杜 詠， 肖麗萍， 李國強(qiáng)， 汪賢聰

(1.南京工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816；2.同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200092)

預(yù)應(yīng)力張拉鋼結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于大跨度結(jié)構(gòu)體系，如索網(wǎng)結(jié)構(gòu)、張弦梁和懸索橋等，其中的預(yù)應(yīng)力鋼索是其關(guān)鍵部件[1].然而，預(yù)應(yīng)力鋼索在火災(zāi)中會受到不同程度的損傷，其火災(zāi)安全性受到科研及工程人員越來越多的關(guān)注.在預(yù)應(yīng)力張拉索體分類中，預(yù)應(yīng)力平行鋼絲束在現(xiàn)役預(yù)應(yīng)力鋼結(jié)構(gòu)中有較廣泛應(yīng)用[2]，因此，準(zhǔn)確測定預(yù)應(yīng)力平行鋼絲束高溫力學(xué)性能指標(biāo)，可為研究預(yù)應(yīng)力張拉鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)場景中的力學(xué)響應(yīng)提供重要的材料高溫性能參數(shù).

目前，對于預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼絲和鋼絲束已建立了較系統(tǒng)的常溫力學(xué)性能指標(biāo)[3-8].Wang等[9]研究表明，在各溫度水平下，平行鋼絲束的斷裂狀態(tài)與單根鋼絲基本一致，但前者的高溫力學(xué)性能指標(biāo)比后者退化更為嚴(yán)重.Xiong等[10]研究表明，穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)方法適用于測量高強(qiáng)鋼的高溫力學(xué)性能指標(biāo).周浩[11]研究表明，只有當(dāng)鋼索體遭遇高于600℃高溫時，熱蠕變效應(yīng)才能顯著表現(xiàn)出來，而此時其極限強(qiáng)度不足常溫下的10%.

鋼絲束表面幾何形狀不規(guī)則，若采用接觸式高溫應(yīng)變測試方法，位移計(jì)夾持端在拉伸過程中會不可避免地產(chǎn)生相對滑移，導(dǎo)致試驗(yàn)誤差；且因儀器量程的限制，只能測量材料極限強(qiáng)度之前的應(yīng)力-應(yīng)變曲線段.Chu等[12]提出了非接觸式應(yīng)變視頻測量(CCDC)系統(tǒng)的應(yīng)用原理；Lyons等[13]的高溫材性試驗(yàn)表明了CCDC技術(shù)的可行性和準(zhǔn)確性；Du等[14]開展了非接觸式測試技術(shù)與傳統(tǒng)接觸式測試手段的對比性試驗(yàn).上述研究均表明CCDC系統(tǒng)不僅精度可靠，且適用于測試表面形狀復(fù)雜的試件.

鑒于此，本文采用CCDC系統(tǒng)，基于穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)方法，將平行鋼絲束試件升溫至目標(biāo)溫度且溫度恒定后，對其進(jìn)行單向拉伸直至斷裂，以研究平行鋼絲束高溫下的應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^程.

1 試驗(yàn)

1.1 裝置

CCDC系統(tǒng)如圖1所示.由圖1可見，加載設(shè)備為Instron1334液壓伺服萬能材性試驗(yàn)機(jī)，采用其配套的SF-16管狀高溫爐對試件加溫，爐膛凈尺寸為30.0cm×10.5cm(高×直徑)，最高溫度可至 1250℃，高溫爐內(nèi)配置上中下3片加熱單元，以保證爐內(nèi)溫度均勻分布.

圖1 非接觸式應(yīng)變視頻測量系統(tǒng)Fig.1 CCDC system

1.2 試件

圖2為抗拉強(qiáng)度1670MPa的7根×7mm高溫單向拉伸平行鋼絲束試件.在平行鋼絲束試件測試區(qū)均勻噴涂黑白相間的散斑帶(見圖3).通過CCD攝像機(jī)記錄試件變形過程中材料表面的散斑圖變化情況，將其以灰度矩陣的形式存儲在計(jì)算機(jī)中，測試系統(tǒng)分析軟件實(shí)時輸出試件標(biāo)距段(本試驗(yàn)選取標(biāo)距不大于1.5cm)位移及應(yīng)變隨溫度的變化歷程.

