吳佳東 顏東煌 許紅勝 張超 潘權(quán) 陳星燁

摘 要：為了研究國產(chǎn)奧氏體 S30408不銹鋼橋面芯板的材料力學(xué)性能及其本構(gòu)關(guān)系，開 展了多種不銹鋼試件室溫單向拉伸試驗(yàn)研究.考慮試件厚度、取向和熱風(fēng)升降溫處理等因素，共設(shè)計(jì)了12組共 60個(gè)拉伸試件，得到不銹鋼試件的名義應(yīng)力-應(yīng)變曲線及初始彈性模量、屈 服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、應(yīng)變硬化指數(shù)等參數(shù)，揭示了厚度和取向?qū)Σ讳P鋼試件力學(xué)性能參數(shù)的影 響程度，并將試件的名義應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)曲線與經(jīng)典本構(gòu)模型進(jìn)行對(duì)比分析.結(jié)果表明：不銹鋼材料具有明顯的非線性與各向異性;通過SEm掃描電鏡微觀形貌分析，確定不銹鋼斷口屬 于韌性斷口;不銹鋼原材料 8mmS型試件塑性比 6mmS型試件好，而 8mmQ型試件塑性比 6mmQ型試件差;芯板軋制方向的試件伸長率與收縮率要高于垂直于軋制方向試件與斜向45°試件;經(jīng)熱風(fēng)銅釬焊爐高溫處理后的不銹鋼材料力學(xué)性能明顯改變，屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度較不銹鋼原材料低，塑性性能變差，但初始彈性模量幾乎不變;應(yīng)變?chǔ)?ε0.2時(shí)，各本構(gòu)模型與試驗(yàn)曲線擬合良好，但應(yīng)變?chǔ)拧荭?.2時(shí)，R-O模型結(jié)果偏差大，Rasmussen模型擬合效果最好，可 適用于不銹鋼芯板結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和研究.

關(guān)鍵詞：橋梁結(jié)構(gòu);本構(gòu)關(guān)系;試驗(yàn)研究;不銹鋼芯板;力學(xué)特性

中圖分類號(hào)：U443.5? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study onmechanical Properties of Stainless Steel after Heat Treatment in Hot Air Brazing Furnace

WU Jiadong1?，YAN Donghuang1，XU Hongsheng1，ZHANG Chao2，PAN Quan1，CHEN Xingye1

（1.School of Civil Engineering，Changsha University of Science & Technology，Changsha410114，China;2.Broad Sustainable Building Co.Ltd，Yueyang414600，China）

Abstract：In order to study thematerialmechanical properties and constitutive relationship of domestic austen-itic S30408 stainless steel bridge deck sandwich panel， uniaxial tensile tests of various stainless steel specimens were carried out at roomtemperature.Considering several parameters including the thickness， orientation， and hot air heat-ing and cooling treatment of specimens， a total of12 groups of 60 tensile specimens were designed.The nominal stress-strain curve and parameters such as initial elasticmodulus， yield strength， tensile strength， and strain harden-ing index of stainless steel specimens were obtained，the influence degree of thickness and orientation onmechanical properties of stainless steel specimens were revealed， and the nominal stress-strain test curves of the specimens were compared with the classical constitutivemodels.The results show that stainless steel has obvious nonlinearity and an-isotropy; themicroscopicmorphology is analyzed by SEM， and it is determined that the fracture of stainless steel be-longed to ductile fracture; 8mmS type specimens have better plasticity than 6mmS type specimens for the stainless steel， and the plasticity of 8mmQ type specimens are worse than that of 6mmQ type specimens; the elongation and shrinkage of specimens in the rolling direction of sandwich panel are higher than those in the vertical rolling direc-tion and the oblique45° ;themechanical properties of stainless steel are obviously changed after high-temperature treatment in hot air brazing furnace， the yield strength and tensile strength are lower than those of stainless steel， and the plasticity is worse，but the initialmodulus of elasticity is almost constant;whenε<ε0.2，each constitutivemodels fit well with the test curves，but whenε≥ε0.2，R-Omodel has a large deviation.Rasmussenmodel has the best fit-ting effect and can be applied to the design and research of stainless steel sandwich panel structures.

Key words：bridge structures;constitutive relationship;experimental research;stainless steel sandwich panel;mechanical characteristics

