tǒng)、溫控系統(tǒng)以及測(cè)量系統(tǒng)組成。其中，Instron 液壓伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)的最大加載能力為500 kN。高溫爐爐膛凈尺寸為30 cm×10.5 cm(高×直徑)，由3個(gè)加熱單元組成，可以對(duì)三個(gè)單元同時(shí)加熱以保證全爐升溫均勻，最高溫度可達(dá)1250 ℃。CCD相機(jī)可記錄材料表面散斑圖的變化，并將位移變化量以灰度矩陣的形式輸入到計(jì)算機(jī)中。非接觸式應(yīng)變視頻測(cè)量系統(tǒng)如圖4所示，可通過(guò)軟件實(shí)時(shí)分析，輸出試件標(biāo)距段的位移及應(yīng)變隨溫度的變化歷程。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Test setup

圖4 非接觸式應(yīng)變視頻測(cè)量系統(tǒng)Fig.4 Measurement system of non-contact video gauge

2 溫度膨脹試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)方法

進(jìn)行高溫下平行鋼絲束的自由膨脹試驗(yàn)前，需將圖1所示試件一端錨頭切除；如圖5 所示，用雙頭螺桿將試件上錨杯與試驗(yàn)機(jī)加載端連接，將試件下端套入位于試驗(yàn)機(jī)底座正中心的定位套筒內(nèi)，并在套筒內(nèi)壁涂潤(rùn)滑油，將套筒與底座固定，使平行鋼絲束試件下端既可以沿縱軸線變形自由又沿軸線保持對(duì)中[14]。

圖5 平行鋼絲束自由端定位套筒Fig.5 Positioning sleeveat free end of parallel steel wires

試件安裝完后，在爐內(nèi)部分的索體縱向表面上、中、下三段綁扎熱電偶，檢測(cè)試件表面的實(shí)時(shí)溫度。用防火棉填充爐體上、下端部空隙，確保爐內(nèi)溫度的穩(wěn)定性與均勻性。對(duì)平行鋼絲束試件進(jìn)行升溫，升溫速率為10℃/min，使?fàn)t內(nèi)溫度從室溫分別升溫至100℃、150℃、200℃、250℃、300℃、350℃、400℃、450℃、550℃、600℃、650℃、700℃、750℃、800℃，并在各溫度水平恒溫20 min～30 min，以保證各溫度水平下鋼索截面溫度分布均勻。當(dāng)視頻引伸儀的應(yīng)變讀數(shù)穩(wěn)定時(shí)，讀取相應(yīng)溫度水平下的熱膨脹應(yīng)變值。在每個(gè)溫度水平下重復(fù)對(duì)3根鋼索試件進(jìn)行測(cè)試并記錄應(yīng)變值。共計(jì)開(kāi)展了15個(gè)溫度水平下平行鋼絲束熱膨脹應(yīng)變的測(cè)定。

2.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

考察如圖6所示的平行鋼絲束熱膨脹應(yīng)變隨溫度變化關(guān)系，可以發(fā)現(xiàn)，平行鋼絲束熱膨脹應(yīng)變隨著溫度的升高呈非線性增長(zhǎng)；溫度為750℃左右時(shí)，平行鋼絲束熱膨脹應(yīng)變從1.0253%突降到0.9241%，產(chǎn)生這種現(xiàn)象是因?yàn)樵跍囟葹?50℃左右時(shí)，鋼絲束的微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化，表現(xiàn)為相變。本文的平行鋼絲束是以鐵素體+滲碳體(珠光體，索氏體，貝氏體)為原始組織的高碳盤條，其化學(xué)成分為C、Mn、Si、Cr、Ti、V。隨著相變的發(fā)生，其原始組織會(huì)奧氏體化。奧氏體有不同于鐵素體和滲碳體的晶格結(jié)構(gòu)，奧氏體的原子致密度高于鐵素體和滲碳體，故相變會(huì)引起試件體積的收縮。且相變引起的收縮量遠(yuǎn)大于升溫引起的熱膨脹效應(yīng)，因此在750℃時(shí)熱膨脹應(yīng)變值會(huì)突然降低。當(dāng)奧氏體化趨于完全后，隨著溫度的升高，熱膨脹應(yīng)變值也會(huì)升高。這是由于奧氏體的線膨脹系數(shù)是鐵素體和碳滲體線膨脹系數(shù)平均值的2倍。故在750℃～800℃，主要由奧氏體受熱引起試件的熱膨脹應(yīng)變又突然增大。

