摘要
針對津西鋼廠研發(fā)生產(chǎn)的Q355NHD耐候H型鋼，進行了H型鋼截面力學(xué)性能的不均勻性檢測和屈服強度統(tǒng)計分析，并用有限元法分析了截面材料的不均勻性對構(gòu)件應(yīng)力和變形的影響，提出采用耐候H型鋼進行構(gòu)件設(shè)計時所需的抗力分項系數(shù)和強度設(shè)計值。利用已有含鈮鋼的耐腐蝕試驗數(shù)據(jù)，并經(jīng)耐大氣腐蝕指數(shù)計算，表明含鈮H型鋼具有良好的耐腐蝕性能。通過焊接工藝評定，提出耐候鋼構(gòu)件制作及安裝時應(yīng)采用的焊材和焊接工藝參數(shù)。
含鈮低合金鋼的耐腐蝕性能
1.1 建筑用金屬材料腐蝕的一般情況
耐候鋼通過加入耐候元素，會在鋼鐵材料的表面形成一層50～100 μm厚的致密且附著牢固的氧化膜層。由于這層氧化膜的存在，阻止了大氣中氧和水分向鋼鐵基層滲入，減緩銹蝕向鋼鐵材料內(nèi)部發(fā)展，從而提高鋼材的耐大氣腐蝕能力。耐候鋼的耐腐蝕性能是碳鋼的4～8倍。干濕交替循環(huán)有利于保護膜穩(wěn)定形成，使用耐候鋼一般可無須再涂裝保護性涂層。
金屬材料的耐腐蝕性能，應(yīng)從兩個方面進行分析研究：一是外部腐蝕環(huán)境，二是金屬材料本體的性能。以沿海地區(qū)腐蝕作用的數(shù)據(jù)為參照，相關(guān)研究通過測試得出不同環(huán)境腐蝕條件下，多種常用建筑金屬材料的腐蝕速率。表1匯總了從幾個沿海地區(qū)腐蝕試驗觀察點測試的結(jié)果，列出了常用建筑金屬材料腐蝕性對比數(shù)據(jù)。
由表1數(shù)據(jù)可以看出，環(huán)境條件和材料本身的性能共同決定了常用建筑金屬材料的維修周期及使用壽命。采用不銹鋼、Al、Cu、Zn材質(zhì)構(gòu)件可以顯著延長使用年限，而通過在鋼中加入耐腐蝕性合金元素是提高鋼材防腐能力最為直接和現(xiàn)實有效的措施。
表1 常用建筑金屬材料腐蝕性比較
1.2 建筑用金屬材料腐蝕的一般情況
20世紀中期前，人們開始把鈮作為不銹鋼的添加元素，提高奧氏體不銹鋼的性能。在這之后，鈮并沒有成為普通碳素鋼或低合金鋼的一種合金成分。40年代起，人們發(fā)現(xiàn)在合金鋼中加入鈮后力學(xué)性能有所提高，從此鈮開始成為鋼鐵材料的一種合金元素，也成為軍工產(chǎn)品為提高強度而選用的合金元素。鈮對鋼材性能的改善主要由細化晶粒引起，它提高了鋼材的強度和沖擊韌性。此后鈮合金化鋼材開始在橋梁和建筑鋼結(jié)構(gòu)中應(yīng)用，其耐大氣腐蝕的作用也逐漸為人們所認識。
從耐候鋼的發(fā)展歷史看，國際標準ISO 5952∶2005中的附錄A(低合金大氣腐蝕性的評估指南)，是通過各種低合金鋼長期(15.5 a)觀察測定在不同大氣環(huán)境下得到的防腐蝕數(shù)據(jù)，當時采用的鋼材樣本中并不包括含鈮鋼，鈮對耐大氣腐蝕的定量貢獻尚難用具體數(shù)字表達，但是鈮對耐大氣腐蝕的有利作用是確定的，且已被試驗和工程應(yīng)用所證實。
耐候鋼中含有Cu、P、Cr、Si、Ni、Nb、V、Ti等合金元素，用以改善銹層結(jié)構(gòu)，提高致密度，增強與大氣的隔離作用。在上述元素中，銅元素的含量w(Cu)為0.25‰～0.55‰，其作用最大。磷元素也起重要作用，磷元素的含量w(P)為0.08%～0.15%，含磷元素的耐候鋼稱之為高耐候鋼。銅元素與磷元素復(fù)合應(yīng)用的效果更為明顯。但磷元素會使鋼材的韌性降低，并且惡化鋼材的焊接性能，因此只有對耐腐蝕性要求很高時才采用含磷鋼。一般焊接結(jié)構(gòu)用耐候鋼中磷的含量w(P)≤0.035%，這類鋼以Cu-Cr和Cu-Cr-Ni系為主，具有優(yōu)良的焊接性能和低溫韌性。
