開孔Q460高強(qiáng)鋼板在低周疲勞加載下的力學(xué)性能試驗(yàn)研究

李海鋒，曹寶安，羅文偉

(1.華僑大學(xué) 土木工程學(xué)院，福建 廈門 361021；2.福建省智慧基礎(chǔ)設(shè)施與監(jiān)測(cè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福建 廈門 361021)

傳統(tǒng)混凝土結(jié)構(gòu)自重大、建筑垃圾多、材料重復(fù)利用率低等不足日益暴露，鋼結(jié)構(gòu)發(fā)展受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的更多關(guān)注。高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)工程可以縮減構(gòu)件尺寸，減少鋼材用量，從而減小結(jié)構(gòu)自重和地震反應(yīng)，越來(lái)越多地應(yīng)用于橋梁和高層建筑。在鋼結(jié)構(gòu)的應(yīng)用中，螺栓連接作為一種有效且通用的連接技術(shù)，被視為替代焊接產(chǎn)品的良好選擇，因此鋼板開孔在鋼結(jié)構(gòu)中是一個(gè)不可避免的問題。螺栓連接的優(yōu)點(diǎn)是可以多次拆卸和重新組裝。然而，在螺栓連接中鋼板的開孔部位應(yīng)力集中嚴(yán)重，在交變荷載下易發(fā)生脆性斷裂[1-2]，造成突發(fā)性災(zāi)難事故。

國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者對(duì)開孔鋼材試件的受力性能進(jìn)行了研究。周超等[3-4]對(duì)開孔鋼板進(jìn)行拉伸試驗(yàn)和有限元模型研究，探討了開孔鋼板的孔徑大小、開孔數(shù)量以及開孔間距對(duì)鋼板抗拉承載力的影響，并建立了用于計(jì)算開孔鋼板抗拉剛度的經(jīng)驗(yàn)公式。謝彩霞等[5]對(duì)33個(gè)開孔Q235試件進(jìn)行了單調(diào)拉伸和循環(huán)拉伸加載，主要探討了不同加載模式下Q235鋼板的破壞機(jī)理、延性特征和滯回性能。龔晨等[6]對(duì)開孔鋼板屈曲約束支撐進(jìn)行試驗(yàn)研究，分別探討了開孔段截面與未開孔區(qū)域截面面積比、開孔段長(zhǎng)寬比、孔區(qū)間長(zhǎng)度與開孔寬度比對(duì)該類型支撐的材料性能和穩(wěn)定性的影響規(guī)律。Devi等[7]對(duì)未開孔和開孔的冷彎型鋼空心截面構(gòu)件的抗扭轉(zhuǎn)性能進(jìn)行了試驗(yàn)和模擬研究，并提出相應(yīng)設(shè)計(jì)公式。結(jié)果表明開孔數(shù)量和孔徑尺寸對(duì)構(gòu)件抗扭能力有不利影響，開孔位置對(duì)構(gòu)件抗扭轉(zhuǎn)能力影響不大。Gusella等[8]研究了單調(diào)與循環(huán)荷載下多孔冷彎支撐系統(tǒng)對(duì)角線的軸向響應(yīng)。研究表明沿著構(gòu)件軸線的開孔數(shù)量和孔徑的增加有利于開孔CFS構(gòu)件延展性的發(fā)展。