圖6 熱膨脹應(yīng)變與溫度關(guān)系曲線Fig.6 Curvesof thermal expansion strain versus temperature

平行鋼絲束在15個(gè)溫度水平下的熱膨脹應(yīng)變?nèi)绫?所示。將表2試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制在圖6中，與已有成果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，預(yù)應(yīng)力平行鋼絲束與鋼絞線的熱膨脹應(yīng)變隨著溫度的升高的趨勢(shì)相同，平行鋼絲束的熱膨脹應(yīng)變值略大于鋼絞線熱膨脹應(yīng)變值，兩者最大相差0.0608%。EC3[15]建議的碳鋼的熱膨脹應(yīng)變值較平行鋼絲束熱膨脹應(yīng)變?cè)囼?yàn)值大0.1767%，這是由于碳鋼微觀組織的硬度較預(yù)應(yīng)力鋼絲的小，即碳鋼抵抗變形的能力較預(yù)應(yīng)力鋼絲弱，故在相同應(yīng)力水平下，碳鋼會(huì)產(chǎn)生更大的熱膨脹應(yīng)變[16]。

表2 平行鋼絲束溫度膨脹應(yīng)變?cè)囼?yàn)值Table 2 Experimental data of thermal expansion strain of parallel steel wires

2.3 熱膨脹系數(shù)與溫度函數(shù)

根據(jù)文獻(xiàn)[17]對(duì)金屬材料熱膨脹系數(shù)的定義，熱膨脹系數(shù)是對(duì)關(guān)于溫度的熱膨脹應(yīng)變函數(shù)求一階導(dǎo)得到的。在此，本文首先對(duì)表2中平行鋼絲束的熱膨脹應(yīng)變?cè)囼?yàn)平均值采用一元回歸分析法擬合得到其關(guān)于溫度的二次多項(xiàng)函數(shù)式(1)：

3 高溫蠕變?cè)囼?yàn)

3.1 試驗(yàn)方案

《金屬材料單軸拉伸蠕變?cè)囼?yàn)方法》(GB/T 2039?2012)[18]中指出，溫度和應(yīng)力是影響平行鋼絲束高溫蠕變性能的重要因素，故需在不同溫度和應(yīng)力條件下開(kāi)展高溫蠕變測(cè)試。

根據(jù)文獻(xiàn)[19]可知，蠕變的試驗(yàn)溫度通常取0.3～0.5金屬熔點(diǎn)(絕對(duì)溫度)，鍍鋅鋼絲束的熔點(diǎn)為1545℃。故本文高溫蠕變?cè)囼?yàn)溫度水平取350℃、400℃、450℃、500℃。

由于高溫蠕變?cè)趹?yīng)力水平低于金屬屈服強(qiáng)度下顯著發(fā)生，所以高溫蠕變?cè)囼?yàn)應(yīng)力水平由鋼絲束所處溫度下的屈服強(qiáng)度決定。根據(jù)文獻(xiàn)[20]中試驗(yàn)數(shù)據(jù)，確定各溫度水平下的f2%,T屈服強(qiáng)度如表3所列。本文先取0.5f2%,T作為工況1的應(yīng)力水平，觀察工況1的蠕變應(yīng)變發(fā)展情況，進(jìn)一步確定工況2和工況3應(yīng)力水平。

試驗(yàn)采用恒溫加載方法[18]，以10℃/min 升溫至預(yù)定溫度水平后恒溫30 min 再加載。由于高溫蠕變是隨時(shí)間變化的量，所以加載過(guò)程應(yīng)盡量快，以避免在加載過(guò)程中產(chǎn)生過(guò)多的高溫蠕變變形[21]。因此，在恒溫后10 min 內(nèi)平穩(wěn)施加拉力以達(dá)到表3的應(yīng)力水平。當(dāng)拉力達(dá)到預(yù)定值后，保持拉力恒定，以5 Hz 采集頻率，記錄高溫蠕變應(yīng)變隨時(shí)間的變化歷程，記錄時(shí)間為2 h。每種工況測(cè)試1根試件，共計(jì)測(cè)試了12根試件。

