強(qiáng)旭紅，武念鐸，姜 旭，羅永峰

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092)

高強(qiáng)鋼S460和S690火災(zāi)后力學(xué)性能試驗(yàn)

強(qiáng)旭紅，武念鐸，姜 旭，羅永峰

(同濟(jì)大學(xué) 土木工程學(xué)院，上海200092)

火災(zāi)后，材料力學(xué)性能的退化是導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后承載力降低的主要因素.通過(guò)試驗(yàn)研究高強(qiáng)鋼S460和S690過(guò)火冷卻至常溫后的力學(xué)性能，得到過(guò)火高溫對(duì)高強(qiáng)鋼S460和S690的彈性模量、屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度及應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響規(guī)律，并與普通鋼火災(zāi)后力學(xué)性能進(jìn)行對(duì)比.結(jié)果表明，當(dāng)過(guò)火溫度低于600 ℃時(shí)，S460和S690冷卻后可恢復(fù)其基本力學(xué)性能；當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃后，甚至高達(dá)1 000 ℃時(shí)，高強(qiáng)鋼S460仍可恢復(fù)其常溫下75%以上的力學(xué)性能，而S690僅可恢復(fù)其常溫下64.5%的彈性模量、38.1%的屈服強(qiáng)度及57.3%的極限強(qiáng)度；高強(qiáng)鋼火災(zāi)后力學(xué)性能與普通鋼不同.通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行數(shù)值擬合，給出可準(zhǔn)確表達(dá)S460和S690火災(zāi)后力學(xué)性能剩余程度的預(yù)測(cè)公式，可用于指導(dǎo)含高強(qiáng)鋼S460和S690構(gòu)件的鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后檢測(cè)與鑒定，并為相關(guān)規(guī)范的修訂提供參考依據(jù).

高強(qiáng)鋼；火災(zāi)后；力學(xué)性能；剩余系數(shù)；預(yù)測(cè)公式

目前，對(duì)于高強(qiáng)鋼的定義，歐洲鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范Eurocode 3(EC3)[1]定義高強(qiáng)鋼的名義屈服強(qiáng)度不小于460 MPa；澳大利亞規(guī)范AS 4100[2]定義高強(qiáng)鋼的名義屈服強(qiáng)度大于450 MPa；香港規(guī)范[3]定義高強(qiáng)鋼的名義屈服強(qiáng)度在460～690 MPa；中國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《鋼分類(lèi)》[4]定義屈服強(qiáng)度大于等于420 MPa的鋼材為高強(qiáng)鋼.鋼材在常溫下具有良好的力學(xué)性能，隨著溫度升高，鋼材的力學(xué)性能顯著降低.自美國(guó)“911”恐怖事件后，研究火災(zāi)下材料退化、熱約束及結(jié)構(gòu)構(gòu)件的偶然移除對(duì)結(jié)構(gòu)性能的綜合影響成為結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域的當(dāng)務(wù)之急.目前的研究尚主要針對(duì)常規(guī)強(qiáng)度的結(jié)構(gòu)鋼(普通鋼)[5-7]，對(duì)于高強(qiáng)鋼火災(zāi)下力學(xué)性能的研究有限，涉及的強(qiáng)度等級(jí)主要有S460[8-14]和BISPLATE 80[15]；尚未有學(xué)者對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的力學(xué)性能進(jìn)行研究，即使對(duì)于普通鋼火災(zāi)后力學(xué)性能的研究也很有限[9-10,16-18].英國(guó)規(guī)范BS 5950-8(2003)附錄B[19]針對(duì)普通鋼火災(zāi)后力學(xué)性能和繼續(xù)使用提出若干建議：若火災(zāi)后熱處理鋼和鑄鋼的變形在限值內(nèi)，則可以繼續(xù)使用；普通鋼S235和S275火災(zāi)后可恢復(fù)其常溫下(未過(guò)火)90%的力學(xué)性能；當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃時(shí)，S355冷卻后的強(qiáng)度可恢復(fù)至常溫(未過(guò)火)時(shí)的75%以上.但對(duì)于高強(qiáng)鋼，世界范圍內(nèi)現(xiàn)行的鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范還沒(méi)有給出任何相關(guān)建議.

