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(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(guó)啟動(dòng)了針對(duì)交通與建筑用高性能鋼材的“重點(diǎn)基礎(chǔ)材料技術(shù)提升與產(chǎn)業(yè)化”重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃。研發(fā)的高性能結(jié)構(gòu)用鋼材包括高強(qiáng)鋼、耐火鋼、耐候鋼和抗震耐蝕耐火鋼。它們具有強(qiáng)度高、耐高溫、耐腐蝕、高延性、低屈強(qiáng)比、可焊性強(qiáng)和抗沖擊能力強(qiáng)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(lái)越廣泛的重視。

耐火鋼是通過(guò)在鋼材中加入Mo等合金元素，使鋼材在高溫時(shí)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(qiáng)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(qiáng)度不應(yīng)低于室溫屈服強(qiáng)度的2/3，以避免火災(zāi)作用下結(jié)構(gòu)構(gòu)件因過(guò)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(shí)于鋼材表面形成致密銹層，阻礙銹蝕向內(nèi)擴(kuò)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(yùn)維成本亦可大幅度降低[1]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)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(diǎn)的抗火性能研究已十分廣泛和深入[3-6]，而針對(duì)耐火鋼或耐候鋼的高溫力學(xué)性能研究則相對(duì)較少。KUMAR等[7]對(duì)66 件耐火鋼板試樣(33件6.12mm 厚和33件7.72mm 厚，名義屈服強(qiáng)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(qiáng)度為355MPa)進(jìn)行了20℃～800℃的穩(wěn)態(tài)拉伸試驗(yàn)，比較研究了兩種鋼材在常溫和高溫下的力學(xué)性能指標(biāo)、應(yīng)力-應(yīng)變曲線、彈性模量折減系數(shù)、屈服強(qiáng)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(jià)值的結(jié)論。GLASSMAN 等[8]對(duì)耐候鋼(A588)的常溫和高溫力學(xué)性能進(jìn)行了20℃～815℃的拉伸試驗(yàn)，并與非耐候鋼(A709/A992)的力學(xué)性能指標(biāo)進(jìn)行了對(duì)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(jī)理。班慧勇和孟令野等[10-11]對(duì)首鋼集團(tuán)生產(chǎn)的耐火螺栓的高溫力學(xué)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究和對(duì)比分析。石永久等[12]對(duì)武鋼集團(tuán)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(jìn)行了穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)研究。王榮春等[13- 14]研究了Mo元素對(duì)耐火鋼高溫力學(xué)性能的影響，以及低Mo高強(qiáng)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(qiáng)耐火鋼的淀析機(jī)理及對(duì)力學(xué)性能的影響。

本文針對(duì)首鋼集團(tuán)生產(chǎn)的樓承板用SQ410FRW耐火耐候鋼薄板試樣進(jìn)行常溫和高溫材性試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)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(jì)方法提供重要參考和依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

本文研究對(duì)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(biāo)準(zhǔn)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(jì)

為減小常溫與高溫拉伸試驗(yàn)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(tái)拉伸試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)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(guò)圓孔施加軸向拉力。標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣根據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228.2-2015[20]進(jìn)行設(shè)計(jì)、加工和制作。標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的幾何尺寸和實(shí)物圖見(jiàn)圖1和圖2。名義尺寸和實(shí)測(cè)尺寸如表2和表3所示。實(shí)測(cè)結(jié)果表明：各幾何參數(shù)的實(shí)測(cè)值均為正公差，且與名義尺寸設(shè)計(jì)值的偏差極其微小。試驗(yàn)溫度范圍為20℃～1000℃，且從100℃開(kāi)始，每隔100℃進(jìn)行3個(gè)相同試樣的高溫拉伸試驗(yàn)。

表3 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的實(shí)測(cè)尺寸/mmTable3 Measured dimension of standard tensile specimen

圖1 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的幾何尺寸示意圖Fig.1 Geometry of standard tensile specimen

圖2 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣實(shí)物圖Fig.2 Standard tensile specimen