此外，部分學(xué)者對(duì)螺栓連接及其開孔部件的疲勞性能進(jìn)行了研究探討。Saranik等[9]對(duì)螺栓連接的懸臂梁進(jìn)行試驗(yàn)研究，并建立了預(yù)測(cè)其低周疲勞壽命的模型。在反復(fù)擰緊的情況下，螺栓松開，連接板之間發(fā)生微滑動(dòng)，應(yīng)力重新分布和疲勞損傷逐漸發(fā)生。Wang等[10-11]研究了螺栓連接的孔形成方法以及螺栓預(yù)緊力對(duì)部件疲勞壽命的影響，并且建立了有效的分析模型。Juoksukangas等[12]研究了螺栓預(yù)緊力和循環(huán)荷載對(duì)試件疲勞壽命的影響。研究表明，微動(dòng)磨損顯著降低了螺栓連接的疲勞壽命。楊勇[13]、季小蓮[14-15]等對(duì)開孔鋼板剪力連接件進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)分析，研究開孔鋼板剪力連接件在抗剪時(shí)的破壞形態(tài)以及各因素的作用機(jī)理，為開孔抗剪板在建筑領(lǐng)域的推廣應(yīng)用提供理論支持。

以上研究主要集中在對(duì)普通鋼采用螺栓連接后試件的疲勞性能。與低屈服點(diǎn)鋼相比[16]，高強(qiáng)鋼能提供更為可靠的承載力和疲勞性能。隨著鋼材冶煉、加工以及相應(yīng)焊接和連接技術(shù)的日益成熟，研究人員將目光聚焦于強(qiáng)度更高、塑性和斷裂韌性更好、具有良好的疲勞性能的高強(qiáng)度鋼材。Shi等[17-18]對(duì)中國(guó)常用的高強(qiáng)鋼材料力學(xué)性能進(jìn)行研究，并提出單調(diào)加載下高強(qiáng)鋼的本構(gòu)模型。Guo等[19]對(duì)Q460和Q690開孔高強(qiáng)度鋼材性試件的疲勞性能進(jìn)行試驗(yàn)研究。研究表明鋼材強(qiáng)度、疲勞循環(huán)次數(shù)和連接方式對(duì)材性試件的疲勞性能有較大影響。Jiménez-Pe?a等[20]對(duì)開孔S500MC鋼板狀試件進(jìn)行了拉伸疲勞試驗(yàn)。結(jié)果表明，當(dāng)螺栓的預(yù)緊力較高時(shí)，試件的微動(dòng)疲勞降低。H?m?l?inen等[21]研究了S355和高強(qiáng)鋼S960QC雙搭接接頭的疲勞性能，解釋了不同材料在微動(dòng)疲勞方面的顯著差異。Najafi等[22]對(duì)高溫下腹板開口的鋼梁進(jìn)行數(shù)值模擬分析，研究了開孔形狀、尺寸、位置和負(fù)載比對(duì)構(gòu)件的影響，得到軸向約束水平和橫截面溫度分布曲線，確定了軸向約束多孔鋼梁在耐火設(shè)計(jì)中應(yīng)注意的關(guān)鍵因素。Yuan等[23]對(duì)腹板帶圓孔的冷彎型鋼通道截面的變形屈曲性能進(jìn)行數(shù)值分析研究。結(jié)果表明腹板帶圓孔的PCFS通道截面梁的畸變屈曲矩隨圓孔尺寸的增大而減小，而半波長(zhǎng)則有相反的表現(xiàn)。Yu等[24]在Yuan的研究基礎(chǔ)上進(jìn)行擴(kuò)展研究，評(píng)估了開孔對(duì)臨界應(yīng)力的影響，建立了預(yù)測(cè)變形屈曲臨界應(yīng)力的新模型。