正交異性鋼橋面板是橋面系中的主要結(jié)構(gòu)形 式，但其焊縫構(gòu)造細(xì)節(jié)繁多，碳鋼材料易腐蝕，疲勞破壞問題凸顯[1-3].為了解決鋼橋面板焊縫多、易腐 蝕、疲勞開裂嚴(yán)重等緊迫問題，遠(yuǎn)大可建科技有限公 司開創(chuàng)性提出不銹鋼芯板新型橋面板結(jié)構(gòu)，并設(shè)計(jì)了兩款面板厚度為6mm、8mm的不銹鋼橋面芯板產(chǎn) 品，擬在特大跨橋梁中進(jìn)行推廣應(yīng)用.不銹鋼材料造型美觀，具有優(yōu)良的加工性能、抗沖擊性能，且耐腐 蝕、耐高溫及耐久性能好，易于維護(hù)，全生命周期成 本低，具有廣闊的研究和應(yīng)用前景[4].不銹鋼芯板在建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域得到了良好應(yīng)用，例如：長沙遠(yuǎn)大城內(nèi)建成了全球首座芯板示范建筑，中國援建韓國聞慶 市的兩座“火神山”方艙醫(yī)院均采用遠(yuǎn)大不銹鋼芯 板.近期，國內(nèi)頒布了《不銹鋼芯板建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo) 準(zhǔn)》（T/CSUS14—2021）[5].然而，不銹鋼材料性能與普通碳素鋼不同，本構(gòu)模型差異大，普通碳素鋼應(yīng)力-應(yīng)變曲線有明顯的屈服平臺(tái)，而不銹鋼沒有明顯的屈 服 點(diǎn)，本構(gòu)關(guān)系呈 非 線性，且 表現(xiàn)為各向 異性[6-7].不銹鋼芯板作為不銹鋼材料新型產(chǎn)品，經(jīng)過銅釬焊爐1100℃高速高溫?zé)犸L(fēng)處理，力學(xué)性能發(fā)生改變.因此，在應(yīng)用不銹鋼芯板作為鋼橋面板之前，應(yīng)對(duì)其力學(xué)性能進(jìn)行系統(tǒng)試驗(yàn)研究.

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)不銹鋼的力學(xué)性能展開了一系列 研究.湖南大學(xué)文學(xué)章和舒興平等[8-9]對(duì)建筑結(jié)構(gòu)用不銹鋼芯板作為梁、樓板、T形、L形柱、一字形墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)研究與有限元分析，研究中S30408不銹鋼材料強(qiáng)度指標(biāo)均采用《不銹鋼結(jié)構(gòu)技 術(shù)規(guī)程》（CECS410∶2015）數(shù)據(jù)，材料本構(gòu)關(guān)系采用修正后的Rasmussen模型或 Gardner-Nethercort 兩階段模型，并未考慮不銹鋼各向異性因素、熱風(fēng)釬焊爐高溫條件對(duì)材料性能參 數(shù)及 本構(gòu)關(guān)系模型的影 響[11-12].東南大學(xué)鄭寶鋒等[13]對(duì)常溫下國產(chǎn)304不銹鋼平板 區(qū) 及 轉(zhuǎn)角 區(qū) 材料進(jìn)行拉 伸 試 驗(yàn)，得 出了Gardner-Nethercort 兩階段模型更適合結(jié)構(gòu)工程分析，受冷加工影響的轉(zhuǎn)角區(qū)力學(xué)性能參數(shù)差別較大.浙江大學(xué)朱浩川等[14]、Quach 等[15]學(xué)者分析比較國內(nèi)外不銹鋼應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型，指出 Quach全局模型可直接應(yīng)用于現(xiàn)行規(guī)范中，并進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，是目 前可供選擇的最佳本構(gòu)模型.國內(nèi)段文峰等[16]、國外 Ramberg等[17]學(xué)者均研究了不同厚度國產(chǎn) S30408不銹鋼本構(gòu)關(guān)系，指出 R-O 模型較試驗(yàn)值結(jié)果偏大，Rasmussen 模型、Gardner-Nethercort 模型、Quach 模型均可用于不銹鋼S30408構(gòu)件相關(guān)研究，尤其是 Quach模型，偏差最小.

國內(nèi)眾多學(xué)者對(duì)高強(qiáng)鋼、不銹鋼展開了高溫下力學(xué)性能試驗(yàn)研究，其中強(qiáng)旭紅等[18]、范圣剛等[19]學(xué) 者研究了不同高溫冷卻后S30408不銹鋼材料的力學(xué)性能，并沒有考慮各向異性因素，加熱溫度最高僅為900℃，整個(gè)加熱冷卻過程與熱風(fēng)銅釬焊爐加工 工藝存在較大差異.重慶大學(xué)楊成博等[20]對(duì)不銹鋼EN1.430高溫下的材料力學(xué)性能進(jìn)行了研究，最高溫加熱至1000℃，得出 EN1.430不銹鋼溫度高于500℃時(shí)，不銹鋼高溫彈性模量、屈服強(qiáng)度及極限強(qiáng) 度明顯下降，認(rèn)為Gardner提出的高溫下模型適用性較強(qiáng)，但不適用于大應(yīng)變情況.同濟(jì)大學(xué)樓國彪等[21]對(duì)TSZ410不銹鋼進(jìn)行高溫穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)研究，最高溫加熱至 700℃，得到初始彈性模量、名義屈服強(qiáng)度、抗 拉強(qiáng)度隨著溫度升高而逐漸下降的規(guī)律.上述試驗(yàn) 最高溫度均未超過1000℃，試驗(yàn)結(jié)果都是高溫穩(wěn)態(tài) 下測定的結(jié)果，且并未考慮不銹鋼各向異性因素.Fan 等[22]通過穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)與瞬態(tài)試驗(yàn)得到的高溫下不銹鋼屈服強(qiáng)度與極限強(qiáng)度的折減趨勢(shì)基本一致，在同一溫度條件下的穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)中，非冷加工試件的彈性模量要低于冷加工試件的彈性模量.Gao等[23]研究了高溫后S30408、S31608不銹鋼剩余力學(xué)性能，得出不銹鋼彈性模量與極限強(qiáng)度受過火溫度影響小，但過火溫度超過600℃對(duì)屈服強(qiáng)度影響較大，1100℃時(shí)S30408不銹鋼的屈服強(qiáng)度折減系數(shù)降至0.7.

