熱風(fēng)銅釬焊爐熱處理后不銹鋼力學(xué)性能試驗(yàn)研究

吳佳東，顏東煌，許紅勝，張超，潘權(quán)，陳星燁

（1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長(zhǎng)沙 410114；2.遠(yuǎn)大可建科技有限公司，湖南岳陽(yáng) 414600）

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(wèn)題凸顯［1-3］.為了解決鋼橋面板焊縫多、易腐蝕、疲勞開(kāi)裂嚴(yán)重等緊迫問(wèn)題，遠(yuǎn)大可建科技有限公司開(kāi)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6 mm、8 mm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(zhǎng)沙遠(yuǎn)大城內(nèi)建成了全球首座芯板示范建筑，中國(guó)援建韓國(guó)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(guó)內(nèi)頒布了《不銹鋼芯板建筑結(jié)構(gòu)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（T∕CSUS 14—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(méi)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(guò)銅釬焊爐1 100 ℃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(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不銹鋼的力學(xué)性能展開(kāi)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》（CECS 410∶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(guó)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(guó)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(guó)內(nèi)段文峰等［16］、國(guó)外Ramberg 等［17］學(xué)者均研究了不同厚度國(guó)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(guó)內(nèi)眾多學(xué)者對(duì)高強(qiáng)鋼、不銹鋼展開(kāi)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(méi)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(guò)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EN 1.430 高溫下的材料力學(xué)性能進(jìn)行了研究，最高溫加熱至1 000 ℃，得出EN 1.430 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(guó)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(guò)1 000 ℃，試驗(yàn)結(jié)果都是高溫穩(wěn)態(tài)下測(cè)定的結(jié)果，且并未考慮不銹鋼各向異性因素.Fan 等［22］通過(guò)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(guò)火溫度影響小，但過(guò)火溫度超過(guò)600 ℃對(duì)屈服強(qiáng)度影響較大，1 100 ℃時(shí)S30408不銹鋼的屈服強(qiáng)度折減系數(shù)降至0.7.

中國(guó)、英國(guó)等4 個(gè)國(guó)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(jiàn)，我國(guó)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(lèi)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)0.15 mm銅箔圈作為釬料，采用智能機(jī)械手植芯，將2 m × 12 m 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(guò)高速熱風(fēng)緩慢升溫至1 100 ℃，且保溫1 h，使得銅箔圈溫度超過(guò)熔點(diǎn)（1 083 ℃），不銹鋼母材表面溫度接近1 100 ℃，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.

圖1 不銹鋼芯板示意Fig.1 Stainless steel sandwich panel

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(lèi)型：一種為不銹鋼面板出廠原始材料（簡(jiǎn)稱(chēng)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(jiǎn)稱(chēng)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（6 mm、8 mm）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 不銹鋼芯板構(gòu)造示意（單位：mm）Fig.2 Stainless steel sandwich panel construction（unit：mm）

圖2 中，W為芯板橫寬，L為芯板縱長(zhǎng)，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(guó)青拓集團(tuán)有限公司生產(chǎn)，為國(guó)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(guó)家標(biāo)準(zhǔn)《不銹鋼熱軋鋼板和鋼帶》（GB∕T 4237—2015）給定的指標(biāo)如表1所示.

表1 奧氏體不銹鋼S30408化學(xué)成分對(duì)比Tab.1 Comparison of chemical composition of austenitic stainless steel S30408 %

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(jiǎn)稱(chēng)L向；45°表示沿芯板斜向45°，簡(jiǎn)稱(chēng)X向；90°表示沿芯板寬度方向，即垂直于軋制方向，簡(jiǎn)稱(chēng)W向.不銹鋼芯板拉伸試件切割放樣如圖3所示.

圖3 拉伸試件切割放樣示意Fig.3 Cutting lofting of tensile specimen

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(zhǎng)度之間采用過(guò)渡弧連接.試件設(shè)計(jì)尺寸如圖4所示.

圖4 拉伸試件設(shè)計(jì)尺寸（單位：mm）Fig.4 Design size of tensile specimen（unit：mm）

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(zhǎng)度，Ld為夾持端長(zhǎng)度，Lt為試件總長(zhǎng)度.按照不銹鋼芯板面板厚度、切割方向及類(lèi)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8 mm 厚5 號(hào)試件.不銹鋼芯板面板材性試件及其編號(hào)見(jiàn)圖6.試件加工過(guò)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(cè)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(jiàn)表2.

