開孔Q460高強(qiáng)鋼在大應(yīng)變循環(huán)拉伸下的力學(xué)性能

羅文偉，李海鋒，2，曹寶安

（1.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，福建廈門 361021；2.華僑大學(xué)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）

相比傳統(tǒng)的混凝土建筑而言，鋼結(jié)構(gòu)建筑強(qiáng)度更高，抗震性能更好，便于工廠化制作和現(xiàn)場(chǎng)安裝，是中國(guó)21世紀(jì)的“綠色建筑”，也是未來(lái)建筑的發(fā)展方向.高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼材（指強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值不低于460 MPa的鋼材）在國(guó)內(nèi)外多個(gè)建筑和橋梁工程中得到了廣泛應(yīng)用［1］，中國(guó)的國(guó)家體育場(chǎng)“鳥巢”使用了約400 t的Q460高強(qiáng)鋼.國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)Q460高強(qiáng)鋼的力學(xué)性能進(jìn)行了大量的研究.孫飛飛等［2］以厚11、21 mm的Q460C鋼板為研究對(duì)象，結(jié)合鋼材反復(fù)加載的滯回曲線，提出了Q460高強(qiáng)鋼的應(yīng)力-應(yīng)變滯回模型.施剛等［3］對(duì)17個(gè)Q460D高強(qiáng)鋼試件進(jìn)行了循環(huán)加載，并基于Chaboche鋼材塑性本構(gòu)模型標(biāo)定了該類型高強(qiáng)鋼的循環(huán)加載本構(gòu)模型參數(shù)，為準(zhǔn)確分析Q460D高強(qiáng)鋼在地震作用下的受力性能提供了基本前提.戴國(guó)欣等［4］對(duì)比分析了Q345與Q460鋼材在循環(huán)加載下的力學(xué)性能，結(jié)果表明Q460鋼的滯回耗能能力不弱于Q345鋼.劉佳［5］對(duì)Q460鋼進(jìn)行了超低周疲勞狀態(tài)的本構(gòu)模擬及斷裂預(yù)測(cè)分析，結(jié)果表明VMX鋼材斷裂預(yù)測(cè)模型對(duì)Q460鋼和焊縫金屬的超低周疲勞延性斷裂預(yù)測(cè)具有良好的適用性.

在實(shí)際工程應(yīng)用中，鋼板的螺栓連接是極為常見(jiàn)的一種連接方式，因此鋼板的開孔是不可避免的.目前各國(guó)學(xué)者主要從孔徑、開孔位置和開孔數(shù)量對(duì)鋼板屈曲以及極限強(qiáng)度的影響進(jìn)行研究［6-8］.龔晨等［9］對(duì)開孔鋼板屈曲約束支撐進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分別探討了開孔截面面積比、開孔段長(zhǎng)寬比、孔區(qū)間長(zhǎng)度與開孔寬度比對(duì)該類型支撐力學(xué)性能和穩(wěn)定性的影響規(guī)律.周超等［10-11］對(duì)Q235開孔鋼板進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)和有限元模擬，分析了孔洞對(duì)鋼板抗拉承載力和抗拉剛度的影響機(jī)理.謝彩霞等［12］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制度下Q235鋼板的破壞機(jī)理、延性特征和滯回性能.楊勇等［13-15］對(duì)開孔鋼板剪力連接件進(jìn)行了試驗(yàn)分析，研究了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.

諸多研究表明，鋼板開孔會(huì)削弱鋼板自身性能，而目前有關(guān)高強(qiáng)鋼力學(xué)性能的研究主要集中于分析高強(qiáng)鋼板的滯回曲線和建立相應(yīng)的本構(gòu)模型，開孔高強(qiáng)鋼板在循環(huán)荷載作用下的力學(xué)性能還需進(jìn)一步研究.本文共設(shè)計(jì)了36個(gè)Q460高強(qiáng)鋼試件，并對(duì)其進(jìn)行單調(diào)拉伸及循環(huán)拉伸下的力學(xué)性能試驗(yàn)，以開孔數(shù)量、開孔位置和加載制度為主要影響因素，重點(diǎn)探討開孔Q460高強(qiáng)鋼試件的破壞特征、抗拉強(qiáng)度、應(yīng)力循環(huán)特征和耗能能力，以期為此類型開孔鋼板的工程實(shí)際應(yīng)用提供參考依據(jù).