圖2 高溫單向拉伸平行鋼絲束試件尺寸Fig.2 Size of parallel wire cable specimen at elevated temperature(size:mm)

圖3 平行鋼絲束表面高溫噴涂標(biāo)記Fig.3 High temperature paint markers on a cable surface

1.3 試驗(yàn)過程

在試件升溫前，用雙頭螺紋連接螺栓將試件上錨杯端與試驗(yàn)機(jī)連接，保持試件下錨杯端為松弛狀態(tài)，以消除熱膨脹對試件的影響；當(dāng)試件溫度升至目標(biāo)溫度并完成恒溫保持后，再進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn).

在穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)中，將爐內(nèi)溫度從室溫(20℃)升至100、200、300、350、400、450、500、550、600、700、 800℃，升溫速率為10℃/min[15]，并在各溫度水平下恒溫20～30min，以保證鋼索截面溫度分布均勻.以 0.05mm/s 的拉伸速率對試件進(jìn)行拉伸直至破壞，每1s收集5個數(shù)據(jù)，每個目標(biāo)溫度水平重復(fù)測試3個試件，試驗(yàn)值取其平均值.

1.4 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖4為各溫度水平下平行鋼絲束試件斷口形貌.由圖4可見：室溫(20℃)下，試件斷口位置在錨杯口附近，而其余溫度水平下的試件斷口位置均在受熱區(qū)；在20～200℃時，試件斷口形貌呈杯狀，表現(xiàn)為脆性破壞，斷口截面顏色呈黑色，鋼絲表面仍具有金屬光澤；隨著溫度的升高，在300℃時，試件斷口形貌出現(xiàn)變化，部分鋼絲沿著45°方向斷裂，部分鋼絲斷口仍為杯狀，試件仍以脆性破壞為主，斷口截面顏色呈現(xiàn)黑黃色，鋼絲表面原先的金屬光澤開始變暗；在350℃時，大多數(shù)試件斷口形貌呈錐形，表現(xiàn)為塑性破壞，斷口截面顏色為深藍(lán)色，鋼絲表層出現(xiàn)脫落；在400～800℃時，隨著溫度的升高，試件中的鋼絲頸縮現(xiàn)象越來越明顯，試件斷口形貌錐狀化加劇，斷口截面顏色變?yōu)楹诨疑?，鋼絲表面逐步變?yōu)橥咙S色；當(dāng)目標(biāo)溫度低于300℃時，試件破斷時發(fā)出清脆聲音，當(dāng)目標(biāo)溫度高于400℃時，試件破斷時僅發(fā)出微弱的“砰”聲，在600～800℃時，試件斷裂聲尤為微弱.

圖4 各溫度水平下平行鋼絲束試件的斷口形貌Fig.4 Fracture morphologies of parallel wire cable specimens at different temperatures

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 名義屈服強(qiáng)度

圖5為高溫下平行鋼絲束試件的應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線指標(biāo)示意圖.由圖5可見，在試件的σ-ε曲線上，與極限應(yīng)變εpt,θ相對應(yīng)的極限強(qiáng)度為fpt,θ，與比例極限應(yīng)變εpp,θ相對應(yīng)的比例極限為fpp,θ，與屈服應(yīng)變εpy,θ相對應(yīng)的屈服強(qiáng)度為fpy,θ，εpu,θ為試件斷裂應(yīng)變，Ep,θ為試件的彈性模量.其中θ表示溫度.

表1為各溫度水平下平行鋼絲束試件名義屈服強(qiáng)度、極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變試驗(yàn)結(jié)果，其中f0.20%-offset,θ、f0.50%,θ、f1.00%,θ、f1.20%,θ、f1.25%,θ、f1.50%,θ和f2.00%,θ分別為應(yīng)變水平0.20%、0.50%、1.00%、1.20%、1.25%、1.50%和2.00%對應(yīng)的名義屈服強(qiáng)度.由表1可見，與各應(yīng)變水平相比，其2.00%應(yīng)變水平下的名義屈服強(qiáng)度f2.00%,θ更接近極限強(qiáng)度fpt,θ，兩者最大相差僅7.8%，故本文將f2.00%,θ作為平行鋼絲束試件的高溫名義屈服強(qiáng)度.