在國家標準GB/T 4171—2008《耐候結(jié)構(gòu)鋼》中，耐候鋼化學(xué)成分雖沒有列入Nb、V、Ti等微量稀土元素的成分，但在附注中說明，為了改善鋼的性能可以添加一種或一種以上的微量合金元素：Nb(0.015%～0.060%)，V(0.02%～0.12%)，Ti(0.02%～0.10%)。若上述元素組合使用時，應(yīng)至少保證其中一種元素含量達以上規(guī)定的下限值，且Nb、V、Ti 3種合金元素的添加總量不應(yīng)超過0.22%。津西鋼廠根據(jù)自身鐵礦成分并適當添加Nb給出了耐候鋼的化學(xué)成分配比(表2)，充分發(fā)揮Nb在耐大氣腐蝕中的作用。
表2 津西鋼廠耐候H型鋼的化學(xué)成分(內(nèi)控標準) %
寶鋼在耐火耐候鋼研發(fā)時，在Q345低合金鋼基本成分(0.10%C、0.25%Si、1.0%Mn、0.5%Cr)基礎(chǔ)上，進行了單獨添加0.02%Nb的鋼材(牌號為B490RNQ)的試驗研究，這與津西鋼廠耐候鋼化學(xué)成分配比(鋼中Nb含量為0.025%～0.035%)相近。通過模擬熱帶大氣環(huán)境的濕熱試驗、周期性浸潤腐蝕試驗(模擬交替浸入液態(tài)腐蝕介質(zhì)和暴露在空氣中)、鹽霧試驗(模擬咸水或海洋氣候腐蝕)以及通過模擬日曬雨淋自然條件下加速老化試驗，得到表3—表6所列的試驗數(shù)據(jù)。表中相對腐蝕速率數(shù)據(jù)表明，含鈮耐候鋼腐蝕速度大幅降低，其耐腐蝕性能明顯優(yōu)于普通碳鋼和低合金結(jié)構(gòu)鋼。
表3 濕熱試驗數(shù)據(jù)
表4 周期浸潤腐蝕試驗數(shù)據(jù)
表5 鹽霧試驗數(shù)據(jù)
表6 加速老化試驗數(shù)據(jù)
1.3 耐候指數(shù)的計算
在GB/T 4171—2008標準中，提供了評估低合金鋼耐大氣腐蝕指南(資料性附錄D)。為便于應(yīng)用，Legault和Leckie提出通過化學(xué)成分計算耐候指數(shù)的計算式，即：
在ASTM相關(guān)標準中，定義鋼材具有較好的耐大氣腐蝕性能時，要求由上述公式計算出的耐候指數(shù)應(yīng)不小于6.0。
對中國標準GB/T 4171—2008、美國耐大氣腐蝕結(jié)構(gòu)鋼標準(ASTM A588/A588M-15)和ASTM A606/A606M、日本結(jié)構(gòu)用耐候鋼標準(JIS G3114—2008、JIS G7102—2000、JIS G3125—2004)、俄羅斯高強度軋制鋼材(ΓOCT19281-89)、德、英、法耐大氣腐蝕結(jié)構(gòu)鋼技術(shù)條件等國外材料標準中化學(xué)成分的規(guī)定值計算出的耐候指數(shù)進行比較。結(jié)果表明：中國、美國、日本以及津西鋼廠內(nèi)控標準計算出的耐腐蝕指數(shù)均在6.0以上，符合耐候鋼的要求。而按俄羅斯和德、英、法耐候鋼材料標準計算出的耐候指數(shù)為4.81～5.13。
對于低合金結(jié)構(gòu)鋼(Q345—Q460)、優(yōu)質(zhì)碳素鋼及碳素結(jié)構(gòu)鋼(如20號鋼及Q235鋼)，無論是按材料標準規(guī)定的化學(xué)成分，還是按材料檢驗實測的成分計算，耐候指數(shù)均在2.0以下，與鋼材耐大氣腐蝕要求有較大差距，均不能作為耐候鋼使用。
根據(jù)耐候指數(shù)計算式，相關(guān)元素中，Cu對耐腐蝕的貢獻較大，其次是Ni、Cr、Si、P。從津西鋼廠H型鋼實際產(chǎn)品的化學(xué)成分和內(nèi)控標準的化學(xué)成分分析可知，即使不考慮Nb對耐腐蝕的貢獻，其Cu、Ni、Cr、Si、P的含量已能達到耐候指數(shù)限值的要求，具有雙重保險作用。寶鋼試驗用耐候耐火鋼未含有Cu、Ni、P等成分(或所含的量很小)，而主要依靠Nb的添加來提高耐腐蝕性能。這些做法均符合GB/T 4171—2008的規(guī)定，即為了進一步改善鋼的性能，可添加一種或一種以上微量合金元素。如添加鈮元素，其含量w(Nb)=0.015%～0.060%。
