熱風銅釬焊爐熱處理后不銹鋼力學性能試驗研究

吳佳東 顏東煌 許紅勝 張超 潘權 陳星燁

摘 要：為了研究國產奧氏體 S30408不銹鋼橋面芯板的材料力學性能及其本構關系，開 展了多種不銹鋼試件室溫單向拉伸試驗研究.考慮試件厚度、取向和熱風升降溫處理等因素，共設計了12組共 60個拉伸試件，得到不銹鋼試件的名義應力-應變曲線及初始彈性模量、屈 服強度、抗拉強度、應變硬化指數等參數，揭示了厚度和取向對不銹鋼試件力學性能參數的影 響程度，并將試件的名義應力-應變試驗曲線與經典本構模型進行對比分析.結果表明：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;經熱風銅釬焊爐高溫處理后的不銹鋼材料力學性能明顯改變，屈服強度與抗拉強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;應變ε<ε0.2時，各本構模型與試驗曲線擬合良好，但應變ε≥ε0.2時，R-O模型結果偏差大，Rasmussen模型擬合效果最好，可 適用于不銹鋼芯板結構的設計和研究.

關鍵詞：橋梁結構;本構關系;試驗研究;不銹鋼芯板;力學特性

中圖分類號：U443.5? 文獻標志碼：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構形 式，但其焊縫構造細節繁多，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、疲勞開裂嚴重等緊迫問題，遠大可建科技有限公 司開創性提出不銹鋼芯板新型橋面板結構，并設計了兩款面板厚度為6mm、8mm的不銹鋼橋面芯板產 品，擬在特大跨橋梁中進行推廣應用.不銹鋼材料造型美觀，具有優良的加工性能、抗沖擊性能，且耐腐 蝕、耐高溫及耐久性能好，易于維護，全生命周期成 本低，具有廣闊的研究和應用前景[4].不銹鋼芯板在建筑結構領域得到了良好應用，例如：長沙遠大城內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”方艙醫院均采用遠大不銹鋼芯 板.近期，國內頒布了《不銹鋼芯板建筑結構技術標 準》（T/CSUS14—2021）[5].然而，不銹鋼材料性能與普通碳素鋼不同，本構模型差異大，普通碳素鋼應力-應變曲線有明顯的屈服平臺，而不銹鋼沒有明顯的屈 服 點，本構關系呈 非 線性，且 表現為各向 異性[6-7].不銹鋼芯板作為不銹鋼材料新型產品，經過銅釬焊爐1100℃高速高溫熱風處理，力學性能發生改變.因此，在應用不銹鋼芯板作為鋼橋面板之前，應對其力學性能進行系統試驗研究.

國內外學者對不銹鋼的力學性能展開了一系列 研究.湖南大學文學章和舒興平等[8-9]對建筑結構用不銹鋼芯板作為梁、樓板、T形、L形柱、一字形墻結構進行力學性能試驗研究與有限元分析，研究中S30408不銹鋼材料強度指標均采用《不銹鋼結構技 術規程》（CECS410∶2015）數據，材料本構關系采用修正后的Rasmussen模型或 Gardner-Nethercort 兩階段模型，并未考慮不銹鋼各向異性因素、熱風釬焊爐高溫條件對材料性能參 數及 本構關系模型的影 響[11-12].東南大學鄭寶鋒等[13]對常溫下國產304不銹鋼平板 區 及 轉角 區 材料進行拉 伸 試 驗，得 出了Gardner-Nethercort 兩階段模型更適合結構工程分析，受冷加工影響的轉角區力學性能參數差別較大.浙江大學朱浩川等[14]、Quach 等[15]學者分析比較國內外不銹鋼應力-應變本構模型，指出 Quach全局模型可直接應用于現行規范中，并進行結構設計，是目 前可供選擇的最佳本構模型.國內段文峰等[16]、國外 Ramberg等[17]學者均研究了不同厚度國產 S30408不銹鋼本構關系，指出 R-O 模型較試驗值結果偏大，Rasmussen 模型、Gardner-Nethercort 模型、Quach 模型均可用于不銹鋼S30408構件相關研究，尤其是 Quach模型，偏差最小.

