Q460高強鋼材及T形對接接頭力學性能研究

邢佶慧，陳前，王濤，楊娜

(北京交通大學土木建筑工程學院，北京，100044)

高強鋼的推廣及應用是建筑科技發展的必然趨勢。較普通鋼而言，高強鋼塑性變形能力差，且焊接技術難，焊接接頭有脆變傾向。目前國外學者考慮了鋼材母材、焊縫和熱影響區研究鋼材材性，對高強鋼材焊接接頭力學性能的研究既考慮了單調加載，又涉及超低周疲勞和沖擊荷載。HUANG等[1]測試了SS400，SM490，HT590，HT780及改性的HT590和HT780平板和T形對接接頭單拉及循環荷載下的性能；ZRILIC等[2]取自Nionikral 70鋼對接頭不同部位加工試件進行受彎靜載和沖擊破壞試驗，觀察其微觀結構差異，獲取其開裂敏感性和斷裂韌性指標；GüNTHER等[3-4]對S460和S690鋼角焊縫及部分熔透對接焊縫T形和十字形接頭性能進行試驗及數值模擬，考慮低溫影響，測試了殘余應力，評價了EN1993-1-10和Eurocode3相關規定；SEFCIKOVA等[5]對比了TMCP(熱機械控制工藝技術)和淬火S960鋼熱影響區力學性能，考察了熱影響區強度、延性、硬度和沖擊強度的變化；JAVIDAN等[6]則探討了高強鋼、超高強鋼的熱影響區軟化效應，考察了焊后鋼材屈服強度和應變硬化率等宏觀力學指標變化，對比了其微觀結構的差異；BARSOUM[7]研究了多種鋼材T形單邊角焊縫和平板對接接頭，發現T形單邊角焊縫逐漸熔透為全熔透對接焊縫后，破壞發生在母材上。前人通過試驗研究得出：1)高強鋼熱影響區金屬微觀結構發生變化，存在軟化現象；2)焊接工藝如熱輸入能、冷卻速率等對鋼材材性影響顯著。我國學者關注國產Q460系列鋼材焊接接頭性能，且開始基于細觀損傷理論進行接頭斷裂模擬。黃東鎏[8]測試了Q460E鋼材焊接及力學性能，發現熱影響區既存在軟化區又有硬化區；施剛等[9]對Q460C平板對接接頭試件進行了單調和多種加載制度下的循環加載試驗，探討了不同加載制度的影響，發現接頭延性較母材下降約50%；魏晨熙[10]完成4個Q460C平板對接接頭和10個正面、側面角焊縫搭接接頭的性能試驗，分析了側面角焊縫搭接接頭的承載性能；馬學周[11]研究了Q460高強平板對接、管-管對接以及管-板對接多層多道焊接殘余應力分布特點，板-板對接焊縫區域的縱向殘余拉應力峰值甚至超過母材屈服強度；蔣小華[12]數值模擬了Q460，Q690和Q960鋼平板對接接頭的殘余應力分布，發現其殘余應力分布特點類似，屈服強度高的鋼材殘余應力大；劉希月等[13]則對Q460C母材、焊縫金屬及熱影響區材料進行了單拉試驗，標定微孔擴張模型VGM和應力修正臨界應變模型SMCS2種細觀斷裂模型參數；隨后，施剛等[14]標定了2種Q460鋼焊縫材料的VGM和SMCS斷裂參數，預測了正面角焊縫的延性斷裂。迄今為止，已有文獻多研究國產Q460鋼角焊縫或平板對接接頭，但缺乏T形接頭的數值模擬與斷裂預測分析。本文在國產Q460鋼母材、焊縫和熱影響區材性試驗基礎上，采用單面成形全熔透對接焊接技術加工5個板厚、夾角不同的T形焊接接頭，測試其單向拉伸特性，對比多國規范中接頭強度的驗算公式，觀察接頭的裂紋發展過程和斷裂破壞形態，并基于微細觀斷裂理論模擬接頭的斷裂過程，為高強鋼焊接節點的研究提供參考。

1 試驗

1.1 試件設計

試驗機加載能力有限，用于接頭試件的板材不宜過厚，而加工焊縫材性試件，又需要板件有一定厚度，因此，采購了8 mm(Q460D)和14 mm(Q460C)2種厚度規格鋼板，薄板直接切割并加工成母材試件，厚度為14 mm的板除取材加工母材圓棒試件外，還切割成邊長為400 mm的正方形，經電弧焊單面成形全熔透方法手工對接焊接，加工了焊縫和熱影響區圓棒材性試件。

