新型耐火耐候鋼材高溫力學(xué)性能與本構(gòu)模型研究

余香林，石永久，彭耀光，程 赟，王文昊，劉 棟

(1.土木工程安全與耐久教育部重點實驗室，清華大學(xué)土木工程系，北京 100084；2.百安力鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)用科技有限公司，珠海 519040)

“十三五期間”我國啟動了針對交通與建筑用高性能鋼材的“重點基礎(chǔ)材料技術(shù)提升與產(chǎn)業(yè)化”重點研發(fā)計劃。研發(fā)的高性能結(jié)構(gòu)用鋼材包括高強鋼、耐火鋼、耐候鋼和抗震耐蝕耐火鋼。它們具有強度高、耐高溫、耐腐蝕、高延性、低屈強比、可焊性強和抗沖擊能力強等一種或多種屬性[1]。而兼具耐火性能和耐候性能的耐火耐候鋼正受到越來越廣泛的重視。

耐火鋼是通過在鋼材中加入Mo等合金元素，使鋼材在高溫時從原子中析出Mo2C，起到阻止或減弱原子“滑移”的作用，從而提高鋼材的高溫強度。耐火鋼不僅要求常溫力學(xué)性能滿足建筑用鋼要求，而且600℃的屈服強度不應(yīng)低于室溫屈服強度的2/3，以避免火災(zāi)作用下結(jié)構(gòu)構(gòu)件因過早發(fā)生破壞而導(dǎo)致安全事故[2]。耐候鋼是在鋼材中加入適量的Cr、Ni、Cu 等元素后，在大氣環(huán)境下發(fā)生銹蝕時于鋼材表面形成致密銹層，阻礙銹蝕向內(nèi)擴散和發(fā)展，顯著減緩鋼材的銹蝕速度，提高鋼材的抗腐蝕耐久性。耐候鋼的抗大氣腐蝕能力比普通鋼材提高2～8倍，可減少或避免使用防銹蝕涂裝，提高結(jié)構(gòu)的耐久性，采用耐候鋼后結(jié)構(gòu)的運維成本亦可大幅度降低[1]。

國內(nèi)外學(xué)者對傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)鋼的高溫力學(xué)性能及其結(jié)構(gòu)構(gòu)件或節(jié)點的抗火性能研究已十分廣泛和深入[3-6]，而針對耐火鋼或耐候鋼的高溫力學(xué)性能研究則相對較少。KUMAR等[7]對66 件耐火鋼板試樣(33件6.12mm 厚和33件7.72mm 厚，名義屈服強度均為450MPa)和33件普通結(jié)構(gòu)鋼中厚板試樣(5.72 mm 厚，名義屈服強度為355MPa)進行了20℃～800℃的穩(wěn)態(tài)拉伸試驗，比較研究了兩種鋼材在常溫和高溫下的力學(xué)性能指標、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、彈性模量折減系數(shù)、屈服強度折減系數(shù)、Ramberg-Osgood 本構(gòu)模型等，得出了一些具有重要參考價值的結(jié)論。GLASSMAN 等[8]對耐候鋼(A588)的常溫和高溫力學(xué)性能進行了20℃～815℃的拉伸試驗，并與非耐候鋼(A709/A992)的力學(xué)性能指標進行了對比分析。JO等[9]研究了Mo和Nb在改善耐火鋼高溫拉伸性能方面的作用機理。班慧勇和孟令野等[10-11]對首鋼集團生產(chǎn)的耐火螺栓的高溫力學(xué)性能進行了試驗研究和對比分析。石永久等[12]對武鋼集團生產(chǎn)的耐火耐候鋼板的常溫和高溫力學(xué)性能及其本構(gòu)關(guān)系進行了穩(wěn)態(tài)試驗研究。王榮春等[13- 14]研究了Mo元素對耐火鋼高溫力學(xué)性能的影響，以及低Mo高強耐火鋼的力學(xué)性能。王欣等[15]研究了Ti–Nb–V–Mo系微合金化高強耐火鋼的淀析機理及對力學(xué)性能的影響。