國內眾多學者對高強鋼、不銹鋼展開了高溫下力學性能試驗研究，其中強旭紅等[18]、范圣剛等[19]學 者研究了不同高溫冷卻后S30408不銹鋼材料的力學性能，并沒有考慮各向異性因素，加熱溫度最高僅為900℃，整個加熱冷卻過程與熱風銅釬焊爐加工 工藝存在較大差異.重慶大學楊成博等[20]對不銹鋼EN1.430高溫下的材料力學性能進行了研究，最高溫加熱至1000℃，得出 EN1.430不銹鋼溫度高于500℃時，不銹鋼高溫彈性模量、屈服強度及極限強 度明顯下降，認為Gardner提出的高溫下模型適用性較強，但不適用于大應變情況.同濟大學樓國彪等[21]對TSZ410不銹鋼進行高溫穩態試驗研究，最高溫加熱至 700℃，得到初始彈性模量、名義屈服強度、抗 拉強度隨著溫度升高而逐漸下降的規律.上述試驗 最高溫度均未超過1000℃，試驗結果都是高溫穩態 下測定的結果，且并未考慮不銹鋼各向異性因素.Fan 等[22]通過穩態試驗與瞬態試驗得到的高溫下不銹鋼屈服強度與極限強度的折減趨勢基本一致，在同一溫度條件下的穩態試驗中，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不銹鋼剩余力學性能，得出不銹鋼彈性模量與極限強度受過火溫度影響小，但過火溫度超過600℃對屈服強度影響較大，1100℃時S30408不銹鋼的屈服強度折減系數降至0.7.

中國、英國等4個國家出臺了不銹鋼設計的相關規范，但僅《歐洲不銹鋼手冊》與歐洲規范涉及了不銹鋼抗火設計內容[24-27].可見，我國對不銹鋼在高溫下的力學性能研究尚不完善，需要對不同牌號、不同加熱冷卻條件并考慮各向異性特點的不銹鋼進行系統研究.經熱風銅釬焊爐升降溫處理的不銹鋼材性試驗研究尚且不足，制約了不銹鋼芯板的推廣 使用.

本文針對不銹鋼原材料與不銹鋼芯板面板 2種 材料，制作了60個拉伸試件.在考慮不銹鋼各向異性因素下，對不同厚度、不同取向的不銹鋼試件進行拉伸試驗，得出各不銹鋼試件力學性能參數值，將試件應力-應變試驗曲線與經典本構模型對比，確定擬 合效果最佳的本構模型，力求為不銹鋼橋面芯板結構設計和研究提供基礎數據.

1不銹鋼材性試驗概況

1.1試件制備

不銹鋼芯板是一種新型的建筑結構體系，類似 于蜂窩夾層結構，由上下兩塊不銹鋼面板與中間排 布的不銹鋼薄壁芯管構成.不銹鋼面板與芯管扳邊 間扣設0.15mm銅箔圈作為釬料，采用智能機械手植 芯，將 2m×12m標 準 芯 板 整 體 送 入熱 風銅 釬 焊 爐中，進行氣體保護銅釬焊.通過高速熱風緩慢升 溫至1100℃，且保溫1h，使得銅箔圈溫度超過熔 點（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散，實現釬焊連接 。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不銹鋼面板經遠大熱風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 結構在橋 梁上進行推 廣 使用，針對公路橋梁橋面板特性，設計了兩種不同厚 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有限公司生產，為國產奧氏體不銹鋼S30408.青拓集團企業標準 《不銹鋼熱軋鋼板和鋼帶》（Q/TTIG003—2019）給出的S30408不銹鋼化學成分質量百分比與國家標準 《不銹鋼熱軋鋼板和鋼帶》（GB/T4237—2015）給定的指標如表1所示.