可靠的高強(qiáng)鋼火災(zāi)后性能數(shù)據(jù)的缺失導(dǎo)致高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后性能的檢測(cè)與鑒定缺乏重要依據(jù)，這將造成不必要的經(jīng)濟(jì)損失.因此，BS 5950[19]和EC3 part1-2[1]等現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的力學(xué)性能提出針對(duì)性建議勢(shì)在必行.本文對(duì)歐標(biāo)高強(qiáng)鋼S460和S690進(jìn)行的火災(zāi)后拉伸試驗(yàn)旨在揭示S460和S690火災(zāi)后的彈性模量、屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度的退化程度，并與現(xiàn)有研究成果和現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范中的其他等級(jí)鋼材進(jìn)行對(duì)比.分別給出高強(qiáng)鋼S460和S690火災(zāi)后力學(xué)性能剩余程度的預(yù)測(cè)公式，并驗(yàn)證其準(zhǔn)確性.

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

火災(zāi)試驗(yàn)在可控溫的電熱爐中完成(如圖1所示).拉伸試驗(yàn)通過(guò)Gleeble 3800系統(tǒng)進(jìn)行，該系統(tǒng)是全數(shù)字閉環(huán)控制熱與力學(xué)耦合測(cè)試系統(tǒng)，如圖2、3所示.Gleeble 3800系統(tǒng)是力學(xué)與熱學(xué)耦合的一體化系統(tǒng)，最大可施加20 t的壓力或10 t的拉力.本試驗(yàn)采用非接觸式激光變形測(cè)量?jī)x測(cè)量試件的應(yīng)變，通過(guò)QuikSim軟件預(yù)先設(shè)定的程序控制試驗(yàn)過(guò)程.試驗(yàn)過(guò)程中得出的所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)由電腦存儲(chǔ)，并可由屏幕實(shí)時(shí)顯示進(jìn)行試驗(yàn)監(jiān)測(cè).

圖1 可控溫電熱爐Fig.1 Temperature-controllable furnace

圖2 Gleeble 3800系統(tǒng)Fig.2 Gleeble 3800 system

1.2 試驗(yàn)材料及試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)試件分別由名義厚度為5 mm的S460NL和S690QL鋼板上切割而來(lái).S460NL是一種符合歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN 10025-3[20]的高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)用鋼.S460NL是鋼材等級(jí)名稱(chēng)縮寫(xiě)，S指結(jié)構(gòu)用鋼，460指名義屈服強(qiáng)度為460 MPa，N指采用標(biāo)準(zhǔn)化軋制，L指低溫韌性.S690QL鋼是一種符合歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN 10025-6[21]的高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)用鋼.該鋼材經(jīng)過(guò)淬火回火技術(shù)處理，具有良好的抗彎性和可焊性.類(lèi)似地，S690QL是鋼材等級(jí)名稱(chēng)縮寫(xiě)，S指結(jié)構(gòu)用鋼，690指名義屈服強(qiáng)度為690 MPa，Q指淬火回火技術(shù)，L指低溫韌性.

圖3 試驗(yàn)爐內(nèi)的拉伸裝置Fig.3 Tensile test rig inside the furnace

本試驗(yàn)所用高強(qiáng)鋼S460和S690的化學(xué)成分見(jiàn)表1.試件的形狀和尺寸符合歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN 10002-5[22]和美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)ASTM E21-09[23]的要求.為將試件固定到Gleeble 3800系統(tǒng)的夾具上，在試件的兩端預(yù)留孔洞，以便固定試件(如圖4所示).

表1 高強(qiáng)鋼S460NL和S690QL的化學(xué)組成(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical composition of S460NL and S690QL %

圖4 試件及其尺寸Fig.4 Test specimen and dimension

1.3 試驗(yàn)方法

常用的評(píng)估鋼材高溫力學(xué)性能的方法是進(jìn)行穩(wěn)態(tài)或者瞬態(tài)火災(zāi)拉伸試驗(yàn).與瞬態(tài)火災(zāi)試驗(yàn)方法相比，穩(wěn)態(tài)火災(zāi)試驗(yàn)方法更為常用，因?yàn)榉€(wěn)態(tài)火災(zāi)試驗(yàn)操作相對(duì)容易并且能直接獲得材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線.因此，采用穩(wěn)態(tài)火災(zāi)試驗(yàn)方法對(duì)S460和S690火災(zāi)后的力學(xué)性能進(jìn)行研究，即試件升溫至指定溫度后自然冷卻至常溫，隨后對(duì)試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn).