本文針對首鋼集團生產(chǎn)的樓承板用SQ410FRW耐火耐候鋼薄板試樣進行常溫和高溫材性試驗，并對試驗結(jié)果進行分析和總結(jié)，提出相關(guān)推薦公式和重要結(jié)論，為正在編制的CECS《耐火耐候鋼壓型板組合樓板技術(shù)規(guī)程》的抗火設(shè)計方法提供重要參考和依據(jù)。

1 試驗概況

本文研究對象為首鋼技術(shù)研究院研發(fā)的新型樓承板用SQ410FRW 耐火耐候鋼冷軋鋼帶，名義厚度為1.0mm，化學(xué)成分如表1 所示，滿足相關(guān)標準要求[16-18]。鋼的成品化學(xué)成分允許偏差符合規(guī)范要求[19]。

表1 鋼的化學(xué)成分(熔煉分析)/(%)Table1 Chem ical composition of steel (smelting analysis)

1.1 試樣設(shè)計

為減小常溫與高溫拉伸試驗結(jié)果的離散性和不確定度，常溫拉伸試樣和高溫拉伸試樣均在同一臺拉伸試驗機上進行。常溫拉伸試樣與高溫拉伸試樣的加工方式相同，均從同一母材取樣，且利用銷釘穿過圓孔施加軸向拉力。標準拉伸試樣根據(jù)國家標準GB/T 228.2-2015[20]進行設(shè)計、加工和制作。標準拉伸試樣的幾何尺寸和實物圖見圖1和圖2。名義尺寸和實測尺寸如表2和表3所示。實測結(jié)果表明：各幾何參數(shù)的實測值均為正公差，且與名義尺寸設(shè)計值的偏差極其微小。試驗溫度范圍為20℃～1000℃，且從100℃開始，每隔100℃進行3個相同試樣的高溫拉伸試驗。

表3 標準拉伸試樣的實測尺寸/mmTable3 Measured dimension of standard tensile specimen

圖1 標準拉伸試樣的幾何尺寸示意圖Fig.1 Geometry of standard tensile specimen

圖2 標準拉伸試樣實物圖Fig.2 Standard tensile specimen

表2 標準拉伸試樣的名義尺寸/mmTable 2 Nom inaldimension of standard tensile specimen

1.2 試驗裝置

常溫和高溫拉伸試驗分別依據(jù)國家標準GB/T 228.1-2010[21]和GB/T 228.2-2015[20]進行。拉伸試驗采用GNT100金屬材料高溫拉伸試驗機進行加載，最大加載力100 kN。采用耐高溫碳矽棒爐加熱，高溫爐的工作溫度范圍為100℃～1200℃。爐內(nèi)恒溫區(qū)間尺寸為65mm×65mm×180 mm，最高溫度可達1200℃。引伸計型號為MFHT 5，適用溫度范圍為0℃～1000℃，引伸計量程為5mm，原始標距為50 mm。試驗升溫和加載裝置如圖3所示。

沿試樣長度方向緊貼上下平行段標記線和中間截面標記線處分別布置一個溫度熱電偶，以測定試樣表面的實時溫度，如圖3(c)所示。標記線采用耐高溫馬克筆進行標記。熱電偶用陶瓷管保護，僅在端部露出溫度感應(yīng)探頭，并將探頭用耐高溫金屬絲綁扎于試樣表面相應(yīng)位置，以確保熱電偶測溫端與試樣表面始終良好接觸。

圖3 拉伸試驗裝置Fig.3 Tensile coupon test setup

1.3 試驗方法

金屬材料的高溫拉伸試驗方法包括穩(wěn)態(tài)試驗和瞬態(tài)試驗。在穩(wěn)態(tài)試驗中，試樣被加熱至指定溫度，保溫一段時間使其充分受熱變形直至無附加熱膨脹變形后，再進行單向拉伸加載，即恒溫加載。瞬態(tài)試驗則是在試樣上施加恒定拉力，再將爐內(nèi)溫度按照ISO 834國際標準升溫曲線進行升溫，即恒載升溫。比較兩種試驗方法，穩(wěn)態(tài)試驗更加簡便，而瞬態(tài)試驗更接近實際情況[2]。已有研究結(jié)果表明：恒溫加載試驗測得的強度稍高于恒載升溫試驗結(jié)果，但是差別微小，可忽略不計?？紤]到實際試驗條件，本試驗采用穩(wěn)態(tài)試驗方法。

