钢带厚度设计外文翻译

高温下奥氏体不锈钢的应力-应变模型译自：Xing-QiangWang,ZhongTao,Tian-YiSong,Lin-HaiHanStress-strainmodelofausteniticstainlesssteelafterexposuretoelevatedtemperatures,JournalofConstructionalSteelResearch,JournalofConstructionalSteelResearch99（2014）129-139摘要：结构中的不锈钢使用量增加，这种结构材料需要对火灾后的行为有所研究。所以进行了实验研究，调查机械性能奥氏体不锈钢1.4301级加热后冷却至室温。三种类型不锈钢试样进行测试，包括在角试样削减从方管和从圆形中空截面提取的曲线试样。后面的应力应变曲线-不锈钢前一提出了不同温度（200至1000摄氏度）和热浸泡时间（0至135分钟）进行测量，在试验结果的基础上，应力曲线影响不同参数的弹性模量、屈服强度、极限强度和极限应变，在讨论本文中，提出了奥氏体不锈钢的应力-应变模型。关键词：应力-应变关系；不锈钢；火灾后；损伤评价；温度效应简介与碳钢相比，不锈钢具有越来越大的兴趣对结构工程师而言，因为其附加的好处，如腐蚀抵抗，维护和审美情趣［1］。有些不锈钢牌号也含有一定量镍、钼和钛，使这个高铬的存在使不锈钢不同于碳钢。由于合金含量高，应力的形状（。）-应变（£）不锈钢曲线可以描述为“回旋”式，且应力、形状（。）-应变（£明显高原广泛观察到在温和的钢产量。-£曲，不存在的不锈钢［2］。大量的研究已经完成在室温条件下捕获不锈钢。-£关系和许多。-£模型被因拉斯姆森［2］，加德纳和净乐［3］，与华歆等人［4］提出。在室温下调查双相不锈钢1.4462级的力学性能和奥氏体不锈钢1.4301级，陈、杨［5］进行了稳态和瞬态拉伸试样测试在不同温度范围从20至1000^0-£关系测量在高温下的不锈钢，然后提出由陈和杨［5］、陈和杨［5］，不锈钢在室温下是一个修订版的拉斯姆前-£模型［2］。加德纳等使用可用文献测试数据［6］，提出的改进的复合奥斯古德-兰贝格奥斯古德模型预测高温材料不锈钢合金的性能。值得注意的是，在1993-1-2.（2005）［7］文献中还提供了一个两阶段的模型来描述高架不锈钢温度O-£响应。在火灾后对结构的损伤评估，由费里西堤等人提出［9］的不锈钢材料在火灾后的应力-应变模型需要进行精确的结构分析［8］。测试不锈钢棒（奥氏体1.4307级）加热后850°C的热轧（直径12毫米）和冷加工（直径24毫米）不锈钢棒材进行测试。热不锈钢棒，如果超过500°C温度且在屈服强度下降（fy）能观察到的是高强度的损失。目的是只有6.5%在一个给定的fy温度850C的强狂下，和火灾暴露下的最终强度的热轧钢棒没有明显影响。相反的，冷加工不锈钢棒有一个完全不同的行为有轻微的强度增加至400°C和一个在较高温度下的强衰变。为冷加工的不锈钢棒加热至850°C发现冷却至室温年减少80%。对作者的最佳知识的认知下，没有研究且已经进行调查的机械行为火灾后的结构不锈钢。在本文中，进行拉伸试验，研究了火烧1.4301级加热后奥氏体不锈钢的性能在1000个角的一个简化的应力-应变模型，然后提出了火灾后的奥氏体不锈钢，这是基于拉斯姆森的a常温下不锈钢的模型。实验研究2.1钢卷制备由于奥氏体不锈钢1.4301是最常见的等级结构上的应用，它是在本文中选择的研究。不同钢试样，包括单位、角和曲试样，均被裁且由热轧钢带制成的结构空心型材冷成形。从平坦的表面中间切平息是一个方形中空截面（SHS，200X200X6mm）。调查，拐角效应，角试样切角从角落的同钢管如图1B所示。同时，弧形券被切断一个圆形截面（CHS，260X3mm）。所有的试样是沿着钢管的纵向方向。根据澳大利亚标准为1391[10]，试样尺寸如图1所示。2.2加热和冷却温度控制炉用于加热的不锈钢试样。在加热预定目标温度（吨）20°C/分钟下这些试样是从环境温度加热的，温度保持预先选定稳定的浸泡时间达到就行。