1.4 試驗(yàn)步驟

試件在電熱爐中由常溫升溫至指定溫度，為模擬自然火災(zāi)，升溫速率取10 ℃/min.對(duì)于S460，選取11個(gè)火災(zāi)溫度：300、400、500、600、650、700、750、800、850、900及1 000 ℃；對(duì)于S690，還選取火災(zāi)溫度100和200 ℃.試件升溫至指定溫度后，持溫約10 min，使試件中部的溫度分布均勻，隨后自然冷卻至常溫，在常溫下對(duì)試件施加拉力直至破壞.采用應(yīng)變控制的方法施加荷載，應(yīng)變率為0.005 min-1，滿足ASTM E21-09[23]的相關(guān)規(guī)定.為比較過(guò)火溫度對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后力學(xué)性能的影響，同時(shí)對(duì)試件進(jìn)行常溫下(未過(guò)火)的拉伸試驗(yàn).

2 試驗(yàn)結(jié)果

S460和S690火災(zāi)后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線分別如圖5、6所示，本節(jié)在高強(qiáng)鋼火災(zāi)后應(yīng)力-應(yīng)變曲線的基礎(chǔ)上對(duì)其火災(zāi)后力學(xué)性能進(jìn)行研究.S690的試驗(yàn)結(jié)果表明，過(guò)火溫度為100和200 ℃時(shí)，其冷卻至室溫后的力學(xué)性能與常溫時(shí)(未過(guò)火)相比幾乎無(wú)變化.因此，在對(duì)S460火災(zāi)后力學(xué)性能進(jìn)行研究時(shí)，未選取100和200 ℃作為過(guò)火溫度.

圖5 S460火災(zāi)后應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves of S460 after fire

2.1 彈性模量

彈性模量是影響鋼結(jié)構(gòu)承載能力的重要參數(shù)之一.高溫下，鋼材的彈性模量取決于相應(yīng)溫度的應(yīng)力-應(yīng)變曲線；類(lèi)似地，鋼材火災(zāi)后的彈性模量也由鋼材火災(zāi)后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線得到.鋼材火災(zāi)后力學(xué)性能的剩余程度常用剩余系數(shù)來(lái)評(píng)估，彈性模量剩余系數(shù)是指鋼材火災(zāi)后的彈性模量與常溫下(未過(guò)火)彈性模量的比值.試驗(yàn)得到的高強(qiáng)鋼S460和S690火災(zāi)后的彈性模量和彈性模量剩余系數(shù)見(jiàn)表2，彈性模量剩余系數(shù)隨過(guò)火高溫的變化見(jiàn)圖7.

圖6 S690火災(zāi)后應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curves of S690 after fire

表2 火災(zāi)后彈性模量和彈性模量剩余系數(shù)Tab.2 Post-fire elastic modulus and residual factors

圖7 彈性模量剩余系數(shù)Fig.7 Post-fire elastic modulus residual factors

由圖7可以看出：當(dāng)過(guò)火溫度低于600 ℃時(shí)，S460和S690冷卻后的彈性模量與常溫下(未過(guò)火)相同；當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃后，S460和S690冷卻后的彈性模量顯著降低，且S690的降幅更大，這是由S460N和S690Q制造過(guò)程中不同的淬火回火技術(shù)造成的.值得注意的是，當(dāng)過(guò)火溫度為800 ℃時(shí)，S460和S690冷卻后的彈性模量可達(dá)常溫下(未過(guò)火)的75%；即使過(guò)火溫度高達(dá)1 000 ℃，S460和S690冷卻后的彈性模量仍可達(dá)常溫下(未過(guò)火)的60%.