圖5 高溫下平行鋼絲束試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線指標(biāo)示意圖Fig.5 Mathematical model for stress-strain relationships of parallel wire cable specimens at elevated temperature

表1 各溫度水平下平行鋼絲束試件名義屈服強(qiáng)度、極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變試驗(yàn)結(jié)果

2.2 彈性模量

根據(jù)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線初始線性段斜率確定平行鋼絲束試件的彈性模量Ep,θ；曲線線性段終點(diǎn)所對應(yīng)的比例極限應(yīng)變?yōu)棣舙p,θ，則比例極限fpp,θ=Ep,θ×εpp,θ.表2列出了各溫度水平下平行鋼絲束試件的彈性模量、比例極限及比例極限應(yīng)變.

表2 各溫度水平下平行鋼絲束試件彈性模量、比例極限及比例極限應(yīng)變

2.3 極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變

圖6為平行鋼絲束試件極限應(yīng)變(εpt,θ)、斷裂應(yīng)變(εpu,θ)試驗(yàn)值與文獻(xiàn)[8]中建議值的比較.

圖6 平行鋼絲束試件極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變試驗(yàn)值與 文獻(xiàn)[8]中建議值的比較Fig.6 Comparison of strain between test data and reference[8] of parallel wire cable specimens

由圖6可見：在20～200℃時，平行鋼絲束試件極限應(yīng)變試驗(yàn)值與文獻(xiàn)[8]建議值相差不大且隨溫度變化較??；高于200℃后，試件極限應(yīng)變試驗(yàn)值呈下降趨勢，而文獻(xiàn)[8]建議值呈上升趨勢；試件斷裂應(yīng)變試驗(yàn)值在300～400℃時接近文獻(xiàn)[8]建議值；高于400℃后，試件斷裂應(yīng)變試驗(yàn)值呈顯著上升趨勢；文獻(xiàn)[8]高估了平行鋼絲束的極限應(yīng)變，幅度達(dá)52.7%，低估了400℃后平行鋼絲束的斷裂應(yīng)變，幅度達(dá)256.0%.

3 高溫折減系數(shù)

3.1 力學(xué)性能指標(biāo)高溫折減系數(shù)

定義彈性模量高溫折減系數(shù)kE,θ為高溫下彈性模量Ep,θ與常溫下彈性模量Ep的比值，即kE,θ=Ep,θ/Ep；極限強(qiáng)度高溫折減系數(shù)kpt,θ為高溫下極限強(qiáng)度fpt,θ與常溫下極限強(qiáng)度fpt的比值，即kpt,θ=fpt,θ/fpt.

文獻(xiàn)[8]推薦的預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼索的高溫名義屈服強(qiáng)度折減系數(shù)kpy,θ為各溫度下2.00%應(yīng)變屈服強(qiáng)度f2.00%,θ與90%極限強(qiáng)度fpt,θ的比值，即kpy,θ=f2.00%,θ/0.9fpt,θ，但20℃時試件的f2.00%,θ大于0.9fpt,θ(見表1)，使得kpy,θ大于1，因此本文采用文獻(xiàn)[16]建議的普通結(jié)構(gòu)鋼高溫名義屈服強(qiáng)度折減系數(shù)計(jì)算公式——高溫下名義屈服強(qiáng)度fpy,θ與常溫下名義屈服強(qiáng)度fpy的比值，即kpy,θ=fpy,θ/fpy.

文獻(xiàn)[8]中預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼索的比例極限高溫折減系數(shù)計(jì)算式kpp,θ=fpp,θ/0.9fpt，但本文的kpp,θ=fpp,θ/fpy值與文獻(xiàn)[8]建議值更為接近，故本文按kpp,θ=fpp,θ/fpy來確定平行鋼絲束比例極限高溫折減系數(shù).

3.2 屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)

圖7為平行鋼絲束試件名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)試驗(yàn)值與已有研究[8-9，17-18]的比較.由圖7可見：(1)已有研究得出的預(yù)應(yīng)力鋼索名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)離散性較大；本文試驗(yàn)值與文獻(xiàn)[8-9，17-18]給出的預(yù)應(yīng)力鋼索名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)較為接近，而與Xiong等[10]得出的高強(qiáng)鋼名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)相差較大.(2)與汪賢聰[17]的鋼絞線名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)相比，在低于 400℃ 時，由于平行鋼絲束無纏繞效應(yīng)影響，本文試驗(yàn)值略低于鋼絞線試驗(yàn)值，當(dāng)超過 400℃ 時，兩者較為接近.(3)與Wang等[9]的1670MPa 級平行鋼絲束相比，本文試驗(yàn)值與其較為接近，即使在相差最大的450℃時，兩者也僅相差7.5%.(4)張昊宇等[18]選取同規(guī)格預(yù)應(yīng)力鋼絞線的中絲為試驗(yàn)對象，與本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)相近.由于生產(chǎn)工藝的差異，本文平行鋼絲束試件的名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)比熱處理高強(qiáng)鋼S460M[10]和S690QT[10]分別低89%與63%.

