针对锦西钢厂研制生产的耐候H型钢，对H型钢断面力学性能不均匀性及屈服强度进行统计分析。 采用有限元方法分析截面材料的不均匀性对构件应力和变形的影响。 提出了采用耐候H型钢进行构件设计时所需的阻力构件系数和强度设计值。 利用现有含铌钢的耐腐蚀性能试验数据，计算耐大气腐蚀指数，表明含铌H型钢具有良好的耐腐蚀性能。 通过焊接工艺评价，提出耐候钢构件生产和安装时应采用的焊接材料和焊接工艺参数。
01
含铌低合金钢的耐腐蚀性能
1.1 建筑用金属材料腐蚀概况
通过在耐候钢中添加耐候元素，可在钢材表面形成致密且附着牢固的50～100μm的氧化膜层。 由于这层氧化膜的存在，可以阻止大气中的氧气和水分渗入钢材基层，减缓锈向钢材内部发展，从而提高钢材的耐大气腐蚀能力。 耐候钢的耐腐蚀性能是碳钢的4～8倍。 干湿交替循环有利于保护膜的稳定形成。 使用耐候钢通常无需涂敷保护涂层。
金属材料的耐腐蚀性能应从两个方面进行分析和研究：一是外部腐蚀环境，二是金属材料本身的性能。 相关研究以沿海地区的腐蚀数据为参考，通过测试获得了各种常用建筑金属材料在不同环境腐蚀条件下的腐蚀速率。 表1总结了沿海地区几个腐蚀试验观测点的试验结果，并列出了常用建筑金属材料腐蚀性能的对比数据。
从表1数据可以看出，环境条件和材料本身的性能共同决定了常用建筑金属材料的维护周期和使用寿命。 采用不锈钢、Al、Cu、Zn材料成分可以显着延长使用寿命，而在钢材中添加耐腐蚀合金元素是提高钢材抗腐蚀能力最直接、最现实、最有效的措施。
表1 常用建筑金属材料腐蚀性能比较
1.2 建筑用金属材料腐蚀概况
20世纪中叶之前，人们开始使用铌作为不锈钢中的添加元素，以改善奥氏体不锈钢的性能。 此后，铌不再成为普通碳钢或低合金钢的合金成分。 自20世纪40年代以来，人们发现在合金钢中添加铌可改善其机械性能。 从此，铌成为钢铁材料中的合金元素和军工产品增加强度的选用合金元素。 铌对钢性能的改善主要是细化晶粒，提高钢的强度和冲击韧性。 此后，铌合金钢开始应用于桥梁和建筑钢结构，其耐大气腐蚀性能逐渐被人们所认识。
从耐候钢的发展历史来看，国际标准ISO 5952:2005中的附录A（低合金大气腐蚀评估指南）是通过对不同环境下的各种低合金钢进行长期（15.5a）观察和测量而得到的。大气环境。 根据防腐数据，当时使用的钢样中不含含铌钢。 铌对耐大气腐蚀性能的贡献很难用具体的数字来定量地表达。 然而，铌对耐大气腐蚀性能的有益作用是肯定的，并且已经过试验和测试。 经工程应用证实。
耐候钢含有Cu、P、Cr、Si、Ni、Nb、V、Ti等合金元素，用于改善锈层结构，增加致密性，增强与大气的隔离性。 上述元素中，铜元素的含量w（Cu）为0.25‰~0.55‰，效果最大。 磷也发挥着重要作用。 磷的含量w(P)为0.08％～0.15％。 含磷耐候钢称为高耐候钢。 铜、磷元素复合应用效果更为明显。 但磷元素会降低钢的韧性，使钢的焊接性能变差。 因此，只有在耐腐蚀性非常高的情况下才使用含磷钢。 一般焊接结构用耐候钢的磷含量w（P）≤0.035%。 该类钢主要为Cu-Cr和Cu-Cr-Ni系列，具有优良的焊接性能和低温韧性。
