張海龍 趙雪航 李海鋒,3

(1.中交第一公路勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司, 西安 710075； 2.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院, 福建廈門 361021；3.福建省智慧基礎(chǔ)設(shè)施與監(jiān)測重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 福建廈門 361021 )

近年來隨著裝配式建筑在土木工程領(lǐng)域的不斷推廣和應(yīng)用，鋼結(jié)構(gòu)建筑已成為常用的建筑形式。高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼材(簡稱“高強(qiáng)鋼”)是指具有高強(qiáng)度(屈服強(qiáng)度不小于460 MPa)的結(jié)構(gòu)鋼材，它的優(yōu)點(diǎn)是具有良好的延性、韌性以及加工性能。此外，高強(qiáng)鋼材在社會(huì)經(jīng)濟(jì)效益以及環(huán)保節(jié)能等方面具有顯著優(yōu)勢，已被廣泛應(yīng)用于各國的移動(dòng)橋梁設(shè)備、建筑結(jié)構(gòu)、輸電塔等鋼結(jié)構(gòu)工程中[1-2]。其中，我國的國家體育場鳥巢、深圳灣體育中心、德國柏林的索尼中心大樓、日本的明石海峽大橋等大型建筑結(jié)構(gòu)工程均成功采用了高強(qiáng)鋼作為結(jié)構(gòu)材料。

目前，國內(nèi)外學(xué)者為研究不同型號(hào)高強(qiáng)鋼材的力學(xué)性能，開展了試驗(yàn)研究和理論分析。王衛(wèi)永等采用高溫蠕變試驗(yàn)裝置對Q460高強(qiáng)鋼材進(jìn)行耐火試驗(yàn)以研究其耐火性能；并基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合了高強(qiáng)度Q460鋼材的高溫蠕變模型[3]。王萌等對低屈服點(diǎn)鋼材、普通鋼材及高強(qiáng)度鋼材進(jìn)行材性試驗(yàn)，研究鋼材本構(gòu)對結(jié)構(gòu)或構(gòu)件受力性能的影響[4]。張春濤等對Q690“高強(qiáng)鋼”試件進(jìn)行了靜力拉伸試驗(yàn)，以研究其經(jīng)不同疲勞損傷后的殘余力學(xué)性能,并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果建立了Q690“高強(qiáng)鋼”力學(xué)性能參數(shù)與疲勞損傷之間的數(shù)學(xué)模型，該模型可對具有不同疲勞損傷的“高強(qiáng)鋼”結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行有效評估[5]。廖芳芳等為校準(zhǔn)Q460“高強(qiáng)鋼”的微觀斷裂模型參數(shù)，進(jìn)行了一系列力學(xué)性能試驗(yàn)及微觀組織分析，并建立了相應(yīng)的有限元模型[6]。王元清等為研究Q460C高強(qiáng)焊接鋼材低溫下的斷裂性能特征，對不同溫度點(diǎn)下的試件進(jìn)行沖擊試驗(yàn),結(jié)果表明Q460C高強(qiáng)焊接鋼材焊縫區(qū)與熱影響區(qū)有較明顯的低溫冷脆傾向[7]。王恒等對E690“高強(qiáng)鋼”進(jìn)行腐蝕疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)，研究應(yīng)變比對其疲勞裂紋擴(kuò)展速率的影響[8]。桂良進(jìn)等為研究“高強(qiáng)鋼”的成型極限曲線，在考慮材料各向異性的前提下，利用有限元方法對Q490C“高強(qiáng)鋼”的成型極限曲線進(jìn)行了仿真模擬和預(yù)測,研究表明，相比各項(xiàng)同性，考慮各項(xiàng)異性的有限元模擬成型極限曲線具有更高的預(yù)測精度[9]。劉啟明和馬國等進(jìn)行拉伸試驗(yàn)和微觀組織觀察分析了“高強(qiáng)鋼”的力學(xué)性能與焊接接頭裂紋敏感性，研究了焊接工藝對鋼材焊接接頭性能以及微觀組織的影響[10-11]。Akiyama等通過測試“高強(qiáng)鋼”樣品表面可擴(kuò)散氫濃度來定量評估“高強(qiáng)鋼”的氫脆性[12]。Nakajima等對“高強(qiáng)鋼”進(jìn)行高周疲勞試驗(yàn)，來探討加載方式對斷口微觀組織的影響，研究表明：旋轉(zhuǎn)彎曲荷載下的材料疲勞壽命大于軸向加載下的疲勞壽命；且在旋轉(zhuǎn)彎曲荷載下，作為斷裂成因的非金屬夾雜物的尺寸較小[13]。Chiew等對S690“高強(qiáng)鋼”進(jìn)行高溫試驗(yàn)和火災(zāi)后殘余強(qiáng)度試驗(yàn)，研究其在高溫下及火后的抗拉強(qiáng)度[14]。