表3 平行鋼絲束高溫蠕變?cè)囼?yàn)參數(shù)Table 3 Test parameters of high temperature creep of parallel steel wires

3.2 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖7為預(yù)應(yīng)力平行鋼絲束在表3所列各溫度和應(yīng)力水平下，經(jīng)歷2 h 高溫蠕變?cè)囼?yàn)后，試件自然冷卻到常溫時(shí)的外觀。考察圖7發(fā)現(xiàn)，平行鋼絲束在高溫蠕變?cè)囼?yàn)中均未發(fā)生明顯頸縮變形。與鋼絞線類似，平行鋼絲束的蠕變效應(yīng)同時(shí)受溫度水平和應(yīng)力水平的影響，溫度越低，平行鋼絲束可以承受的蠕變應(yīng)力水平越高；反之，隨目標(biāo)溫度的升高，蠕變應(yīng)力水平降低。

圖7 預(yù)應(yīng)力鋼絲束高溫蠕變?cè)囼?yàn)后外觀Fig.7 Appearanceof parallel steel wiresafter high temperature creep test

3.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

各溫度及應(yīng)力水平下平行鋼絲束的高溫蠕變應(yīng)變曲線分別如圖8和圖9所示。

圖8 應(yīng)力水平對(duì)平行鋼絲束高溫蠕變應(yīng)變歷程的影響Fig.8 Effect of stress level on creep strain curves of parallel steel wires

本文將蠕變應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率逐漸減小并過(guò)渡到保持恒定的分界點(diǎn)作為蠕變分界點(diǎn)，記作“?”。蠕變分界點(diǎn)將蠕變歷程分為2個(gè)階段：第一階段為過(guò)渡蠕變階段，該階段的應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率隨著時(shí)間的增加而不斷減??；第二階段為穩(wěn)態(tài)蠕變階段，該階段的應(yīng)變速率大致穩(wěn)定，蠕變速率變化較小，這是由于變形引起的加工硬化與動(dòng)態(tài)恢復(fù)速率達(dá)到了平衡[22]。

應(yīng)力水平對(duì)平行鋼絲束蠕變歷程的影響如圖8所示。圖8(a)中，歷經(jīng)2 h的350℃高溫，應(yīng)力水平為515 MPa、617 MPa 及714 MPa 對(duì)應(yīng)的蠕變應(yīng)變分別達(dá)到0.0863%、0.1689%及0.2692%。從圖8(a)中穩(wěn)態(tài)蠕變階段曲線的斜率來(lái)看，隨著應(yīng)力水平增高，曲線斜率越大，穩(wěn)態(tài)階段蠕變?cè)鲩L(zhǎng)越快；在應(yīng)力水平為515 MPa 時(shí)，歷經(jīng)約40 min進(jìn)入穩(wěn)態(tài)蠕變階段，當(dāng)應(yīng)力水平提高到617 MPa和734 MPa 時(shí)，分別延長(zhǎng)至55 min 和70 min 進(jìn)入穩(wěn)態(tài)蠕變階段。圖8(b)～圖8(d)的蠕變歷程變化規(guī)律與圖8(a)相似，即在溫度水平一定時(shí)，平行鋼絲束高溫蠕變應(yīng)變及穩(wěn)態(tài)蠕變?cè)鲩L(zhǎng)速率均隨著應(yīng)力水平的增高而增大，且進(jìn)入穩(wěn)態(tài)蠕變階段的歷時(shí)延長(zhǎng)。此外，對(duì)比圖8(a)～圖8(d)可以發(fā)現(xiàn)，隨著溫度水平的升高，蠕變應(yīng)變差值增大，這種現(xiàn)象表明，溫度水平越高，應(yīng)力水平對(duì)蠕變性能的影響越顯著。當(dāng)溫度水平為500℃時(shí)，較低的應(yīng)力水平也能導(dǎo)致平行鋼絲束產(chǎn)生較大的高溫蠕變應(yīng)變。