在高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)工程中，螺栓連接部位的鋼材經(jīng)歷往復(fù)疲勞荷載，裂縫產(chǎn)生并發(fā)展，易發(fā)生剪切破壞，此類破壞現(xiàn)象需引起研究人員的注意。作者所在課題組在模擬地震作用下高強(qiáng)鋼墩柱受力性能相關(guān)研究時(shí)，發(fā)現(xiàn)反復(fù)加載下高強(qiáng)鋼柱壁板螺栓孔洞剪切開裂，螺栓孔附近鋼板錯(cuò)位剪斷螺桿，裂縫延展至試件角部，導(dǎo)致試件破壞，如圖1所示。因此，為明晰地震工程中Q460高強(qiáng)鋼及其螺栓連接區(qū)域鋼板的受力性能，需要針對(duì)開孔Q460高強(qiáng)鋼材進(jìn)行反復(fù)加載材性試驗(yàn)研究，然而目前關(guān)于此類研究較少。因此，為探究單調(diào)拉伸與反復(fù)加載下開孔Q460高強(qiáng)鋼的材料力學(xué)性能，作者開展了以下工作：1）設(shè)計(jì)了33個(gè)開孔Q460高強(qiáng)鋼板狀材性試件，開展了單調(diào)與反復(fù)拉伸下高強(qiáng)鋼材性試件的試驗(yàn)測(cè)試工作，分析了開孔Q460高強(qiáng)鋼試件的破壞特征、應(yīng)力-應(yīng)變曲線及其骨架曲線、耗能能力。2）對(duì)反復(fù)加載下開孔Q460高強(qiáng)鋼的力學(xué)性能進(jìn)行參數(shù)分析，獲得主要變化參數(shù)對(duì)Q460高強(qiáng)鋼力學(xué)性能的影響規(guī)律，為Q460高強(qiáng)鋼在抗震工程中的應(yīng)用提供參考依據(jù)。3）建立開孔Q460高強(qiáng)鋼材性試件的精細(xì)有限元模型，與試驗(yàn)結(jié)果擬合分析，驗(yàn)證有限元模型的可靠性。

圖1 反復(fù)加載下高強(qiáng)圓鋼柱壁板螺栓孔開裂Fig.1 Cracking of bolt holes in wall plate under repeated loading

1 試 驗(yàn)

試驗(yàn)所采用的Q460高強(qiáng)鋼材由中國(guó)鞍山鋼鐵集團(tuán)公司提供，鋼材的化學(xué)成分如表1所示，滿足《低合金鋼強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》（GB/T1951—2018）[25]的要求。根據(jù)中國(guó)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）[26]試驗(yàn)設(shè)計(jì)了厚度為6 mm和12 mm的開孔Q460高強(qiáng)鋼板狀材性試件，材性試件的夾持端長(zhǎng)度為60 mm、寬為30 mm；弧形過(guò)渡段半徑R為60 mm；平行段長(zhǎng)度Lc為52 mm、寬為15 mm；圓孔孔徑為2 mm，孔間距為6 mm[3,5]。材性試件的基本尺寸及布孔方式如圖2所示。材性試件采用電火花線切割技術(shù)進(jìn)行加工，加工精度控制在0.05 mm內(nèi)。根據(jù)試件厚度、開孔數(shù)量及加載模式對(duì)材性試件進(jìn)行編號(hào)，設(shè)計(jì)參數(shù)詳見表2。表2中，羅馬數(shù)字Ⅰ表示6 mm厚Q460高強(qiáng)鋼材性試件，Ⅱ表示12 mm厚材性試件；英文字母代表布孔方式：字母A代表未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件，字母B代表圓孔數(shù)為1的開孔試件，字母C代表沿試件長(zhǎng)度中軸分布兩個(gè)圓孔的開孔試件，字母D代表沿試件長(zhǎng)度中軸分布3個(gè)圓孔的開孔試件；試件編號(hào)末尾數(shù)字代表對(duì)應(yīng)的加載模式。

表1 Q460高強(qiáng)鋼化學(xué)成分Tab. 1 Chemical composition table of high-strength steel%

表2 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab. 2 Parameters design

圖2 試件設(shè)計(jì)Fig.2 Design of specimens

本次試驗(yàn)采用華僑大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的CMT5105電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，試驗(yàn)加載裝置見圖3。采用拉壓引伸計(jì)測(cè)量試件的應(yīng)變，引伸計(jì)的標(biāo)距為50 mm，取原始標(biāo)距L0為50 mm；引伸計(jì)的拉、壓量程均為30%。試驗(yàn)設(shè)計(jì)9種加載制度，包括單向拉伸和反復(fù)拉伸加載模式，加載速度為0.6 mm/min[5,27]，見圖4。