在穩(wěn)態(tài)試驗中，按照設(shè)定的升溫曲線將爐內(nèi)溫度升至指定溫度，本文試驗溫度包括20℃、100℃、200℃、300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900 ℃和1000 ℃。每次試驗三個熱電偶的實測溫度與目標溫度的偏差均小于3℃，滿足規(guī)范要求。每個溫度點進行3個相同材性試樣的單向拉伸試驗。因耐火鋼薄板的高溫熱敏感性與溫度有一定相關(guān)性，故在不同目標溫度下的持溫時間有所不同。對于500℃及以下的高溫拉伸試驗，升溫至目標溫度后，按照規(guī)范要求持溫10 m in～15m in 再進行拉伸；對于600℃及以上的高溫拉伸試驗，升溫至目標溫度后，因整個試樣已充分受熱，引伸計測得的軸向變形趨于穩(wěn)定，故可立即進行拉伸。

安裝試樣和布置熱電偶完成后，在安裝高溫引伸計之前，給試樣施加微小預(yù)拉力(0.1 kN)，以保證試樣始終處于緊直狀態(tài)。在恒溫加載過程中，根據(jù)不同溫度點設(shè)定相應(yīng)的引伸計移除條件。當應(yīng)變達到1%～5%時可移除引伸計，以防止因試樣產(chǎn)生過大的變形速率而將其損壞。在移除引伸計之前，由引伸計控制的標距段應(yīng)變速率設(shè)置為0.0042 m in-1(即0.000 07 s-1)，滿足GB/T 228.2-2015[20]中應(yīng)變速率相對誤差±20%的要求。移除引伸計后，由橫梁位移控制的加載速率提高至5.25 mm/m in(即0.0014 s-1)。從試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線中得到名義屈服強度、抗拉強度和初始彈性模量等力學(xué)性能指標。因拉伸試樣在常溫和100℃時的變形十分微小，為獲取較為準確、光滑、理想的荷載-變形曲線，不進行應(yīng)變速率切換，而統(tǒng)一設(shè)置成0.00007 s-1。

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

拉斷后的試樣如圖4所示。當溫度在800℃及以下時，試樣仍能保持試驗前的銹黑色。當溫度達到900℃時，呈現(xiàn)灰白色，表明其碳化明顯。此外，900℃和1000℃的高溫拉伸試樣在銷孔處均發(fā)生較明顯的軟化變形，故拉斷后的試樣在圓孔處呈橢圓狀。這是由于試樣厚度較小，高溫承壓強度不足所致，故對斷后伸長率產(chǎn)生一定影響(偏大)，但對其他力學(xué)性能指標的影響較小。不同試樣的斷裂位置各不相同，但基本在標距段內(nèi)或平行段與標距段之間發(fā)生斷裂。試樣斷裂處均發(fā)生不同程度的頸縮，且溫度越高，頸縮越明顯。斷裂截面(圖中綠線所示)呈現(xiàn)坡口狀，且與水平方向成0°～30°坡角。

圖4 斷裂后的拉伸試樣Fig.4 Tensile specimen after fracture

2.2 升溫曲線

因試樣厚度僅為1.0mm，屬于典型薄板。當溫度高于600℃時，其力學(xué)性能的溫度敏感性較高。對于指定溫度點的高溫拉伸試驗，通過對比不同升溫時長的拉伸試驗結(jié)果可知，升溫越慢，到達指定溫度點的時間越久，試樣的高溫強度較常溫試驗結(jié)果下降越多。典型試樣在700℃的升溫曲線如圖5所示，3條曲線分別代表上、中、下三段的升溫路徑，且十分接近，表明試樣的表面溫度分布非常均勻。對于同一溫度點的三個試樣，平均升溫曲線亦非常接近，如圖6所示，表明在給定升溫功率下，高溫爐具有穩(wěn)定的升溫速率。每組試樣的平均升溫曲線如圖7所示。其中100℃～300 ℃的升溫功率相同，均為上段20/中段20/下段60(kW，下同)；400℃和500℃的升溫功率相同，均為上段55/中段50/下段60；600℃及以上的升溫功率相同，均為上段70/中段65/下段75(高溫爐最大升溫功率)。由圖5～圖7可知，對于升溫功率相同的試樣，在升溫至指定溫度前的升溫路徑也非常接近，即升溫速率基本一致。對于600℃以下的溫度點，采用比600℃以上溫度點更低的升溫功率的原因是：過大的升溫功率用于較低的指定溫度時，會導(dǎo)致試樣三段的溫升偏差較大，且難以在指定溫度處維持恒溫(出現(xiàn)“沖溫”現(xiàn)象)，不利于試樣的均勻受熱和膨脹變形。