溫度水平對(duì)平行鋼絲束蠕變歷程的影響如圖9所示。圖9(a)中，在應(yīng)力水平為441 MPa 下，分別歷經(jīng)2 h 的400℃和450℃高溫，蠕變應(yīng)變值分別達(dá)到0.1572%、0.9026%，兩種溫度條件下的蠕變應(yīng)變差值為0.7454%。在圖9(b)中，在應(yīng)力水平515 MPa 下，分別歷經(jīng)2 h 的350℃和400℃高溫，蠕變應(yīng)變差值為0.1479%；而在圖9(c)中，當(dāng)應(yīng)力水平為617 MPa 時(shí)，受溫度影響的蠕變應(yīng)變差值為0.3172%。總體上，相同應(yīng)力水平下，隨著目標(biāo)溫度升高，高溫蠕變應(yīng)變以及穩(wěn)態(tài)階段蠕變?cè)鲩L(zhǎng)速率均會(huì)增大，且進(jìn)入穩(wěn)態(tài)蠕變階段前經(jīng)歷的時(shí)間越長(zhǎng)。當(dāng)溫度為450℃時(shí)，平行鋼絲束的蠕變速率和蠕變?cè)鲩L(zhǎng)速率均突然增大，因此在400℃～450℃，平行鋼絲束高溫蠕變表現(xiàn)出顯著的轉(zhuǎn)變。

圖9 溫度水平對(duì)平行鋼絲束高溫蠕變應(yīng)變歷程的影響Fig.9 Effect of temperature level on creep strain curvesof parallel steel wires

將平行鋼絲束與鋼絞線的蠕變歷程進(jìn)行對(duì)比。如圖10所示，當(dāng)應(yīng)力水平為441 MPa、溫度為450℃時(shí)，歷經(jīng)2 h 升溫歷程的鋼絞線的蠕變應(yīng)變比平行鋼絲束大29.8%；當(dāng)應(yīng)力水平為284 MPa，目標(biāo)溫度為500℃時(shí)，鋼絞線的蠕變應(yīng)變遠(yuǎn)大于平行鋼絲束。在應(yīng)力水平和溫度水平相同的條件下，由于鋼絞線的纏繞效應(yīng)，鋼絞線的蠕變效應(yīng)高于平行鋼絲束的蠕變效應(yīng)，故平行鋼絲束的高溫蠕變應(yīng)變顯著小于鋼絞線。

圖10 鋼絞線與平行鋼絲束高溫蠕變應(yīng)變歷程的對(duì)比圖Fig.10 Comparison of high temperaturecreep strain between twisted and parallel steel wires

3.4 高溫蠕變應(yīng)變計(jì)算模型

各溫度及應(yīng)力水平下，高溫蠕變隨時(shí)間的變化量均不相同，因此，難以建立通用方程來(lái)計(jì)算不同參數(shù)條件下的高溫蠕變應(yīng)變。

基于Zienkiewicz和Cormeau 關(guān)于塑性和蠕變的統(tǒng)一理論提出的復(fù)合時(shí)間強(qiáng)化模型[23]是ANSYS中的第11種蠕變模型，如式(3)所示：

該模型可模擬第一、第二高溫蠕變階段，第三階段預(yù)示著試件即將失效破壞，故不作分析。

式(3)中的待定參數(shù)較多，難以確定適合各溫度和應(yīng)力水平的擬合系數(shù)。從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，溫度為450℃時(shí)，蠕變速率和蠕變?cè)鲩L(zhǎng)速率均突然增大。故以450℃為界，利用1stopt 軟件對(duì)本文的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分段擬合，得出適用于不同溫度及應(yīng)力水平下高溫蠕變方程的擬合系數(shù)如表4所示，R2>0.99，故擬合度很高，擬合結(jié)果如圖8(a)～圖8(d)所示。本文提出的高溫蠕變模型適用于高溫下預(yù)應(yīng)力平行鋼絲束的力學(xué)響應(yīng)數(shù)值模擬。

表4 平行鋼絲束高溫蠕變模型擬合系數(shù)Table4 Fitting coefficients of high temperature creep model for parallel steel wires