2.2 屈服強(qiáng)度

常溫下，一般取0.2%作為鋼材的名義應(yīng)變，取此應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力作為鋼材的名義屈服強(qiáng)度.高溫下，由于沒(méi)有明確統(tǒng)一的定義，有些學(xué)者采用0.5%、1.5%及2.0%分別作為名義應(yīng)變，取其對(duì)應(yīng)的應(yīng)力為鋼材的名義屈服強(qiáng)度[8-9,15].本文研究過(guò)火溫度對(duì)S460和S690火災(zāi)后名義屈服強(qiáng)度的影響(名義應(yīng)變分別取0.2%、0.5%、1.5%及2.0%)，并對(duì)比以上4個(gè)名義應(yīng)變對(duì)應(yīng)的名義屈服強(qiáng)度剩余情況的異同.名義應(yīng)變0.2%對(duì)應(yīng)的名義屈服強(qiáng)度(f0.2)是由應(yīng)力-應(yīng)變曲線與原點(diǎn)處切線平移到0.2%應(yīng)變處的直線的交點(diǎn)確定；而0.5%、1.5%及2.0%應(yīng)變所對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度是由其應(yīng)變水平處的垂直線與應(yīng)力-應(yīng)變曲線的交點(diǎn)確定.

鋼材的屈服強(qiáng)度剩余系數(shù)是指鋼材火災(zāi)后的屈服強(qiáng)度與常溫下(未過(guò)火)屈服強(qiáng)度的比值.試件經(jīng)拉伸試驗(yàn)得到的4個(gè)不同名義應(yīng)變對(duì)應(yīng)的名義屈服強(qiáng)度見(jiàn)表3,屈服強(qiáng)度剩余系數(shù)見(jiàn)表4，屈服強(qiáng)度剩余系數(shù)隨過(guò)火高溫的變化如圖8所示.

表3 火災(zāi)后不同名義應(yīng)變條件下的屈服強(qiáng)度Tab.3 Post-fire yield strength MPa

表4 火災(zāi)后屈服強(qiáng)度剩余系數(shù)Tab.4 Post-fire yield strength residual factors

圖8 火災(zāi)后屈服強(qiáng)度剩余系數(shù)對(duì)比Fig.8 Comparison of post-fire yield strength residual factors

由圖8可以看出，當(dāng)過(guò)火溫度低于600 ℃時(shí)，過(guò)火高溫對(duì)S460和S690冷卻后的屈服強(qiáng)度幾乎無(wú)影響；當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃后，S460的屈服強(qiáng)度剩余系數(shù)高于S690；即使過(guò)火溫度高達(dá)1 000 ℃，S460冷卻后仍可恢復(fù)其常溫下(未過(guò)火)75%的屈服強(qiáng)度，這是由S460N和S690Q制造過(guò)程中不同的淬火回火技術(shù)造成的.試驗(yàn)結(jié)果表明，若火災(zāi)溫度低于600 ℃，S460和S690冷卻后的屈服強(qiáng)度與常溫時(shí)(未過(guò)火)相同，這對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的再利用十分有利.出于安全考慮，若采用高強(qiáng)鋼S460或S690的建筑結(jié)構(gòu)經(jīng)歷的火災(zāi)溫度在600 ℃以下，建議災(zāi)后S460和S690的名義屈服強(qiáng)度取常溫下(未過(guò)火)的90%.因此，采用高強(qiáng)鋼S460和S690的構(gòu)件若經(jīng)歷的火災(zāi)溫度在600 ℃以下，同時(shí)構(gòu)件的平直度在限值內(nèi)，其在火災(zāi)后可繼續(xù)使用.

2.3 極限強(qiáng)度

鋼材的極限強(qiáng)度剩余系數(shù)是指鋼材火災(zāi)后的極限強(qiáng)度與常溫下(未過(guò)火)極限強(qiáng)度的比值.試驗(yàn)得出的高強(qiáng)鋼火災(zāi)后極限強(qiáng)度剩余系數(shù)見(jiàn)表5和圖9.結(jié)果表明，當(dāng)過(guò)火溫度不超過(guò)600 ℃時(shí)，過(guò)火高溫對(duì)S460和S690冷卻后的極限強(qiáng)度幾乎無(wú)影響；當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃后，S460的極限強(qiáng)度剩余系數(shù)高于S690；即使過(guò)火溫度高達(dá)1 000 ℃，S460冷卻后的極限強(qiáng)度可恢復(fù)其常溫下(未過(guò)火)的80%，而S690僅剩余55%，這同樣是由S460N和S690Q制造過(guò)程中不同的淬火回火技術(shù)造成的.