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

所用Q460高強(qiáng)鋼由安鋼公司提供，其力學(xué)性能如表1所示，滿足GB/T 1591—2018《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》的要求.表1中fy、fu、A、Ecj分別為屈服應(yīng)力、極限抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率和沖擊功；C為試件冷彎性能，采用d/a表示，其中d為彎心直徑，a為試件厚度.試驗(yàn)共設(shè)計(jì)36根厚度為6 mm的Q460高強(qiáng)鋼試件，參照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗(yàn) 第1部分：室溫試驗(yàn)方法》，確定了試件的基本尺寸；按照開孔數(shù)量及開孔部位的不同（見(jiàn)圖1），將試件劃分為A～F共6組.按照加載制度的不同為各試件命名，如A-1試件為A組試件中采用NM 1加載制度進(jìn)行加載的試件.

表1 鋼材的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of steel

圖1 試件的尺寸及開孔示意圖Fig.1 Dimension and opening diagram of specimens（size：mm）

采用華僑大學(xué)結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室的CMT 5105電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，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L0為50 mm，引伸計(jì)的拉、壓量程均為25%.加載方式采用位移控制，加載速度為0.6 mm/min.在鋼材的材性試驗(yàn)中，通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可獲得材性試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，而當(dāng)試件的應(yīng)變?chǔ)胚_(dá)到最大應(yīng)變?chǔ)舖ax的50%及以上時(shí)，統(tǒng)稱此時(shí)試件的應(yīng)變?yōu)榇髴?yīng)變.為探究Q460高強(qiáng)鋼在大應(yīng)變下循環(huán)拉伸的力學(xué)性能，試驗(yàn)共制定6種加載制度（見(jiàn)圖2），分別為NM 1～NM 6.其中NM 1為單調(diào)拉伸加載.在各組試件的單調(diào)拉伸試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)現(xiàn)，各組試件均在其55%εmax附近達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度值.因此選用各組單調(diào)拉伸試件（A 1～F1）的最大應(yīng)變?chǔ)舖ax為基準(zhǔn)值，取55%εmax為初始循環(huán)點(diǎn).NM 2為重復(fù)拉伸加載，每次加載到該組試件的55%εmax后再減小到零，加載循環(huán)次數(shù)（n）為12，隨后直接加載至試件斷裂；NM 3～NM 6為分級(jí)重復(fù)拉伸加載，NM 3分級(jí)加載至該組試件的50.0%εmax、52.5%εmax、55.0%εmax和57.5%εmax后再減小到零，各級(jí)循環(huán)加載2次后在60.0%εmax處循環(huán)加載4次，隨后加載至試件斷裂；NM 4分級(jí)加載至該組試件的47.0%εmax、51.0%εmax、55.0%εmax和59.0%εmax后再減小到零，各級(jí)循環(huán)加載2次后在63.0%εmax處循環(huán)加載4次，隨后加載至試件斷裂；NM 5加載級(jí)數(shù)與NM 3保持一致，僅將NM 3各級(jí)的循環(huán)次數(shù)翻倍；NM 6加載級(jí)數(shù)與NM 4保持一致，僅將NM 4各級(jí)的循環(huán)次數(shù)翻倍.