中國、英國等4個(gè)國家出臺(tái)了不銹鋼設(shè)計(jì)的相關(guān)規(guī)范，但僅《歐洲不銹鋼手冊(cè)》與歐洲規(guī)范涉及了不銹鋼抗火設(shè)計(jì)內(nèi)容[24-27].可見，我國對(duì)不銹鋼在高溫下的力學(xué)性能研究尚不完善，需要對(duì)不同牌號(hào)、不同加熱冷卻條件并考慮各向異性特點(diǎn)的不銹鋼進(jìn)行系統(tǒng)研究.經(jīng)熱風(fēng)銅釬焊爐升降溫處理的不銹鋼材性試驗(yàn)研究尚且不足，制約了不銹鋼芯板的推廣 使用.

本文針對(duì)不銹鋼原材料與不銹鋼芯板面板 2種 材料，制作了60個(gè)拉伸試件.在考慮不銹鋼各向異性因素下，對(duì)不同厚度、不同取向的不銹鋼試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，得出各不銹鋼試件力學(xué)性能參數(shù)值，將試件應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)曲線與經(jīng)典本構(gòu)模型對(duì)比，確定擬 合效果最佳的本構(gòu)模型，力求為不銹鋼橋面芯板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和研究提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù).

1不銹鋼材性試驗(yàn)概況

1.1試件制備

不銹鋼芯板是一種新型的建筑結(jié)構(gòu)體系，類似 于蜂窩夾層結(jié)構(gòu)，由上下兩塊不銹鋼面板與中間排 布的不銹鋼薄壁芯管構(gòu)成.不銹鋼面板與芯管扳邊 間扣設(shè)0.15mm銅箔圈作為釬料，采用智能機(jī)械手植 芯，將 2m×12m標(biāo) 準(zhǔn) 芯 板 整 體 送 入熱 風(fēng)銅 釬 焊 爐中，進(jìn)行氣體保護(hù)銅釬焊.通過高速熱風(fēng)緩慢升 溫至1100℃，且保溫1h，使得銅箔圈溫度超過熔 點(diǎn)（1083℃），不銹鋼母材表面溫度接近1100℃，銅 箔圈熔化與母材金屬相互擴(kuò)散，實(shí)現(xiàn)釬焊連接 。冷卻至室溫，最終形成不銹鋼芯板[28].不銹鋼芯板如圖1所示.

本文采用的不銹鋼材性試件取自不銹鋼芯板面板.材性試驗(yàn)用不銹鋼芯板材料分為兩種類型：一種為不銹鋼面板出廠原始材料（簡稱 S型）;另一種為同批次同牌號(hào)不銹鋼面板經(jīng)遠(yuǎn)大熱風(fēng)銅釬焊爐升降溫處理后的不銹鋼材料（簡稱 Q型）.為了將不銹鋼芯 板作為新型 橋面板 結(jié)構(gòu)在橋 梁上進(jìn)行推 廣 使用，針對(duì)公路橋梁橋面板特性，設(shè)計(jì)了兩種不同厚 度（6mm、8mm）面板的不銹鋼橋面芯板，不銹鋼芯 板構(gòu)造如圖2所示.

圖2中，W為芯板橫寬，L為芯板縱長，H為芯板高度，δ為面板厚度，D為芯管外徑.

不銹鋼芯板原材料由中國青拓集團(tuán)有限公司生產(chǎn)，為國產(chǎn)奧氏體不銹鋼S30408.青拓集團(tuán)企業(yè)標(biāo)準(zhǔn) 《不銹鋼熱軋鋼板和鋼帶》（Q/TTIG003—2019）給出的S30408不銹鋼化學(xué)成分質(zhì)量百分比與國家標(biāo)準(zhǔn) 《不銹鋼熱軋鋼板和鋼帶》（GB/T4237—2015）給定的指標(biāo)如表1所示.

為了避免因后期加工改變?cè)嚰奈锢砘瘜W(xué)性質(zhì)，所有材性試件均采用水切割加工而成.為了分析不同取向?qū)Σ讳P鋼性能的影響，對(duì)不銹鋼芯板面板 在0°、45°、90°3個(gè)方向取樣.0°表示沿芯板縱向，即不銹鋼母材軋制方向，簡稱 L 向;45°表示沿芯板斜向45°，簡稱 X 向;90°表示沿芯板寬度方向，即垂直于軋 制方向，簡稱 W 向.不銹鋼芯板拉伸試件切割放樣如圖3所示.

拉伸試件按照《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分： 室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）標(biāo)準(zhǔn)要求設(shè)計(jì)，試件夾持頭部與平行長度之間采用過渡弧連接.試件設(shè)計(jì)尺寸如圖4所示.