圖5 典型拉伸試樣的升溫曲線(SGJ-700℃_2)Fig.5 Typical heating curve for standard tensile specimen (SGJ-700℃_2)

圖6 典型拉伸試樣的平均升溫曲線(SGJ-700℃_1/2/3)Fig.6 Typical average heating curve for standard tensile speciemen (SGJ-700℃_1/2/3)

圖7 所有拉伸試樣的平均升溫曲線對比Fig.7 Comparison of average heating curves for all tensile specimens

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

耐火耐候鋼試樣的實測常溫和高溫應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8所示。由圖8(a)和圖8(b)可知，常溫和100℃拉伸試樣從加載初期直至被拉斷的整個過程中，變形均很小，極限拉應(yīng)變均在1.5%以內(nèi)。加載初期的應(yīng)力和應(yīng)變呈高度線性關(guān)系(即彈性階段)，到達峰值應(yīng)力后，荷載略有降低，隨后出現(xiàn)明顯的水平段。試樣被拉斷時，伴隨著清脆響亮的斷裂聲，表明其發(fā)生了脆性斷裂。雖然常溫下耐火耐候鋼的延性較差，但將其輥制成各種截面形狀的壓型鋼板具有強度高、易于成型、截面形狀穩(wěn)定、不易回彈、壓痕無裂口、表面易形成鈍化銹層等優(yōu)勢，故作為樓承板用壓型鋼板非常理想。

圖8 標準拉伸試樣的實測常溫和高溫應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Measured stress-strain curveof standard tensile specimen at room and elevated temperatures

200℃～600℃拉伸試樣(見圖8(c)～ 圖8(f))被拉斷時的極限拉應(yīng)變明顯大于常溫和100℃的情況，且水平段的長度明顯增加，但均在15%以內(nèi)，表明其變形性能較常溫和100℃時得到了明顯改善。試樣的抗拉強度基本保持在600 MPa 以上。

600℃拉伸試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(見圖8(g))幾乎沒有出現(xiàn)水平段，試樣達到峰值應(yīng)力后便緩慢下降，被拉斷時的極限拉應(yīng)變在50%左右(SGJ-600℃_2除外，不到30%)。試樣的抗拉強度不到350MPa，下降明顯。

700℃及以上溫度拉伸試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8(h)～圖8(k)所示。由圖可知，抗拉強度和名義屈服強度均顯著降低，但變形性能明顯提高。此外，同一溫度點的3個試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線較為接近，表明試驗結(jié)果具有較高的穩(wěn)定性。所有拉伸試樣在加載初期均表現(xiàn)出良好的線性關(guān)系，進入彈塑性和塑性階段后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線均未出現(xiàn)明顯屈服平臺。拉伸時的溫度越高，試樣的斷后延伸率基本呈增大趨勢。

2.4 典型力學(xué)性能指標

本文研究的耐火耐候鋼材在常溫和高溫下的典型力學(xué)性能指標，包括彈性模量及折減系數(shù)、規(guī)定塑性延伸強度及折減系數(shù)、抗拉強度及折減系數(shù)、斷后伸長率、斷面收縮率、斷裂角及斷裂位置，通過曲線擬合給出相關(guān)折減系數(shù)推薦公式。

2.4.1彈性模量

表4給出了耐火耐候鋼材的常溫和高溫拉伸試驗的彈性模量及折減系數(shù)(定義為χsT=ET/E0)。由表4可知，耐火耐候鋼的彈性模量隨溫度升高而減小，這與普通結(jié)構(gòu)鋼的高溫彈性模量衰減機理相同。高溫下鋼材內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)的變化是導(dǎo)致彈性模量下降的主要因素之一。常溫下鋼材由連續(xù)的鐵素體顆粒和島狀珠光體顆粒組成。當溫度升高時，鐵素體和珠光體顆粒逐步向奧氏體結(jié)構(gòu)發(fā)生轉(zhuǎn)化，同時原子動能增加導(dǎo)致原子之間的滑移速率增大，從而降低鋼材的高溫彈性模量[2]。

