火災下平行鋼絲束溫度膨脹及高溫蠕變試驗研究

杜 詠，嚴芙蓉

(南京工業大學土木工程學院，南京211816)

在預應力張拉鋼結構中，預應力鋼索通常處于較高的應力狀態，火災發生時，由溫度以及應力引起的鋼索的熱膨脹及高溫蠕變效應將導致結構抗力退化，使得結構構件失效甚至結構整體倒塌[1]。因此，開展火災高溫下預應力鋼索的高溫蠕變性能試驗研究十分重要。

目前，國內外學者對不同生產工藝制作的鋼索及鋼絲的高溫力學性能開展了一系列高溫試驗研究以及理論分析。Maurice等[2]對預應力鋼絲進行了高溫蠕變試驗，發現高溫下蠕變將削弱預應力鋼絲的預應力，但未給出相應的蠕變模型。Harmathy 和Stanzak[3]抽取1725級預應力鋼絞線的中絲開展了高溫蠕變試驗，得到了中絲的高溫蠕變曲線，并對Dorn[4]在1954年提出的高溫蠕變理論進行了改進。John 等[5]使用數字圖像相關方法(簡稱DIC)，對預應力鋼絲開展了穩態和瞬態蠕變試驗，并在Harmathy 和Stanzak 高溫蠕變模型的基礎上，提出了新的蠕變參數。張昊宇和鄭文忠[6]采用MTS試驗機、高溫應變引伸計及SF62高溫爐，對高溫作用下直徑為5 mm 的1770級預應力鋼絲的溫度膨脹和高溫蠕變性能開展了試驗研究，得出預應力鋼絲的高溫膨脹應變隨溫度變化的規律以及高溫蠕變計算模型。周煥廷等[7]采用爐體外測試方法，對直徑為15.24 mm 的1860級預應力鋼絞線進行了高溫蠕變性能測試，基于試驗數據擬合出了鋼絞線高溫蠕變方程。

鋼索高溫材性試驗按測試方法不同可分為爐外測量和爐內測量。爐外測量技術所測變形為試件平均應變，此種測量技術已逐漸被各國學者棄用。爐內測量技術又分為直接測量與間接測量，直接測量使用的高溫引伸棒與試樣表面極易發生相對滑移，間接測量要求豎向引伸轉化桿與試樣的縱軸線保持平行，故以上測量方法均存在不足。由于測試手段的限制，以往試驗多數采用抽取鋼絞線中絲的方法進行高溫蠕變試驗，該方法未考慮在高溫作用下鋼絞線整體會發生反向扭轉這一現象對鋼絞線高溫力學性能指標的影響。

基于上述問題，周浩等[8]采用非接觸測量式應變視頻測量系統[9]，對1860級預應力鋼絞線開展了溫度膨脹試驗和高溫蠕變試驗，提出了與試驗結果吻合度較高的溫度膨脹系數計算式和高溫蠕變模型。文獻[10]指出，火災高溫下，當忽略高溫蠕變時，預應力鋼絞線由于達到其極限強度而破壞；當考慮高溫蠕變時，由于蠕變加劇了鋼索的松弛變形，預應力鋼絞線不會發生強度破壞，而是達到其斷裂應變而破壞。而且，鋼絞線的鋼絲纏繞效應顯著影響其力學性能。因此，高溫蠕變應變在結構抗火性能分析中不能被忽略。

在單向拉伸試驗中，平行鋼絲束中鋼絲破斷狀態與單根鋼絲的破斷現象基本一致，高溫下單根鋼絲與平行鋼絲束的力學性能均會退化，但鋼絲束的高溫力學性能指標比單根鋼絲的力學性能指標退化更為嚴重[11?12]。此外，平行鋼絲束的成型工藝區別于鋼絞線。鋼絞線由多根高強鋼絲向一個方向呈螺旋形均勻絞捻30°～45°而成。而平行鋼絲束將若干根直徑相同的高強鋼絲平行并攏、扎緊，絞捻2°～4°而成。相對于鋼絞線，平行鋼絲束具有較高的彈性模量，且能夠單向抗拉。故本文對常用于實際工程中的平行鋼絲束進行溫度膨脹及高溫蠕變試驗，提出相應的熱膨脹應變及高溫蠕變模型，服務于平行鋼絲束在火災高溫下的力學響應分析。