目标温度（吨）范围从200°到1000°，如表1所示。对于大多数在钢卷，热浸泡时间（分钟）被选为30分钟如图2中所示的时间超过了最小的浸泡时间，经美国权威检测机构21-09[11]确保平衡温度在试样中有20分的规定。研究热暴露的影响时间对不锈钢的后火行为，四个不同浸泡时间（45,0，90和135分钟）被选为单位试样，经过800年的测试，用一张试样浸泡在炉中为指定的时间，试样被自然的冷却到炉内的室温。应该注意的是，所有的试样在加热和冷却过程中都是免费的。表1奥氏体不锈钢在高温下的力学性能TCetsT(MPa)f0.01T(MPa)fTyT(MPa)fTuT(MPa)8TuTnT试样类型20210,190219.1305.5655.50.4969.02平200202,748258.5298.9650.90.4418.27

300177,659258.6353.2655.50.4919.59400203,543191.6294.6646.20.4589.49500184,590218.6299.8651.30.4799.04700197,188191.6266.8647.00.4619.08800(ts=0)196,214209.0290.8640.20.4567.62800(ts=45min)224,600201.5298.5651.00.4869.01800(ts=90min)210,164215.5300.6656.80.4897.54800(ts=135min)210,164195.8291.2644.50.5028.391000218,569191.7271.8641.50.1768.5920173,054404.4622.9765.20.2166.93角300171,120367.3534.6720.00.2079.22500174,224403.1557.7734.70.2508.03700184,947300.4436.1675.00.3917.031000_147.8226.4622.20.4898.4720200,192214.6318.9670.20.5059.00弯曲300188，840221.6316.6676.60.4719.11500187,480220.1305.8666.60.4719.99700205,389195.3263.6662.30.4678.441000221,041176.3250.4664.10.4768.542.3测试冷却到室温后，这些试样被取出从炉和拉伸试验，使用万能材料进行试验机。对采用应变控制法的试样进行了测试，在as1391［失败］10一致。两引伸计分别放在两侧平和弧形试样中测量扩展。角试样，是只有一个引伸计安装在试样由于在安装另一个困难一个在凹边的试样。在测试过程中，全方位。-£曲线记录的试样，和模弹性(Est)证明0.01%屈服强度(f0.01T)，证明产量0.2%强度(fYT)，

极限强度（fuT），和相应的极限应变（E项）被获得了。这些参数与下标表他们是经过热处理的试样。应变硬化指数（nt），可以计算出以下公式［2］：nTnT=应该提到，拉伸试验也进行了未暴露在高温下的试样。这个所获得的结果（吨=20摄氏度）被用来评估火灾暴露效果。。平板试样"图1钢卷的尺寸（单位：毫米）。平板试样"图1钢卷的尺寸（单位：毫米）C0.10 0.200.30 0.4D 0.50 “创*图2为试样的加热和冷却程序图3在应力应变曲线试样测试结果与讨论测得的全方位。-£曲线平坦在角的图形中显示为3-5。应该注意的是800°C的T曲线如图3试样从测试用一个45分钟的热浸泡时间获得。一般情况下，火灾暴露的影响对平面和曲面的试样是不显著的。-£曲线，但角试样的影响是非常显着。它也可以发现火灾后。-£曲线保持相同的基本