圖4中，a0為試件厚度，b0為試件平行段寬度，B為夾持端寬度，Lc為平行長度，Ld為夾持端長度，Lt為試件總長度.按照不銹鋼芯板面板厚度、切割方向及 類型，共設(shè)計(jì)了12組試件，每組 5個(gè)，共計(jì)60個(gè)試件.為了便于區(qū)分拉伸試件，特制定了試件編號(hào)規(guī)則，如圖5所示.例如QW8-5 表示經(jīng)高溫冷卻后沿芯板寬 度方向 8mm厚 5號(hào)試件.不銹鋼芯板面板材性試件及其編號(hào)見圖6.試件加工過程會(huì)導(dǎo)致實(shí)際尺寸與設(shè)計(jì)尺寸存在誤差，試驗(yàn)前采用游標(biāo)卡尺在試件的平行段測量3處值，取其平均值作為試件實(shí)際尺寸.各試件平行段實(shí)際橫截面積見表2.

1.2試驗(yàn)設(shè)備及方法

試驗(yàn)設(shè)備主要包括mTS370.25型 25 t 材料疲勞 試驗(yàn)機(jī)、634.11F-25型動(dòng)態(tài)引伸計(jì)及 DH3822 動(dòng)態(tài)應(yīng)變測試系統(tǒng).動(dòng)態(tài)引伸計(jì)標(biāo)距為25mm，應(yīng)變范圍為±15%.有學(xué)者認(rèn)為，采用接觸式引伸計(jì)測量應(yīng)變，刀口在試樣表面會(huì)出現(xiàn)滑動(dòng)現(xiàn)象，刀口磨損會(huì)導(dǎo)致 應(yīng)變測量誤差，建議采用振動(dòng)法、電測法等方法相結(jié)合的手段測定應(yīng)變[18-20].為了精確測得初始應(yīng)變數(shù)據(jù)，準(zhǔn)確得到初始彈性模量，本試驗(yàn)在拉伸試件一面中部粘貼應(yīng)變片，另一面夾持動(dòng)態(tài)引伸計(jì)，應(yīng)變片與動(dòng)態(tài)引伸計(jì)同時(shí)測量試件應(yīng)變，分別測得拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線，測量結(jié)果如圖7所示.

由圖7可知，試驗(yàn)中應(yīng)變片與引伸計(jì)測得應(yīng)變數(shù)據(jù)相同，都能保證結(jié)果的準(zhǔn)確性.但應(yīng)變片易剝離構(gòu)件表面，測量范圍較窄.當(dāng)應(yīng)變?chǔ)?2%時(shí)，兩者均可測量讀數(shù);當(dāng) 2% ≤ε≤15%時(shí)，應(yīng)變片已剝離，僅能采用動(dòng)態(tài)引伸計(jì)測量讀數(shù).

根據(jù)現(xiàn)行規(guī)范《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分： 室溫試 驗(yàn) 方 法》（GB/T 228.1— 2010），不銹鋼材料 拉伸試驗(yàn)加載方式通過位移控制，數(shù)據(jù)采集頻率為20 Hz，分成兩個(gè)階段進(jìn)行加載：第一階段加載位移速率控制在1mm/min，應(yīng)變范圍控制在15%以內(nèi)，此階段測量不銹鋼初始彈性模量 E0和名義屈服 強(qiáng)度σ0.2;第二階段加載位移速率提高至 2mm/min，因引伸計(jì)達(dá)到量程，取下引伸計(jì)后將試件拉伸至斷裂.此階段測量不銹鋼極限抗拉強(qiáng)度，拉伸試驗(yàn)裝 置如圖8所示.

2試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1試件破壞形態(tài)

2.1.1表觀特征

不銹鋼芯板拉伸試件斷裂前均會(huì)出現(xiàn)頸縮現(xiàn) 象，塑性變形明顯，當(dāng)材料不能抵抗外力作用時(shí)，試件以瞬間斷裂形式徹底松弛，發(fā)出一聲“嘭”響，且斷口處溫度升高.由試驗(yàn)結(jié)果可知，8mm試件破斷力較6mm試件破斷力大30 kN，斷裂聲更響亮.不銹鋼原材料 S型試件斷裂處頸縮現(xiàn)象比熱風(fēng)銅釬焊爐高溫處理后的Q型試件更明顯.S型試件均在平行段中間位置斷裂，而Q型試件斷裂位置離散性大，部分試件出現(xiàn)在過渡弧與平行段交接處斷裂的情況，直接影響 抗拉強(qiáng)度數(shù)據(jù)的有效性.6組 Q型試件中，每組均能保 證3個(gè)有效試件.斷裂后不銹鋼拉伸試件如圖9所示.

不銹鋼芯板拉伸試件斷口表現(xiàn)為典型的韌性斷口，斷口形狀可分為3 類：1）剪切滑移形斷口;2）杯 錐狀斷口;3）鋸齒形斷口.僅Q型試件出現(xiàn)鋸齒形斷口.

S型試件剪切面平整規(guī)則，形狀似如刀鋒，剪切面與拉伸軸線夾角 α 近似呈45°，如圖10（a）所示.杯 錐狀斷口四周為剪切面，表面平整呈金屬光澤，剪切面與拉伸軸線夾角也近似呈45°，如圖10（b）所示.

經(jīng)熱風(fēng)銅釬焊爐升降溫處理后的Q型試件，出 現(xiàn)3種類型斷口.Q型試件剪切滑移形與杯錐狀斷口較S型試件相應(yīng)斷口更不規(guī)整，且含有粗糙面.Q型 試件鋸齒形斷口參差不齊，頸縮現(xiàn)象不明顯，塑性較差.Q型斷口形貌如圖11所示.