表7列出了目前國產(chǎn)的耐候鋼腐蝕性能(腐蝕失重率)比較。
表7 耐候鋼耐腐蝕性能試驗數(shù)據(jù)比較
耐候H型鋼的力學(xué)性能、統(tǒng)計分析及設(shè)計強度取值
2.1 軋制H型鋼截面材料性能的不均勻性
鋼板和型鋼的軋制成型工藝表明，當熱軋鋼板和型材的厚度小時，材料強度較高且塑性和沖擊韌性也較好。隨厚度增大，其力學(xué)性能(如強度、伸長率、沖擊吸收能量等)有所降低。由于這種原因，鋼板和型鋼的力學(xué)性能均以厚度分組分別規(guī)定。
熱軋型鋼的不同部位，因輥壓軋制變形量不同，力學(xué)性能也會產(chǎn)生差別。普通工字鋼的軋機只有兩個水平軋輥(圖1)，輥軋成型時，腹板所受壓力大于翼緣，翼緣所受壓力又與其內(nèi)側(cè)的斜度有關(guān)。由于壓力不同，形成組織差異，材料性能隨之出現(xiàn)差別，使腹板強度高于翼緣。
圖1 工字鋼軋輥
H型鋼與普通工字鋼不同，不僅翼緣加寬，且翼緣的內(nèi)側(cè)沒有坡度。它是用兩個水平軋輥和兩個豎向軋輥同時輥壓成型的(圖2)，翼緣和腹板都直接受到壓力。由于截面各部位(翼緣、腹板和交接處等)的厚度、軋制變形量和冷卻條件不同，翼緣和腹板的材料性能會有不同，且翼緣沿寬度和腹板沿高度各部位之間也有差異。不同的成型工藝和不同的取樣位置及測試方法，其材性數(shù)據(jù)和變化規(guī)律也會有些出入。
圖2 H型鋼軋輥
相關(guān)研究給出了HN200×200×8×12型鋼各部位屈服強度的測試結(jié)果，并以曲線形式表示(圖3)。翼板的屈服強度值的變化呈W形，翼緣邊部的屈服強度最高，翼緣中部與腹板交接處的部位強度也較高，而以翼緣邊緣向內(nèi)1/3寬處的強度為最低。本例中腹板力學(xué)性能的變化很小，且在腹板和翼緣交接處的強度較高而中部稍低，這可能與型鋼高度較小有關(guān)。由于翼緣與腹板各部分的軋制壓下量及冷卻速度較為接近，性能變化并不明顯。
a—實測值；b—簡化值。
圖3 軋制H型鋼屈服強度非均勻分布 MPa
在相關(guān)研究中，對H600×200×11×17型鋼截面內(nèi)各部位的力學(xué)性能也進行了測定，其屈服強度變化曲線如圖4所示。
a—H600×200×11×17(Q345B)；
b—H600×200×11×17(HSW耐候鋼)。
圖4 軋制H型鋼屈服強度非均勻分布 MPa
本次對津西鋼廠生產(chǎn)的兩種型號H型鋼截面內(nèi)各部位的力學(xué)性能進行了測試，根據(jù)測試數(shù)據(jù)畫出H型鋼屈服強度變化曲線見圖5。
a—HM588×300×12×20；b—HN700×300×13×24。
圖5 津西耐候H型鋼屈服強度非均勻分布 MPa
以上3組測試數(shù)據(jù)表明，因軋制和冷卻工藝的影響，熱軋H型鋼截面內(nèi)屈服強度的分布是不均勻的，腹板的強度普遍比翼緣高些。對于腹板，以中部的強度值為最高，并由中部向翼緣與腹板交接處降低。對于翼緣，以外側(cè)的強度為高，向翼緣中部(翼緣與腹板交接處)呈降低趨勢。
由于厚度不同，翼緣和腹板的力學(xué)性能會有出入，Young所得的結(jié)果是：翼緣的屈服強度在腹板屈服點的76%～98%之間變動。Kennedy和Aly在分析寬翼緣工字鋼的統(tǒng)計參數(shù)時取翼緣屈服強度為腹板的0.95。有關(guān)研究對H450×200×9×14型鋼測定表明，翼緣屈服強度平均值約是腹板的90%。
2.2 考慮熱軋H型鋼截面材性不均勻影響的彈塑性有限元分析
從實測數(shù)據(jù)看，熱軋H型鋼截面普遍存在著材料性能的不均勻性，為研討不均勻性對H型鋼構(gòu)件承載力的影響，采用彈塑性有限元分析方法計算H型鋼梁的受彎承載力。以測試獲得的各測點力學(xué)性能數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，各測點之間的材性按相鄰測點的線性變化確定。