圖2 加載制度示意圖Fig.2 Diagram of loading patterns

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

圖3給出了NM 1加載制度下試件典型破壞模式.結(jié)合圖3分析試件的試驗(yàn)現(xiàn)象：（1）隨著試件內(nèi)部細(xì)微裂縫的擴(kuò)展，未開孔的Q460高強(qiáng)鋼試件在最不利受力截面產(chǎn)生頸縮，在試件加載后期頸縮現(xiàn)象明顯且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，隨后試件的承載能力快速下降直至試件破壞.試件拉斷時(shí)伴有明顯的斷裂聲，斷裂面形狀不規(guī)則且凹凸不平，斷口截面邊緣變形明顯，顏色發(fā)白，斷裂截面中部略有凹陷.未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件產(chǎn)生頸縮的位置通常在試件中部附近，受試件內(nèi)部缺陷影響較大.（2）經(jīng)歷拉伸后，開孔Q460高強(qiáng)鋼試件的圓形孔洞逐漸沿試件長(zhǎng)軸方向拉伸為橢圓形，在試件開孔處產(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)力場(chǎng)分布與圓心軸線之間的角度大致為45°.與未開孔試件相比，開孔試件的頸縮現(xiàn)象并不明顯，其頸縮持續(xù)時(shí)間較短，試件延性較差.在加載末期，伴隨著清晰的裂縫擴(kuò)展聲，試件沿孔徑最大截面處開裂，抵抗荷載的截面面積進(jìn)一步減小，隨后裂縫在驟增的應(yīng)力下貫通整個(gè)截面，導(dǎo)致試件破壞.開孔Q460高強(qiáng)鋼試件于開孔處產(chǎn)生頸縮，最終沿孔徑較大處的截面破壞，試件破壞模式受試件內(nèi)部缺陷和孔徑大小等多方面因素的綜合影響.

圖3 NM 1加載制度下試件典型破壞模式Fig.3 Typical failure modes of specimens under NM 1 loading pattern

2.2 試驗(yàn)結(jié)果匯總

試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2.表2中εu為試件極限抗拉強(qiáng)度f(wàn)u對(duì)應(yīng)的應(yīng)變；δ為試件屈強(qiáng)比（δ＝fy/fu）；E為試件應(yīng)變能，指以應(yīng)變和應(yīng)力的形式貯存在材料中的勢(shì)能，用于反映材料在拉伸作用下的耗能能力，可由荷載-變形曲線的包絡(luò)總面積計(jì)算得到.

表2 試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Experimental results

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線分析

2.3.1 孔洞對(duì)試件性能的影響

各組Q460高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)力-應(yīng)變（σ-ε）曲線如圖4所示.由圖4可見(jiàn)：在彈性變形階段，不同加載制度下各組試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線基本重合，說(shuō)明開孔位置和開孔數(shù)量對(duì)試件的彈性模量影響較小；在彈性階段之后，隨著應(yīng)變的增大，A組未開孔試件出現(xiàn)明顯的屈服平臺(tái)，而B～F組開孔試件在各加載制度下均無(wú)明顯屈服平臺(tái).

結(jié)合表2和圖4可知，試件的開孔數(shù)量和開孔位置對(duì)Q460高強(qiáng)鋼試件的斷后伸長(zhǎng)率A、極限抗拉強(qiáng)度f(wàn)u和耗能能力具有顯著影響.對(duì)比分析圖4中相同加載制度下A組未開孔試件和B～F組開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，在相同的加載制度下，A組未開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線更為飽滿，耗能能力更強(qiáng).A組試件由于受力截面未經(jīng)削弱，全截面受拉，在相同加載制度下其極限抗拉強(qiáng)度為B～F組的105%～125%不等，且A組試件的斷后伸長(zhǎng)率均大于各組開孔試件.

圖4 各組Q460高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain curves of Q460 high strength steel specimens

對(duì)比圖4中相同加載制度下各組開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知：隨著試件長(zhǎng)軸方向上開孔數(shù)量的增加，受應(yīng)力集中作用的孔洞數(shù)量隨之增加，孔洞附近均產(chǎn)生相應(yīng)的塑性變形，導(dǎo)致試件的斷后伸長(zhǎng)率隨加載次數(shù)的增大呈上升趨勢(shì)；試件在加載過(guò)程中抵抗塑性變形的受拉橫截面為沿短軸方向的橫截面，其極限抗拉強(qiáng)度主要受該橫截面面積的影響，而B、C、E組試件均為單孔削弱的橫截面，因此三者極限抗拉強(qiáng)度基本相等，變化幅度均不超過(guò)9%；D組試件沿短軸方向增加的孔洞使其受拉橫截面面積減小，從而導(dǎo)致D組試件的極限抗拉強(qiáng)度相較于B、C組有所降低，最大降低了12%，其斷后伸長(zhǎng)率僅為B、C組的38%～62%.

2.3.2 加載制度對(duì)試件性能的影響

對(duì)比圖4中同組試件在NM 3、NM 5和NM 4、NM 6加載制度下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，在保持循環(huán)應(yīng)變幅值增量不變，僅增加循環(huán)次數(shù)時(shí)，試件的極限抗拉強(qiáng)度變化幅度均在8%以內(nèi)，表明循環(huán)次數(shù)對(duì)Q460高強(qiáng)鋼試件的極限抗拉強(qiáng)度影響較小.