2.1.2 斷口微觀形貌

不銹鋼材性試件斷口宏觀特征均表現(xiàn)為韌性斷口，以杯錐狀斷口為例，研究 S型試件斷口與Q型試件斷口微觀形貌特征.矩形不銹鋼拉伸試件杯錐狀斷口可劃分為3個(gè)區(qū)域，分別為纖維區(qū)、放射區(qū)及剪切唇區(qū).拉伸試件杯錐狀斷口分區(qū)如圖12所示.

杯錐狀斷口中部纖維區(qū)晶粒似纖維狀被拉長，纖維區(qū)四周剪切斜面呈發(fā)射花樣，類似菊花狀的宏 觀形貌，標(biāo)志著裂紋擴(kuò)展方向.與放射區(qū)毗鄰的試件邊緣表面區(qū)域?yàn)榧羟写絽^(qū)，形狀如杯.采用高倍（1000倍）SEm掃描電鏡觀察纖維區(qū)與放射區(qū)微觀 形貌，發(fā)現(xiàn)纖維區(qū)呈等軸狀韌窩，放射區(qū)呈剪切方向的拉長韌窩.微觀形貌分別如圖13、圖14所示.

分別對(duì)不銹鋼S型試件與不銹鋼Q型試件斷口進(jìn)行SEm電鏡掃描，斷口微觀形貌如圖15和圖16所示.

從圖中可以看出，S型試件與Q型試件拉伸斷口 微觀形貌特征均表現(xiàn)為尺寸大小不等的圓形或橢圓 形凹坑韌窩，這一現(xiàn)象說明兩種試件破壞都屬于塑性破壞.S型試件斷口韌窩尺寸及深度明顯大于Q型 試件斷口韌窩，這一現(xiàn)象說明 S型試件塑性變形能力較Q型試件強(qiáng).通常應(yīng)變硬化指數(shù)大小直接影響顯微空洞的聚集與連接方式.應(yīng)變硬化指數(shù)越大，則金屬材料越難以發(fā)生內(nèi)頸縮，會(huì)產(chǎn)生更多的顯微空洞，韌窩小而淺，且塑性較差.對(duì)比圖15 與圖16，發(fā) 現(xiàn) Q型試件微觀組織形貌韌窩小、深度淺，且顯微空洞多于S型試件，這一現(xiàn)象說明 Q型試件應(yīng)變硬化指 數(shù)要大于S型試件，塑性較差.

2.2不銹鋼材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線

表3 給出了各組拉伸試件試驗(yàn)數(shù)據(jù)的平均值及 本構(gòu)模型相關(guān)參數(shù)值.每組拉伸試件參數(shù)為去除最 大值與最小值后求得的平均值.表3中，A為斷后伸長率，Z為斷面收縮率，E0為初始彈性模量，σ0.01為材料塑性應(yīng)變?yōu)?.01%時(shí)的比例極限，σ0.2為屈服強(qiáng) 度，σ1.0為塑性應(yīng)變?yōu)?%時(shí)的條件屈服極限，σ 2.0為塑性應(yīng)變?yōu)?%時(shí)的條件屈服極限，σ u為極限抗拉強(qiáng) 度，E0.2為（ε0.2，σ0.2）處的切線彈性模量，n為應(yīng)變硬化 指數(shù)（表示應(yīng)力-應(yīng)變曲線的非線性程度），n0.2，1.0為σ0.2 到 σ1.0 曲線段間的應(yīng)變硬化指數(shù).

采用控制變量法，分別對(duì)不同取向、不同類型及不同厚度的不銹鋼芯板拉伸試件試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析.不同取向芯板試件結(jié)果對(duì)比如表4所示.

結(jié)合表3 與表4 結(jié)果對(duì)比分析，可得如下結(jié)論：

1）對(duì)同類型同厚度的拉伸試件，在不同取向上進(jìn)行斷后伸長率A、斷面收縮率 Z對(duì)比，可發(fā)現(xiàn)，對(duì)于6mm試件，結(jié)果表現(xiàn)為X 向>L 向>W 向，其中QX6 試件伸長率及收縮率分別比 QW6 試件高7%、9%;對(duì)于8mm試件，結(jié)果表現(xiàn)為L 向>X 向>W 向，其中QL8 試件伸長率及收縮率比 QW8 試件分別高9%、8%.結(jié)果說明：垂直于軋制方向 W 向的斷后伸長率 及斷面收縮率小于芯板軋制方向 L 向及45°X 向，塑性略差.

2）對(duì)于初始彈性模量 E0、屈服強(qiáng)度σ0.2 及抗拉強(qiáng) 度σu，除了SX8 試件與SW8 試件屈服強(qiáng)度低于SL8 試件10% 左右外，其他同類型同厚度的拉伸試件強(qiáng) 度參數(shù)不受試件切割方向的影響.試件材性參數(shù)平均值如表5所示.