形“围屋”式可以观察不锈钢在室温的温度。测得的材料性能，包括Est，f0.01T,fYT，fuT，£UT和%，列与表1皿3部诲1诲皿3部诲1诲图4火灾后应力-角试样的应变曲线图5火灾后应力-弯曲试样的应变曲线3.1热浸泡时间的影响热浸泡时间的影响（ts）在火灾后。-£曲线中如图6,测试结果为平试样加热到800个角。所选择的值分别为0、45、90和135分钟。测试结果表明不锈钢的残余力学性能没有明显影响的ts四曲线几乎重合彼此。从相应的fYT和fuT最大偏差平均值仅分别为1.8%和1.3%。甚至为0的试样差异不明显被发现。这是归因于相对缓慢的加热速率和冷却速度试样，由陶等进行的文献回顾3］。表示加热时间持续时间对碳钢的影响也被忽略，只要加热时间足够长，以确保钢样品内部的温度分布均匀。因此，目前对于碳钢的观察是一致的。在下面的章节中，只有平均值在图6所示的。-£曲线参数的应用比较中有体现。3.2火灾暴露的影响理想化的。-£曲线可以在火灾后得到如图7所示表示重要参数定义平面或曲面片。-£曲，定义之前包括f,f,£和n。作比较用途无热处理的钢的相应参数被指定,分别为E,f,f,£和n。同YTUTUTT SYuU,Tt时，E，fTcfC，f『c,£UTc和n进一步定义为火灾后角参材料；且Ef,f,£和n是相应St,c YT,CyT,CuT,C,U,T,C t,c S,Cy,cu,cU,c c的参无火接触角材。火灾暴露的影响对这些测量参数进行了分析，在下面的部分体现。3.2.1弹性模量在高温中est也是一样的在试样中暴露波动，这是合理的假设。图6图6.热浸泡时间对火灾后CT-£曲线的影响图7.火灾后不锈钢的理想。-£曲线2身只图3.2.2屈服强度和极限强度fyT/fy和fuT/fu实验值在图中有描绘的。9、10分别为平面和弯曲的试样在热轧试验不锈钢棒材的数据中被费里西堤等人报道［9］。也显示在这些数字，这表明，这些趋势是在当前测试中相同的观察至U。通常FYT不变时不低于500°C，然后减少fyT，可以观察到T大于500°C。但在马/马比的影响可以忽略不计。不锈钢通常表现出明显的强度增强在一个冷弯型［12］角区域上。尤其是奥氏体不锈钢的情况下，强度增加归因于位错和局部变换的影响在奥氏体的马氏体冷工作［13］下。在当前的测试中，这种强度增强效果也可以清楚地观察到。如图11所示。fy和七的平坦区域，和fy相比，上的角区在室温下分别增长103.9%和16.9%。在火灾过程中，由于位错和反向相位恢复且这种强度的增强开始减弱，发生马氏体转变为奥氏体。当1000°C时，强度增强不再出现，角和平面材料都有接近的产量和极限优势。ALA［14］进行高温试验结果表明，由于冷成形过程中保持温度约600°C的温度下，增加了基础强度，且增强效果开始下降，冷成形的影响完全消失在900°C。可见，火灾暴露对奥氏体不锈钢在火灾和火灾后的角强度提高有着相似的效果。3.2.3极限应变和应变硬化指数对£UT性U和nT/n的平面和曲面的试样是在图所示的实验值分别为12和13。一般来说，£UT和nT对。-£曲线形状的影响远远低具有屈服强度和极限强度。测试结果表明的影响，对£UT/£U和nT/n适中，可以忽在£UT的相当大的变化是nT。冷成形过程通常会降低钢的伸长率材质。在室温下，测量£门。只有0.176的角材，量高的£TTU，U（0，440）可以得到扁平材。因此，对£Uc|£U的比值是0.4，证图14。火灾后，£UT，C随T的增加，指极限应变恢复。当T是1000°C，£UT，C的火灾后角材料增加到0.391，这是关于£U的89%对于平板材料（0，440）的应变。

图8.作为温度的函数的比值图9.确作为温度的函数比应变硬化指数nT,c由弹性模量的测量精度影响较大，这决定了f0,01T在公式的准确性（1）。如前所述，所测得的弹性模量是不准确的角落试样。因此，在表1中提出的价值是不可靠的角落试样。但仍可以看到，在室温下有一个下降的趋势后，有冷成形。火灾暴露后，发现在应变硬化指数有所恢复。建曲2.角试样丫Eq.门复。建曲2.角试样丫Eq.门1)for-o曲线试样二泡静「9k图10.fuTlfu作为温度的函数图11.平板和角点的屈服强度和极限强度的比较应力-应变模型由于火灾暴露不改变曲线的形状。-图中所示。6-3,相同的应力-应变曲线表达式对于室温不锈钢和火灾损坏不锈钢可以使用。一些。-£模型在室温下可用于不锈。这些模型的目的是代表。