當在鋼材中添加Mo、Cr 等微合金元素后，可使耐火耐候鋼獲得鐵素體+珠光體+針狀鐵素體的混合組織。高溫下Mo在鐵素體中以固溶形式存在，因而擴散速度較慢，且與C結(jié)合形成Mo2C，產(chǎn)生釘扎作用，有效降低了原子間的滑移速率，從而抑制彈性模量的衰減幅度。由表4可知，當溫度低于300℃時，彈性模量較常溫值降低很??；當溫度不超過500℃時，高溫彈性模量折減系數(shù)依然維持在93%以上，衰減較慢；當溫度達到600℃時，高溫彈性模量大幅度下降，為常溫彈性模量的73%，與文獻[22]中Q345FR、Q420FR和Q460FR 耐火鋼板的高溫彈性模量折減系數(shù)十分接近(分別為74%、75%、74%)，具有典型耐火鋼特征；當溫度達到700℃時，彈性模量急劇下降，折減系數(shù)為34.1%；當溫度在800℃～1000℃時，彈性模量折減系數(shù)維持在10%～20%左右。本文耐火耐候鋼薄板試樣的彈性模量在700℃～800℃時，均比文獻[22]的試驗結(jié)果偏低，表明耐火耐候鋼薄板的彈性模量比耐火鋼厚板降低更快。

表4 標準拉伸試樣的彈性模量及折減系數(shù)Table4 Modulusof elasticity and reduction factor of standard tensile specimen

彈性模量折減系數(shù)試驗結(jié)果、擬合曲線及國標(GB 51249-2017)規(guī)范曲線的對比如圖9所示。由圖可知，擬合曲線高于規(guī)范中普通結(jié)構(gòu)鋼的折減系數(shù)；當溫度在600℃以下和900 ℃以上時，擬合曲線基本高于國標耐火鋼規(guī)范曲線，只有在600℃～900℃時，擬合曲線較耐火鋼規(guī)范曲線偏低，表明此溫度段內(nèi)的彈性模量衰減更快。彈性模量折減系數(shù)擬合曲線可用式(1)中的推薦公式來表達，且擬合優(yōu)度高達98.63%。

圖9 彈性模量折減系數(shù)試驗值、擬合曲線及規(guī)范曲線Fig.9 Test result,fitting curve and code curve of reduction factor of modulus of elasticity

2.4.2規(guī)定塑性延伸強度

由2.3節(jié)可知，耐火耐候鋼在各個溫度點的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均無明顯屈服平臺，本文采用逐步逼近法[21]求得耐火耐候鋼材的規(guī)定塑性延伸強度(即名義屈服強度)及其折減系數(shù)(定義為ηsT=Rp,T/Rp,0)。因不同國家對高溫下的名義應(yīng)變尚無統(tǒng)一標準，故表5給出了5種常用的名義屈服強度(即Rp0.2,T、Rp0.5,T、Rp1.0,T、Rp1.5,T和Rp2.0,T)及 相 應(yīng) 折 減 系數(shù)。由表可知，當溫度在100℃時，因名義應(yīng)變較小，故只給出0.2%和0.5%名義應(yīng)變對應(yīng)的屈服強度；當溫度不超過500℃時，名義屈服強度均高于550MPa，大于標準屈服強度(410MPa)；當溫度達到600℃時，高溫名義屈服強度下降較快，只有500 ℃時的50%左右，但折減系數(shù)為67.5%，大于2/3，與文獻[22]中Q345FR、Q420FR和Q460FR 耐火鋼厚板的試驗結(jié)果較為接近(分別為64%、65%、68%)，滿足耐火鋼對屈服強度折減系數(shù)的要求；當溫度達到700℃時，名義屈服強度急劇下降(均小于70MPa)，且不到標準屈服強度的20%；當溫度在800℃～1000℃時，名義屈服強度在20MPa～30MPa，折減系數(shù)在5%～7%。本文耐火耐候鋼薄板試樣在700℃～800℃時的名義屈服強度Rp0.2,T均比文獻[22]的試驗結(jié)果偏低，表明耐火耐候鋼薄板的名義屈服強度比耐火鋼厚板下降更快。