3）對(duì)于應(yīng)變硬化指數(shù)n，除 SX8 試件L 向>S 向 外，其余均表現(xiàn)為W 向>X 向>L 向.對(duì)于Q型試件最為明顯，W 向比 L 向應(yīng)變硬化指數(shù)高44%～63%.結(jié)果進(jìn)一步說明芯板軋制方向 L 向塑性比垂直于軋制 方向的W 向要好.

4）國產(chǎn)奧氏體不銹鋼S30408斷后伸長率均大于40%，塑性較好，但彈性模量偏低，約160 GPa.試 驗(yàn)結(jié)果與文獻(xiàn)[29]結(jié)論相同，國產(chǎn)不銹鋼彈性模量不穩(wěn)定，在120～190 GPa 之間，各牌號(hào)不銹鋼晶體缺 陷、退火工藝等因素均會(huì)導(dǎo)致彈性模量偏低.

在每組試件中選取試驗(yàn)結(jié)果接近試驗(yàn)平均值的試件，進(jìn)行各組試件應(yīng)力-應(yīng)變?cè)囼?yàn)曲線對(duì)比.S型 試件與Q型試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比見圖17，試件結(jié)果參數(shù)對(duì)比見表6.

通過分析，可得出如下結(jié)論 ：

1）與常溫下不銹鋼原材料相同，經(jīng)熱風(fēng)銅釬焊爐熱處理后的不銹鋼材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線仍呈現(xiàn)出 典型的非線性特征，沒有明顯的屈服平臺(tái).

2）與常溫下不銹鋼原材料 S型試件相比，同厚 度同取向的Q型試件伸長率A 與收縮率 Z 明顯變小，尤其是 8mm試件，QW8 試件比 SW8 試件伸長率低23%，收縮率低42%.結(jié)果說明經(jīng)熱處理后的Q型試件塑性較不銹鋼原材料 S型試件差，且 Q8試件塑性最差.根據(jù)金相學(xué)原理與文獻(xiàn)[30]分析可知，SUS304不銹鋼在退火溫度達(dá)到1100℃時(shí)，均為完全的奧氏 體再結(jié)晶組織，退火孿晶界多，高位錯(cuò)密度塊狀晶被 孿晶界分割，晶粒內(nèi)出現(xiàn)板條狀結(jié)構(gòu)，從而導(dǎo)致不銹鋼延伸率下降。

3）彈性階段試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線均重合，S型與Q型試件初始彈性模量 E0 最大相差不超過5%，幾乎相同.Q型試件屈服強(qiáng)度σ0.2 明顯低于S型試件，Q6 試件低于S6 試件13%～20%，Q8 試件低于S8 試件15%～23%.Q型 試件抗 拉 強(qiáng) 度σu 略低于S型 試件4%～7%.

4）對(duì)于應(yīng)變硬化指數(shù)n，由表3、圖17分析可知，Q型試件明顯高于S型試件，S型試件應(yīng)變硬化指數(shù)在4～7 之間，Q型試件應(yīng)變硬化指數(shù)在16～28 之間.Q6試件應(yīng)變硬化指數(shù)是 S6試件的3.1～4.9倍，Q8試件應(yīng)變硬化指數(shù)是 S8試件的4.1～6.3倍.結(jié)果說明 Q型試件塑性明顯比 S型試件要差.

為了更加全面地分析高溫冷卻后不銹鋼材料的力學(xué)性能，現(xiàn)將試驗(yàn)結(jié)果與同等高溫條件下已有的同類試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析 。查閱國內(nèi)外文獻(xiàn)，同 等高溫（1100℃）及保溫條件下試驗(yàn)甚少，選取文獻(xiàn)[23]中經(jīng)熱輻射加熱至1100℃高溫并保溫30min，將經(jīng)空氣自然冷卻后的S30408、S31608不銹鋼試驗(yàn) 結(jié)果進(jìn)行對(duì)比.文獻(xiàn)中拉伸試件并未考慮厚度及取 向因素，本文按軋制方向試件選取 QL6 與QL8 兩種典型試件進(jìn)行對(duì)比分析.對(duì)比結(jié)果見圖18，圖中折 減系數(shù)表示高溫過火后力學(xué)性能參數(shù)與常溫下力學(xué)性能參數(shù)的比值.

由圖18對(duì)比分析可知：

1）屈服強(qiáng)度折減系數(shù)最低，介于0.72～0.87 之 間，1100℃高溫過火冷卻后不銹鋼屈服強(qiáng)度明顯降低.

2）抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)介于0.93～0.96 之間，彈性模量折減系數(shù)介于0.90～1.02之間，兩者受高溫影響較小.

3）伸長率折減系數(shù)除 QL8試件外，其他不銹鋼試件相近.QL8試件伸長率折減系數(shù)明顯較低，塑性相對(duì)較差.這一現(xiàn)象說明受熱風(fēng)銅釬焊爐加熱工藝 影響，同條件下8mm試件較6mm試件受熱不均勻，變形溫度不一，進(jìn)而影響塑性.

6mm與8mm試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比見圖19，試件結(jié)果參數(shù)對(duì)比見表7，通過圖表分析，可獲得如下結(jié)論：

1）不同厚度的S型試件伸長率 A 與斷面收縮率 Z相近，而 Q型試件Q8 比 Q6 試件的伸長率低15%～20%，收縮率低18%～23%.結(jié)果說明 Q8 試件比 Q6 試件塑性差.