圖3 加載裝置示意圖Fig.3 Diagram of loading device

圖4 加載模式示意圖Fig.4 Diagram of loading patterns

2 結(jié)果及討論

2.1 破壞特征

對(duì)于不同厚度的開孔Q460高強(qiáng)鋼材性試件，斷裂位置發(fā)生在受拉區(qū)中部，斷口處形成不同斷裂形狀，破壞模式有明顯的差異。在反復(fù)荷載作用下，6 mm厚材性試件開孔位置應(yīng)力集中明顯，疲勞效應(yīng)累積后裂縫在開孔位置產(chǎn)生，并沿橫向延伸和發(fā)展，斷口截面與試件橫截面呈45°夾角，斷口發(fā)生輕微頸縮現(xiàn)象，裂縫截面較整齊；裂縫的產(chǎn)生機(jī)理為材性試件所用鋼材是通過(guò)反復(fù)軋制，采用電火花切割技術(shù)垂直軋制方向切割制成的，鋼材內(nèi)部有分層現(xiàn)象，加載設(shè)備通過(guò)夾具夾緊試件的兩個(gè)表面，在反復(fù)拉伸荷載作用下，試件平行段截面受到的拉應(yīng)力并不均衡，內(nèi)部不同分層的拉應(yīng)力大小不同，因此開裂位置和時(shí)刻產(chǎn)生差異，導(dǎo)致試件在破壞后形成斜裂縫，角度近45°，如圖5所示；12 mm厚試件的斷裂截面沿試件橫截面呈鋸齒形，斷后試件交錯(cuò)相嵌，如圖6所示。

圖5 6 mm厚材性試件破壞模式Fig.5 Failure mode of 6 mm thick specimens

圖6 12 mm厚材性試件破壞模式Fig.6 Failure mode of 12 mm thick specimens

開孔材性試件在反復(fù)荷載作用下發(fā)生疲勞斷裂時(shí)，沿試件長(zhǎng)度方向，破壞截面發(fā)生頸縮現(xiàn)象，而孔洞兩側(cè)產(chǎn)生鼓曲，試件整體變形呈馬鞍狀，如圖7所示。對(duì)于多孔試件，未產(chǎn)生裂縫的圓孔變形較小，斷口所在圓孔沿試件縱長(zhǎng)變形明顯，其斷后長(zhǎng)度約為前者的2.0～2.5倍，如圖8所示。

圖7 多孔試件破壞部位鼓曲圖Fig.7 Bulging diagram of porous specimens

圖8 圓孔變形尺寸Fig.8 Deformation of specimens’ openings

2.2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

為研究開孔Q460高強(qiáng)鋼材性試件的設(shè)計(jì)尺寸、開孔數(shù)量及加載模式等因素對(duì)試件的影響規(guī)律，提取材性試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析。文中應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖的橫軸ε為引伸計(jì)測(cè)得的測(cè)量區(qū)平均應(yīng)變，即數(shù)據(jù)采集時(shí)間點(diǎn)的測(cè)量區(qū)伸長(zhǎng)量與原標(biāo)距長(zhǎng)度的比值；縱軸 σ為試件的橫截面平均應(yīng)力，即試驗(yàn)加載過(guò)程中任一數(shù)據(jù)采集時(shí)間點(diǎn)的力與試件原始橫截面積的比值。

提取材性試件在單調(diào)及反復(fù)加載后的試驗(yàn)結(jié)果，如表3所示。表3中，fy、fu分別為鋼材的屈服應(yīng)力和最大拉應(yīng)力，E為試件的彈性模量，εu為最大拉應(yīng)力fu對(duì)應(yīng)的拉應(yīng)變，ε為抗拉強(qiáng)度下降15%時(shí)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，fy/fu為屈強(qiáng)比，Em為試件荷載-變形曲線的包絡(luò)面積，δ為斷后伸長(zhǎng)率。