“高強(qiáng)鋼”結(jié)構(gòu)工程中，“高強(qiáng)鋼”鋼板不可避免地存在開孔構(gòu)造設(shè)計(jì)；但是鋼板開孔處易出現(xiàn)應(yīng)力集中而成為構(gòu)件的薄弱部位，致使材料的力學(xué)性能劣化。目前關(guān)于開孔“高強(qiáng)鋼”鋼板的力學(xué)性能方面的研究較少。本文選用鋼結(jié)構(gòu)工程中常用的Q460、Q600兩種型號(hào)的“高強(qiáng)鋼”為研究對象，探討單向拉伸作用下開孔“高強(qiáng)鋼”鋼板的力學(xué)性能，為“高強(qiáng)鋼”在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供參考依據(jù)。本研究主要開展以下工作：1)設(shè)計(jì)了6，12 mm兩種不同厚度的“高強(qiáng)鋼”鋼板試件，并對其進(jìn)行不同的開孔方案設(shè)計(jì)。2)完成了單向拉伸試驗(yàn)測試工作，并分析開孔對材性試件破壞特征、應(yīng)力-應(yīng)變曲線及其應(yīng)變能的影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)研究

試驗(yàn)所用鋼材由鞍山鋼鐵集團(tuán)有限公司提供，鋼材的化學(xué)成分如表1所示。根據(jù)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》[15]，試驗(yàn)共設(shè)計(jì)了14根不同厚度的“高強(qiáng)鋼”鋼板試件。材性試件的中間平行段長度Lc為52 mm、寬為15 mm；兩端夾持段長度為60 mm、寬為30 mm；過渡段半徑R為60 mm；圓孔孔徑均為2 mm，孔間距為6 mm。材性試件的基本尺寸及布孔方式如圖1所示。材性試件使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以內(nèi)。根據(jù)試件厚度、“高強(qiáng)鋼”的型號(hào)、布孔方式對試件進(jìn)行編號(hào)，試件的設(shè)計(jì)參數(shù)詳見表2。試件編號(hào)中羅馬數(shù)字I代表6 mm厚板狀材性試件，II 代表12 mm厚板狀材性試件；字母A代表Q460鋼，字母B代表Q600鋼。試件編號(hào)中字母后面的數(shù)字對應(yīng)不同的布孔方式。

試驗(yàn)采用華僑大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的CMT5105電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，加載裝置如圖2所示。采用拉壓引伸計(jì)測量試件的應(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12.5 mm(應(yīng)變25%)。試驗(yàn)采用單向拉伸的加載方式，試驗(yàn)加載速度為0.8 mm/min。試驗(yàn)加載模式如圖3所示。

表1 鋼材的化學(xué)成分Table 1 Chemical composition of steel %

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 破壞特征

a—基本尺寸; b—布孔方式BK1; c—布孔方式BK2/1; d—布孔方式BK2/2; e—布孔方式BK3; f—布孔方式BK4。圖1 試件設(shè)計(jì) mmFig.1 Design of specimens

在單向拉伸作用下，未開孔試件與開孔試件形成不同的斷口形狀，即產(chǎn)生兩種破壞模式，如圖4所示。未開孔的試件，其斷口位于平行段中部，斷口附近發(fā)生明顯的頸縮現(xiàn)象，塑性變形充分，如圖4a～4c所示。在單向拉伸作用下，試件出現(xiàn)明顯的屈服平臺(tái)；且在達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度后繼續(xù)加載，試件出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象并迅速破壞。試件破壞時(shí)，斷口的尺寸與原始試件尺才相比變化明顯，斷口橫截面面積產(chǎn)生局部縮減。斷口顏色呈暗灰色且無規(guī)則纖維狀，斷面較為平齊。

表2 試件說明Table 2 Specimen descriptions

圖2 加載裝置Fig.2 Loading devices

圖3 試件加載模式Fig.3 The loading procedure of specimens

布孔方式不同的材性試件，其斷口位置不同，如圖5所示，圖中虛線表示試件拉斷時(shí)的斷口位置。開孔材性試件的斷口均位于開孔橫截面處，如圖4d～4f所示，且斷口截面處頸縮較不明顯。在單向拉伸作用下，試件的最小凈截面處(即開孔處)為試件的最薄弱截面，易出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象。在拉伸過程中，材性試件的最小凈截面處具有較大應(yīng)力水平，使得試件開孔處出現(xiàn)應(yīng)力集中而成為最先發(fā)生損傷和破壞的部位。試件破壞時(shí)，斷口橫截面尺寸變化不明顯。斷口邊緣呈亮灰色且無規(guī)則纖維狀，斷口表面不平整。