為了避免因后期加工改變試件的物理化學性質，所有材性試件均采用水切割加工而成.為了分析不同取向對不銹鋼性能的影響，對不銹鋼芯板面板 在0°、45°、90°3個方向取樣.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 第1部分： 室溫試驗方法》（GB/T 228.1—2010）標準要求設計，試件夾持頭部與平行長度之間采用過渡弧連接.試件設計尺寸如圖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，共設計了12組試件，每組 5個，共計60個試件.為了便于區分拉伸試件，特制定了試件編號規則，如圖5所示.例如QW8-5 表示經高溫冷卻后沿芯板寬 度方向 8mm厚 5號試件.不銹鋼芯板面板材性試件及其編號見圖6.試件加工過程會導致實際尺寸與設計尺寸存在誤差，試驗前采用游標卡尺在試件的平行段測量3處值，取其平均值作為試件實際尺寸.各試件平行段實際橫截面積見表2.

1.2試驗設備及方法

試驗設備主要包括mTS370.25型 25 t 材料疲勞 試驗機、634.11F-25型動態引伸計及 DH3822 動態應變測試系統.動態引伸計標距為25mm，應變范圍為±15%.有學者認為，采用接觸式引伸計測量應變，刀口在試樣表面會出現滑動現象，刀口磨損會導致 應變測量誤差，建議采用振動法、電測法等方法相結合的手段測定應變[18-20].為了精確測得初始應變數據，準確得到初始彈性模量，本試驗在拉伸試件一面中部粘貼應變片，另一面夾持動態引伸計，應變片與動態引伸計同時測量試件應變，分別測得拉伸應力-應變曲線，測量結果如圖7所示.

由圖7可知，試驗中應變片與引伸計測得應變數據相同，都能保證結果的準確性.但應變片易剝離構件表面，測量范圍較窄.當應變ε<2%時，兩者均可測量讀數;當 2% ≤ε≤15%時，應變片已剝離，僅能采用動態引伸計測量讀數.

根據現行規范《金屬材料 拉伸試驗 第1部分： 室溫試 驗 方 法》（GB/T 228.1— 2010），不銹鋼材料 拉伸試驗加載方式通過位移控制，數據采集頻率為20 Hz，分成兩個階段進行加載：第一階段加載位移速率控制在1mm/min，應變范圍控制在15%以內，此階段測量不銹鋼初始彈性模量 E0和名義屈服 強度σ0.2;第二階段加載位移速率提高至 2mm/min，因引伸計達到量程，取下引伸計后將試件拉伸至斷裂.此階段測量不銹鋼極限抗拉強度，拉伸試驗裝 置如圖8所示.

2試驗結果分析

2.1試件破壞形態

2.1.1表觀特征

不銹鋼芯板拉伸試件斷裂前均會出現頸縮現 象，塑性變形明顯，當材料不能抵抗外力作用時，試件以瞬間斷裂形式徹底松弛，發出一聲“嘭”響，且斷口處溫度升高.由試驗結果可知，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象比熱風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，部分試件出現在過渡弧與平行段交接處斷裂的情況，直接影響 抗拉強度數據的有效性.6組 Q型試件中，每組均能保 證3個有效試件.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型試件出現鋸齒形斷口.

S型試件剪切面平整規則，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.

經熱風銅釬焊爐升降溫處理后的Q型試件，出 現3種類型斷口.Q型試件剪切滑移形與杯錐狀斷口較S型試件相應斷口更不規整，且含有粗糙面.Q型 試件鋸齒形斷口參差不齊，頸縮現象不明顯，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個區域，分別為纖維區、放射區及剪切唇區.拉伸試件杯錐狀斷口分區如圖12所示.

杯錐狀斷口中部纖維區晶粒似纖維狀被拉長，纖維區四周剪切斜面呈發射花樣，類似菊花狀的宏 觀形貌，標志著裂紋擴展方向.與放射區毗鄰的試件邊緣表面區域為剪切唇區，形狀如杯.采用高倍（1000倍）SEm掃描電鏡觀察纖維區與放射區微觀 形貌，發現纖維區呈等軸狀韌窩，放射區呈剪切方向的拉長韌窩.微觀形貌分別如圖13、圖14所示.