表3 試驗(yàn)結(jié)果Tab. 3 Experimental results

2.2.1 試件尺寸的影響

提取厚度為6 mm和12 mm的材性試件在加載模式NM1下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖進(jìn)行分析，如圖9所示。由圖9和表3可知，不同厚度試件的極限抗拉強(qiáng)度存在較大差別。在相同加載模式NM1下，當(dāng)Ⅰ、Ⅱ兩組材性試件的開孔數(shù)量及位置均相同時(shí)，Ⅱ組材性試件的抗拉強(qiáng)度f(wàn)u及斷后伸長(zhǎng)率δ均明顯高于Ⅰ組。試驗(yàn)結(jié)果表明，材性試件厚度對(duì)鋼材抗拉強(qiáng)度和鋼材延性影響顯著；增大試件厚度有利于提高材性試件的抗拉強(qiáng)度、延性及耗能能力。

圖9 試件厚度對(duì)試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響Fig.9 Influence of specimen thickness on stress-strain curves

2.2.2 開孔數(shù)量的影響

提取加載制度NM1下Ⅰ、Ⅱ兩組材性試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖進(jìn)行分析，如圖10所示。由圖10可知，對(duì)于未開孔試件Ⅰ-A-1和Ⅱ-A-1，加載過(guò)程經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段、強(qiáng)化階段和頸縮階段，應(yīng)力-應(yīng)變曲線具有明顯的屈服平臺(tái)；而開孔試件則無(wú)明顯的屈服階段和頸縮階段。未開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線飽滿，包絡(luò)面積遠(yuǎn)大于開孔試件，表明鋼材開孔降低了鋼材的延性，不利于鋼材塑性階段的發(fā)展，影響了鋼材的耗能能力。對(duì)于開孔試件Ⅰ組：Ⅰ-B-1、Ⅰ-C-1、Ⅰ-D-1和Ⅱ組：Ⅱ-B-1、Ⅱ-C-1、Ⅱ-D-1，抗拉強(qiáng)度相差較小，而試件延性隨開孔數(shù)量的增加而增大。表明沿著試件軸線的開孔數(shù)量的增加有利于開孔Q460高強(qiáng)鋼材性試件延展性的發(fā)展。

圖10 開孔數(shù)量對(duì)試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響Fig.10 Influence of the openings number on stress-strain curves

2.2.3 加載模式的影響

提取Ⅱ-A組和Ⅱ-B組材性試件在不同加載模式下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖進(jìn)行分析，如圖11所示。由圖11可知，加載循環(huán)圈數(shù)對(duì)材性試件抗拉強(qiáng)度的影響較小，在不同加載模式下，試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線飽滿，均表現(xiàn)出良好的延性和耗能能力。與單向拉伸相比，低周疲勞荷載有利于增大材性試件的延性性能，表明加載模式對(duì)材性試件的延性有較大影響，但隨著荷載循環(huán)圈數(shù)的增加，試件的延性性能減小。

圖11 加載模式對(duì)試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響Fig.11 Influence of loading patterns on stress-strain curves

2.3 骨架曲線

提取不同試件厚度的開孔Q460高強(qiáng)鋼C組材性試件的骨架曲線圖，見圖12（a）。由圖12（a）可知：在加載初期，6 mm厚開孔試件的延性明顯強(qiáng)于12 mm厚材性試件；在拉伸加載后期階段，6 mm厚開孔材性試件的骨架曲線惡化明顯，延性顯著低于12 mm厚材性試件，且強(qiáng)度退化嚴(yán)重。表明材性試件厚度對(duì)高強(qiáng)鋼材性試件的骨架曲線影響較大，在加載前期，厚度較小的試件表現(xiàn)出較好的延性；在加載后期階段，厚度較大的材性試件表現(xiàn)出更好的強(qiáng)度和延性。

圖12 材性試件的骨架曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of skeleton curves