保持循環(huán)次數(shù)不變，僅改變加載制度的循環(huán)應(yīng)變幅值增量時(shí)，相較于循環(huán)應(yīng)變幅值增量為2.5%的試件，循環(huán)應(yīng)變幅值增量為4.0%的試件在循環(huán)拉伸過(guò)程中極限抗拉強(qiáng)度呈上升趨勢(shì)，最大提高了12%.說(shuō)明在一定范圍內(nèi)，隨著循環(huán)應(yīng)變幅值增量的提高，Q460高強(qiáng)鋼試件的極限抗拉承載力略微上升.

2.4 應(yīng)力循環(huán)特征

為分析開孔和未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)力循環(huán)特性，提取NM 2加載制度下各組試件的應(yīng)力-時(shí)間（σ-t）曲線，如圖5所示.由圖5可知：各組試件的應(yīng)力均隨著NM 2循環(huán)次數(shù)的增加而減小，呈明顯的應(yīng)力軟化特征；在循環(huán)拉伸初期（n＜4時(shí)），隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件的應(yīng)力下降較快，材料快速軟化；在循環(huán)拉伸后期（n＞8時(shí)），試件的應(yīng)力下降趨緩.這表明無(wú)論是開孔還是未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件，在循環(huán)拉伸作用下均具有應(yīng)力軟化特征，初期呈快速軟化，后期軟化速度趨緩.

圖5 NM 2加載制度下各組試件的應(yīng)力-時(shí)間曲線Fig.5 Stress-time curves of specimens under NM 2 loading pattern

2.5 耗能能力

2.5.1 孔洞對(duì)試件耗能能力的影響

分析表2中不同加載制度下各組Q460高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)變能數(shù)據(jù)可知：在單調(diào)拉伸作用下（NM 1），A組試件的應(yīng)變能約為B組試件的3.15倍、D組試件的7.60倍，表明未開孔試件的耗能能力顯著優(yōu)于開孔試件；隨著試件沿短軸方向上開孔數(shù)量的增加，耗能能力急劇下降；隨著試件沿長(zhǎng)軸方向上開孔數(shù)量的增加，耗能能力呈上升趨勢(shì)，這是由于在單調(diào)拉伸或循環(huán)拉伸作用下，沿長(zhǎng)軸方向上增加的孔洞使得試件的塑性變形增大，斷后伸長(zhǎng)率提高，從而改善了試件的耗能能力.

2.5.2 加載制度對(duì)試件耗能能力的影響

由表2中的應(yīng)變能數(shù)據(jù)可知：采用相同的應(yīng)變幅值增量時(shí)，反復(fù)拉伸的循環(huán)次數(shù)對(duì)試件耗能能力的影響較小；與單調(diào)拉伸NM 1相比，在NM 2～NM 6加載制度下，各組試件的應(yīng)變能均下降，表明反復(fù)拉伸使得Q460高強(qiáng)鋼試件的塑性損傷不斷累積，耗能能力因而下降.

NM 3、NM 5加載制度的應(yīng)變幅值增量為2.5%，NM 4、NM 6加載制度的應(yīng)變幅值增量為4.0%.在試驗(yàn)過(guò)程中，A組未開孔試件在循環(huán)拉伸作用下塑性累積損傷不明顯，塑性變形性能較好，因此在較大應(yīng)變幅值增量的加載作用下，試件的變形能量更大.說(shuō)明相較于2.5%的應(yīng)變幅值增量，在4.0%應(yīng)變幅值增量循環(huán)拉伸下未開孔試件的耗能能力更好.而由于開孔的不利影響，B～F組試件的塑性損傷不斷累積，使得其在4.0%應(yīng)變幅值增量循環(huán)拉伸下的耗能能力相較于2.5%應(yīng)變幅值增量時(shí)呈下降趨勢(shì).E組試件在NM 3和NM 5加載制度下所選取的初始循環(huán)點(diǎn)位于應(yīng)力-應(yīng)變曲線的應(yīng)力下降段，循環(huán)加載后試件的延性降低，導(dǎo)致E組試件提前破壞，因此其應(yīng)變能變化規(guī)律出現(xiàn)異常.