分別對不銹鋼S型試件與不銹鋼Q型試件斷口進行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為尺寸大小不等的圓形或橢圓 形凹坑韌窩，這一現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，這一現象說明 S型試件塑性變形能力較Q型試件強.通常應變硬化指數大小直接影響顯微空洞的聚集與連接方式.應變硬化指數越大，則金屬材料越難以發生內頸縮，會產生更多的顯微空洞，韌窩小而淺，且塑性較差.對比圖15 與圖16，發 現 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，這一現象說明 Q型試件應變硬化指 數要大于S型試件，塑性較差.

2.2不銹鋼材料應力-應變曲線

表3 給出了各組拉伸試件試驗數據的平均值及 本構模型相關參數值.每組拉伸試件參數為去除最 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為材料塑性應變為0.01%時的比例極限，σ0.2為屈服強 度，σ1.0為塑性應變為1%時的條件屈服極限，σ 2.0為塑性應變為2%時的條件屈服極限，σ u為極限抗拉強 度，E0.2為（ε0.2，σ0.2）處的切線彈性模量，n為應變硬化 指數（表示應力-應變曲線的非線性程度），n0.2，1.0為σ0.2 到 σ1.0 曲線段間的應變硬化指數.

采用控制變量法，分別對不同取向、不同類型及不同厚度的不銹鋼芯板拉伸試件試驗結果進行對比分析.不同取向芯板試件結果對比如表4所示.

結合表3 與表4 結果對比分析，可得如下結論：

1）對同類型同厚度的拉伸試件，在不同取向上進行斷后伸長率A、斷面收縮率 Z對比，可發現，對于6mm試件，結果表現為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%;對于8mm試件，結果表現為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）對于初始彈性模量 E0、屈服強度σ0.2 及抗拉強 度σu，除了SX8 試件與SW8 試件屈服強度低于SL8 試件10% 左右外，其他同類型同厚度的拉伸試件強 度參數不受試件切割方向的影響.試件材性參數平均值如表5所示.

3）對于應變硬化指數n，除 SX8 試件L 向>S 向 外，其余均表現為W 向>X 向>L 向.對于Q型試件最為明顯，W 向比 L 向應變硬化指數高44%～63%.結果進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 驗結果與文獻[29]結論相同，國產不銹鋼彈性模量不穩定，在120～190 GPa 之間，各牌號不銹鋼晶體缺 陷、退火工藝等因素均會導致彈性模量偏低.

在每組試件中選取試驗結果接近試驗平均值的試件，進行各組試件應力-應變試驗曲線對比.S型 試件與Q型試件應力-應變曲線對比見圖17，試件結果參數對比見表6.

通過分析，可得出如下結論 ：

1）與常溫下不銹鋼原材料相同，經熱風銅釬焊爐熱處理后的不銹鋼材料應力-應變曲線仍呈現出 典型的非線性特征，沒有明顯的屈服平臺.

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%.結果說明經熱處理后的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.根據金相學原理與文獻[30]分析可知，SUS304不銹鋼在退火溫度達到1100℃時，均為完全的奧氏 體再結晶組織，退火孿晶界多，高位錯密度塊狀晶被 孿晶界分割，晶粒內出現板條狀結構，從而導致不銹鋼延伸率下降。

3）彈性階段試件應力-應變曲線均重合，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 度σu 略低于S型 試件4%～7%.