2.2 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

取試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，分析高強(qiáng)鋼的材料類型、試件尺寸及布孔方式等對試件受力性能的影響規(guī)律。本節(jié)應(yīng)力-應(yīng)變曲線中，橫坐標(biāo)ε為引伸計(jì)測得的平均應(yīng)變，縱坐標(biāo)σ為材性試件的橫截面平均應(yīng)力(試驗(yàn)期間任一時(shí)刻的力除以不扣除孔洞的試件原始橫截面積)。

提取試件的最大拉應(yīng)力fu及其對應(yīng)的應(yīng)變?chǔ)舥、抗拉強(qiáng)度下降 15%時(shí)的應(yīng)力f及其對應(yīng)的應(yīng)變?chǔ)?、?yīng)變能E、伸長率等試驗(yàn)測試結(jié)果，匯總結(jié)果見表3。

a—I-A組試件(平面); b—II-A組試件(平面); c—I-B組試件(平面); d—I-A組試件(斷口); e—II-A組試件(斷口); f—I-B組試件(斷口)。圖4 破壞模式Fig.4 Failure modes of specimens

a—不帶孔; b—布孔方式BK1; c—布孔方式BK2/1; d—開布孔方式BK2/2; e—開布孔方式BK3; f—布孔方式BK4。圖5 斷口位置Fig.5 Fracture locations of specimens

2.2.1材料類型的影響

選取單向拉伸作用下6 mm厚A、B兩組“高強(qiáng)鋼”試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對比分析，如圖6所示。由圖6和表2可知，不同型號(hào)“高強(qiáng)鋼”的極限抗拉強(qiáng)度區(qū)別較大。當(dāng)兩組材性試件的布孔方式相同時(shí)，I-B組試件的最大拉應(yīng)力均大于I-A組試件；且I-B組試件最大拉應(yīng)力對應(yīng)的拉應(yīng)變值也較大。表明Q600鋼的極限抗拉強(qiáng)度大于Q460鋼的抗拉強(qiáng)度；且Q600鋼較晚達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度。

——I-A-0； - - -I-A-1； ---I-A-3；-··-I-B-0; ----I-B-1; -·-·I-B-3。圖6 鋼材牌號(hào)對應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響Fig.6 Effect of steel grades on stress-strain curves

——I-A-0； - - -I-A-1； ---I-A-2；-··-I-B-0; ----I-B-1; -·-·I-B-2。圖7 試件尺寸對應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響Fig.7 Effect of specimen sizes on stress-strain curves

2.2.2試件尺寸的影響

選取單向拉伸作用下6，12 mm兩種不同厚度的“高強(qiáng)鋼”試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析，如圖7所示。由圖7和表2可知，不同厚度“高強(qiáng)鋼”的極限抗拉強(qiáng)度存在較大區(qū)別。分析I-A組試件和II-A組試件的最大拉應(yīng)力可知：當(dāng)兩組材性試件的布孔方式相同時(shí)，II-A組試件的最大拉應(yīng)力以及伸長率均大于I-A組試件。表明試件厚度對“高強(qiáng)鋼”的力學(xué)性能影響較為顯著；且增大試件厚度，可以有效改善“高強(qiáng)鋼”的極限抗拉強(qiáng)度以及塑性變形能力。

表3 試件結(jié)果Table 3 Test results

2.2.3布孔方式的影響

選取單向拉伸作用下布孔方式不同的“高強(qiáng)鋼”試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析，如圖8所示?？芍瑢τ谖撮_孔的試件I-A-0、II-A-0、I-B-0，試件先后經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段、強(qiáng)化階段、頸縮階段，且有較為明顯的屈服平臺(tái)；而開孔試件則無較明顯的屈服平臺(tái)和頸縮階段，當(dāng)試件達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度時(shí)，應(yīng)力急劇退化。未開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線較為飽滿；而開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線包絡(luò)的面積相對較小。表明對于高強(qiáng)鋼材而言，開孔會(huì)在一定程度上導(dǎo)致其強(qiáng)度、耗能能力以及塑性變形能力的降低。

a—I-A組試件; b—II-A組試件; c—I-B組試件。圖8 布孔方式對應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響Fig.8 Effect of openings on stress-strain curves