国家标准GB/T 4171-2008《耐候结构钢》中，虽然耐候钢的化学成分不含有Nb、V、Ti等微量稀土元素，但在注意到，为了改善钢的性能，可以添加一种或多种微量合金元素：Nb(0.015％～0.060％)、V(0.02％～0.12％)、Ti(0.02％～0.10％)。 上述元素联合使用时，应保证至少其中一种元素的含量达到上述规定的下限，且Nb、V、Ti三种合金元素的总量不得超过0.22% 。 锦西钢厂根据自身铁矿石成分，适当添加Nb，提供了耐候钢的化学成分配比（表2），充分发挥Nb耐大气腐蚀的作用。
表2 锦西钢厂耐候H型钢化学成分（内控标准）%
宝钢在开发耐火耐候钢时，对单独添加0.02%Nb的钢进行了试验（牌号：研究表明，这与锦西钢厂耐候钢的化学成分配比（Nb含量在钢为0.025%～0.035%）。通过模拟热带大气环境的湿热试验、循环浸泡腐蚀试验（模拟交替浸泡在液体腐蚀介质中和暴露在空气中）、盐雾试验（模拟盐水或海洋气候腐蚀） ），并通过模拟日晒雨淋的自然条件进行加速老化试验，得到表3-表6所列的试验数据。表中相对腐蚀速率数据表明，含铌耐候钢的腐蚀速率大大降低，且其耐腐蚀性能明显优于普通碳素钢和低合金结构钢。
表3 湿热试验数据
表4 循环润湿腐蚀试验数据
表5 盐雾试验数据
表6 加速老化试验数据
1.3 耐候指数计算
GB/T 4171-2008标准中提供了低合金钢耐大气腐蚀性能评价指南（资料性附录D）。 为了便于应用，何提出了基于化学成分计算耐候指数的计算公式，即：
ASTM相关标准中，在定义钢材具有良好的耐大气腐蚀性能时钢材的耐候性能，要求按上式计算的耐候指数不应低于6.0。
对于中国标准GB/T 4171-2008、美国耐大气腐蚀结构钢标准（ASTM A588/A588M-15）和ASTM A606/A606M、日本耐候结构钢标准（JIS G3114-2008、JIS G7102-2000、JIS G3125 — 2004）、俄罗斯高强度轧钢（Г-89）、德国、英国、法国耐大气腐蚀结构钢技术条件等国外材料标准比较由化学成分规定值计算得出的耐候指数。 结果表明，按中国、美国、日本、锦西钢厂内控标准计算的耐腐蚀指数均在6.0以上，满足耐候钢的要求。 按俄罗斯和德国、英国、法国耐候钢材料标准计算的耐候指数为4.81～5.13。
对于低合金结构钢（Q345-Q460）、优质碳素钢和碳素结构钢（如20号钢、Q235钢），无论是根据材料标准规定的化学成分计算还是根据实测成分计算在材料检验中，耐候性指标均在2.0以下，与钢材的耐大气腐蚀性能要求相差甚远，不能作为耐候钢使用。
根据耐候指数计算公式，相关元素中，Cu对耐蚀性贡献较大，其次是Ni、Cr、Si、P。从锦西钢厂H型钢实际产品的化学成分分析来看，内控标准化学成分可以看出，即使不考虑Nb对耐蚀性的贡献，Cu、Ni、Cr、Si、P的含量也已能达到耐候指标限值。 要求，具有双重保险效果。 宝钢供试的耐候耐火钢不含Cu、Ni、P等成分（或含有极少量），但主要依靠Nb的添加来提高耐腐蚀性能。 这些做法符合GB/T 4171-2008的规定，即为了进一步改善钢的性能，可以添加一种或多种微量合金元素。 若添加铌，其含量w(Nb)=0.015%～0.060%。
表7列出了目前国内耐候钢的腐蚀性能（腐蚀失重率）比较。
表7 耐候钢耐腐蚀性能试验数据对比
02
耐候H型钢力学性能、统计分析及设计强度值
2.1 轧制H型钢材料性能的不均匀性
钢板及型材的轧制成形过程表明，当热轧钢板及型材的厚度较小时，材料强度较高，塑性和冲击韧性也较好。 随着厚度的增加，其力学性能（如强度、伸长率、冲击吸收能等）下降。 因此，钢板和型材的力学性能在厚度组中单独规定。