4）對于應變硬化指數n，由表3、圖17分析可知，Q型試件明顯高于S型試件，S型試件應變硬化指數在4～7 之間，Q型試件應變硬化指數在16～28 之間.Q6試件應變硬化指數是 S6試件的3.1～4.9倍，Q8試件應變硬化指數是 S8試件的4.1～6.3倍.結果說明 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性能，現將試驗結果與同等高溫條件下已有的同類試驗結果進行對比分析 。查閱國內外文獻，同 等高溫（1100℃）及保溫條件下試驗甚少，選取文獻[23]中經熱輻射加熱至1100℃高溫并保溫30min，將經空氣自然冷卻后的S30408、S31608不銹鋼試驗 結果進行對比.文獻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 兩種典型試件進行對比分析.對比結果見圖18，圖中折 減系數表示高溫過火后力學性能參數與常溫下力學性能參數的比值.

由圖18對比分析可知：

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

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

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

6mm與8mm試件應力-應變曲線對比見圖19，試件結果參數對比見表7，通過圖表分析，可獲得如下結論：

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 試件屈服強度分別比 SX6 試件、SW6 試件低約10%，而 SL8 試件屈服強度卻比 SL6 試件高5%.

3）對于S型試件，8mm試件應變硬化指數低于6mm試件;而對于Q型試件，8mm試件應變硬化指 數高于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不銹鋼芯板本構關系模型

3.1不銹鋼應力-應變經典本構模型

3.1.1Ramberg-Osgood 模型（R-O 模型）

20 世紀40 年代，Ramberg和Osgood 共同提出了基于鋁合金非線性材料的應力-應變本構關系模型[17].不銹鋼材料應力-應變曲線呈現出明顯的非線性特征，曲線上沒有明顯的屈服平臺.經證明，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 模型為固體力學中描述彈塑性材料應力-應變曲線的經典理論模型.R-O 模型視總應變（ε）為彈性應變（εe）與塑性應變（εp）之和，后經 Hill

進一步修正，得到模型方程如下式所示[31].

3.1.2 Rasmussen 模型

R-O 模型不適用于大應變情況，Rasmussen基于R-O 模型3個參數（E0，σ0.01，σ0.2），引入了兩個新參數（εu，σ u）來表達不銹鋼材料應力-應變關系.當應力σ<σ0.2（低應力段）時，仍采用經典的R-O 模型;當 應力σ0.2≤ σ ≤ σ u（高應力段）時，采用修正后的R-O模型，Rasmussen本構模型如下式所示.

式中：m為Rasmussen模型應變硬化指數;ε0.2為塑性應變為0.2%時的總應變;εu為極限總應變.

對于常溫下不銹鋼本構關系，采用Rasmussen模型具有良好的吻合性。該模型已被納入《歐洲規范3鋼結構設計第1-4部分》（EN1993-1-4—2006）規 范以及中國工程建設協會標準《不銹鋼結構技術規 程》（CECS410∶2015）中，在不銹鋼材料非線性分析時使用.

3.1.3 Gardner-Nethercort模型（G-N模型）

Gardner 與Nethercort 在R-O 模型的基礎上，針對大應變情況，對R-O模型進行修正，提出采用條件屈服極限 σ1.0 代替極限應力σu.修正后的G-N模型公式如下式所示.

式中：a、b為常數.

3.2 試驗數據與4種經典模型的對比分析

由于不銹鋼芯板材性試驗不能完整得到全過程 應力-應變曲線，所以需要確定一個與試驗曲線相近的本構模型，以應用于實際工程的分析與研究.將試 驗得到的應力-應變曲線與經典的R-O 模型、Ras-mussen模型、G-N模型、Quach模型各曲線進行對比分析，以便確定符合試驗應力-應變曲線的本構模型.

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曲線與各本構關系模型曲線對比 圖.對比各圖，可得如下結論：

1）當ε<ε0.2時，此階段4 種模型統一采用R-O 模型表達式，與試驗曲線符合良好;當ε≥ε0.2時，R-O模型曲線與試驗曲線、其他3種本構模型曲線偏差顯著，所以R-O模型不能用于描述不銹鋼全階段本構關系.

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

3）對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，說明應變硬化指數W 向>X 向>L 向，與2.2節結論相符.

4）圖20中，Rasmussen 本構模型曲線與S6試件試驗曲線擬合良好，誤差較小，隨著應變增大，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 本構模型適用于描述 S6試件應力-應變關系.