表2 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的名義尺寸/mmTable 2 Nom inaldimension of standard tensile specimen

1.2 試驗(yàn)裝置

常溫和高溫拉伸試驗(yàn)分別依據(jù)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228.1-2010[21]和GB/T 228.2-2015[20]進(jìn)行。拉伸試驗(yàn)采用GNT100金屬材料高溫拉伸試驗(yàn)機(jī)進(jìn)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(dá)1200℃。引伸計(jì)型號(hào)為MFHT 5，適用溫度范圍為0℃～1000℃，引伸計(jì)量程為5mm，原始標(biāo)距為50 mm。試驗(yàn)升溫和加載裝置如圖3所示。

沿試樣長(zhǎng)度方向緊貼上下平行段標(biāo)記線和中間截面標(biāo)記線處分別布置一個(gè)溫度熱電偶，以測(cè)定試樣表面的實(shí)時(shí)溫度，如圖3(c)所示。標(biāo)記線采用耐高溫馬克筆進(jìn)行標(biāo)記。熱電偶用陶瓷管保護(hù)，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(cè)溫端與試樣表面始終良好接觸。

圖3 拉伸試驗(yàn)裝置Fig.3 Tensile coupon test setup

1.3 試驗(yàn)方法

金屬材料的高溫拉伸試驗(yàn)方法包括穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)和瞬態(tài)試驗(yàn)。在穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)中，試樣被加熱至指定溫度，保溫一段時(shí)間使其充分受熱變形直至無(wú)附加熱膨脹變形后，再進(jìn)行單向拉伸加載，即恒溫加載。瞬態(tài)試驗(yàn)則是在試樣上施加恒定拉力，再將爐內(nèi)溫度按照ISO 834國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)升溫曲線進(jìn)行升溫，即恒載升溫。比較兩種試驗(yàn)方法，穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)更加簡(jiǎn)便，而瞬態(tài)試驗(yàn)更接近實(shí)際情況[2]。已有研究結(jié)果表明：恒溫加載試驗(yàn)測(cè)得的強(qiáng)度稍高于恒載升溫試驗(yàn)結(jié)果，但是差別微小，可忽略不計(jì)?？紤]到實(shí)際試驗(yàn)條件，本試驗(yàn)采用穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)方法。

在穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)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(yàn)溫度包括20℃、100℃、200℃、300℃、400℃、500℃、600℃、700℃、800℃、900 ℃和1000 ℃。每次試驗(yàn)三個(gè)熱電偶的實(shí)測(cè)溫度與目標(biāo)溫度的偏差均小于3℃，滿足規(guī)范要求。每個(gè)溫度點(diǎn)進(jìn)行3個(gè)相同材性試樣的單向拉伸試驗(yàn)。因耐火鋼薄板的高溫?zé)崦舾行耘c溫度有一定相關(guān)性，故在不同目標(biāo)溫度下的持溫時(shí)間有所不同。對(duì)于500℃及以下的高溫拉伸試驗(yàn)，升溫至目標(biāo)溫度后，按照規(guī)范要求持溫10 m in～15m in 再進(jìn)行拉伸；對(duì)于600℃及以上的高溫拉伸試驗(yàn)，升溫至目標(biāo)溫度后，因整個(gè)試樣已充分受熱，引伸計(jì)測(cè)得的軸向變形趨于穩(wěn)定，故可立即進(jìn)行拉伸。

安裝試樣和布置熱電偶完成后，在安裝高溫引伸計(jì)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(guò)程中，根據(jù)不同溫度點(diǎn)設(shè)定相應(yīng)的引伸計(jì)移除條件。當(dāng)應(yīng)變達(dá)到1%～5%時(shí)可移除引伸計(jì)，以防止因試樣產(chǎn)生過(guò)大的變形速率而將其損壞。在移除引伸計(jì)之前，由引伸計(jì)控制的標(biāo)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(duì)誤差±20%的要求。移除引伸計(jì)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(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線中得到名義屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和初始彈性模量等力學(xué)性能指標(biāo)。因拉伸試樣在常溫和100℃時(shí)的變形十分微小，為獲取較為準(zhǔn)確、光滑、理想的荷載-變形曲線，不進(jìn)行應(yīng)變速率切換，而統(tǒng)一設(shè)置成0.00007 s-1。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