3 有限元模擬驗(yàn)證

在試件頸縮前，相較于材料的主應(yīng)力應(yīng)變，材料在寬度和厚度方向上的應(yīng)力應(yīng)變較小，可以忽略不計(jì)，此時(shí)試驗(yàn)所得的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線可較好地描述變形行為.而在試件發(fā)生頸縮之后，試件在寬度和厚度方向上的變形程度增大，應(yīng)力-應(yīng)變分布不均勻，此時(shí)的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線不可近似等價(jià)于等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線［16］.

結(jié)合材料等效應(yīng)力-應(yīng)變冪指硬化規(guī)律函數(shù)和改進(jìn)的Bridgeman校正公式［17］，對(duì)試驗(yàn)得到的試件產(chǎn)生頸縮后的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行校正：

式中：σeq為等效應(yīng)力；σTavg為真實(shí)應(yīng)力；εN為材料產(chǎn)生頸縮時(shí)的應(yīng)變；εeq為等效應(yīng)變，使用真實(shí)應(yīng)變?chǔ)臫avg近似替代.

在設(shè)立有限元模型的本構(gòu)關(guān)系時(shí)，以試件A-1為例，其通過(guò)式（1）計(jì)算所得的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)所得的等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比如圖6所示.

圖6 試驗(yàn)和公式計(jì)算所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curves obtained by experiment and calculation

建立各組試件對(duì)應(yīng)的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線后，將相應(yīng)的數(shù)據(jù)點(diǎn)輸入到Ansys有限元分析軟件的材料屬性中，以shell181單元為基礎(chǔ)建立有限元模型.有限元模擬所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和試驗(yàn)所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比如圖7所示.試驗(yàn)和有限元模型中試件變形的對(duì)比如圖8所示.

圖7表明有限元模擬數(shù)據(jù)和試驗(yàn)結(jié)果吻合良好.結(jié)合圖7中各試件的最終應(yīng)變值及應(yīng)變計(jì)算公式（ΔL為伸長(zhǎng)量，L為試件中間平行段長(zhǎng)度）可知，圖8中有限元模擬試件的變形情況和試驗(yàn)試件的變形情況吻合良好.通過(guò)試驗(yàn)標(biāo)定并結(jié)合理論計(jì)算公式校正的材料本構(gòu)關(guān)系可用于進(jìn)一步研究.

圖7 試驗(yàn)和有限元模擬所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比Fig.7 Comparison of stress-strain curves obtained by experiment and simulation

圖8 試驗(yàn)和有限元模型中試件變形對(duì)比Fig.8 Comparison of deformation obtained by experiment and simulation

4 結(jié)論

（1）未開孔試件的頸縮現(xiàn)象明顯且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，斷裂過(guò)程發(fā)展極快，有明顯的斷裂聲.開孔試件的頸縮現(xiàn)象不明顯，孔洞周圍應(yīng)力集中現(xiàn)象較明顯，在加載末期有清晰的裂縫擴(kuò)展聲，試件通常沿孔徑最大截面處開裂.

（2）與未開孔試件相比，開孔試件的極限抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率和應(yīng)變能均大幅降低.隨著沿試件短軸方向開孔數(shù)量的增加，試件的極限抗拉強(qiáng)度、斷后伸長(zhǎng)率和應(yīng)變能均下降.當(dāng)試件沿長(zhǎng)軸方向的開孔數(shù)量增加時(shí)，試件的極限抗拉強(qiáng)度基本保持不變，斷后伸長(zhǎng)率和應(yīng)變能則呈上升趨勢(shì).

（3）開孔試件和未開孔試件在循環(huán)拉伸下均具有循環(huán)軟化特征，初期表現(xiàn)為快速軟化，后期軟化速度趨緩.

（4）循環(huán)次數(shù)對(duì)試件的力學(xué)性能影響較小，而應(yīng)變幅值增量對(duì)試件極限抗拉強(qiáng)度和應(yīng)變能的影響較大，各組開孔試件的極限抗拉強(qiáng)度和應(yīng)變能均隨應(yīng)變幅值增量的增大而增加.