表5 火災(zāi)后極限強(qiáng)度和極限強(qiáng)度剩余系數(shù)Tab.5 Post-fire ultimate strength and residual factors

圖9 火災(zāi)后極限強(qiáng)度剩余系數(shù)Fig.9 Post-fire ultimate strength residual factors

2.4 延性

鋼材的延性取決于鋼材破壞前的變形能力，通過(guò)圖5、6中試件斷裂時(shí)的應(yīng)變可看出，S460在常溫下(未過(guò)火)和過(guò)火溫度較低時(shí)的延性均優(yōu)于S690.但當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)750 ℃時(shí)，兩種鋼材冷卻后的延性相仿.值得注意的是，當(dāng)過(guò)火溫度為750 ℃時(shí)，S690冷卻后的延性高于常溫(未過(guò)火)時(shí)，而S460未發(fā)現(xiàn)此現(xiàn)象.圖10、11列出高強(qiáng)鋼常溫(未過(guò)火)和火災(zāi)后的破壞模式，可以看出，所有試件在破壞前均發(fā)生頸縮現(xiàn)象，無(wú)試件脆性破壞.這表明高強(qiáng)鋼火災(zāi)后具備一定的延性，可適當(dāng)保證結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的安全性.

圖10 S460拉伸試件火災(zāi)后的破壞模式Fig.10 Failure modes of S460 tensile specimens after fire

圖11 S690拉伸試件火災(zāi)后的破壞模式Fig.11 Failure modes of S690 tensile specimens after fire

2.5 對(duì)比分析

現(xiàn)有研究鮮有涉及鋼材火災(zāi)下和火災(zāi)后力學(xué)性能，BS 5950-8(2003)附錄B[19]對(duì)火災(zāi)后普通鋼的繼續(xù)使用提出相關(guān)建議；BS 5950對(duì)鑄鋼和預(yù)應(yīng)力鋼筋的火災(zāi)下和火災(zāi)后力學(xué)性能也提出相關(guān)建議，但并未提及高強(qiáng)鋼.世界范圍內(nèi)現(xiàn)行的其他鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范尚未對(duì)鋼材火災(zāi)后的繼續(xù)使用給出建議.Outinen[9-10]從升溫至710 ℃的S355和S350上截取試件，對(duì)試件進(jìn)行常溫下拉伸試驗(yàn).基于試驗(yàn)結(jié)果建議：若鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后的變形滿足限值要求，材料的強(qiáng)度仍可滿足要求.遺憾的是，現(xiàn)階段定量的鋼材火災(zāi)后材性數(shù)據(jù)仍十分匱乏.本文的試驗(yàn)研究表明，高強(qiáng)鋼S460和S690火災(zāi)后的強(qiáng)度剩余程度與普通鋼不同.當(dāng)過(guò)火溫度不超過(guò)600 ℃時(shí)，高強(qiáng)鋼冷卻后可恢復(fù)其常溫下(未過(guò)火)的力學(xué)性能.出于安全考慮，建議火災(zāi)后S460和S690的名義屈服強(qiáng)度取常溫下(未過(guò)火)的90%；當(dāng)過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃時(shí)，S460冷卻后的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度可恢復(fù)至常溫下(未過(guò)火)的75%；S690冷卻后的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度則退化較多.因此，采用BS 5950針對(duì)普通鋼提出的建議預(yù)測(cè)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的力學(xué)性能是十分危險(xiǎn)的，應(yīng)對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后力學(xué)性能提出針對(duì)性的預(yù)測(cè)公式，對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后可否繼續(xù)使用提出針對(duì)性的建議.

3 預(yù)測(cè)公式

由于過(guò)火溫度是鋼材火災(zāi)后力學(xué)性能退化的主要因素，各力學(xué)性能剩余系數(shù)是試件過(guò)火溫度θ的函數(shù).對(duì)于S460火災(zāi)后力學(xué)性能的預(yù)測(cè)，給出兩種選擇，一種便于實(shí)際應(yīng)用，另一種用于精確預(yù)測(cè).由圖12～20可以看出，建議公式與試驗(yàn)結(jié)果擬合較好，因此建議公式可以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)高強(qiáng)鋼S460和S690的火災(zāi)后力學(xué)性能.