热轧钢材的不同部位，由于轧制变形量不同，会产生不同的力学性能。 普通工字钢轧机只有两个水平轧辊（图1）。 辊压成型时，腹板所受的压力大于翼缘，而翼缘所受的压力与其内侧的坡度有关。 由于压力不同，形成结构差异，材料性能随之不同，使得腹板比翼缘更坚固。
图1 工字钢卷
H型钢与普通工字钢的不同之处在于，不仅翼缘加宽，而且翼缘内侧没有坡度。 它采用两个水平辊和两个垂直辊同时辊压成型（图2），翼缘和腹板均直接受压。 由于型材各部位（翼缘、腹板、交界处等）的厚度、轧制变形和冷却条件的不同，翼缘和腹板的材料性能会有所不同，翼缘宽度和腹板边缘高度也会不同。有所不同。 零件之间也存在差异。 不同的成型工艺、不同的取样位置和测试方法也会产生一些材料数据的差异和变化模式。
图2 H型钢托辊
相关研究给出了HN200×200×8×12钢各部位屈服强度的测试结果，并以曲线的形式表示（图3）。 法兰的屈服强度值呈W形变化。 法兰边缘的屈服强度最高。 翼缘中部与腹板相交处的强度也较高。 凸缘边缘的强度为向内宽度的1/3。 是最低的。 这种情况下，腹板力学性能变化很小，腹板与翼缘相交处强度较高，中间稍低，这可能与型钢高度较小有关。 由于翼缘和腹板各部分的轧制压下量和冷却速度比较接近，因此性能变化并不明显。
a——实测值； b——简化值。
图3 轧制H型钢屈服强度分布不均匀 MPa
相关研究中还测量了H600×200×11×17型钢各部位的力学性能，屈服强度变化曲线如图4所示。
a—H600×200×11×17（Q345B）；
b—H600×200×11×17（HSW耐候钢）。
图4 轧制H型钢屈服强度分布不均匀 MPa
本次对锦西钢厂生产的两种H型钢截面各部位的力学性能进行了测试。 根据试验数据绘制H型钢的屈服强度变化曲线，如图5所示。
a—HM588×300×12×20； b—HN700×300×13×24。
图5 锦西耐候H型钢屈服强度非均匀分布 MPa
上述三组试验数据表明钢材的耐候性能，由于轧制和冷却工艺的影响，热轧H型钢截面内屈服强度分布不均匀，腹板强度普遍高于腹板强度。法兰。 对于腹板来说，中间的强度值最高，从中间到翼缘与腹板交线处强度值逐渐减小。 对于翼缘，外侧的强度较高，向翼缘中部（翼缘与腹板的相交处）强度降低。
由于厚度不同，翼缘和腹板的机械性能也会有所不同。 Young 得到的结果是翼缘的屈服强度在腹板屈服点的 76% 到 98% 之间变化。 Aly等在分析宽翼缘工字钢统计参数时，取翼缘屈服强度为腹板的0.95。 对H450×200×9×14钢的相关研究表明，翼缘的平均屈服强度约为腹板的90%。
2.2 考虑热轧H型钢材料性能不均匀影响的弹塑性有限元分析
从实际测量数据来看，热轧H型钢普遍存在材料性能的不均匀性。 为了研究不平整度对H型钢构件承载力的影响，采用弹塑性有限元分析方法计算H型钢梁的弯曲承载力。 力量。 根据试验获得的各测点的力学性能数据，根据相邻测点的线性变化确定各测点之间的材料性能。
选取本次试验数据进行有限元计算，并与截面强度分布均匀的H型钢（截面强度统一取翼缘延伸宽度1/3处的强度）进行比较。 图6、图7所示为Q345耐候H型钢各测点位置及强度。 由于试验数据量小、分散性大，考虑到相关文献提到D点（翼缘与腹板相交处）的强度值下降较多，还注意到强度试验值变化范围在一些文献中是比较大的。 大，出于安全考虑，D点强度值在现有测试值的基础上适当减小（5%~9%），见图6和图7（括号内为测试值）。