提取加載模式NM8下不同開孔數(shù)量的Q460高強(qiáng)鋼材性試件的骨架曲線圖，如圖12（b）所示。由圖12（b）可知，在低周循環(huán)拉伸加載前期，材性試件的骨架曲線差異較小。在加載后期，材性試件Ⅰ-C-8和Ⅰ-D-8的延性明顯強(qiáng)于試件Ⅰ-B-8，試件Ⅰ-C-8強(qiáng)度下降較快，曲線惡化現(xiàn)象明顯。表明開孔數(shù)量對(duì)厚度較小的材性試件的強(qiáng)度影響較小，但對(duì)試件延性影響較大；且偶數(shù)孔材性試件的變形在兩孔處均有發(fā)生，有利于提升試件的延性，但在加載后期偶數(shù)孔試件的強(qiáng)度下降明顯。

提取12 mm厚存在2個(gè)圓孔的Q460高強(qiáng)鋼材性試件在不同加載模式下的骨架曲線圖，見12（c）。由圖12（c）可知，在低周循環(huán)拉伸加載前期，開孔材性試件Ⅱ-C-9的強(qiáng)度明顯高于試件Ⅱ-C-7和Ⅱ-C-8；在加載后期階段，材性試件Ⅱ-C-9在疲勞荷載作用下，其強(qiáng)度、剛度和延性受加載圈數(shù)的影響而減小。表明加載模式對(duì)材性試件的影響貫穿試件的整個(gè)循環(huán)加載階段。在低周循環(huán)拉伸加載前期，加載圈數(shù)多的試件具有更好的強(qiáng)度和剛度；在加載后期階段，由于疲勞效應(yīng)累計(jì)，加載圈數(shù)較少的材性試件表現(xiàn)出較好的強(qiáng)度、剛度和延性。

2.4 耗能能力

采用材性試件低周反復(fù)拉伸作用過(guò)程中的滯回能量E（J）來(lái)定量分析試件的耗能能力。本節(jié)主要討論材性試件的設(shè)計(jì)尺寸、開孔數(shù)量和加載模式對(duì)Q460高強(qiáng)鋼耗能能力的影響規(guī)律。

選取加載制度NM1作用下不同厚度的開孔材性試件B-1組、C-1組、D-1組的滯回能量圖進(jìn)行對(duì)比分析，如圖13（a）所示。由圖13（a）和表3可知：當(dāng)材性試件的布孔方式和加載模式相同時(shí)，12 mm厚試件的滯回能量均大于6 mm厚材性試件。表明材性試件的設(shè)計(jì)尺寸對(duì)鋼材的耗能能力有較大影響，設(shè)計(jì)厚度大的材性試件比厚度小的試件具有更優(yōu)良的耗能能力。

選取加載制度NM1作用下不同開孔數(shù)量的材性試件的滯回能量圖進(jìn)行分析，如圖13（b）所示。由圖13（b）和表3可知：隨著開孔數(shù)量的增加，材性試件的耗能能力呈階梯式下降，且耗能能力的減小值在厚度為12 mm的材性試件中表現(xiàn)得更明顯。表明開孔會(huì)嚴(yán)重影響高強(qiáng)鋼材的耗能能力，且隨著開孔數(shù)量的增加，試件的耗能能力逐漸降低；隨著材性試件厚度增加，耗能能力的降低趨勢(shì)尤為明顯。

選取存在3圓孔且厚度為12 mm的Q460高強(qiáng)鋼材性試件在不同加載模式下的滯回能量圖進(jìn)行分析，見13（c）。由圖13（c）和表3可知：隨著低周循環(huán)拉伸圈數(shù)的增加，材性試件的耗能能力逐漸提高；而試件Ⅱ-D-6和試件Ⅱ-D-7的耗能能力接近，是由于加載模式NM6和NM7拉伸圈數(shù)相差較小。表明低周反復(fù)加載能較好發(fā)揮Q460高強(qiáng)鋼材的耗能能力，且材性試件的耗能能力隨循環(huán)加載次數(shù)的增加而提高；當(dāng)循環(huán)加載次數(shù)相差較大時(shí)，耗能能力的提升更明顯。