圖5 不銹鋼芯板拉伸試件編號(hào)規(guī)則Fig.5 Numbering rules of tensile specimen of stainless steel sandwich panel

圖6 不銹鋼芯板拉伸試件Fig.6 Tensile specimens of stainless steel sandwich panel

表2 不銹鋼拉伸試件編號(hào)及橫截面積Tab.2 Number system and sectional area of tensile specimens of stainless steel

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

試驗(yàn)設(shè)備主要包括MTS 370.25 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(cè)試系統(tǒng).動(dòng)態(tài)引伸計(jì)標(biāo)距為25 mm，應(yīng)變范圍為±15%.有學(xué)者認(rèn)為，采用接觸式引伸計(jì)測(cè)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(cè)量誤差，建議采用振動(dòng)法、電測(cè)法等方法相結(jié)合的手段測(cè)定應(yīng)變［18-20］.為了精確測(cè)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(cè)量試件應(yīng)變，分別測(cè)得拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線，測(cè)量結(jié)果如圖7所示.

圖7 應(yīng)變片與引伸計(jì)測(cè)量結(jié)果對(duì)比Fig.7 Comparison of measurement results between strain gage and extensometer

由圖7 可知，試驗(yàn)中應(yīng)變片與引伸計(jì)測(cè)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(cè)量范圍較窄.當(dāng)應(yīng)變?chǔ)牛?%時(shí)，兩者均可測(cè)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(cè)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(guò)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1 mm∕min，應(yīng)變范圍控制在15%以內(nèi)，此階段測(cè)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2 mm∕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(cè)量不銹鋼極限抗拉強(qiáng)度，拉伸試驗(yàn)裝置如圖8 所示.

圖8 拉伸試驗(yàn)裝置示意Fig.8 Tensile testing apparatus

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，8 mm 試件破斷力較6 mm 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(guò)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.

圖9 不銹鋼材性試件斷后樣式示意Fig.9 Fracture style of stainless steel specimens

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(lèi)：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.

圖10 不銹鋼原材料S型拉伸試件斷口形貌Fig.10 Fracture morphology of S type tensile specimens of stainless steel raw materials

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(lèi)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.

圖11 不銹鋼釬焊Q型拉伸試件斷口形貌Fig.11 Fracture morphology of stainless steel brazing Q type tensile specimens

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.

圖12 杯錐狀斷口宏觀形貌Fig.12 Macro morphology of cup cone fracture

杯錐狀斷口中部纖維區(qū)晶粒似纖維狀被拉長(zhǎng)，纖維區(qū)四周剪切斜面呈發(fā)射花樣，類(lèi)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（1 000 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(zhǎng)韌窩.微觀形貌分別如圖13、圖14所示.

圖13 纖維區(qū)等軸韌窩形貌（1 000倍）Fig.13 Morphology of isoaxial dimples in the fiber region（1 000×）

圖14 放射區(qū)剪切韌窩形貌（1 000倍）Fig.14 Morphology of shear dimples in the radiation region（1 000×）

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.

圖15 不銹鋼原材料試件斷口微觀組織形貌（S型-2 000倍）Fig.15 Microstructure morphology of specimen fracture of stainless steel raw materia（lS type-2 000）

圖16 不銹鋼釬焊試件斷口微觀組織形貌（Q型-2 000倍）Fig.16 Microstructure morphology of specimen fracture of stainless steel raw material（Q type-2 000）

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(shuō)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(shuō)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(shuō)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(zhǎng)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，σ2.0為塑性應(yīng)變?yōu)?%時(shí)的條件屈服極限，σu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).

表3 不銹鋼芯板拉伸試件試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test results of tensile specimens of stainless steel sandwich panel

采用控制變量法，分別對(duì)不同取向、不同類(lèi)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.

表4 不同取向芯板試件結(jié)果對(duì)比Tab.4 Results of sandwich panel with different orientations

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(lèi)型同厚度的拉伸試件，在不同取向上進(jìn)行斷后伸長(zhǎng)率A、斷面收縮率Z對(duì)比，可發(fā)現(xiàn)，對(duì)于6 mm 試件，結(jié)果表現(xiàn)為X 向＞L 向＞W(wǎng) 向，其中QX6試件伸長(zhǎng)率及收縮率分別比QW6試件高7%、9%；對(duì)于8 mm 試件，結(jié)果表現(xiàn)為L(zhǎng) 向＞X 向＞W(wǎng) 向，其中QL8 試件伸長(zhǎng)率及收縮率比QW8 試件分別高9%、8%.結(jié)果說(shuō)明：垂直于軋制方向W 向的斷后伸長(zhǎng)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(lèi)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.

表5 不銹鋼拉伸試驗(yàn)試件材性參數(shù)平均值Tab.5 Average property parameters of stainless steel in tensile test

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(shuō)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(guó)產(chǎn)奧氏體不銹鋼S30408 斷后伸長(zhǎng)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(guó)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(jiàn)圖17，試件結(jié)果參數(shù)對(duì)比見(jiàn)表6.