焊接時采用直徑為3.2 mm的超低氫E60-15RH焊條。鋼板母材及焊條化學成分如表1所示。焊前對鋼板進行機械處理，焊后保溫緩冷。焊縫為雙層單道焊，如圖1所示，焊接工藝參數如表2所示。

表1 鋼板及焊條化學成分(質量分數)Table 1 Chemical composition of the steels and weld material %

母材試件分為3類，即光滑試件TP、缺口試件TGP和槽口試件TRN，光滑試件用于獲取基本材性參數，缺口試件和槽口試件則用于校正斷裂參數。因斷裂通常發生在母材，焊縫和熱影響區僅需加工光滑試件HS和RS。全部試件幾何尺寸如圖2所示，光滑試件符合文獻[15]中相關規定。每種類型試件加工2個，因離散性大焊縫處加工了3個試件，試件編號見表3。

圖1 焊縫示意圖Fig.1 Sketch of weld

表2 焊接工藝參數Table 2 Welding parameters of coupons

1.2 試驗方案

采用MTS 810電液伺服萬能材料試驗機在室溫下完成全部試驗。根據試件尺寸分別采用25 mm和50 mm標距MTS引伸計控制加載。按照文獻[15]規定，彈性應變加載速率設置為0.015 min-1，屈服后應變速率為0.05 min-1。

1.3 試驗結果

將光滑試件引伸計輸出的應力-應變數據繪入圖3，并根據圖3得出Q460高強鋼基本材性參數，見表4。

圖2 材性試件幾何尺寸Fig.2 Geometric sizes of all coupons

表3 試件類型及數量Table 3 Type and number of all coupons

對比圖3和表4中TP系列(t=8 mm鋼板)和TR系列(t=14 mm鋼板)結果可知：取材自不同Q460鋼板產品的母材材性試件屈服強度fy差異較大，t=8mm薄板fy=544.47 MPa，而t=14 mm鋼板fy=480.56 MPa，但兩者抗拉強度fu均約635 MPa，斷裂時伸長率均超過25%，在25.1%～30.2%之間變化，屈服強度低的鋼材伸長率更高。另外文獻[16]規定，鋼材的屈強比限值不應大于0.83。文獻[17]規定，鋼材的屈強比限值不應大于0.85，因而，TP系列試件僅勉強符合后者規定，而TR系列試件屈強比值更理想。

圖3 Q460鋼材應力-應變關系Fig.3 Relationships between stress and strain of Q460 steel

對比TR系列(t=14 mm鋼板母材)和RS系列(t=14 mm鋼板熱影響區)結果可知：鑒于圓棒試件尺寸限制，所取“熱影響區”鋼材性能并未顯著軟化或硬化，尚有屈服平臺，僅略微反映出熱影響區的脆性特征。而對比TR系列和HS系列(焊縫熔敷金屬)可發現：熔敷金屬試件無明顯屈服平臺，強度高，曲線間離散較大，應力-應變曲線下降早，塑性變形能力較母材略差。

1.4 Q460高強鋼單拉應力-應變關系的數學描述

采用文獻[18]提出的本構模型SHCM(steel hysteretic constitutive model)描述有明顯屈服平臺的Q460鋼材應力-應變關系。采用R-O(Ramberg-Osgood)曲線描述無明顯屈服平臺的焊縫金屬應力-應變關系。

SHCM的單調加載曲線為四段式二次屈服模型，如圖4所示。具體的數學表達為

式中：σ和ε為應力和應變；Es為鋼材彈性模量；fy為屈服應力；εy為屈服應變；參數k1，k2和k3用于控制單調加載曲線的形狀。

表5所示為有明顯屈服平臺的Q460母材和熱影響區鋼材SHCM參數匯總。將SHCM模型描述的工程應力-應變曲線與試驗曲線對比，如圖5所示，可見SHCM曲線形式與選取的參數能夠很好地描述Q460鋼材的單向拉伸受力狀態。

R-O曲線數學公式為

式中：ε0和σ0分別為屈服應變和屈服應力，σ0=Eε0；α和n分別為鋼材的硬化系數和硬化指數。對焊縫熔敷金屬的實驗曲線進行擬合，取平均值后得α=0.34，n=14.15。所構建R-O曲線與試驗曲線吻合較好，如圖6所示。