-对冷弯型平坦区域的关系。没有具体的。-£模已经提出了不锈钢在角落地区的情况，以解决冷成形效果。三。-£模型进行了综述和相比。［15］对有没有显着差异之间的三模型预测有所发现。在一般情况下，仅需三个参数来确定全曲线是拉斯姆森模型［2］最简单的使用。在下面的章节中，最近的测试数据是从文献中收集被用来进一步评估拉斯姆森的模型，然后对该模型进行了修正，也考虑了冷成形效果角区的不锈钢。火灾暴露后的影响被认为是进一步修改模型。4.1环境温度下的应力-应变模型图12.对£UT/£u作为温度的函数4.1.1平坦的区域，a-£模型圆形空心截面的正方形或长方形的平坦区域空心型材（RHS），只有有限的增加强度与原始不锈钢片［16］才能导致冷成形。拉斯姆森的a-£模型可用于CHS部件和方管截面。这是进一步证实了目前平面和弯曲试样的测试。因此，部分平试样和弯曲的CHS节试样没有必要区分自蔓延高温合成在本文的预测a-£关系方面。描述在室温下不锈钢的非线性a-£曲线拉斯姆森［2］提出了全方位a-£关系如：在在屈服强度的a-£曲线的切线模量是一个系数。ES和M可以通过公式计算。（3）及（4），分别由n在式（2）可以计算Eq°（1）用fyt和F0.01T分别替代FY和F0.01，F0.01是0.01%可以证明无热处理下的产量的不锈钢的强度。同时，（5）和（6）是由拉斯姆森［2］提出了确定fu£u模型与新的测试数据吻合得很好。这可以从图15在fy/fu和fy/ES之间的关系验证方程（5）。绘制在三角形的奥氏体不锈钢和圆的双重合金收集新的测试数据，而所使用的数据拉斯姆森［18］之前也被描述在这一数字的十字架。

温度TFC*温度TFC*图13.n/n作为温度的函数图14.平板和角试样的极限应变比较应该指出的是，式（5）只适用于奥氏体和双不锈钢。=1-H0.002n£s//yFll=143.5^-^=0.2+185^Ju %拉斯姆森的模型采用EN1993-1-4（2006）［17］，被其他研究人员广泛使用。据拉斯姆森［18］，经200以上的测试数据和28全方位得到的。-£的模是从文献中收集的曲线。随着越来越多的产业在使用不锈钢，许多新的试验数据报道，近年来针对不同的不锈钢牌号。共有135个新的测试数据和33全方位。-£曲线从16得到［32］，以前从［3,12,19-32］中收集奥氏体和双相不锈钢的数据，被用来验证拉斯姆森的模型。SHS或方管截面多数用来对试验数据形成的扁平材切冷成型进行报道。验证表明，拉斯姆森模型与新的测试数据吻合得很好。这可以从图15在fy/fu和fy/Es之间的关系验证方程（5）。收集新的测试数据被绘制在三角形的奥氏体不锈钢和圆的双重合金，而所使用的数据拉斯姆森［18］之前也被描述在这一数字的十字架。

4.1.2角地区4.1.2角地区。-£模型图16显示冷加工的奥氏体。-£曲线的影响是基于电流测试环境温度的不锈钢。与平板材料相比，在fy,c屈服强度的增加，fuc极限强度增加，以及减少的最终应变£u，c，可以发现角落里的材料。同时，角落里的材在拉伸变形过程中，显示的应变硬化比平面材料少。建立了可靠的物质。-£角模型，一系列拉伸试验数据被用于收集角从奥氏体或双相不锈钢空心型材，共有85个测试数据和24全方位。-£曲线被报道在［3,12,25-36］。测试数据在汇总表2。它应该还收集了铁素体不锈钢的试验数据，但在本文中没有分析。结果表明，不同的。-铁素体不锈钢的模型需要开发收集新测试数据分析。开发一个a-£铁素体模不锈钢是本文的研究范围。与平面的角材相比，在角材上的值如图17中的材料所示，在垂直轴上显示比例与水平轴描绘了FY的扁平材对应。收集试验数据表明，冷成型对弹性体的影响不明显模数。因此，角材的碳角材料仍然是相同的对应的平面材料。由于角材的a-£曲线仍然是“回旋型”如图16所示，可以做出合适的修改拉斯姆森的模型，包括角强度增强的效果。以下a-£模型材料在室温下的角：4号。.0喉广 当ag⑺I。皿知皆+%（彪y当9蜘在fy，c屈服强度和fuc极限强度角材分别是£uc是极限应变对为［，，是一种材料参数；数控是应变硬化指数；Y，C切线模是角落的材料a-£曲线的在fy，c，这是由方程（8）。