1 試驗概況

1.1 試件規格及制備

目前，國內常用19根×5 mm 和7根×7 mm 這兩種規格的平行鋼絲束。已有研究表明，平行鋼絲束中鋼絲的直徑和數量對其高溫力學性能均無較大的影響[13]。因此，本文采用如圖1所示的1670級7根×7 mm 平行鋼絲束為研究對象，試件的長度由試驗機拉伸空間和高溫爐尺寸綜合確定，其幾何特征如表1所示。在平行鋼絲束試件中部噴涂白色耐高溫漆，形成如圖2所示的散斑帶，作為記錄標距位移的信息載體。

圖1 1670 MPa 平行鋼絲束試件Fig.1 1670 MPa tensile strength parallel steel wires

圖2 試件表面散斑標記Fig.2 Speckle marking on surface of specimen

表1 平行鋼絲束試件幾何特征Table 1 Geometric properties of parallel steel wires

1.2 試驗裝置

本文的試驗裝置如圖3所示，整個試驗系統由加載系統、溫控系統以及測量系統組成。其中，Instron 液壓伺服萬能試驗機的最大加載能力為500 kN。高溫爐爐膛凈尺寸為30 cm×10.5 cm(高×直徑)，由3個加熱單元組成，可以對三個單元同時加熱以保證全爐升溫均勻，最高溫度可達1250 ℃。CCD相機可記錄材料表面散斑圖的變化，并將位移變化量以灰度矩陣的形式輸入到計算機中。非接觸式應變視頻測量系統如圖4所示，可通過軟件實時分析，輸出試件標距段的位移及應變隨溫度的變化歷程。

圖3 試驗裝置Fig.3 Test setup

圖4 非接觸式應變視頻測量系統Fig.4 Measurement system of non-contact video gauge

2 溫度膨脹試驗

2.1 試驗方法

進行高溫下平行鋼絲束的自由膨脹試驗前，需將圖1所示試件一端錨頭切除；如圖5 所示，用雙頭螺桿將試件上錨杯與試驗機加載端連接，將試件下端套入位于試驗機底座正中心的定位套筒內，并在套筒內壁涂潤滑油，將套筒與底座固定，使平行鋼絲束試件下端既可以沿縱軸線變形自由又沿軸線保持對中[14]。

圖5 平行鋼絲束自由端定位套筒Fig.5 Positioning sleeveat free end of parallel steel wires

試件安裝完后，在爐內部分的索體縱向表面上、中、下三段綁扎熱電偶，檢測試件表面的實時溫度。用防火棉填充爐體上、下端部空隙，確保爐內溫度的穩定性與均勻性。對平行鋼絲束試件進行升溫，升溫速率為10℃/min，使爐內溫度從室溫分別升溫至100℃、150℃、200℃、250℃、300℃、350℃、400℃、450℃、550℃、600℃、650℃、700℃、750℃、800℃，并在各溫度水平恒溫20 min～30 min，以保證各溫度水平下鋼索截面溫度分布均勻。當視頻引伸儀的應變讀數穩定時，讀取相應溫度水平下的熱膨脹應變值。在每個溫度水平下重復對3根鋼索試件進行測試并記錄應變值。共計開展了15個溫度水平下平行鋼絲束熱膨脹應變的測定。

2.2 試驗結果及分析

考察如圖6所示的平行鋼絲束熱膨脹應變隨溫度變化關系，可以發現，平行鋼絲束熱膨脹應變隨著溫度的升高呈非線性增長；溫度為750℃左右時，平行鋼絲束熱膨脹應變從1.0253%突降到0.9241%，產生這種現象是因為在溫度為750℃左右時，鋼絲束的微觀結構發生了變化，表現為相變。本文的平行鋼絲束是以鐵素體+滲碳體(珠光體，索氏體，貝氏體)為原始組織的高碳盤條，其化學成分為C、Mn、Si、Cr、Ti、V。隨著相變的發生，其原始組織會奧氏體化。奧氏體有不同于鐵素體和滲碳體的晶格結構，奧氏體的原子致密度高于鐵素體和滲碳體，故相變會引起試件體積的收縮。且相變引起的收縮量遠大于升溫引起的熱膨脹效應，因此在750℃時熱膨脹應變值會突然降低。當奧氏體化趨于完全后，隨著溫度的升高，熱膨脹應變值也會升高。這是由于奧氏體的線膨脹系數是鐵素體和碳滲體線膨脹系數平均值的2倍。故在750℃～800℃，主要由奧氏體受熱引起試件的熱膨脹應變又突然增大。