選用本次測試的數(shù)據(jù)進行有限元計算，并與截面強度分布均勻(截面強度統(tǒng)一取翼緣外伸寬度1/3處的強度)的H型鋼進行對比。圖6、圖7所示為Q345耐候H型鋼各測點的位置和強度。由于測試數(shù)據(jù)量少，離散性又大，考慮到相關(guān)文獻提到在D點(翼緣與腹板交接處)的強度值降得較多，同時也注意到有些文獻中強度測試值變動范圍較大，為安全起見，在現(xiàn)有測試值的基礎(chǔ)上將D點的強度值適當降低(降低5%～9%)，見圖6、圖7(括號內(nèi)為測試值)。
a—截面內(nèi)屈服強度分布不同；b—截面內(nèi)屈服強度相同。
圖6 型鋼HM588×300×12×20截面強度分布 MPa
a—截面內(nèi)屈服強度分布不同；b—截面內(nèi)屈服強度相同。
圖7 型鋼HN700×300×13×24截面強度分布 MPa
表8、表9列出了Q345耐候H型鋼各部位力學(xué)性能，其中屈服強度(fy)和抗拉強度(fu)為試驗測定值，彈性應(yīng)變(εy)由屈服強度及鋼的彈性模量(統(tǒng)一取E=2.05×105 MPa)計算得出。εst為屈服平臺段應(yīng)變。此后鋼材進入應(yīng)變強化階段，當達到極限應(yīng)變εu時，試件產(chǎn)生局部縮頸而斷裂。在性能不均勻的構(gòu)件截面中，應(yīng)變值的大小對應(yīng)力重分布有重要作用。表8、表9應(yīng)變值的取值是參照文獻確定的，這些數(shù)據(jù)是根據(jù)不同強度建筑鋼材拉伸曲線經(jīng)統(tǒng)計分析得出的。
表8 HM588×300×12×20型鋼梁材性參數(shù)
表9 HN700×300×13×24型鋼梁材性參數(shù)
簡支梁的受力簡圖見圖8，有限元模型見圖9。該簡支梁跨度為6 m，在1/3跨和2/3跨處各施加一個荷載為P的集中力。梁用殼單元模擬，梁截面按圖9建立，各單元的材料屬性按表8、表9設(shè)定。
圖8 簡支梁受力簡圖
圖9 簡支梁有限元模型
在簡支梁跨中施加的集中力P按荷載步逐級增大。有限元計算完成后，提取跨中截面梁下翼緣中心處節(jié)點各個荷載步的豎向位移，繪出荷載-位移曲線，見圖10、圖11。從圖中可以看出，當處于彈性階段時，2條曲線是重合一致的。當集中荷載施加到1 100 kN時，進入應(yīng)變硬化階段，截面屈服強度分布不同的試件產(chǎn)生的撓度為23 mm，比強度均同的試件(撓度16 mm)大。當集中荷載施加到1 200 kN時，HN700×300×13×24試件的荷載-位移曲線出現(xiàn)拐點，說明此時跨中截面已屈服，且進入應(yīng)變硬化階段，截面強度分布不同的試件產(chǎn)生的撓度為33 mm，比強度均勻的試件(26 mm)大。
圖10 HM588×300×12×20受彎構(gòu)件的荷載-位移曲線
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圖11 HN700×300×13×24受彎構(gòu)件的荷載-位移曲線
對強度分布不同的兩個試件的荷載-位移曲線比較可知，在硬化初始階段，位移相同時，截面強度相同的試件能承受的荷載比截面強度分布不同的試件稍大。產(chǎn)生這種情況的原因主要是，截面強度分布不同的試件在翼緣與腹部交接處的強度較低，而此處的正應(yīng)力和剪應(yīng)力都比較大，但曲線總體的變化趨勢與截面強度相同的試件一致。
拉、壓桿的計算模型見圖12。該桿件高度為6 m，在桿件頂部施加一個荷載為P的集中力，約束桿件頂部水平向的位移和底部水平及豎向的位移,以此進行桿件受拉強度分析和受壓穩(wěn)定性分析。
a—拉桿；b—壓桿。
圖12 拉壓桿幾何模型