5）圖21中，當ε<10%時，Rasmussen 本構模型 曲線與S8試件試驗曲線擬合良好;當ε≥10%，Ras-mussen本構模型稍偏保守，但較G-N模型、Quach模型更接近試驗值，Rasmussen本構模型可用于描述 S8 試件應力-應變關系.

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

由上述結論可知，結構分析時需考慮材料非線性，可采用Rasmussen 本構模型模擬不銹鋼材料應力-應變關系.如果不考慮材料非線性，僅需采用σ<σ0.2內的R-O 線彈性模型即可.這一結果與《不銹鋼結構技術規程》（CECS410∶2015）中給定的應力-應變公式相吻合[10].

4 結論

本文對國外學者研究的不銹鋼材料力學性能本構關系模型進行了總結，并對國產 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行了單向拉伸試驗研究，將試驗數據和國外不銹鋼材料本構模型進行對比，得到以下結論：

1）不銹鋼拉伸試件斷口均屬于韌性斷口，根據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 試件出現鋸齒形斷口，較S型試件斷口不規整，剪切面粗糙，頸縮不明顯.

2）不銹鋼材料力學性能表現出明顯的各向異性.對于不同取向的試件，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）不銹鋼經熱風銅釬焊爐熱處理后改變了自身的材料力學性能，致使屈服強度、抗拉強度下降，塑性性能變差.S型試件與Q型試件初始彈性模量相同，S型試件屈服強度、抗拉強度、斷后伸長率和斷面收縮率均高于Q型試件，S型試件應變硬化指數低于Q型試件.

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

5）在應變較小時（ε<ε0.2），4種本構模型與試驗 曲線擬合較好;當應變較大時（ε≥ε0.2），R-O模型偏 差最大.對于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;對于Q型試件，ε<10%時，G-N模型曲線擬合最好，但隨應變增 大，應力值明顯偏高，偏于不安全，在大應變ε≥10%時，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熱風銅釬焊爐高溫處理冷卻后的不銹鋼芯板材料均可采用Rasmussen 模型作為本構模型進行相關設計與研究.

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

參考文獻

[1]《中國公路學報》編輯部.中國橋梁工程學術研究綜述·2021[J].中國公路學報，2021，34（2）：1-97.

Editorial Department of China Journal of Highway and Transport.Review on Chinas bridge engineering research：2021[J].China Journal of Highway and Transport，2021，34（2）： 1-97.（In Chi-nese）

[2]張清華，張鵬，劉益銘，等.新型大縱肋正交異性組合橋面板力學性能研究[J].橋梁建設，2017，47（3）：30-35.

ZHANG Q H，ZHANG P，LIU Ym，et al.Study ofmechanical behavior of new type of orthotropic composite bridge deck with large longitudinal u ribs[J].Bridge Construction，2017，47（3）：30-35.（In Chinese）

[3]鄧鳴，張建仁，王蕊，等.UHPC鋪裝加固斜拉橋正交異性鋼橋面板[J].長安大學學報（自然科學版），2018，38（1）：67-74.DENGm，ZHANG J R，WANG R，et al.Reinforcement of ortho-tropic steel bridge deck for cable-stayed bridge based onUHPCpaving system[J].Journal of Changan University（Natural Sci-ences），2018，38（1）：67-74.（In Chinese）

[4]王元清，袁煥鑫，石永久，等.不銹鋼結構的應用和研究現狀[J].鋼結構，2010，25（2）：1-12.

WANG Y Q，YUAN H X，SHI Y J，et al.A review of current ap-plications and research of stainless steel structure[J].Steel Con-struction，2010，25（2）：1-12.（In Chinese）

[5]不銹鋼芯板建筑結構技術標準：T/CSUS14—2021[S].北京：中國建筑工業出版社，2021：7-24.