拉斷后的試樣如圖4所示。當(dāng)溫度在800℃及以下時(shí)，試樣仍能保持試驗(yàn)前的銹黑色。當(dāng)溫度達(dá)到900℃時(shí)，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(qiáng)度不足所致，故對(duì)斷后伸長(zhǎng)率產(chǎn)生一定影響(偏大)，但對(duì)其他力學(xué)性能指標(biāo)的影響較小。不同試樣的斷裂位置各不相同，但基本在標(biāo)距段內(nèi)或平行段與標(biāo)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(dāng)溫度高于600℃時(shí)，其力學(xué)性能的溫度敏感性較高。對(duì)于指定溫度點(diǎn)的高溫拉伸試驗(yàn)，通過(guò)對(duì)比不同升溫時(shí)長(zhǎng)的拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，升溫越慢，到達(dá)指定溫度點(diǎn)的時(shí)間越久，試樣的高溫強(qiáng)度較常溫試驗(yàn)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(duì)于同一溫度點(diǎn)的三個(gè)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(duì)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(duì)于600℃以下的溫度點(diǎn)，采用比600℃以上溫度點(diǎn)更低的升溫功率的原因是：過(guò)大的升溫功率用于較低的指定溫度時(shí)，會(huì)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(duì)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(shí)測(cè)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(gè)過(guò)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(dá)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(shí)，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(qiáng)度高、易于成型、截面形狀穩(wěn)定、不易回彈、壓痕無(wú)裂口、表面易形成鈍化銹層等優(yōu)勢(shì)，故作為樓承板用壓型鋼板非常理想。

圖8 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的實(shí)測(cè)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(jiàn)圖8(c)～ 圖8(f))被拉斷時(shí)的極限拉應(yīng)變明顯大于常溫和100℃的情況，且水平段的長(zhǎng)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(shí)得到了明顯改善。試樣的抗拉強(qiáng)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(jiàn)圖8(g))幾乎沒(méi)有出現(xiàn)水平段，試樣達(dá)到峰值應(yīng)力后便緩慢下降，被拉斷時(shí)的極限拉應(yīng)變?cè)?0%左右(SGJ-600℃_2除外，不到30%)。試樣的抗拉強(qiáng)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(qiáng)度和名義屈服強(qiáng)度均顯著降低，但變形性能明顯提高。此外，同一溫度點(diǎn)的3個(gè)試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線較為接近，表明試驗(yàn)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(jìn)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(tái)。拉伸時(shí)的溫度越高，試樣的斷后延伸率基本呈增大趨勢(shì)。

2.4 典型力學(xué)性能指標(biāo)

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(biāo)，包括彈性模量及折減系數(shù)、規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度及折減系數(shù)、抗拉強(qiáng)度及折減系數(shù)、斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率、斷裂角及斷裂位置，通過(guò)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(yàn)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(jī)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(dāng)溫度升高時(shí)，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(shí)原子動(dòng)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(dāng)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(kuò)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(dāng)溫度低于300℃時(shí)，彈性模量較常溫值降低很??；當(dāng)溫度不超過(guò)500℃時(shí)，高溫彈性模量折減系數(shù)依然維持在93%以上，衰減較慢；當(dāng)溫度達(dá)到600℃時(shí)，高溫彈性模量大幅度下降，為常溫彈性模量的73%，與文獻(xiàn)[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(dāng)溫度達(dá)到700℃時(shí)，彈性模量急劇下降，折減系數(shù)為34.1%；當(dāng)溫度在800℃～1000℃時(shí)，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(shí)，均比文獻(xiàn)[22]的試驗(yàn)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(biāo)準(zhǔn)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(yàn)結(jié)果、擬合曲線及國(guó)標(biāo)(GB 51249-2017)規(guī)范曲線的對(duì)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(dāng)溫度在600℃以下和900 ℃以上時(shí)，擬合曲線基本高于國(guó)標(biāo)耐火鋼規(guī)范曲線，只有在600℃～900℃時(shí)，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(lái)表達(dá)，且擬合優(yōu)度高達(dá)98.63%。