Eyc=l+0W2ncEs/Jyc 冏确定指定的全方位a-£曲线方程（7），五个参fyC，fuc，£uC,nc和mC需要确定的角材质。这些参数可以是三个基本参数的函数Es，fy和n为扁平材。进行统计分析如下来找出可能的关系的基础上的测试数据表2总结了。对于所收集的数据的空心形状，数据比值范围从0.25到2.5，其中数据是内部的角半径和吨是截面的厚度。没有明显的趋势被发现之间式中RI比值等参数(7)，这可能是由于因此，对数据的小变动范围内，其数据的影响是不在冷弯空心型材的0-£模型考虑。确定fy，c的关系，在图18显示了］的关系之间，fy，c/fy在fy中表明降低年度的趋势。因此，低强度钢演示高角强度增强。基于回归分析，方程(9)提出预测fy，c/fy的关系式。竽=1+0.05严佑 (9)确定£uC和fuc实验值(f/f)/(f/f)绘制在图19中，它显示了一个明显的相关性(f/f)/(f/f)一个表达u,cy,c uy u,cy,c uy式的关系被视为：在哪伏的极限强度的平板材料确定由式(5)；和fy，c是屈服强度的材料给出的角由式(9)。因此，fu，c是一个fy和Es的功能。在角落里的材料，如果fy和fu分别取而代之的fy，C和fu,C，可以发现公式(6)提出的拉斯姆森［2］仍然可以用来预测£u，C，这可以从图20中看出。因此，£u，C表示为：*=1-扫 (11)应该注意的是，在图20中可以观察到明显的分散性。由于在£U值的大的变化，这也被报拉斯姆森在发展方程(6)。确定数控加工图21描述了nc和子的实验值。尽管有相当大的变化趋势，但nc和『的比例降低随着n值的增加。由方程(12)提出预测数控N:nc=O.9n2e~0311 (12)据剧拉斯姆森［2］，在他的模型中的参数通过试验和错误匹配计算。-£曲线测得到新曲线。类似的方法被用来确定矩阵。在本文的角材，它被发现，一个更高的价值MC提供了更好的预测角材料的。-£曲具有较高的fy。提出了以下表达式来确定矩阵：=0/04/y—8rn： (13)

图16.图16.冷成型不锈钢O-£曲线在室内温度的影响(02只图表2不锈钢角材试验数据汇总来源样本数曲线数fy扁平材料（MPa）钢类型等级剖面类型Rasmussen.andHancock闵11408奥氏体1.4306SHSHyttinen[25]55455-557奥氏体1.4301SHSGardnerandNethercot[3]_—297-605奥氏体1.4301SHS,RHSEllobodyandYoung[341_—486-707双工SHS,RHSYoungandLui[26]—-517奥氏体RHS11543双工EllobodyandYoung[35]—-448-497双工SHSGardneretal,[27]—-520-652奥氏体1.4318SHSCruise[36]—-310-557奥氏体1.4301SHS,RHSJanderaetal,[28]—-417-435奥氏体1.4301SHSTheofanous.andGardner[29]11586-755双工1.4162SHS,RHSUyetal,[30]11363-390奥氏体1.4301SHS,RHSZhengetal,[31]Huang.andYoung[32]—6-6320-508610-683奥氏体双工1.43011.4162SHS,RHSSHS,RHSAfshanetal,[12]a77298-436奥氏体1.4301/7SHS,RHS11519双工1.4162Currenttest11306奥氏体1.4301SHS私人提供一个全范围的曲线。