對H型鋼拉桿，在頂部施加的集中荷載P按荷載步逐級增大。有限元計算完成后，提取桿件頂部中心處節(jié)點的各個荷載步的豎向位移，繪出荷載-位移曲線，見圖13、圖14。從圖中可以看出，當集中荷載施加到6 650 kN時，HN588×300×12×20試件的荷載-位移曲線出現(xiàn)拐點，說明此時拉桿截面已屈服。當集中荷載施加到7 200 kN時，HM700×300×13×24試件的荷載-位移曲線出現(xiàn)拐點，說明此時拉桿已全截面屈服。
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圖13 HM588×300×12×20拉桿的荷載-位移曲線
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圖14 HN700×300×13×24拉桿的荷載-位移曲線
將強度分布不同的兩個試件的荷載-位移曲線比較可知，截面強度分布不同的試件在加載起始階段會產(chǎn)生較大的變形，主要是由于桿件腹板中部的剛度較小，但這種情況對曲線整體的變化趨勢沒有影響。
對于H型鋼壓桿，在其1/2高度處水平平面內(nèi)施加一個6 mm的位移作為壓桿的初始幾何缺陷(L/1 000，L為桿長)，然后釋放壓桿頂部的豎向位移，并在其頂部施加一個按荷載步逐級增大的集中荷載P。有限元計算完成后，提取桿件1/2高度處受壓翼緣中心處節(jié)點各個荷載步的側(cè)向位移，做出荷載-位移曲線，見圖15、圖16。從圖中可以看出，當集中荷載施加到6 600 kN時，HN588×300×12×20試件的荷載-位移曲線出現(xiàn)拐點，說明此時桿件受壓翼緣已屈服，桿件已失穩(wěn)。當集中荷載施加到7 150 kN時，HM700×300×13×24試件的荷載-位移曲線出現(xiàn)拐點，說明此時桿件受壓翼緣已屈服，桿件已失穩(wěn)。
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圖15 HM588×300×12×20壓桿的荷載-位移曲線
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圖16 HN700×300×13×24壓桿的荷載-位移曲線
將強度分布不同的兩個試件的荷載-位移曲線比較可知，在桿件失穩(wěn)前，位移相同時，截面強度相同的試件能承受的荷載比截面強度分布不同的試件大。產(chǎn)生這種情況的原因主要是，壓桿的初始缺陷使其在軸心壓力下處于壓彎狀態(tài)，而截面強度分布不同的試件在翼緣與腹板交接處的屈服強度較低，此處的正應(yīng)力和剪應(yīng)力卻較大，使桿件截面的承載力降低。但桿件進入塑性階段后，其應(yīng)力會重新分布，此時強度高的部位會承受更多的荷載，使截面整體的承載力提高，這樣截面強度分布不同的兩個試件的穩(wěn)定承載力基本相同。
將受彎構(gòu)件及軸心受力構(gòu)件的計算結(jié)果比較分析(表10)，可得出以下結(jié)論：
1)截面內(nèi)屈服強度分布不同的試件通過實測計算的強度平均值均稍大于1/3翼緣處的強度值(即假定截面內(nèi)強度相同，按材料檢驗標準取值)。
2)截面內(nèi)屈服強度取值不同的受彎構(gòu)件在彈性階段的跨中撓度相同，屈服荷載及極限荷載很接近。受彎構(gòu)件的承載力及剛度受兩種強度取值方法的影響很小。
3)截面內(nèi)屈服強度取值不同的軸心受拉構(gòu)件的屈服荷載、極限荷載及拉伸變形均相同。軸心受拉構(gòu)件的承載力及剛度不受兩種強度取值方法的影響。
4)截面內(nèi)屈服強度取值不同的軸心受壓構(gòu)件的失穩(wěn)荷載相同，失穩(wěn)時構(gòu)件的側(cè)移也較為接近。軸心受壓構(gòu)件的穩(wěn)定承載力及剛度受兩種強度取值方法的影響較小。