圖7 平行鋼絲束試件名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)試驗(yàn)值與 已有研究的比較Fig.7 Comparison of reduction factors of yield strength between test data and previous studies

3.3 彈性模量高溫折減系數(shù)

圖8為平行鋼絲束試件彈性模量高溫折減系數(shù)試驗(yàn)值與已有研究[8-10,17-18]的比較.由圖8可見：(1)各已有研究的預(yù)應(yīng)力鋼索彈性模量高溫折減系數(shù)較為離散.(2)本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[9,18]比較接近；低于600℃時，隨著溫度的升高，本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[8]建議值差值逐漸增加；到600℃時，因?yàn)殇摻z的高溫回復(fù)作用，使鋼絲中的索氏體組織開始發(fā)生劇烈變化，平行鋼絲束彈性模量逐漸降低，本文試驗(yàn)值比文獻(xiàn)[8]建議值低53.1%. (3)與 鋼絞線試驗(yàn)數(shù)據(jù)[17]相比，因平行鋼絲束無鋼絲纏繞效應(yīng)，在 20～ 400℃時，本文試驗(yàn)值均低于預(yù)應(yīng)力鋼絞線的彈性模量高溫折減系數(shù)，當(dāng)溫度超過400℃后，隨著鋼絞線的纏繞松弛，兩者差異逐漸減小至3%. (4)當(dāng) 溫度高于400℃時，本文試驗(yàn)值遠(yuǎn)小于高強(qiáng)鋼S460M[10]和S690QT[10]的彈性模量高溫折減 系數(shù).

圖8 平行鋼絲束試件彈性模量高溫折減系數(shù)試驗(yàn)值與 已有研究的比較Fig.8 Comparison of reduction factors of elasticity modulus between test data and previous studies

3.4 比例極限高溫折減系數(shù)

圖9 平行鋼絲束試件比例極限高溫折減系數(shù)與已有 研究的比較Fig.9 Comparison of reduction factors of proportion limit between test data and previous studies

圖9為平行鋼絲束試件比例極限高溫折減系數(shù)與已有研究[8,10]的比較.由圖9可見：(1)在20℃時，本文試驗(yàn)值比文獻(xiàn)[8]建議的比例極限高溫折減系數(shù)低21.6%；在100～500℃時，則最大高54.0%. (2)本 文試驗(yàn)值遠(yuǎn)低于高強(qiáng)鋼S690QT[10]的比例極限高溫折減系數(shù)，在300℃時，差距高達(dá)84.5%，這是由于比例極限由fpp,θ=Ep,θ×εpp,θ得到，平行鋼絲束在高溫下彈性模量下降比高強(qiáng)鋼快，但兩者比例極限應(yīng)變相近所致.

3.5 極限強(qiáng)度高溫折減系數(shù)

圖10為平行鋼絲束試件極限強(qiáng)度高溫折減系數(shù)試驗(yàn)值與已有研究[9,17]的比較.由圖10可見：在20～800℃時，已有研究給出的平行鋼絲束極限強(qiáng)度高溫折減系數(shù)與本文試驗(yàn)值相差不大，與鋼絞線在500℃時的試驗(yàn)數(shù)據(jù)[17]相差最大僅18%.

圖10 平行鋼絲束試件極限強(qiáng)度高溫折減系數(shù)試驗(yàn)值與 已有研究的比較Fig.10 Comparison of reduction factors of ultimate strength between test data and previous studies

表3為各溫度水平下平行鋼絲束試件力學(xué)性能指標(biāo)折減系數(shù)匯總.由表3可見：總體上，低于 300℃ 時，平行鋼絲束試件的彈性模量衰減可忽略不計(jì)，而比例極限衰減明顯；超過300℃時，試件各項(xiàng)力學(xué)性能衰減顯著，特別是當(dāng)溫度超過600℃時，由于珠光體組織的滑移和相變，導(dǎo)致鋼材的微觀結(jié)構(gòu)從鐵素體-珠光體轉(zhuǎn)換為奧氏體.所以，平行鋼絲束試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線隨溫度升高趨于平緩；極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變隨著溫度的升高呈不同的增長趨勢，而比例極限應(yīng)變、屈服強(qiáng)度、彈性模量、比例極限以及極限強(qiáng)度呈下降趨勢.