a——截面内屈服强度分布不同； b——截面内的屈服强度相同。
图6 型钢HM588×300×12×20的强度分布MPa
a——截面内屈服强度分布不同； b——截面内的屈服强度相同。
图7 型钢HN700×300×13×24的强度分布MPa
表8、表9列出了Q345耐候H型钢各部位的力学性能。 屈服强度(fy)和拉伸强度(fu)是实验测量值。 弹性应变（εy）由钢材的屈服强度和弹性模量（取E=2.05×105 MPa计算）统一确定。 εst 是屈服平台截面应变。 此后，钢材进入应变强化阶段。 当达到极限应变εu时，试件产生局部颈缩并断裂。 在具有不均匀特性的部件截面中，应变值在应力重新分布中起着重要作用。 表8和表9中的应变值是参考文献确定的。 这些数据是根据不同强度的建筑钢材的拉伸曲线统计分析得到的。
表×300×12×20型钢梁材料参数
表×300×13×24型钢梁材料参数
简支梁受力图如图8所示，有限元模型如图9所示。该简支梁跨度为6 m，在1/3跨度处施加荷载P的集中力和 2/3 跨度。 梁采用壳单元进行模拟，梁截面按图9建立，各单元材料属性按表8、表9设置。
图8 简支梁简单受力图
图9 简支梁有限元模型
作用在简支梁跨中的集中力P根据荷载的大小逐步增大。 有限元计算完成后，提取跨中型梁下翼缘中心节点各荷载步的竖向位移，绘制荷载-位移曲线，见图10、图11。从图中可以看出，当处于弹性阶段时，两条曲线是重合的。 当集中载荷施加到1100 kN时，进入应变硬化阶段，不同截面屈服强度分布试件的挠度为23 mm，大于同强度试件（挠度16 mm） ）。 当集中荷载施加到1 200 kN时，HN700×300×13×24试件的荷载-位移曲线出现拐点，表明此时跨中截面已经屈服，进入应变硬化阶段，并制作了具有不同横截面强度分布的样本。 挠度为33mm，大于均匀强度试件（26mm）。
图10 HM588×300×12×20受弯构件荷载-位移曲线
图11 HN700×300×13×24受弯构件荷载-位移曲线
对比两种不同强度分布试件的载荷-位移曲线可知，在初始硬化阶段，当位移相同时，相同截面强度的试件比不同截面强度的试件能承受稍大的载荷。截面强度分布。 造成这种情况的主要原因是不同截面强度分布的试件，翼缘与腹腹相交处的强度较低，该处法向应力和剪应力较大。 但曲线总体变化趋势与截面强度一致。 相同的标本。
拉杆和压杆的计算模型如图12所示。拉杆高度为6 m。 在杆的顶部施加一个带有载荷 P 的集中力，以约束杆顶部的水平位移和底部的水平和垂直位移。 这用于分析杆的拉伸强度和压缩强度。 稳定性分析。
a——横拉杆； b——压力杆。
图12 拉杆和压杆几何模型
对于H型钢拉杆，顶部施加的集中载荷P逐步增大。 有限元计算完成后，提取杆件顶部中心节点各荷载步的竖向位移，绘制荷载-位移曲线，见图13、图14。从图中可以看出，当施加集中载荷至6 650 kN，HN588×300×12×20试件的载荷-位移曲线出现拐点，表明此时拉杆截面已屈服。 当集中载荷施加到7 200 kN时，HM700×300×13×24试件的载荷-位移曲线出现拐点，表明此时拉杆全截面已经屈服。
图13 HM588×300×12×20横拉杆载荷-位移曲线