綜上所述，截面強度分布不同的H型鋼可取A點(即1/3翼緣寬度處)的屈服強度來表示全截面的整體強度。
表10 承載力及變形計算對比(Q355NHD鋼)
注：表中強度平均值由同一截面ΣfiAi/ΣAi計算得出，其中fi為實測值，其余為按相鄰實測值線性插值的計算值。
2.3 軋制H型鋼的設(shè)計強度
在對GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》的修編過程中，曾對熱軋H型鋼、工槽角鋼、焊接H型鋼和焊接箱型鋼的翼緣及腹板板厚、截面高度及寬度進行測定和分析。根據(jù)型鋼截面幾何尺寸的實際測定數(shù)據(jù)，熱軋型鋼與普通軋制鋼板一樣，成品基本以負公差軋制，有少數(shù)型鋼產(chǎn)品甚至不能滿足GB/T 11263—2005《熱軋H型鋼和剖分T型鋼》對尺寸偏差的要求，已屬于不合格產(chǎn)品。熱軋H型鋼翼緣厚度、腹板厚度、型鋼高度、翼緣寬度測定數(shù)據(jù)統(tǒng)計的直方圖如圖17—圖21。
圖17 熱軋H型鋼翼緣厚度(6 mm<t≤16 mm)分布
圖18 熱軋H型鋼翼緣厚度(16 mm<t≤35 mm)分布
圖19 熱軋H型鋼腹板厚度(6 mm<t≤16 mm)分布
圖20 熱軋H型鋼截面高度分布 mm
圖21 熱軋H型鋼翼緣寬度分布
由圖17—圖21可以看出，上述直方圖的形態(tài)接近對數(shù)正態(tài)分布。翼緣厚度6<t≤16 mm時，厚度負偏差情況占統(tǒng)計數(shù)量的絕大多數(shù)。翼緣厚度16 <t≤35 mm時，負偏差的情況有所好轉(zhuǎn)。由于熱軋H型鋼的腹板比翼緣薄，負偏差對腹板的影響比對翼緣的影響大。H型鋼截面高度和翼緣寬度，由于尺寸量級增大，實測值與公稱值之比大多數(shù)在0.995～1.005之間，分布區(qū)間小，數(shù)值穩(wěn)定，統(tǒng)計計算表明其偏差對截面特性的影響很小。
通過熱軋H型鋼截面面積、慣性矩、抵抗矩、回轉(zhuǎn)半徑平均值和標準值的計算，可以得出截面幾何特性統(tǒng)計平均值和變異系數(shù)如表11所。
表11 熱軋H型鋼截面幾何特性統(tǒng)計參數(shù)
對低合金結(jié)構(gòu)鋼Q345軋制H型鋼的幾何尺寸和材料強度進行了數(shù)據(jù)采集和統(tǒng)計?？紤]到鋼板與型鋼在同牌號同厚度分組時強度取值的一致性，未對軋制型鋼作專項分析并規(guī)定抗力分項系數(shù)，即未對軋制H型鋼作出有別于鋼板的抗力分項系數(shù)和強度設(shè)計值。否則同牌號同厚度組的鋼板和型鋼會出現(xiàn)2個抗力分項系數(shù)和強度設(shè)計值，給設(shè)計帶來麻煩。因此對于耐候鋼板和型鋼，應(yīng)另行統(tǒng)計分析，不能直接采用普通低合金鋼鋼板的抗力分項系數(shù)。
目前耐候鋼板的應(yīng)用尚少，耐候H型鋼尚在試生產(chǎn)階段，耐候鋼和型鋼材性數(shù)據(jù)尚少，相關(guān)幾何不定性(如厚度、型材幾何尺寸等)的數(shù)據(jù)也少。由于耐候鋼與普通低合金鋼軋制型鋼采用相同的冶煉軋制工藝，一般在同一條生產(chǎn)線上軋制，其幾何不定性應(yīng)相同或相近，可以利用相關(guān)文獻之表2.5和表2.6作為耐候H型鋼的幾何不定性參數(shù)。
利用普通低合金鋼H型鋼的材性不定性數(shù)據(jù)，把相關(guān)文獻中表3.14 的H型鋼材料強度的數(shù)據(jù)作為耐候H型鋼的材性數(shù)據(jù)(標準值比耐候鋼低10 MPa，是偏于安全的)。同時加入津西鋼廠試制耐候H型鋼的數(shù)據(jù)，以及本次截面材性不均勻試驗和焊接工藝評定試驗的材性數(shù)據(jù)，見表12。
表12 Q355耐候H型鋼材料性能不定性統(tǒng)計參數(shù)