Technical standard of stainless steel core plate building structure： T/CSUS14—2021[S].Beijing：China Architecture & Building Press，2021：7-24.（In Chinese）

[6]王元清，常婷，石永久.奧氏體不銹鋼S31608的本構關系試驗[J].清華大學學報（自然科學版），2013（9）：1231-1234.? ?WANG Y Q，CHANG T，SHI Y J.Experimental study of the stress-strain relation of austenitic stainless steel31608[J].Jour-nal of Tsinghua University（Natural Sciences），2013（9）： 1231-1234.（In Chinese）

[7]徐善華，余潔，聶彪.銹損冷成型鋼表面形貌及力學性能[J].湖南大學學報（自然科學版），2021，48（1）：163-172.

XU S H，YU J，NIE B.Surfacemorphology andmechanical proper-ties of corroded cold-formed steel[J].Journal of Hunan University（Natural Sciences），2021，48（1）：163-172.（In Chinese）

[8]文學章，戴進峰，舒興平，等.不銹鋼芯板四邊簡支單向板撓度計算試驗研究及理論分析[J].工業建筑，2020，50（2）：24-33，58.

WEN X Z，DAI J F，SHU X P，et al.Experimental study and theo-retical analysis of deflection of simply supported unidirectional plates on four sides of the structure of stainless steel sandwich panel[J].Industrial Construction，2020，50（2）：24-33，58.（In Chinese）

[9]舒興平，尉明光，譚永強.不銹鋼芯板結構L形柱軸壓性能有限元分析[J].工業建筑，2020，50（2）：40-44，50.

SHU X P，WEImG，TAN Y Q，et al.Finite element analysis of axial compression performance for L-shaped columnmade of stain-less steel sandwich panel with core tubes[J].Industrial Construc-tion，2020，50（2）：40-44，50.（In Chinese）

[10]不銹鋼結構技術規程：CECS410 ∶2015[S].北京：中國計劃出版社，2015：11-12.

Technical specification for stainless steel structures：CECS410 ∶ 2015[S].Beijing：China Planning Press，2015：11-12.（In Chi-nese）

[11] RASMUSSEN K.Full-range stress-strain curves for stainless

steel alloys[J].Journal of Constructional Steel Research，2003，59（1）：47-61.

[12] GARDNER L，NETHERCOT D A.Experiments on stainless steel

hollow sections-part1：material and cross-sectional behavior[J].Journal of Constructional Steel Research，2004，60（9）： 1291-1318.

[13] 鄭寶鋒，舒贛平，沈曉明.不銹鋼材料常溫力學性能試驗研究[J].鋼結構，2011，26（5）：1-6.

ZHENG B F，SHU G P，SHEN Xm.Experimental study onmate-rial properties of stainless steel at roomtemperature[J].Steel Con-struction，2011，26（5）：1-6.（In Chinese）

[14] 朱浩川，姚諫.不銹鋼材料的應力-應變模型[J].空間結構，2011，17（1）：62-69.

ZHU H C，YAO J.Stress-strainmodel for stainless steel[J].Spa-tial Structures，2011，17（1）：62-69.（In Chinese）

[15] QUACH Wm，TENG J G，CHUNG K F.Three-stage full-rangestress-strainmodel for stainless steels[J].Journal of Structural Engineering，2008，134（9）：1518-1527

[16]段文峰，鄧澤鵬，劉文淵，等.不銹鋼S30408材料本構模型試驗研究[J].鋼結構，2016，31（5）：37-40.

DUAN W F，DENG Z P，LIU W Y，et al.Experimental study of the constitutivemodel of stainless steel S30408[J].Steel Construc-tion，2016，31（5）：37-40.（In Chinese）

[17] RAMBERG W， OSGOOD W R.Description of stress-straincurves by three parameters[R].Washington D C：National Advi-sory Committee for Aecronautics，1943，2-13.

[18] 強旭紅，毋凱冬，姜旭，等.高強鋼S460高溫力學性能研究與

抗火設計建議[J].湖南大學學報（自然科學版）， 2018，45（11）：37-45.