表5 標準拉伸試樣的規(guī)定塑性延伸強度及折減系數(shù)Table5 Proof strength and reduction factor of standard tensile specimen

屈服強度折減系數(shù)試驗值、擬合曲線及國標(GB 51249-2017)規(guī)范曲線的對比如圖10所示。由圖可知，基于試驗結(jié)果的擬合曲線除在700℃和800℃的值以外，其他溫度點的值均高于或接近國標非耐火結(jié)構(gòu)鋼和耐火鋼的規(guī)范曲線，表明耐火耐候鋼在700℃和800℃時的名義屈服強度衰減過快，超過規(guī)范限值。屈服強度折減系數(shù)可用表6中的三段式來表達，且擬合優(yōu)度均在99%以上。由表中推薦公式可知，當溫度在500℃及以下時，屈服強度折減系數(shù)可偏于保守地取1.0，當溫度在600℃及以上時，可采用曲線表達形式，當溫度在500℃～600℃時，可通過線性插值得出。

表6 標準拉伸試樣的規(guī)定塑性延伸強度折減系數(shù)推薦公式Table6 Recommended formula for reduction factor of proof strength of standard tensile specimen

圖10 耐火耐候鋼的規(guī)定塑性延伸強度折減系數(shù)試驗值、擬合曲線與規(guī)范曲線Fig.10 Test result,fitting curveand code curveof reduction factor of proof strength at elevated temperatures

2.4.3抗拉強度

一般情況下，鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范認為鋼材達到屈服強度時即為最大應(yīng)力，故規(guī)范未給出高溫下抗拉強度折減系數(shù)(定義為 ζsT=Rm,T/Rm,0)的相關(guān)取值。本文基于試驗結(jié)果得出耐火耐候鋼在各個溫度點下的抗拉強度及折減系數(shù)，如表7所示。

表7 標準拉伸試樣的抗拉強度及折減系數(shù)Table7 Tensile strength and reduction factor of standard tensile specimen

抗拉強度折減系數(shù)的試驗結(jié)果和擬合曲線如圖11所示。由圖可知，當溫度不高于500℃時，抗拉強度折減系數(shù)可偏于保守地取1.0；當溫度達到600℃時，抗拉強度折減系數(shù)為0.624，略低于2/3，但高于文獻[22]中三種耐火鋼厚板的折減系數(shù)；當溫度在700℃及以上時，抗拉強度急劇下降，均不到標準抗拉強度510MPa 的15%，且低于文獻[22]的試驗結(jié)果?？估瓘姸日蹨p系數(shù)擬合曲線可用式(2)中的三段式推薦公式來表示，且擬合優(yōu)度高達99.56%。

圖11 抗拉強度折減系數(shù)試驗值與擬合曲線Fig.11 Test result and fitting curve of reduction factor of tensile strength

2.4.4斷后伸長率與斷面收縮率

表8給出了耐火耐候鋼在常溫和高溫下材性試驗結(jié)果的斷后性能指標，包括斷后伸長率、斷面收縮率、斷裂傾角及斷裂位置。由表可知，斷后伸長率隨溫度升高基本呈增大趨勢，表明其變形性能得到明顯改善。斷面收縮率在600℃以下時均低于10%，在600℃及以上時明顯提高，表明其延性隨溫度升高而明顯增強。所有試樣的斷裂角度均在30°以內(nèi)，且集中在10°～25°。除常溫和100℃有3個試樣的斷裂位置發(fā)生在平行段外，其他所有試樣的斷裂位置均發(fā)生在平行段或標距段內(nèi)。

表8 標準拉伸試樣的斷后伸長率與斷面收縮率Table 8 Percentage elongation and percentage area reductionafter fracture for standard tensile specimen