3.1 彈性模量

3.1.1 S460

針對(duì)S460火災(zāi)后彈性模量提出的兩種預(yù)測(cè)公式如下

選擇1：

20≤θ≤600；

(1)

600<θ≤800；

(2)

800<θ≤1 000.

(3)

預(yù)測(cè)公式(1)～(3)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖12，可以看出，預(yù)測(cè)公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合.

圖12 預(yù)測(cè)公式(1)～(3)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.12 Comparison of predicted elastic modulus residual factor from Eqs.(1)-(3) with test results

選擇2：

(4)

選擇2采用統(tǒng)一的公式對(duì)S460火災(zāi)后力學(xué)性能進(jìn)行預(yù)測(cè)，圖13表明預(yù)測(cè)公式(4)與試驗(yàn)結(jié)果吻合.預(yù)測(cè)公式(1)～(3)精度較高，如所需預(yù)測(cè)公式形式簡(jiǎn)單，推薦采用式(4).

圖13 預(yù)測(cè)公式(4)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.13 Comparison of predicted elastic modulus residual factor from Eq.(4) with test results

3.1.2 S690

預(yù)測(cè)公式(5)、(6)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖14.可以看出，預(yù)測(cè)公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合，同時(shí)其形式簡(jiǎn)單，因此，建議采用式(5)、(6)對(duì)S690火災(zāi)后的彈性模量剩余程度進(jìn)行預(yù)測(cè).

(5)

(6)

圖14 預(yù)測(cè)公式(5)、(6)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.14 Comparison of predicted elastic modulus residual factor from Eqs.(5) and (6) with test results

3.2 屈服強(qiáng)度

與常溫下鋼材的名義應(yīng)變相應(yīng)，建議取0.2%作為火災(zāi)后鋼材的名義應(yīng)變，本文在擬合屈服強(qiáng)度預(yù)測(cè)公式時(shí)采用0.2%名義應(yīng)變的試驗(yàn)數(shù)據(jù).

3.2.1 S460

選擇1：

(7)

(8)

預(yù)測(cè)公式(7)、(8)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖15.可以看出，預(yù)測(cè)公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合.為簡(jiǎn)化提出式(9)，其與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖16.由圖15、16可以看出，式(7)、(8)更精準(zhǔn)，式(9)更簡(jiǎn)潔，使用時(shí)可根據(jù)需要進(jìn)行選擇.

選擇2：

(9)

圖15 預(yù)測(cè)公式(7)、(8)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.15 Comparison of predicted yield strength residual factor from Eqs.(7) and (8) with test results

圖16 預(yù)測(cè)公式(9)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.16 Comparison of predicted yield strength residual factor from Eq.(9) with test results

3.2.2 S690

預(yù)測(cè)公式(10)、(11)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖17.可以看出，預(yù)測(cè)公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合，同時(shí)其形式簡(jiǎn)單，因此，建議采用式(10)、(11)對(duì)S690火災(zāi)后的屈服強(qiáng)度剩余程度進(jìn)行預(yù)測(cè).

(10)

(11)

圖17 預(yù)測(cè)公式(10)、(11)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.17 Comparison of predicted yield strength residual factor from Eqs.(10) and (11) with test results

3.3 極限強(qiáng)度

3.3.1 S460

選擇1：

(12)

(13)

預(yù)測(cè)公式(12)、(13)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖18.可以看出，預(yù)測(cè)公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合.

圖18 預(yù)測(cè)公式(12)、(13)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.18 Comparison of predicted ultimate strength residual factor from Eqs.(12) and (13) with test results

為簡(jiǎn)化提出式(14)，其與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖19.由圖18、19可以看出，式(12)、(13)更精準(zhǔn)，式(14)更簡(jiǎn)潔，使用時(shí)可根據(jù)需求進(jìn)行選擇.

選擇2：

(14)

3.3.2 S690

預(yù)測(cè)公式(15)、(16)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比見(jiàn)圖20.可以看出，預(yù)測(cè)公式與試驗(yàn)結(jié)果吻合，同時(shí)其形式簡(jiǎn)單，因此，建議采用式(15)、(16)對(duì)S690火災(zāi)后的極限強(qiáng)度剩余程度進(jìn)行預(yù)測(cè).