表3 各溫度水平下平行鋼絲束試件力學(xué)性能指標(biāo)折減系數(shù)匯總

3.6 高溫折減系數(shù)函數(shù)模型

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合出平行鋼絲束試件各項(xiàng)力學(xué)性能指標(biāo)的高溫折減系數(shù)函數(shù)模型.

回歸系數(shù)R2=0.9973下平行鋼絲束試件的名義屈服強(qiáng)度高溫折減系數(shù)表達(dá)式為：

fpy,θ/fpy=-2.629×10-14θ5+5.356×10-11θ4

-3.25×10-8θ3+4.689×10-6θ2

-8.457×10-4θ+1.018

(1)

回歸系數(shù)R2=0.9970下平行鋼絲束試件的比例極限高溫折減系數(shù)表達(dá)式為：

fpp,θ/fpy=-1.972×10-15θ5-1.804×10-12θ4

+9.785×10-9θ3-6.917×10-6θ2

+4.274×10-5θ+0.780

(2)

回歸系數(shù)R2=0.9970下平行鋼絲束試件的彈性模量高溫折減系數(shù)表達(dá)式為：

(3)

回歸系數(shù)R2=0.9971下平行鋼絲束試件的極限強(qiáng)度高溫折減系數(shù)表達(dá)式為：

fpt,θ/fpt=-4.279×10-14θ5+8.508×10-11θ4-

5.156×10-8θ3+7.641×10-6θ2-

3.745×10-4θ+0.999

(4)

4 高溫應(yīng)力應(yīng)變函數(shù)模型

根據(jù)本文試驗(yàn)數(shù)據(jù)，擬合出平行鋼絲束試件的高溫應(yīng)力-應(yīng)變?nèi)^程關(guān)系函數(shù)：

(5)

式中：a1、a2、a3、b1、b2和b3為擬合系數(shù)(見表4和 表5 ).

表4 擬合系數(shù)a1、a2、a3

表5 擬合系數(shù)b1、b2、b3

圖11為平行鋼絲束試件高溫應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比.由圖11可見，平行鋼絲束試件的高溫應(yīng)力-應(yīng)變函數(shù)模型(式(5))與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好.

文獻(xiàn)[8]建議的鋼索高溫應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系模型中，沒有考慮平行鋼絲束的應(yīng)力強(qiáng)化階段，并且在100～200℃時，低估了7.1%的平行鋼絲束極限強(qiáng)度.文獻(xiàn)[8]規(guī)定名義應(yīng)變到極限應(yīng)變之間的屈服強(qiáng)度取定值，極限應(yīng)變至斷裂應(yīng)變?yōu)樾本€下降，這種簡化關(guān)系與試驗(yàn)得到的全過程應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系相差較大.

圖11 平行鋼絲束試件高溫應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比Fig.11 Comparison of stress-strain curves between test data and EN 1992-1-2

5 結(jié)論

(1)平行鋼絲束極限應(yīng)變試驗(yàn)值與文獻(xiàn)中預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼索取值相比，在20～200℃時基本接近；高于200℃后，本文試驗(yàn)值顯著降低；平行鋼絲束斷裂應(yīng)變試驗(yàn)值與文獻(xiàn)建議值相比，在20～ 300℃ 時顯著降低，在350～400℃時基本接近，在500～800℃時顯著高于文獻(xiàn)建議值.

(2)本文建議的平行鋼絲束高溫力學(xué)性能指標(biāo)折減系數(shù)與高強(qiáng)鋼試驗(yàn)數(shù)據(jù)相差較大；與文獻(xiàn)中鋼索的彈性模量折減系數(shù)及比例極限折減系數(shù)相差較大；當(dāng)溫度低于400℃時，與鋼絞線相差較大；在100～200℃時，與已有平行鋼絲束試驗(yàn)數(shù)據(jù)略有差異，與單絲試驗(yàn)數(shù)據(jù)相近.

(3)本文提出的平行鋼絲束的各項(xiàng)高溫力學(xué)性能指標(biāo)，可服務(wù)于大跨度預(yù)應(yīng)力張拉鋼結(jié)構(gòu)在火災(zāi)環(huán)境下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析.