2）不同厚度試件的初始彈性模量 E0相近，8mm試件初始彈性模量略小于6mm試件，為1%～5%.由表7 及圖19（a）可知，Q8 試件屈服強(qiáng)度σ0.2 略低于Q6 試件，為3%～6%;由表7 及圖19（b）可知，SX8 試件與SW8 試件屈服強(qiáng)度分別比 SX6 試件、SW6 試件低約10%，而 SL8 試件屈服強(qiáng)度卻比 SL6 試件高5%.

3）對(duì)于S型試件，8mm試件應(yīng)變硬化指數(shù)低于6mm試件;而對(duì)于Q型試件，8mm試件應(yīng)變硬化指 數(shù)高于6mm試件.說明不銹鋼原材料 S8 試件塑性比 S6 試件好，而經(jīng)過高溫冷卻后的Q8 試件塑性比 Q6 試件差.

3不銹鋼芯板本構(gòu)關(guān)系模型

3.1不銹鋼應(yīng)力-應(yīng)變經(jīng)典本構(gòu)模型

3.1.1Ramberg-Osgood 模型（R-O 模型）

20 世紀(jì)40 年代，Ramberg和Osgood 共同提出了基于鋁合金非線性材料的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系模型[17].不銹鋼材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出明顯的非線性特征，曲線上沒有明顯的屈服平臺(tái).經(jīng)證明，R-O 模型適用于眾多非線性金屬材料，其中涵蓋了不銹鋼材料.R-O 模型為固體力學(xué)中描述彈塑性材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線的經(jīng)典理論模型.R-O 模型視總應(yīng)變（ε）為彈性應(yīng)變（εe）與塑性應(yīng)變（εp）之和，后經(jīng) Hill

進(jìn)一步修正，得到模型方程如下式所示[31].

3.1.2 Rasmussen 模型

R-O 模型不適用于大應(yīng)變情況，Rasmussen基于R-O 模型3個(gè)參數(shù)（E0，σ0.01，σ0.2），引入了兩個(gè)新參數(shù)（εu，σ u）來表達(dá)不銹鋼材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.當(dāng)應(yīng)力σ<σ0.2（低應(yīng)力段）時(shí)，仍采用經(jīng)典的R-O 模型;當(dāng) 應(yīng)力σ0.2≤ σ ≤ σ u（高應(yīng)力段）時(shí)，采用修正后的R-O模型，Rasmussen本構(gòu)模型如下式所示.

式中：m為Rasmussen模型應(yīng)變硬化指數(shù);ε0.2為塑性應(yīng)變?yōu)?.2%時(shí)的總應(yīng)變;εu為極限總應(yīng)變.

對(duì)于常溫下不銹鋼本構(gòu)關(guān)系，采用Rasmussen模型具有良好的吻合性。該模型已被納入《歐洲規(guī)范3鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)第1-4部分》（EN1993-1-4—2006）規(guī) 范以及中國工程建設(shè)協(xié)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī) 程》（CECS410∶2015）中，在不銹鋼材料非線性分析時(shí)使用.

3.1.3 Gardner-Nethercort模型（G-N模型）

Gardner 與Nethercort 在R-O 模型的基礎(chǔ)上，針對(duì)大應(yīng)變情況，對(duì)R-O模型進(jìn)行修正，提出采用條件屈服極限 σ1.0 代替極限應(yīng)力σu.修正后的G-N模型公式如下式所示.

式中：a、b為常數(shù).

3.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)與4種經(jīng)典模型的對(duì)比分析

由于不銹鋼芯板材性試驗(yàn)不能完整得到全過程 應(yīng)力-應(yīng)變曲線，所以需要確定一個(gè)與試驗(yàn)曲線相近的本構(gòu)模型，以應(yīng)用于實(shí)際工程的分析與研究.將試 驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與經(jīng)典的R-O 模型、Ras-mussen模型、G-N模型、Quach模型各曲線進(jìn)行對(duì)比分析，以便確定符合試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的本構(gòu)模型.

圖20～圖23分別給出了不同類型不同厚度不銹鋼芯板拉伸試驗(yàn)曲線與各本構(gòu)關(guān)系模型曲線對(duì)比 圖.對(duì)比各圖，可得如下結(jié)論：

1）當(dāng)ε<ε0.2時(shí)，此階段4 種模型統(tǒng)一采用R-O 模型表達(dá)式，與試驗(yàn)曲線符合良好;當(dāng)ε≥ε0.2時(shí)，R-O模型曲線與試驗(yàn)曲線、其他3種本構(gòu)模型曲線偏差顯著，所以R-O模型不能用于描述不銹鋼全階段本構(gòu)關(guān)系.

2）圖20和圖21中S型試件R-O 模型曲線走勢(shì) 陡峭，模型曲線應(yīng)力值較試驗(yàn)曲線應(yīng)力值明顯偏高，若采用該模型，預(yù)測值偏不安全;而圖22和圖23中Q型試件R-O模型曲線走勢(shì)平緩，模型曲線應(yīng)力值較試驗(yàn)曲線應(yīng)力值明顯偏低，若采用該模型，預(yù)測值過于保守，容易造成材料浪費(fèi).結(jié)合表3分析，應(yīng)變硬化指數(shù)越小，曲線越陡，塑性越好;反之，曲線越平緩，塑性越差.