图17.图17.角材与平板材料弹性模量的比较图图18.fy和fy,c的关系变化4.2火灾后应力-单调领域的应变模型所建议的测试结果在3节，只有产量强度明显下降时fyt显示超过500°C的平板材料应变，而其他材料参数包括E，f，£和n一般保持不变，与相应E，f值，£和n在环境温度下对应。因STutUTT Su U此拉斯姆森的模型由Eq。 （2）采用fyt取代fy修正考虑火灾的影响。当f心金g(14)当f心金g(14)式中:屈服强度的下标t（fyt）对火灾后表明，fyt是一个函数的最高温度。因为和fyt相关，（15）和（16），他们也有一个标，这说明它们是一个函数。采用回归分析方法，提出了基于方程fyt测试数据如图9所示，发现式（17）给出了合理的预测fyt。|1-1.75K10-4（1-500）-2.71KIQ-^r-SOO）2]^r>50O°C4.3火灾后应力-角区应变模型如前所述，角部零件的不锈钢中空截面显示一个强度增强和在室温下的延展性是降低冷成形过程中的温度。测试结果表明这种影响可以消除火灾暴露。加热后1000°C和冷却下来表明角落的力学性能材料与平板材料几乎一样，除了角材的极限应变为平面材料的89%显示为无火曝光。提出了一种合理的火灾后O€提出了一种合理的火灾后O€模型的角不锈钢，下面的假设是基于测试结果:图19.（f/f）/（f/f）作为一个f的功能比图20.€和f/f之间的关系u,cy,cuy y uy,cu,c（1） 与适当的修改，拉斯姆森的模型仍然可以使用对于火灾后的角点不锈钢的观察试验曲线。（2） 拐角材料的弹性模量不受影响火暴露，可以作为一对平面材料的专家室温。（3）由于寒冷形成的角落效应在1000°C消失时，极限应变€Ut，c的火灾后角材料可以作为（0.89）€u，c是在€u的极限应无火接触的平板材料。（4）当20°--1000°时，角的机械性能不锈钢与温度之间的线性变化在环境温度下的角型不锈钢那些可以接触到1000个角。图21.nC/『和nz之间的关系基于上述假设，角火灾后。-€模不锈钢火灾后，表示如下：(18)(18)其中FYT,C和FUT,C是剩余的屈服强度和极限强度角落的材料被加热到一个温度T,分别为£UT,C相应的极限应变FUT，C；NT，C，C是应变火灾损坏的硬化指数和材料参数角的不锈钢；而C表示由方程（19）的切线在屈服强度FYT的。-£曲线模量，基于假设，FYT,C,C,£FUT,UT,C,NT,C,C可以成立。（20）-（24）。根据式（17）,FYT的平材料与0.845fy相当T是1000°C。因此，FYT在1000°C由式(20)0.845fy取代。在式（24）,M1000与T1000°C的平面材料，可以从式（16）计算。如果fyt作为0.845fy,M1000可以表示为：叫航=1+2,96% （25）如图11所示的预测未来fyT,C和f叽c提示合理与试验结果吻合良好。式（22），然而在预测£ut,C为当前测试如图14所示。这由于最终的（£u和£u,c）的角落在室温下材料使用均衡器偏高。（6）及（11）讨论本文的含义。4.4预测值与试验曲线的比较根据先前部分的讨论，在一个给定的T,在室温下拉姆山奥斯古德参数只有三个基本参数，即，Es，fy和n,需要确定的全方位。-£曲火损坏不锈钢。提出角地区的。-£模型它是有效的奥氏体和双相不锈钢，空心型材用FY从300到750。对火灾后的O-£模型，它仅适用于奥氏体不锈钢的FY在300MPa一个暴露的温度高达1000个角需要进行更多的测试需要进行在未来扩大火灾后。-£效力范如果需要的话，可以做模型和适当的修改。该模型是用来预测。-£曲线测量合理的良好的协议之间的预测测量。-£曲线在不同的情况下。数字22在室温下显示比较角材料。数字23和24显示比较，对于火灾后的平地材料及角材。如前所解释预测火灾后的角材料，极限应变£UT和偏高的电流试验结果。然而，这个错误不显然影响预测的。-£曲线在形奥氏体不锈钢的优良塑性。因此，方程18）在一般的菌株中使用后火角材是有效的结构利益。IV.#.-f,oooOoooO€42-iS图IV.#.-f,oooOoooO€42-iS图22.在室温下角料O-£模型和典型试验曲线的比较8）平板样式〔T=1睥炉C）4图23.火灾后的扁平材。-£模型和典型试验曲线的比较图24.比较。-£模型和典型试验曲线之间的过火后角材料5.不锈钢与碳钢的比较全方位。-£曲线比较图25火灾后不锈钢和碳钢。不锈钢的。