圖13 材性試件的滯回能量對(duì)比Fig.13 Comparison of hysteresis energy

3 有限元模型驗(yàn)證

3.1 有限元模型構(gòu)建

根據(jù)開孔Q460高強(qiáng)鋼材性試件的設(shè)計(jì)參數(shù)，采用ANSYS程序，建立材性試件的有限元模型，如圖14（a）所示。有限元模型采用8節(jié)點(diǎn)的六面體實(shí)體單元SOLID185，使用2 mm的單元大小作為控制參數(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型的單元網(wǎng)格近似正方形。有限元模型的彈性模量根據(jù)Q460的本構(gòu)模型取值，取E=2.05×105MPa；泊松比取μ=0.3；質(zhì)量密度取ρ=7.824×103kg/m3[28]。上端夾持段施加與試驗(yàn)加載應(yīng)變相對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)位移，下端夾持段設(shè)置固結(jié)約束。選用多線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型KINH，并參照開孔材性試件實(shí)測(cè)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，定義有限元模型中Q460高強(qiáng)鋼材的本構(gòu)關(guān)系，如圖14（b）所示。

圖14 有限元模型構(gòu)建圖Fig.14 Finite element model

3.2 有限元模型施荷驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，提取材性試件Ⅰ-B-7、Ⅱ-D-9與有限元模擬試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對(duì)比分析，見圖15。由圖15可知，有限元模擬曲線和試驗(yàn)曲線的強(qiáng)度、剛度、包絡(luò)面積等吻合較好。表明本文所建立的有限元模型可以準(zhǔn)確模擬Q460高強(qiáng)鋼材性試件的變形特征，有限元模型計(jì)算精度較高。

圖15 模擬試件與試驗(yàn)試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.15 Comparison of stress-strain curves between test and simulation

4 結(jié) 論

為探討地震工程中螺栓開孔對(duì)Q460高強(qiáng)鋼受力性能的影響，本文開展了低周循環(huán)拉伸作用下開孔材性試件的試驗(yàn)研究，在此基礎(chǔ)上對(duì)低周疲勞荷載下開孔高強(qiáng)鋼材料的力學(xué)性能進(jìn)行了參數(shù)分析。此外，建立了反復(fù)拉伸荷載下開孔材性試件的有限元模型，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。主要結(jié)論如下：

1）開孔對(duì)Q460高強(qiáng)鋼材的受力性能有顯著影響。鋼材開孔降低了高強(qiáng)鋼材的抗拉強(qiáng)度、剛度、延性和耗能能力，不利于鋼材塑性階段的發(fā)展。

2）在低周疲勞荷載下，開孔試件的破壞形態(tài)與未開孔試件差別較大，且隨厚度增加呈現(xiàn)兩種不同的端口形態(tài)。

3）增大材性試件設(shè)計(jì)厚度，能夠顯著提高試件的抗拉強(qiáng)度、延性和耗能能力。

4）開孔數(shù)量和布孔方式對(duì)Q460高強(qiáng)鋼材的延性和耗能能力影響顯著，對(duì)其抗拉強(qiáng)度影響較小。在試件受力方向，增加Q460高強(qiáng)鋼的開孔數(shù)量有利于鋼材延性的發(fā)展；但鋼材的耗能能力隨開孔數(shù)量的增加而降低。

5）加載模式對(duì)開孔Q460高強(qiáng)鋼的影響貫穿于整個(gè)循環(huán)加載階段，主要體現(xiàn)在對(duì)鋼材延性和耗能能力的影響。在低周疲勞荷載下，隨著荷載循環(huán)圈數(shù)的增加，Q460高強(qiáng)鋼的延性降低，耗能能力增加。