結(jié)構(gòu)構(gòu)件計算模式的不定性，主要是指抗力計算所采用的基本假定和計算式精確性等引起的變異性。一般可通過與精確模式的計算結(jié)果相比較，或與各種受力類型構(gòu)件試驗結(jié)果相比較來確定。由于耐候鋼和普通低合金鋼的材性相近，在目前尚無熱軋耐候H型鋼構(gòu)件試驗資料的情況下，耐候鋼構(gòu)件計算模式不定性與普通低合金鋼構(gòu)件計算模式不定性參數(shù)取值一致。
關(guān)于材性試驗方法的影響，如試驗加載速度的影響、試驗機柔度的影響等均與GB 50017—2017《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》編制時的取值相同。采用與相關(guān)文獻中相同的計算方法求得Q355耐候鋼(H型鋼)的抗力分項系數(shù)如下：
厚度6 mm<t≤16 mm，γR=1.128
厚度16 mm<t≤40 mm，γR=1.134
為了與GB 50017—2017中Q345鋼相應(yīng)厚度組設(shè)計強度協(xié)調(diào)匹配，本文建議Q355耐候鋼(H型鋼)的抗力分項系數(shù)取值如下：
厚度6 mm<t≤16 mm，γR=1.183；
厚度16 mm<t≤40 mm，γR=1.169。
Q355耐候鋼(H型鋼)的抗力分項系數(shù)建議取值比統(tǒng)計計算值偏大，由此換算得到的鋼材強度設(shè)計值偏保守，是安全的。Q355耐候鋼(H型鋼)強度設(shè)計值見表13。
由上述統(tǒng)計和分析比較可知，Q355NH型鋼的強度設(shè)計值與Q345鋼板、型鋼的取值相同，這樣既方便設(shè)計應(yīng)用，也偏于安全。
表13 Q355耐候鋼(H型鋼)強度設(shè)計值
含鈮耐候鋼的焊接工藝評定
3.1 焊接工藝評定的一般要求
焊接工藝評定是制訂鋼結(jié)構(gòu)制作安裝工藝規(guī)程技術(shù)文件的依據(jù)，是證明結(jié)構(gòu)工程所采用的焊接工藝能滿足結(jié)構(gòu)使用性能要求的技術(shù)性文件，也是提供監(jiān)督管理部門進行開工審批、鋼構(gòu)件工廠制作和現(xiàn)場安裝監(jiān)督管理及交工驗收的必備文件。
津西鋼廠冶煉、軋制的耐候H型鋼(Q355NHD)，其微量合金強化元素的類別與一般耐候鋼(如GB/T 4171中的Q355GNH)有所不同，增加了鈮(Nb)的含量，強度高且塑性好，在國內(nèi)尚屬首次生產(chǎn)和應(yīng)用。因此，按GB 50661—2011《鋼結(jié)構(gòu)焊接規(guī)范》的規(guī)定，對首次采用的鋼材、焊接材料、焊接方法、接頭形式、焊接位置、焊后熱處理制度以及焊接工藝參數(shù)、預(yù)熱后熱措施等各種類型的組合，應(yīng)在鋼結(jié)構(gòu)制作及安裝之前進行焊接工藝評定。在鋼材研制試生產(chǎn)階段，可為工程應(yīng)用時提供焊材品種、焊接參數(shù)等技術(shù)資料，以便順利推廣應(yīng)用，這可作為實際工程焊接作業(yè)時可參照應(yīng)用的范例。
本次工藝評定進行了平板對接接頭和T形角接接頭焊條電弧焊、埋弧焊、富氬氣體保護焊，即2類接頭形式、3種焊接方法的工藝評定試驗工作，可滿足含鈮耐候鋼結(jié)構(gòu)制作和安裝的要求。
3.2 手工焊工藝評定
Q355NHD鋼手工焊采用的焊條牌號為CHE506NiCrCu(直徑為3.2和4.0 mm)，由大西洋焊材廠生產(chǎn)。
工藝評定采用鋼板T形角接接頭、平焊，接頭形式和焊接順序見圖22。
圖22 焊接接頭形式和焊接順序
手工焊條電弧焊時，焊接工藝參數(shù)見表14。
表14 手工電弧焊工藝參數(shù)
焊后在焊件上截取試片，以與焊接方向相垂直的橫截面為試驗面，將試驗面進行刨、磨、精磨并拋光，采用硝碇水溶液腐蝕后進行宏觀金相試驗。圖23表明宏觀觀察無缺陷，符合GB 50661—2011的要求。