(15)

(16)

圖19 預(yù)測(cè)公式(14)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.19 Comparison of predicted ultimate strength residual factor from Eq.(14) with test results

圖20 預(yù)測(cè)公式(15)、(16)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Fig.20 Comparison of predicted ultimate strength residual factor from Eqs.(15) and (16) with test results

4 結(jié) 論

鋼材火災(zāi)后的力學(xué)性能取決于鋼材的等級(jí)和生產(chǎn)加工工藝，因此BS 5950針對(duì)普通鋼火災(zāi)后力學(xué)性能和可否繼續(xù)使用提出的建議并不適用于高強(qiáng)鋼，應(yīng)對(duì)高強(qiáng)鋼提出針對(duì)性建議.現(xiàn)有的針對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后力學(xué)性能的研究非常有限，各國(guó)現(xiàn)行鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范也未對(duì)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后力學(xué)性能提出針對(duì)性建議，本研究對(duì)這方面的研究起到拋磚引玉作用.研究表明，當(dāng)過(guò)火溫度低于600 ℃時(shí)，S460和S690冷卻后可恢復(fù)其基本力學(xué)性能.此時(shí)，出于安全考慮，若采用高強(qiáng)鋼S460或S690的建筑結(jié)構(gòu)所經(jīng)歷的火災(zāi)溫度在600 ℃以下，建議災(zāi)后S460和S690的名義屈服強(qiáng)度取其常溫下(未過(guò)火)的90%.為便于評(píng)估S460和S690過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃甚至達(dá)到1 000 ℃冷卻后的力學(xué)性能，本文提出一系列公式用以預(yù)測(cè)高強(qiáng)鋼火災(zāi)后的彈性模量、屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng)度的剩余情況，通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，驗(yàn)證預(yù)測(cè)公式的準(zhǔn)確性，為高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)火災(zāi)后性能的檢測(cè)鑒定和可否繼續(xù)使用提供理論依據(jù)，也為各國(guó)相關(guān)設(shè)計(jì)規(guī)范的修訂提供參考.

[1] European Committee for Standardization. EN 1993-1-2, Eurocode 3-design of steel structures-part 1-2: General rules-structural fire design [S]. CEN, Brussels, 2005.

[2] Australia Standards (AS). AS 4100: 1998, Steel structures [S]. Sydney, Australia, 1998.

[3] Hong Kong Buildings Department. Code of practice for the structural use of steel [S]. Hong Kong: The Government of the Hong Kong Special Administrative Region, 2005.

[4] 鋼分類(lèi)：GB/T 13304—2008[S]. 北京: 中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)出版社, 2008. Steels Classification： GB/T 13304—2008 [S]. Beijing: Standards Press of China, 2008.

[5] KODUR V, DWAIKAT M, FIKE R. High-temperature properties of steel for fire resistance modeling of structures [J]. J Mater Civ Eng, 2010, 22:423-434.

[6] OUTINEN J, KESTI J, MAKELAINEN P. Fire design model for structural steel S355 based upon transient state tensile test results [J]. J Constr Steel Res, 1997, 42:161-169.

[7] MAKELAINEN P, OUTINEN J, KESTI J. Fire design model for structure steel S420M based upon transient-state tensile test results [J]. J Constr Steel Res, 1998, 48:47-57.

[8] OUTINEN J, KAITILA O, MAKELAINEN P. High-temperature testing of structural steel and modelling of structures at fire temperatures[R]. Helsinki, Finland: Helsinki Univ of Technology Laboratory of Steel Structures, 2001.

[9] OUTINEN J. Mechanical properties of structural steels at high temperatures and after cooling down, laboratory of steel structures[R]. Helsinki, Finland: Helsinki Univ of Technology, 2007.

[10]OUTINEN J, MAKELAINEN P. Mechanical properties of structural steel at elevated temperatures and after cooling down [J]. Fire Mater, 2004, 28:237-251.

[11]LANGE J, WOHLFEIL N. Examination of the mechanical properties of the microalloyed grain refined steel S460 at elevated temperatures [J]. Bautechnik, 2007, 84:711-720.

[12]SCHNEIDER R, LANGE J. Constitutive equations of structural steel S460 at high temperatures [C]// Nordic Steel Construction Conference 2009. Sweden, 2009:204-211.