圖6 熱膨脹應變與溫度關系曲線Fig.6 Curvesof thermal expansion strain versus temperature

平行鋼絲束在15個溫度水平下的熱膨脹應變如表2所示。將表2試驗數據繪制在圖6中，與已有成果對比發現，預應力平行鋼絲束與鋼絞線的熱膨脹應變隨著溫度的升高的趨勢相同，平行鋼絲束的熱膨脹應變值略大于鋼絞線熱膨脹應變值，兩者最大相差0.0608%。EC3[15]建議的碳鋼的熱膨脹應變值較平行鋼絲束熱膨脹應變試驗值大0.1767%，這是由于碳鋼微觀組織的硬度較預應力鋼絲的小，即碳鋼抵抗變形的能力較預應力鋼絲弱，故在相同應力水平下，碳鋼會產生更大的熱膨脹應變[16]。

表2 平行鋼絲束溫度膨脹應變試驗值Table 2 Experimental data of thermal expansion strain of parallel steel wires

2.3 熱膨脹系數與溫度函數

根據文獻[17]對金屬材料熱膨脹系數的定義，熱膨脹系數是對關于溫度的熱膨脹應變函數求一階導得到的。在此，本文首先對表2中平行鋼絲束的熱膨脹應變試驗平均值采用一元回歸分析法擬合得到其關于溫度的二次多項函數式(1)：

3 高溫蠕變試驗

3.1 試驗方案

《金屬材料單軸拉伸蠕變試驗方法》(GB/T 2039?2012)[18]中指出，溫度和應力是影響平行鋼絲束高溫蠕變性能的重要因素，故需在不同溫度和應力條件下開展高溫蠕變測試。

根據文獻[19]可知，蠕變的試驗溫度通常取0.3～0.5金屬熔點(絕對溫度)，鍍鋅鋼絲束的熔點為1545℃。故本文高溫蠕變試驗溫度水平取350℃、400℃、450℃、500℃。

由于高溫蠕變在應力水平低于金屬屈服強度下顯著發生，所以高溫蠕變試驗應力水平由鋼絲束所處溫度下的屈服強度決定。根據文獻[20]中試驗數據，確定各溫度水平下的f2%,T屈服強度如表3所列。本文先取0.5f2%,T作為工況1的應力水平，觀察工況1的蠕變應變發展情況，進一步確定工況2和工況3應力水平。

試驗采用恒溫加載方法[18]，以10℃/min 升溫至預定溫度水平后恒溫30 min 再加載。由于高溫蠕變是隨時間變化的量，所以加載過程應盡量快，以避免在加載過程中產生過多的高溫蠕變變形[21]。因此，在恒溫后10 min 內平穩施加拉力以達到表3的應力水平。當拉力達到預定值后，保持拉力恒定，以5 Hz 采集頻率，記錄高溫蠕變應變隨時間的變化歷程，記錄時間為2 h。每種工況測試1根試件，共計測試了12根試件。

表3 平行鋼絲束高溫蠕變試驗參數Table 3 Test parameters of high temperature creep of parallel steel wires

3.2 試驗現象

圖7為預應力平行鋼絲束在表3所列各溫度和應力水平下，經歷2 h 高溫蠕變試驗后，試件自然冷卻到常溫時的外觀。考察圖7發現，平行鋼絲束在高溫蠕變試驗中均未發生明顯頸縮變形。與鋼絞線類似，平行鋼絲束的蠕變效應同時受溫度水平和應力水平的影響，溫度越低，平行鋼絲束可以承受的蠕變應力水平越高；反之，隨目標溫度的升高，蠕變應力水平降低。