圖9 彈性模量折減系數(shù)試驗(yàn)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(qiáng)度

由2.3節(jié)可知，耐火耐候鋼在各個(gè)溫度點(diǎn)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均無(wú)明顯屈服平臺(tái)，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(qiáng)度(即名義屈服強(qiáng)度)及其折減系數(shù)(定義為ηsT=Rp,T/Rp,0)。因不同國(guó)家對(duì)高溫下的名義應(yīng)變尚無(wú)統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，故表5給出了5種常用的名義屈服強(qiáng)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(dāng)溫度在100℃時(shí)，因名義應(yīng)變較小，故只給出0.2%和0.5%名義應(yīng)變對(duì)應(yīng)的屈服強(qiáng)度；當(dāng)溫度不超過(guò)500℃時(shí)，名義屈服強(qiáng)度均高于550MPa，大于標(biāo)準(zhǔn)屈服強(qiáng)度(410MPa)；當(dāng)溫度達(dá)到600℃時(shí)，高溫名義屈服強(qiáng)度下降較快，只有500 ℃時(shí)的50%左右，但折減系數(shù)為67.5%，大于2/3，與文獻(xiàn)[22]中Q345FR、Q420FR和Q460FR 耐火鋼厚板的試驗(yàn)結(jié)果較為接近(分別為64%、65%、68%)，滿足耐火鋼對(duì)屈服強(qiáng)度折減系數(shù)的要求；當(dāng)溫度達(dá)到700℃時(shí)，名義屈服強(qiáng)度急劇下降(均小于70MPa)，且不到標(biāo)準(zhǔn)屈服強(qiáng)度的20%；當(dāng)溫度在800℃～1000℃時(shí)，名義屈服強(qiáng)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(shí)的名義屈服強(qiáng)度Rp0.2,T均比文獻(xiàn)[22]的試驗(yàn)結(jié)果偏低，表明耐火耐候鋼薄板的名義屈服強(qiáng)度比耐火鋼厚板下降更快。

表5 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度及折減系數(shù)Table5 Proof strength and reduction factor of standard tensile specimen

屈服強(qiáng)度折減系數(shù)試驗(yàn)值、擬合曲線及國(guó)標(biāo)(GB 51249-2017)規(guī)范曲線的對(duì)比如圖10所示。由圖可知，基于試驗(yàn)結(jié)果的擬合曲線除在700℃和800℃的值以外，其他溫度點(diǎn)的值均高于或接近國(guó)標(biāo)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(shí)的名義屈服強(qiáng)度衰減過(guò)快，超過(guò)規(guī)范限值。屈服強(qiáng)度折減系數(shù)可用表6中的三段式來(lái)表達(dá)，且擬合優(yōu)度均在99%以上。由表中推薦公式可知，當(dāng)溫度在500℃及以下時(shí)，屈服強(qiáng)度折減系數(shù)可偏于保守地取1.0，當(dāng)溫度在600℃及以上時(shí)，可采用曲線表達(dá)形式，當(dāng)溫度在500℃～600℃時(shí)，可通過(guò)線性插值得出。

表6 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的規(guī)定塑性延伸強(qiáng)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(qiáng)度折減系數(shù)試驗(yàn)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(qiáng)度

一般情況下，鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范認(rèn)為鋼材達(dá)到屈服強(qiáng)度時(shí)即為最大應(yīng)力，故規(guī)范未給出高溫下抗拉強(qiáng)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(yàn)結(jié)果得出耐火耐候鋼在各個(gè)溫度點(diǎn)下的抗拉強(qiáng)度及折減系數(shù)，如表7所示。

表7 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的抗拉強(qiáng)度及折減系數(shù)Table7 Tensile strength and reduction factor of standard tensile specimen

抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)的試驗(yàn)結(jié)果和擬合曲線如圖11所示。由圖可知，當(dāng)溫度不高于500℃時(shí)，抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)可偏于保守地取1.0；當(dāng)溫度達(dá)到600℃時(shí)，抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)為0.624，略低于2/3，但高于文獻(xiàn)[22]中三種耐火鋼厚板的折減系數(shù)；當(dāng)溫度在700℃及以上時(shí)，抗拉強(qiáng)度急劇下降，均不到標(biāo)準(zhǔn)抗拉強(qiáng)度510MPa 的15%，且低于文獻(xiàn)[22]的試驗(yàn)結(jié)果。抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)擬合曲線可用式(2)中的三段式推薦公式來(lái)表示，且擬合優(yōu)度高達(dá)99.56%。

圖11 抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)試驗(yàn)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(zhǎng)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(yàn)結(jié)果的斷后性能指標(biāo)，包括斷后伸長(zhǎng)率、斷面收縮率、斷裂傾角及斷裂位置。由表可知，斷后伸長(zhǎng)率隨溫度升高基本呈增大趨勢(shì)，表明其變形性能得到明顯改善。斷面收縮率在600℃以下時(shí)均低于10%，在600℃及以上時(shí)明顯提高，表明其延性隨溫度升高而明顯增強(qiáng)。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(gè)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(biāo)距段內(nèi)。

表8 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的斷后伸長(zhǎng)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(jiǎn)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(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線在100℃及以下呈現(xiàn)較強(qiáng)的分段線性特征，故采用雙直線模型對(duì)耐火耐候鋼的本構(gòu)關(guān)系進(jìn)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(méi)有明顯屈服平臺(tái)，故采用較為常用的R-O模型對(duì)其進(jìn)行描述。R-O模型對(duì)應(yīng)力-應(yīng)變曲線上升段的模擬較為準(zhǔn)確，但不適用于模擬下降段?？紤]到火災(zāi)情況下，曲線進(jìn)入下降段以后的鋼材高溫力學(xué)性能發(fā)生嚴(yán)重退化，故僅對(duì)上升段進(jìn)行曲線擬合。R-O模型可用下式進(jìn)行表達(dá)：

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(duì)應(yīng)的延伸強(qiáng)度(即名義屈服強(qiáng)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(biāo)準(zhǔn)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(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對(duì)比(如圖12所示，實(shí)線為試驗(yàn)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(shí)的曲線放大圖)，發(fā)現(xiàn)擬合曲線與試驗(yàn)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(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線與回歸本構(gòu)模型對(duì)比Fig.12 Experimental stress-strain curveand regressed constitutive model for standard tensile specimen

因本文對(duì)耐火耐候鋼試樣僅進(jìn)行了有限個(gè)溫度點(diǎn)的高溫材性試驗(yàn)，得出R-O模型參數(shù)β 和n的取值沒(méi)有明顯規(guī)律，故對(duì)其他溫度點(diǎn)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(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度則可依據(jù)式(1)、表6和式(2)進(jìn)行計(jì)算。

4 結(jié)論及建議

本文對(duì)SQ410FRW 新型耐火耐候鋼薄板試樣進(jìn)行了常溫和高溫標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)，獲得常溫和高溫下的基本力學(xué)性能指標(biāo)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(dá)式，并與相關(guān)文獻(xiàn)[22]的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較分析和討論，提出了典型力學(xué)指標(biāo)的計(jì)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(zhǎng)率在低于200℃時(shí)非常微小(小于3%)，在200℃及以上時(shí)顯著增大，且隨溫度升高呈現(xiàn)總體增大趨勢(shì)。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(tái)，故采用規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度來(lái)表征耐火耐候鋼的名義屈服強(qiáng)度。

(3)所有試樣的高溫彈性模量、規(guī)定塑性延伸強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度在600℃及以下時(shí)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(biāo)要求。

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

(5)根據(jù)試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，通過(guò)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(yàn)曲線吻合良好，可用于相關(guān)有限元抗火分析中。