图14 HN700×300×13×24横拉杆载荷-位移曲线
对比两个不同强度分布试件的载荷-位移曲线可以看出，不同截面强度分布的试件在加载初期会产生较大的变形，这主要是由于截面中部刚度较小所致。会员网，但这种情况对曲线的整体走势没有影响。
对于H型钢压杆，在其高度的1/2处在水平面内施加6 mm的位移作为压杆的初始几何缺陷（L/1 000，L为杆的长度），然后释放压杆顶部的垂直位移。 ，并在其顶部施加逐步增大的集中载荷 P。 有限元计算完成后，提取构件1/2高度处受压翼缘中心节点各荷载步的横向位移，并做出荷载-位移曲线，见图15、图16。从图中可以看出，当集中荷载施加到6600 kN时，HN588×300×12×20试件的荷载-位移曲线出现拐点，表明构件受压翼缘已经屈服，构件已经失去了力量。 稳定的。 当集中荷载施加到7 150 kN时，HM700×300×13×24试件的荷载-位移曲线出现拐点，表明构件受压翼缘已屈服，构件已变得失稳。
图15 HM588×300×12×20压力bar的载荷-位移曲线
图16 HN700×300×13×24压杆载荷-位移曲线
对比两个不同强度分布试件的载荷-位移曲线可以看出，在杆件失稳之前且位移相同的情况下，相同截面强度的试件比不同强度分布的试件能承受更大的载荷。横截面强度分布。 造成这种情况的主要原因是压杆的初始缺陷使其在轴压作用下处于弯曲状态，翼缘与腹板交接处不同截面强度分布的试件屈服强度较低，这里的法向应力和剪应力都比较大，降低了杆部的承载能力。 然而，杆进入塑性阶段后，其应力将重新分布。 此时，强度较高的零件将承受较大的载荷，从而提高截面的整体承载能力。 这样，不同截面强度分布的两个试件的稳定承载力将基本相同。
对比分析弯曲构件和轴力构件的计算结果（表10），可以得出以下结论：
1）截面内不同屈服强度分布的试件实测计算出的平均强度值略大于翼缘1/3处的强度值（即假设截面内强度相同，则确定该值）按材料检验标准）。
2）截面内不同屈服强度值的受弯构件在弹性阶段的跨中挠度相同，屈服载荷与极限载荷非常接近。 两种强度取值方法对受弯构件的承载力和刚度影响较小。
3）截面内不同屈服强度值的轴心受拉构件的屈服载荷、极限载荷和拉伸变形均相同。 两种强度取值方法均不影响轴心受拉构件的承载力和刚度。
4）截面内不同屈服强度的轴压构件失稳载荷相同，失稳时构件的横向位移也比较接近。 两种强度取值方法对轴压构件的稳定承载力和刚度影响较小。
综上所述，对于不同截面强度分布的H型钢，可以用A点（即翼缘宽度的1/3）的屈服强度来代表全截面的整体强度。
表10 承载力与变形计算比较（钢）
注：表中平均强度由同截面ΣfiAi/ΣAi计算得出，其中fi为实际测量值，其余为根据相邻测量值线性插值计算得到的值。
2.3 轧制H型钢的设计强度
GB 50017-2003《钢结构设计规范》修订过程中，对热轧H型钢、沟槽角钢、焊接H型钢、焊接箱型钢的翼缘板、腹板厚度、截面高度和宽度钢进行了审查。 测量和分析。 根据型钢几何尺寸的实测数据，热轧型钢与普通轧制钢板相同，成品基本采用负公差轧制。 少数型钢产品甚至达不到GB/T 11263-2005《热轧H型钢和剖分T型钢》要求的尺寸偏差，已属不合格产品。 热轧H型钢翼缘厚度、腹板厚度、型钢高度、翼缘宽度测量数据的直方图如图17～图21所示。
图17 热轧H型钢翼缘厚度（6mm