3）對(duì)于同厚度同類型不同取向試件R-O 模型 曲線斜率：L 向>X 向>W 向，說明應(yīng)變硬化指數(shù)W 向>X 向>L 向，與2.2節(jié)結(jié)論相符.

4）圖20中，Rasmussen 本構(gòu)模型曲線與S6試件試驗(yàn)曲線擬合良好，誤差較小，隨著應(yīng)變?cè)龃?，擬合 效果較其他3種模型好，G-N模型與Quach模型過于保守，所以Rasmussen 本構(gòu)模型適用于描述 S6試件應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.

5）圖21中，當(dāng)ε<10%時(shí)，Rasmussen 本構(gòu)模型 曲線與S8試件試驗(yàn)曲線擬合良好;當(dāng)ε≥10%，Ras-mussen本構(gòu)模型稍偏保守，但較G-N模型、Quach模型更接近試驗(yàn)值，Rasmussen本構(gòu)模型可用于描述 S8 試件應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.

6）圖22和圖23中，當(dāng)ε<10%時(shí)，G-N 本構(gòu)模型曲線與Q型試件試驗(yàn)曲線擬合良好，具有較高的精確性;當(dāng)ε≥10%時(shí)，X 向與W 向 Q型試件G-N本構(gòu)模型曲線應(yīng)力高于試驗(yàn)曲線，存在較大差異，偏于不安全，不宜采用G-N 本構(gòu)模型模擬.Rasmussen 本構(gòu)模型曲線應(yīng)力值雖低于試驗(yàn)曲線，但比 Quach 模型更接近試驗(yàn)曲線，所以Rasmussen本構(gòu)模型可用于描述 Q6（Q8）試件應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.

由上述結(jié)論可知，結(jié)構(gòu)分析時(shí)需考慮材料非線性，可采用Rasmussen 本構(gòu)模型模擬不銹鋼材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系.如果不考慮材料非線性，僅需采用σ<σ0.2內(nèi)的R-O 線彈性模型即可.這一結(jié)果與《不銹鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（CECS410∶2015）中給定的應(yīng)力-應(yīng)變公式相吻合[10].

4 結(jié)論

本文對(duì)國外學(xué)者研究的不銹鋼材料力學(xué)性能本構(gòu)關(guān)系模型進(jìn)行了總結(jié)，并對(duì)國產(chǎn) S30408不銹鋼原 材料及銅釬焊爐高溫處理冷卻后的不銹鋼材料進(jìn)行了單向拉伸試驗(yàn)研究，將試驗(yàn)數(shù)據(jù)和國外不銹鋼材料本構(gòu)模型進(jìn)行對(duì)比，得到以下結(jié)論：

1）不銹鋼拉伸試件斷口均屬于韌性斷口，根據(jù)斷口形狀特征可將不銹鋼拉伸試件斷口分成3類： 剪切滑移形斷口、杯錐狀斷口、鋸齒形斷口.僅Q型 試件出現(xiàn)鋸齒形斷口，較S型試件斷口不規(guī)整，剪切面粗糙，頸縮不明顯.

2）不銹鋼材料力學(xué)性能表現(xiàn)出明顯的各向異性.對(duì)于不同取向的試件，90°垂直于軋制方向（W 向）試件與45°斜向（X 向）試件伸長率與收縮率要低于0°芯板軋制方向（L 向）試件.

3）不銹鋼經(jīng)熱風(fēng)銅釬焊爐熱處理后改變了自身的材料力學(xué)性能，致使屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度下降，塑性性能變差.S型試件與Q型試件初始彈性模量相同，S型試件屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、斷后伸長率和斷面收縮率均高于Q型試件，S型試件應(yīng)變硬化指數(shù)低于Q型試件.

4）對(duì)不同厚度試件，不銹鋼原材料 S8試件塑性比 S6試件好，而經(jīng)過高溫處理冷卻后的Q8試件塑性比 Q6試件差.

5）在應(yīng)變較小時(shí)（ε<ε0.2），4種本構(gòu)模型與試驗(yàn) 曲線擬合較好;當(dāng)應(yīng)變較大時(shí)（ε≥ε0.2），R-O模型偏 差最大.對(duì)于S型試件，Rasmussen 模型擬合效果良 好，G-N 模型與Quach 模型過于保守;對(duì)于Q型試件，ε<10%時(shí)，G-N模型曲線擬合最好，但隨應(yīng)變?cè)?大，應(yīng)力值明顯偏高，偏于不安全，在大應(yīng)變?chǔ)拧?0%時(shí)，Rasmussen 模型擬合效果較Quach 模型更好.所以，無論是不銹鋼原材料還是經(jīng)熱風(fēng)銅釬焊爐高溫處理冷卻后的不銹鋼芯板材料均可采用Rasmussen 模型作為本構(gòu)模型進(jìn)行相關(guān)設(shè)計(jì)與研究.

下一步需要對(duì)不同釬焊工藝下不銹鋼材料力學(xué)性能開展更深入的研究，以獲取不同加熱、保溫及冷 卻時(shí)間下不銹鋼芯板的力學(xué)性能參數(shù).

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