QIANG X H，WU K D，JIANG X，et al.Study onmechanical properties of high strength steel S460 at elevated temperatures and fire-resistance design recommendations[J].Journal of Hunan Uni-versity（Natural Sciences），2018，45（11）：37-45.（In Chinese）

[19] 范圣剛，張歲寒，孟暢.高溫冷卻后奧氏體不銹鋼力學性能試驗研究[J].浙江大學學報（工學版），2017，51（12）：2348-2354.

FAN S G，ZHANG S H，MENG C.Experimental investigation onmechanical properties of austenitic stainless steel with elevated temperature cooling[J].Journal of Zhejiang University（Engineer-ing Science），2017，51（12）：2348-2354.（In Chinese）

[20] 楊成博，胡鷹，楊波，等.不銹鋼材料的高溫性能與本構關系[J].土木建筑與環境工程，2015，37（S2）：103-109.

YANG C B，HU Y，YANG B，etal.material properties and stress-strainmodel for stainless steel at elevated temperatures[J].Journal of Civil， Architectural & Environmental Engineering，2015，37（S2）：103-109.（In Chinese）

[21] 樓國彪，陶宇超，陳武龍，等.TSZ410鐵素體不銹鋼的高溫力學性能試驗[J].同濟大學學報（自然科學版），2021，49（1）：20-29.

LOU G B，TAO Y C，CHEN W L，et al.Experimental investiga-tion ofmechanical properties of TSZ410 ferritic stainless steel at elevated temperature[J].Journal of Tongji University（Natural Science），2021，49（1）：20-29.（In Chinese）

[22] FAN S G，DING X F，SUN W J，et al.Experimental investigation

on fire resistance of stainless steel columns with square hollow sec-tion[J].Thin-Walled Structure，2016，98（3）： 196-211.（In Chinese）

[23] GAO X F，ZHANG X P，LIU H B，et al.Residualmechanical

properties of stainless steels S30408 and S31608 after fire expo-sure[J].Construction and Buildingmaterials，2018，65（5）：82-92.（In Chinese）

[24] Cold-formed stainless steel structures：AS/NZS4673[S].Syd-ney：Joint Technical Committee，2001：14-23.

[25] Eurocode1Action on structures-part1-2：general actions-actions

on structures exposed to fire：EN1991-1-2[S].Brussels：Euro-pean Committee for Standardization，2002：13-15.

[26] Specification for the design of cold-formed stainless steel struc-turalmembers：SEI/ASCE 8-02[S].Reston：American Society of Civil Engineers，2002：12-18.

[27] General rules-supplementary rules for stainless steels ：BS EN1993-1-4[S].London：British Standards Institution，2006：2-8.

[28] 夏傳虎.不銹鋼芯板釬焊殘余應力的有限元分析[D].長沙：湖南大學，2019：20-25.

XIA C H.Finite element analysis of residual stress in brazed stain-less steel sandwich panel[D].Changsha：Hunan University，2019：20-25.（In Chinese）

[29] 耿會濤.橋梁用不銹鋼筋與構件受力性能試驗研究[D].鄭州：鄭州大學，2013：29-32.

GENG H T.Experimental study onmechanical properties of stain-less steel bars andmembers on bridges[D].Zhengzhou：Zheng-zhou University，2013：29-32.（In Chinese）

[30] 飛尚才.SUS304奧氏體不銹鋼冷軋及退火工藝對組織和性能的影響[D].蘭州：蘭州理工大學，2011：26-31.

FEI S C.Effect of cold rolling and annealing process onmicrostruc-ture andmechanical properties of SUS304[D].Lanzhou：Lanzhou University of Technology，2011：26-31.（In Chinese）

[31] HILL H N.Determination of stress-strain relation from the offset

yield strength values[R].Washington D C ：National Advisory Committee for Aeronautics，1944，2-6.

[32] OLSSON A.Stainless steel plasticitymaterialmodeling and struc-tural applications[D].Sweden：Lulea University of Technology，2001：41-58.