4 高溫蠕變后平行鋼絲束的抗拉強(qiáng)度

對(duì)歷經(jīng)2 h 高溫蠕變且尚未斷裂的平行鋼絲束進(jìn)行了抗拉強(qiáng)度試驗(yàn)研究，平行鋼絲束的破斷情況如圖11所示。經(jīng)受高溫蠕變后的平行鋼絲束破斷位置位于試件經(jīng)歷過(guò)高溫的中間段。這表明鋼絲通過(guò)冷拔工藝獲得的強(qiáng)度增強(qiáng)，在歷經(jīng)高溫后受到削弱。

圖11 平行鋼絲束單向拉伸試驗(yàn)破壞特征Fig.11 Damage characteristics of uniaxial tensile strength test of parallel steel wires

圖12為平行鋼絲束在各應(yīng)力和溫度水平下經(jīng)歷2 h 高溫蠕變后，自然冷卻到常溫后的抗拉強(qiáng)度。結(jié)果表明，平行鋼絲束經(jīng)歷高溫蠕變后的抗拉強(qiáng)度，隨著經(jīng)歷的蠕變?cè)囼?yàn)溫度的升高呈現(xiàn)明顯的衰減趨勢(shì)。在310 MPa 應(yīng)力水平下，經(jīng)歷500℃后，試件的抗拉強(qiáng)度的最小值為1213.69 MPa，與常溫極限強(qiáng)度相比衰減30%；在相同的條件下，鋼絞線抗拉強(qiáng)度衰減達(dá)40%。將本文的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[24]的退化公式對(duì)比發(fā)現(xiàn)，溫度越高，試驗(yàn)值與文獻(xiàn)[24]計(jì)算結(jié)果偏差越大。說(shuō)明隨著溫度的升高，高溫蠕變應(yīng)力水平對(duì)剩余抗拉強(qiáng)度影響變得更加顯著。高溫蠕變?cè)囼?yàn)溫度為500℃時(shí)，應(yīng)力水平對(duì)歷經(jīng)高溫后的平行鋼絲束抗拉強(qiáng)度的影響幅度達(dá)9%。

圖12 高溫蠕變后平行鋼絲束的抗拉強(qiáng)度Fig.12 Tensile strength of parallel steel wires after high temperature creep

綜上所述，隨著歷經(jīng)的溫度水平的升高以及應(yīng)力水平的增加，歷經(jīng)高溫蠕變自然冷卻后的平行鋼絲束的抗拉強(qiáng)度衰減顯著，這表明火災(zāi)后鋼索的承載能力有顯著衰減。

5 結(jié)論

本文對(duì)1670級(jí)平行鋼絲束進(jìn)行了熱膨脹及高溫蠕變?cè)囼?yàn)，提出了與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好的熱膨脹系數(shù)計(jì)算式，以及適用于數(shù)值分析方法的復(fù)合時(shí)間強(qiáng)化蠕變模型，并得出以下規(guī)律：

(1)在750℃左右，平行鋼絲束材料發(fā)生相變，微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生奧氏體化，熱膨脹應(yīng)變變小，奧氏體化趨于完全后，熱膨脹應(yīng)變值又會(huì)突然增大。

(2)溫度及應(yīng)力水平都會(huì)對(duì)平行鋼絲束的高溫蠕變歷程產(chǎn)生影響。蠕變應(yīng)變隨著溫度水平及應(yīng)力水平的升高而增大。相同溫度及應(yīng)力水平下，平行鋼絲束的蠕變應(yīng)變比鋼絞線的小。蠕變速率和蠕變應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)率在450℃時(shí)均會(huì)突然增大，蠕變速率轉(zhuǎn)變溫度在400℃～450℃。

(3)歷經(jīng)2 h 高溫蠕變性能試驗(yàn)，自然冷卻到常溫后的平行鋼絲束試件的抗拉強(qiáng)度最大衰減30%；且高溫蠕變?cè)囼?yàn)溫度愈高，應(yīng)力水平對(duì)歷經(jīng)高溫后平行鋼絲束的剩余抗拉強(qiáng)度的影響愈大。