圖7 預應力鋼絲束高溫蠕變試驗后外觀Fig.7 Appearanceof parallel steel wiresafter high temperature creep test

3.3 試驗結果分析

各溫度及應力水平下平行鋼絲束的高溫蠕變應變曲線分別如圖8和圖9所示。

圖8 應力水平對平行鋼絲束高溫蠕變應變歷程的影響Fig.8 Effect of stress level on creep strain curves of parallel steel wires

本文將蠕變應變增長速率逐漸減小并過渡到保持恒定的分界點作為蠕變分界點，記作“?”。蠕變分界點將蠕變歷程分為2個階段：第一階段為過渡蠕變階段，該階段的應變增長速率隨著時間的增加而不斷減小；第二階段為穩態蠕變階段，該階段的應變速率大致穩定，蠕變速率變化較小，這是由于變形引起的加工硬化與動態恢復速率達到了平衡[22]。

應力水平對平行鋼絲束蠕變歷程的影響如圖8所示。圖8(a)中，歷經2 h的350℃高溫，應力水平為515 MPa、617 MPa 及714 MPa 對應的蠕變應變分別達到0.0863%、0.1689%及0.2692%。從圖8(a)中穩態蠕變階段曲線的斜率來看，隨著應力水平增高，曲線斜率越大，穩態階段蠕變增長越快；在應力水平為515 MPa 時，歷經約40 min進入穩態蠕變階段，當應力水平提高到617 MPa和734 MPa 時，分別延長至55 min 和70 min 進入穩態蠕變階段。圖8(b)～圖8(d)的蠕變歷程變化規律與圖8(a)相似，即在溫度水平一定時，平行鋼絲束高溫蠕變應變及穩態蠕變增長速率均隨著應力水平的增高而增大，且進入穩態蠕變階段的歷時延長。此外，對比圖8(a)～圖8(d)可以發現，隨著溫度水平的升高，蠕變應變差值增大，這種現象表明，溫度水平越高，應力水平對蠕變性能的影響越顯著。當溫度水平為500℃時，較低的應力水平也能導致平行鋼絲束產生較大的高溫蠕變應變。

溫度水平對平行鋼絲束蠕變歷程的影響如圖9所示。圖9(a)中，在應力水平為441 MPa 下，分別歷經2 h 的400℃和450℃高溫，蠕變應變值分別達到0.1572%、0.9026%，兩種溫度條件下的蠕變應變差值為0.7454%。在圖9(b)中，在應力水平515 MPa 下，分別歷經2 h 的350℃和400℃高溫，蠕變應變差值為0.1479%；而在圖9(c)中，當應力水平為617 MPa 時，受溫度影響的蠕變應變差值為0.3172%。總體上，相同應力水平下，隨著目標溫度升高，高溫蠕變應變以及穩態階段蠕變增長速率均會增大，且進入穩態蠕變階段前經歷的時間越長。當溫度為450℃時，平行鋼絲束的蠕變速率和蠕變增長速率均突然增大，因此在400℃～450℃，平行鋼絲束高溫蠕變表現出顯著的轉變。

圖9 溫度水平對平行鋼絲束高溫蠕變應變歷程的影響Fig.9 Effect of temperature level on creep strain curvesof parallel steel wires

將平行鋼絲束與鋼絞線的蠕變歷程進行對比。如圖10所示，當應力水平為441 MPa、溫度為450℃時，歷經2 h 升溫歷程的鋼絞線的蠕變應變比平行鋼絲束大29.8%；當應力水平為284 MPa，目標溫度為500℃時，鋼絞線的蠕變應變遠大于平行鋼絲束。在應力水平和溫度水平相同的條件下，由于鋼絞線的纏繞效應，鋼絞線的蠕變效應高于平行鋼絲束的蠕變效應，故平行鋼絲束的高溫蠕變應變顯著小于鋼絞線。

圖10 鋼絞線與平行鋼絲束高溫蠕變應變歷程的對比圖Fig.10 Comparison of high temperaturecreep strain between twisted and parallel steel wires