表6 不同類(lèi)型芯板試件結(jié)果參數(shù)對(duì)比Tab.6 Comparison of results and parameters of different types of sandwich panel specimens

圖17 S型試件與Q型試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.17 Comparison of stress-strain curves between S type and Q type specimens

通過(guò)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(méi)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(zhǎng)率A與收縮率Z明顯變小，尤其是8 mm 試件，QW8 試件比SW8 試件伸長(zhǎng)率低23%，收縮率低42%.結(jié)果說(shuō)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1 100 ℃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(guò)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(shuō)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(lèi)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。查閱國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)，同等高溫（1 100 ℃）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1 100 ℃高溫并保溫30 min，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(jiàn)圖18，圖中折減系數(shù)表示高溫過(guò)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.

圖18 1 100 ℃高溫冷卻后不銹鋼折減系數(shù)對(duì)比Fig.18 Comparison of the reduction coefficient of stainless steel after cooling at 1 100 ℃

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，1 100 ℃高溫過(guò)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(zhǎng)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(zhǎng)率折減系數(shù)明顯較低，塑性相對(duì)較差.這一現(xiàn)象說(shuō)明受熱風(fēng)銅釬焊爐加熱工藝影響，同條件下8 mm 試件較6 mm 試件受熱不均勻，變形溫度不一，進(jìn)而影響塑性.

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

表7 不同厚度芯板試件結(jié)果參數(shù)對(duì)比Tab.7 Comparison of results and parameters of sandwich panel specimens with different thickness

圖19 6 mm與8 mm試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.19 Comparison of stress-strain curves between 6 mm and 8 mm specimens

1）不同厚度的S 型試件伸長(zhǎng)率A與斷面收縮率Z相近，而Q 型試件Q8 比Q6 試件的伸長(zhǎng)率低15%～20%，收縮率低18%～23%.結(jié)果說(shuō)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，8 mm試件初始彈性模量略小于6 mm 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，8 mm 試件應(yīng)變硬化指數(shù)低于6 mm 試件；而對(duì)于Q 型試件，8 mm 試件應(yīng)變硬化指數(shù)高于6 mm試件.說(shuō)明不銹鋼原材料S8試件塑性比S6 試件好，而經(jīng)過(guò)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

3.1.1 Ramberg-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(méi)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］.

式中：σ為名義應(yīng)力；ε為名義應(yīng)變.

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，σu)來(lái)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≤σu（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》（EN 1993-1-4—2006）規(guī)范以及中國(guó)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》（CECS 410∶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.

其中，n0.2，1.0計(jì)算公式為：

修正后的G-N 模型由4 個(gè)基本參數(shù)(E0，σ0.01，σ1.0，σ0.2)表示，比R-O 模型多了σ1.0，此參數(shù)可由材料試驗(yàn)曲線得到.

3.1.4 Quach模型

Quach 等［15］在R-O 模型與G-N 模型的基礎(chǔ)上，提出了基于R-O模型基本參數(shù)表示的不銹鋼材料全局三階段本構(gòu)關(guān)系模型.第一階段采用R-O 模型，σ＜σ0.2；第二階段采用修正后的G-N 模型，σ0.2≤σ≤σ2.0內(nèi)；第三階段，采用Olsson［32］研究成果，σ0.2≤σ≤σu.Quach提出的全局三階段不銹鋼應(yīng)力-應(yīng)變模型關(guān)系式如下式所示.

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(guò)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、Rasmussen 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(lèi)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)，RO 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(cè)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(cè)值過(guò)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.

圖21 S8試驗(yàn)曲線與各本構(gòu)模型對(duì)比Fig.21 Comparison of S8 test curves and constitutive models

圖22 Q6試驗(yàn)曲線與各本構(gòu)模型對(duì)比Fig.22 Comparison of Q6 test curves and constitutive models

圖23 Q8試驗(yàn)曲線與各本構(gòu)模型對(duì)比Fig.23 Comparison of Q8 test curves and constitutive models

3）對(duì)于同厚度同類(lèi)型不同取向試件R-O 模型曲線斜率：L 向＞X 向＞W(wǎng) 向，說(shuō)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(guò)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.

圖20 S6試驗(yàn)曲線與各本構(gòu)模型對(duì)比Fig.20 Comparison of S6 test curves and constitutive models

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%，Rasmussen 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》（CECS 410∶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(guó)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(guó)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(guó)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(lèi)：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(zhǎng)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(zhǎng)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(guò)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(guò)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)龃?，?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(wú)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(kāi)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).