分析圖8a、8b可知：對于6 mm厚的開孔試件，其抗拉強(qiáng)度相差較?。欢鴮τ?2 mm厚的試件II-A-3，其抗拉強(qiáng)度明顯低于試件II-A-1、II-A-2。由于板厚的增加不會(huì)導(dǎo)致開孔數(shù)量對強(qiáng)度的影響過大，試件II-A-3本身應(yīng)該存在較大的缺陷而導(dǎo)致其極限抗拉強(qiáng)度急劇減小。分析圖8c可知：與試件II-B-2/2相比，試件II-B-2/1的極限承載力較大且延性較好。表明當(dāng)開孔數(shù)量相同時(shí)，布孔位置對于高強(qiáng)鋼的強(qiáng)度具有較大影響；且開孔沿著材性試件的受拉方向布置時(shí)，其耗能能力及塑性變形能力均優(yōu)于沿垂直于受拉方向布置的。

2.3 耗能能力

2.3.1材料類型的影響

選取單向拉伸作用下6 mm厚A、B兩組高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)變能量進(jìn)行對比分析，如圖9所示。分析圖9和表2可知，當(dāng)兩組材性試件的布孔方式相同時(shí)，I-B組試件的應(yīng)變能均大于I-A組試件。表明Q600鋼比Q460鋼具有更優(yōu)良的耗能性能。

圖9 材料類型對應(yīng)變能的影響Fig.9 Effect of steel grades on energy dissipation

2.3.2試件尺寸的影響

選取單向拉伸作用下6，12 mm兩種不同厚度的試件的應(yīng)變能進(jìn)行分析，如圖10所示，不同厚度試件的耗能能力差別較為顯著。分析I-A組試件和II-A組試件的應(yīng)變能可知，當(dāng)兩組材性試件的布孔方式相同時(shí)，II-A組試件的應(yīng)變能約為I-A組試件應(yīng)變能的2.2～3.0倍。表明試件厚度對“高強(qiáng)鋼”的耗能性能影響較大；且增大試件厚度，可以顯著改善鋼材的耗能能力。

2.3.3布孔方式的影響

選取單向拉伸作用下開孔布置不同的試件的應(yīng)變能量進(jìn)行分析，如圖11所示。分析圖11和表2可知，對于未開孔的試件I-A-0、II-A-0、I-B-0，其應(yīng)變能優(yōu)于開孔的材性試件。其中，I-A組材性試件在開孔后耗能降低了68.2%～70.4%；II-A組材性試件在開孔后耗能降低了59.1%～62.0%；I-B組材性試件在開孔后耗能降低了59.6%～87.0%。表明開孔會(huì)嚴(yán)重降低高強(qiáng)鋼材的耗能能力；且對于厚度較小的材性試件，其耗能性能的降低更為顯著。

圖10 試件尺寸對應(yīng)變能的影響Fig.10 Effect of specimen sizes on energy dissipation

a—I-A組試件; b—II-A組試件; c—I-B組試件。圖11 布孔方式對應(yīng)變能的影響Fig.11 Effect of openings on energy dissipation

分析圖11c和表2可知：試件I-B-2/1的應(yīng)變能約為試件I-B-2/2應(yīng)變能的2.8倍。表明當(dāng)開孔數(shù)量相同時(shí)，布孔位置對于“高強(qiáng)鋼”的耗能性能影響顯著；且開孔沿著材性試件的受拉方向布置時(shí)，其耗能能力優(yōu)于沿垂直于受拉方向布置的。

3 結(jié)束語

為探討開孔對“高強(qiáng)鋼”力學(xué)性能的影響規(guī)律，開展了單向拉伸下開孔“高強(qiáng)鋼”板材的材料力學(xué)性能試驗(yàn)研究。本文主要結(jié)論如下：

1)未開孔“高強(qiáng)鋼”試件單向拉伸至斷裂后，斷口附近發(fā)生明顯的頸縮現(xiàn)象；斷口顏色呈暗灰色且無規(guī)則纖維狀，斷面較為平齊。開孔“高強(qiáng)鋼”試件易在開孔處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象而成為最先發(fā)生損傷和破壞的部位；斷口邊緣呈亮灰色且無規(guī)則纖維狀，斷口表面不平整。

2)與Q460鋼相比，Q600鋼的極限抗拉強(qiáng)度、耗能性能、延性較好。

3)試件厚度對“高強(qiáng)鋼”的力學(xué)性能影響較為顯著；隨著試件厚度的增大，“高強(qiáng)鋼”的極限抗拉強(qiáng)度、塑性變形能力以及耗能性能隨之增強(qiáng)。

4)開孔在一定程度上降低了“高強(qiáng)鋼”的強(qiáng)度、耗能能力以及塑性變形能力。對于厚度較小的材性試件，開孔可明顯降低“高強(qiáng)鋼”的耗能性能。

5)布孔位置顯著影響高強(qiáng)鋼的耗能性能；當(dāng)孔沿著受拉方向布置時(shí)，其耗能能力優(yōu)于沿垂直于受拉方向布置的。