圖23 宏觀金相照片
對試板采用硝酸酒精溶液腐蝕后進行硬度試驗，測得各部位的維氏硬度見表15。
表15 焊接接頭各部位的硬度 HV
硬度測定是在試件立板面向下2 mm 的試驗線上進行的。熔合區(qū)至熱影響區(qū)相鄰試驗點之間的間距為1 mm，熱影響區(qū)第一點距熔合線0. 2 mm。各區(qū)域維氏硬度測定值均不大于350 HV，符合GB 50661—2011 標準對于Ⅱ類鋼( 標準屈服強度大于295 MPa 且不大于370 MPa 的鋼材) 焊接接頭硬度值的要求。
焊縫表面經(jīng)砂輪打磨，以化學(xué)漿糊為耦合劑，對工藝評定試板的焊縫進行了100%的超聲波探傷。依據(jù)GB 50661—2011，未發(fā)現(xiàn)超標缺陷，所檢焊縫全部合格(貼角焊縫合格標準為二級)。
3.3 氣體保護焊工藝評定
Q355NHD鋼氣體保護焊采用的焊絲牌號為CHW-40CNH，由大西洋焊材公司生產(chǎn)，型號為H08 MnSiCuCrNi Ⅱ，φ1.0。
采用富氬氣體保護焊，焊接用氣體為CO2(15%)+Ar(85%)，焊接位置為平焊，接頭形式為T形對接(接頭形式及焊接順序同手工電弧焊，參見圖22)。焊接工藝參數(shù)見表16，熔敷金屬力學(xué)性能見表17。
表16 氣體保護焊工藝參數(shù)
表17 熔敷金屬力學(xué)性能(實測值
Ⅰ型焊絲采用CO2氣體保護焊時，宜采用小電流焊接(300 A以下)，Ⅱ型焊絲采用富氬保護氣體，宜采用大、中電流焊接(φ1.2焊絲的焊接電流在250～300 A之間)。
3.4 埋弧焊工藝評定
Q355NHD鋼埋弧焊采用的焊絲及焊劑牌號分別為CHW-STH550Ⅲ和CHF101NQ，其力學(xué)性能參數(shù)見表18。
表18 熔敷金屬力學(xué)性能
本次工藝評定采用的焊接工藝參數(shù)(實際測定值)見表19。
表19 埋弧焊焊接工藝參數(shù)
結(jié)論
1)津西鋼廠生產(chǎn)的Q355NHD耐候H型鋼，其內(nèi)控標準和實際產(chǎn)品的化學(xué)成分和力學(xué)性能均符合GB/T 4171—2008要求，由化學(xué)成分計算得出的耐候指數(shù)均符合鋼材耐腐蝕性能的要求。
2)經(jīng)測試和計算分析，H型鋼構(gòu)件的力學(xué)性能可按材料檢驗標準以1/3翼緣寬處的材性試驗值代表整個截面的性能，在結(jié)構(gòu)分析中可按均質(zhì)材料計算。
3)根據(jù)對津西鋼廠H型鋼材料強度的統(tǒng)計分析，考慮材性不定性、幾何不定性和試驗不定性后計算得出的抗力分項系數(shù)統(tǒng)計值比Q345鋼統(tǒng)計值小，為了方便設(shè)計人員采用，建議偏于安全地取與Q345鋼相同。其強度設(shè)計值(表13)可供工程設(shè)計采用。
4)Q355NHD鋼經(jīng)手工電弧焊、氣體保護焊和埋弧焊對接及角接工藝評定，均能滿足含鈮耐候鋼構(gòu)件制作安裝的要求。焊接材料可選用相關(guān)焊材廠的產(chǎn)品，焊接工藝參數(shù)可參照本次評定試驗或相關(guān)焊材廠推薦的工藝參數(shù)，在構(gòu)件制作安裝前尚應(yīng)進行工藝評定。
5)應(yīng)開展耐候鋼鋼板材性數(shù)據(jù)的收集和統(tǒng)計分析，盡快得出國產(chǎn)耐候鋼板的抗力分項系數(shù)和強度設(shè)計值，以滿足工程設(shè)計和應(yīng)用的要求。
來源：吳耀華，何文匯，王厚昕. 耐候H型鋼的材料性能和設(shè)計強度取值研究[J]. 鋼結(jié)構(gòu), 2019, 34(2): 15-25.
DOI: 10.13206/j.gjg.201902003
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