-£曲线测从20°C和1000°C的平面上，如图3所示。同时，。-£曲线对碳钢具有相同的风图305。5所示的25兆帕使用该模型预测由道等。［8］。对于不锈钢，减少测量屈服强度和极限强度分别为11%和2。1%。但相应的碳钢的预测减少21。4%和9。8%,分别。这种比较，可以得出结论不锈钢比碳钢具有优越的后火性能，前者具有较高的强度保持能力。6.结论在本文中进行了实验研究，以调查奥氏体不锈钢的力学性能到各种温度，和三种类型的不锈钢试样，包括平面，弯曲和角落的试样，进行了测试。测试结果表明，加热时间的火灾后力学性能的影响不锈钢是较小的。为平试样和曲试样，收益率强度明显降低，温度显示角材超过500角，强度增强冷成型开始减少，增加吨和恢复延展性。在一般情况下，火灾暴露有更高的影响在拐角处的材料上，而不是在平面材料上。与碳相比钢，不锈钢具有优越的后火性能和更高强度保持能力。最近的测试结果进行收集，以验证拉斯姆森的模型室温下的平板奥氏体和双相不锈钢。这个验证表明，拉斯姆森的模型同意收集测试结果很好。通过结合成冷成形效果，拉斯姆森的模型进行了修订，在室温下的角落不锈钢。然后提出了火灾后应力-应变模型的捕捉平板和角点不锈钢的力学性能温度升高。所提出的模型的准确性通过与试验结果的比较验证。参考文献：|1]GardnerLAesthetics,economLcsanddesignsinlesssteelstLuctuies.AdvSteelConstr200S：4(2):113-22.Rasinu^^nKJElFull-rjugestress-strainturv挡tbr^sinlesssteeldlloysJConstrSteelRes2003:59(1卜帘-6LGardnerLNcthercotDA.ExperimentsonstainlesssteelhollowsetCLons-PartkmaterialjndCH>55-sed：Lonaltjetuvioii-.JConstrSteelRes2004^0(9}:129d-31AQiudiWM,T史咽JG,Chu咽KF.Three-it^gefull-rj^gestress-&trainmodelfocstairi-Ls5steels.JStruttEr^gASCE20M：134(9}:151H-27.ChenJ,You呢BlStress^straincuivesforstainlesssteelateLevatedtEmperjCuieiEngStruct2WJ6^S(5)J29-39.GardnerL[nsjustiA,NgKT,AshrafM.ElevatedtemperdtuiiematerijLpropertiesotstainLesssteelalloys.JConstrSteeLRes2010^6(5)^34-47.[7]EN199G-1-2:2005lDesignofsteel5ttuctuies-ftit1-3:generalrules-itiuctmjIfiredesign.BrusselsEurnpejnConnnnitt£eforStandjrdizjtbn：2005.|日]TaoZ.WangXQUyBl5tress-strjinolvesofstructuraJjndreinforcLr^gstEelsjftcrexposureIdeievjtedtemperMiM,挡JMaterCiv&ASCE2013^5(9):1306-16.FeLicettiR,GaLnturovaPC,ARe^idiuLbetuviorofSteellreturnjndsectionsjhsrjtire.ConstrBuildMat£r2009:23(12):3546-55.Standjrd^AustMLiAMetJllknutfrLJh-tecuLLEtfsdL^gJtjcnbienttELnperjtLire,AS1391-2007,Sydney.Australia：200?.ASTM