3 應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型

高溫下鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型通常包括Ramberg-Osgood 模型(簡稱R-O模型)、Dounas模型、Rubert-Schaumann 模型、Furumura 模型以及EC3模型等[2]。因試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線在100℃及以下呈現(xiàn)較強的分段線性特征，故采用雙直線模型對耐火耐候鋼的本構(gòu)關(guān)系進行描述；而在200℃及以上的應(yīng)力-應(yīng)變曲線后半段呈現(xiàn)出典型的非線性特征，且沒有明顯屈服平臺，故采用較為常用的R-O模型對其進行描述。R-O模型對應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段的模擬較為準確，但不適用于模擬下降段?？紤]到火災(zāi)情況下，曲線進入下降段以后的鋼材高溫力學(xué)性能發(fā)生嚴重退化，故僅對上升段進行曲線擬合。R-O模型可用下式進行表達：

式中：σ、ε 分別為應(yīng)力和應(yīng)變；Est,T為高溫下的彈性模量(即ET)；Rp0.2,T為0.2%塑性應(yīng)變對應(yīng)的延伸強度(即名義屈服強度)；β、n為曲線擬合參數(shù)?；赗-O模型的參數(shù)取值結(jié)果如表9所示。

表9 標準拉伸試樣的高溫Ramberg-Osgood 模型參數(shù)取值Table9 Parameter of Ramberg-Osgood model for standard tensile specimen at elevated temperatures

將R-O模型曲線與試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線進行對比(如圖12所示，實線為試驗值，虛線為雙直線模型及R-O模型擬合曲線，圖12(b)為圖12(a)中800℃～1000℃時的曲線放大圖)，發(fā)現(xiàn)擬合曲線與試驗結(jié)果吻合較好，且擬合優(yōu)度均在90%以上，因此R-O本構(gòu)模型可用于基于SQ410FRW 耐火耐候鋼冷軋鋼帶的相關(guān)鋼結(jié)構(gòu)或組合結(jié)構(gòu)構(gòu)件的有限元抗火分析中。

圖12 標準拉伸試樣的試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線與回歸本構(gòu)模型對比Fig.12 Experimental stress-strain curveand regressed constitutive model for standard tensile specimen

因本文對耐火耐候鋼試樣僅進行了有限個溫度點的高溫材性試驗，得出R-O模型參數(shù)β 和n的取值沒有明顯規(guī)律，故對其他溫度點的RO模型參數(shù)β 和n可按照線性插值求得，而高溫下的彈性模量、名義屈服強度和抗拉強度則可依據(jù)式(1)、表6和式(2)進行計算。

4 結(jié)論及建議

本文對SQ410FRW 新型耐火耐候鋼薄板試樣進行了常溫和高溫標準拉伸試驗，獲得常溫和高溫下的基本力學(xué)性能指標和應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，從而得出各溫度下的相關(guān)折減系數(shù)及其表達式，并與相關(guān)文獻[22]的試驗結(jié)果進行了比較分析和討論，提出了典型力學(xué)指標的計算公式，建立了基于Ramberg-Osgood 模型的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系式，得出以下主要結(jié)論：

(1)試樣的斷后伸長率在低于200℃時非常微小(小于3%)，在200℃及以上時顯著增大，且隨溫度升高呈現(xiàn)總體增大趨勢。表明溫度越高，試樣的變形性能越好，延性越好。

(2)所有試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線在常溫和高溫下均呈現(xiàn)明顯的非線性特征，且均未出現(xiàn)明顯的屈服平臺，故采用規(guī)定塑性延伸強度來表征耐火耐候鋼的名義屈服強度。

(3)所有試樣的高溫彈性模量、規(guī)定塑性延伸強度和抗拉強度在600℃及以下時降低較少，均保持在常溫名義值的60%以上，基本滿足耐火鋼的性能指標要求。

(4)高溫彈性模量折減系數(shù)、規(guī)定塑性延伸強度折減系數(shù)以及抗拉強度折減系數(shù)的推薦公式均可用分段函數(shù)來表達，且擬合優(yōu)度均在98%以上。

(5)根據(jù)試驗應(yīng)力-應(yīng)變曲線，通過非線性回歸方法提出的基于Ramberg-Osgood 模型的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系式具有較高的擬合優(yōu)度(均高于90%)，與試驗曲線吻合良好，可用于相關(guān)有限元抗火分析中。