[13]SCHNEIDER R, LANGE J. Constitutive equations and empirical creep law of structural steel S460 at high temperatures [C]// Structures in Fire 2010. East Lansing: DEStech Publication Inc, 2010: 703-710.

[14]SCHNEIDER R, LANGE J. Material and creep behavior of S460 in case of fire experimental investigation and analytical modeling [C]// International Conference Application of Structural Fire Engineering. Prague: Cost, 2011:55-60.

[15]YOUNG B, CHEN J, UY B. Behavior of high strength structural steel at evaluated temperatures [J]. J Struct Eng ASCE, 2006, 132:1948-1954.

[16]陳建鋒,曹平周. 高溫后結(jié)構(gòu)鋼力學(xué)性能試驗(yàn)[J]. 解放軍理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 11(3):328-333. CHEN Jianfeng, CAO Pingzhou. Experimental investigation into mechanical properties of steel post high temperatures [J]. Journal of PLA University of Science and Technology, 2010, 11(3):328.

[17]丁發(fā)興,余志武,溫海林. 高溫后Q235鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑材料學(xué)報(bào), 2006, 9(2):245-249. DING Faxing, YU Zhiwu, WEN Hailin. Experimental research on mechanical properties of Q235 steel after high temperature treatment [J]. Journal of Building Materials, 2006, 9(2):245.

[18]張有桔,朱躍,趙升,等. 高溫后不同冷卻條件下鋼材力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J]. 結(jié)構(gòu)工程師, 2009, 25(5):104-109. ZHANG Youjie, ZHU Yue, ZHAO Sheng,et al. Experimental research on mechanial properties of steel cooled in different modes after high temperature treatment [J]. Structural Engineers, 2009, 25(5):104.

[19]British Standards Institution (BSI). BS 5950-8, Structural use of steelwork in building-part 8: Code of practice for fire resistant design [S]. London, 1998.

[20]European standard EN 10025-3. Hot rolled products of structural steels-part3: Technical delivery conditions for normalized/normalized rolled weldable fine grain structural steels [S]. CEN, Brussels, 2004.

[21]European standard EN 10025-6. Hot rolled products of structural steels-part6: technical delivery conditions for flat products of high yield strength structural steels in the quenched and tempered condition [S]. CEN, Brussels, 2009.

[22]European standard EN 10002-5. Metallic materials tensile testing-part 5:Method of testing at elevated temperature [S]. Brussels,1992.

[23]ASTM E21-09. Standard test methods for elevated temperature tension tests of metallic materials [S]. West Conshohocken, United States, 2009.

Mechanical properties of high strength steels S460 and S690 after fire

QIANG Xuhong, WU Nianduo, JIANG Xu, LUO Yongfeng

(College of Civil Engineering,Tongji University, Shanghai 200092, China)

The load bearing capacity of steel structures after fire reduces mainly due to the deterioration of its mechanical properties. This paper presented an experimental study on material properties of high strength steels S460 and S690 after fire. The post-fire elastic modulus, yield and ultimate strengths, ductility and stress-strain curves were obtained and compared with the post-fire mechanical properties of mild strength steels. It is found that when the fire temperature from which the high strength steel is cooled down is less than or equal to 600 ℃, S460 and S690 can regain their original mechanical properties. When the fire temperature is up 1 000 ℃， S460 can also regain more than 75% of its original mechanical properties, but S690 only regains 64.5% of its original elastic modulus, 38.1% of its original yield strength and 57.3% of its original ultimate strength. The mechanical properties of high strength steels are different from mild strength steels. Predictive equations were proposed to evaluate the post-fire material properties of S460 and S690. Comparing with the test results, the predictive equations were validated. The predictive equations can be employed for practical inspection and appraisal of steel structures after fire with members made of S460 and S690, and provide a reference for the revision of current worldwide leading design standards.

high strength steel； post-fire; mechanical properties; residual factor; predictive equation

10.11918/j.issn.0367-6234.2017.02.021

2016-03-04

國(guó)家自然科學(xué)基金(51408150);中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金(2014KJ044)

強(qiáng)旭紅(1984—)，女，博士，助理教授； 羅永峰(1957—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

姜 旭，jiangxu@#edu.cn

TU391

A

0367-6234(2017)02-0130-09