StJLid^rdtestcnettKMl^forelevjtedteLripeutLiretensiontestsofm^Llk.mJt£rijL.WestConstKhtnckcn,UnitedStates:ASTM[ntfrcutional：2009..AEtianS,RossiB.GardnerLStrengthentuncennentsincobd-forLinedtructuljLsections-用rtI:ma虫原ItestingJCoostrSteelRes201:177-&&.LecceM曲LniisseLiEQ.DtsiDrtionalbMkUqgofo&Ld-fonned5口in里至steeLsedzionsiexperimentalLnvestigatioirJStructEr>gASCE2®fi：132:497-504.ALj-OiiriiienT.FireuneeofJiiit^nitksteelsPolarit725(EN1.4301)jndPolarit761[EN1.4571)WVResejrchNotes17ffl.VTV ResejrdiCentreofFinland;1996[Espoo.Finland],TaoZ,UyB,LiaoF¥,HjrLH.Nonlinejr ofconcrete-filledLure5tJLnl^55teel5tLibcolumnsunderjxljIcomion.JCon^trSteelRe52011：67(11J:1719-32.AshrafM,GardnerLNethercotDAStrengthofthecomerregionsofstJinL^sssteelcrosssectimuJConstrSIselRes2®5：61fl)J7-52EN1993-1-4^006iDesignof^tEelstructiM,挡，PjlI1-4:generalrules-suppLementa-iyrulesforstjinlfss^teeLBrusseh:Europe^liCocnmta.eefoeStjndjrdistion：200&[IS] KJR.FulLnacigestress-豆岛inclusesforstainlessjtseIjloyiResejrctiEle-patNaRH11.AusUjIlj:DepaiHinentofQviL豌ineeiiL旧UntversilyofSydney;2001.MirainbellE,RedlLOnthecakulatianofdetlectionsinstriKEralstainLesssteelbcjin^ianexperimentalandnLimerLCdlLnvestigatLon.JConstrSteelEtes200(X54(1):109-33.Liu¥,唁BlBiKklingofsteelsquaret»ll<nvsectioncompressionmember.JConstr5teelRes2003:59^2)1165-77.You咽B,LinyExperLmenaLinvestifationofcoLd-fcrmed§tainless5reelcdumniJStructEng2003：129(2}:169-76CriiisERB,GardnerLStre[|gthentuncfcnentsinducfdduriL^coldformiL^gofstainlesssteel史由t>Li£JConstrSteelRes2OOB?64t11):13W-6iNipKH,GardnerL,DjviesCM,ELgtuzoLiLiAY.Extremelylow(yc[eEjtiguetestsm5tiucturalcarboListeelandstainlesssl£eLJConstrSteelRes201。:66[1):96-110lThanF,¥out|gBlTestsofcolti-formedstainlesssteeltubularflexuralmembei'iTIilli-WaLLedStry2005:43(9):1325-37.\28]EiyttLLienV.Desi^