3.4 高溫蠕變應變計算模型

各溫度及應力水平下，高溫蠕變隨時間的變化量均不相同，因此，難以建立通用方程來計算不同參數條件下的高溫蠕變應變。

基于Zienkiewicz和Cormeau 關于塑性和蠕變的統一理論提出的復合時間強化模型[23]是ANSYS中的第11種蠕變模型，如式(3)所示：

該模型可模擬第一、第二高溫蠕變階段，第三階段預示著試件即將失效破壞，故不作分析。

式(3)中的待定參數較多，難以確定適合各溫度和應力水平的擬合系數。從試驗結果來看，溫度為450℃時，蠕變速率和蠕變增長速率均突然增大。故以450℃為界，利用1stopt 軟件對本文的試驗數據進行分段擬合，得出適用于不同溫度及應力水平下高溫蠕變方程的擬合系數如表4所示，R2>0.99，故擬合度很高，擬合結果如圖8(a)～圖8(d)所示。本文提出的高溫蠕變模型適用于高溫下預應力平行鋼絲束的力學響應數值模擬。

表4 平行鋼絲束高溫蠕變模型擬合系數Table4 Fitting coefficients of high temperature creep model for parallel steel wires

4 高溫蠕變后平行鋼絲束的抗拉強度

對歷經2 h 高溫蠕變且尚未斷裂的平行鋼絲束進行了抗拉強度試驗研究，平行鋼絲束的破斷情況如圖11所示。經受高溫蠕變后的平行鋼絲束破斷位置位于試件經歷過高溫的中間段。這表明鋼絲通過冷拔工藝獲得的強度增強，在歷經高溫后受到削弱。

圖11 平行鋼絲束單向拉伸試驗破壞特征Fig.11 Damage characteristics of uniaxial tensile strength test of parallel steel wires

圖12為平行鋼絲束在各應力和溫度水平下經歷2 h 高溫蠕變后，自然冷卻到常溫后的抗拉強度。結果表明，平行鋼絲束經歷高溫蠕變后的抗拉強度，隨著經歷的蠕變試驗溫度的升高呈現明顯的衰減趨勢。在310 MPa 應力水平下，經歷500℃后，試件的抗拉強度的最小值為1213.69 MPa，與常溫極限強度相比衰減30%；在相同的條件下，鋼絞線抗拉強度衰減達40%。將本文的試驗數據與文獻[24]的退化公式對比發現，溫度越高，試驗值與文獻[24]計算結果偏差越大。說明隨著溫度的升高，高溫蠕變應力水平對剩余抗拉強度影響變得更加顯著。高溫蠕變試驗溫度為500℃時，應力水平對歷經高溫后的平行鋼絲束抗拉強度的影響幅度達9%。

圖12 高溫蠕變后平行鋼絲束的抗拉強度Fig.12 Tensile strength of parallel steel wires after high temperature creep

綜上所述，隨著歷經的溫度水平的升高以及應力水平的增加，歷經高溫蠕變自然冷卻后的平行鋼絲束的抗拉強度衰減顯著，這表明火災后鋼索的承載能力有顯著衰減。

5 結論

本文對1670級平行鋼絲束進行了熱膨脹及高溫蠕變試驗，提出了與試驗數據吻合較好的熱膨脹系數計算式，以及適用于數值分析方法的復合時間強化蠕變模型，并得出以下規律：

(1)在750℃左右，平行鋼絲束材料發生相變，微觀結構發生奧氏體化，熱膨脹應變變小，奧氏體化趨于完全后，熱膨脹應變值又會突然增大。

(2)溫度及應力水平都會對平行鋼絲束的高溫蠕變歷程產生影響。蠕變應變隨著溫度水平及應力水平的升高而增大。相同溫度及應力水平下，平行鋼絲束的蠕變應變比鋼絞線的小。蠕變速率和蠕變應變增長率在450℃時均會突然增大，蠕變速率轉變溫度在400℃～450℃。

(3)歷經2 h 高溫蠕變性能試驗，自然冷卻到常溫后的平行鋼絲束試件的抗拉強度最大衰減30%；且高溫蠕變試驗溫度愈高，應力水平對歷經高溫后平行鋼絲束的剩余抗拉強度的影響愈大。