1.5 Q460高強鋼材VGM模型斷裂參數

微孔擴張模型(void growth model，VGM)是當前應用最為廣泛的微觀斷裂預測模型[13-14]。當滿足以下情況時，金屬發生延性斷裂：

式中：DVGM為孔洞成長損傷指數，可當作只與模擬結果有關的需求參數；T為應力三軸度，T=σm/σe，σm為平均應力，σe為von Mises等效應力；為等效塑性應變；A為應力三軸度系數，需要依據材性試驗結果校準；為材料單調加載時的損傷極限承載能力，可理解為材料性質，亦需要校準。對結構鋼來說，在1.0～5.0變化。

表4 材性基本參數Table 4 Basic material parameters for Q460 steel

圖4 SHCM單調加載應力-應變關系Fig.4 Relationship between stress and strain under sketch of monotonic SHCM

表5 Q460鋼材SHCM參數匯總Table 5 Material parameters of SHCM model for Q460 steel

圖5 母材、熱影響區金屬加載曲線Fig.5 Loading curves of base metal and heat affected zone metal

圖6 焊縫金屬加載曲線Fig.6 Weld metal loading curve

圖7 材性試件斷裂預測結果Fig.7 Fracture prediction results for coupons in material tests

由缺口和槽口試件試驗結果可擬合出=1.929和A=1.024。圖7所示為材性試件斷裂預測結果。由圖7可見：實點反映了VGM方法預測出的試件斷裂時刻，與實測數據相比誤差不超過4%，說明斷裂參數的識別結果準確。

2 T形對接接頭力學性能試驗

2.1 試驗方案

采用8 mm厚鋼板分別加工成5，6和8 mm共3種不同厚度板件，與機加工的Q460鋼底座經手工電弧焊單面成形全熔透焊接技術立焊成T形接頭，焊材與材性試件的相同。焊接時設置引弧板，機械處理，焊后保溫緩冷。考慮被連接板件間的夾角多樣，底座上表面分別加工成與鋼板夾角90°和135°共2種情況，對6 mm及8 mm厚板件夾角90°試件邊緣開單邊V型坡口。共加工5個接頭試件，尺寸及編號如圖8所示。因實驗機空間有限且引伸計標距為50 mm，板件標準段高度僅為30 mm。

試驗時加載速率與材性試件一致，用引伸計控制加載。

圖8 T形對接接頭試件幾何尺寸Fig.8 Geometric sizes of T-shaped weld connection specimen

2.2 試驗結果

2.2.1 接頭強度

將引伸計輸出的荷載-位移曲線按照鋼板理想面積轉換為“應力-應變”關系后如圖9所示。對比圖9和圖3可見：接頭試件的強度受板件厚度和夾角影響較小，所有接頭屈服平臺顯著變短，屈服強度較母材和熱影響區增加約16%，較焊縫增加約12%；極限抗拉強度較母材和熱影響區增加約6%，較焊縫降低約5%。這樣焊縫根部熔敷金屬堆積截面放大有關，亦與板件應力狀態有關。

圖9 T形接頭單向拉伸試驗結果Fig.9 Uniaxial test results of T-shaped butt weld connections

文獻[19]規定，t≤16 mm時Q460鋼材的抗拉和抗壓強度設計值f=410 MPa，抗拉強度最小值fu=550 MPa，一、二級對接焊縫。在T形接頭中，垂直于軸拉或軸壓力的全熔透對接焊縫強度按下式驗算：

即

式中：N為軸心拉力或軸心壓力；lw為焊縫長度；he為對接焊縫的計算厚度。在T形接頭中取腹板的厚度，當無法采用引弧板和引出板施焊時，每條焊縫的長度計算時應各減去2a(a為焊接的2個焊件中，較薄焊件的厚度)；和分別為對接焊縫的抗拉和壓強度設計值。

文獻[20]規定，受拉或受壓垂直于焊縫軸線的全熔透坡口焊接接頭的承載力由母材強度控制。接頭承載力設計值Rn由下式確定：

式中：FnBM為母材的強度設計值；ABM為母材的橫截面積；φ為阻力系數，取0.75。

文獻[21]規定，全熔透坡口焊縫的承載力設計值應按被連接件中較弱的部分確定，公式如下：

式中：Nu為構件抗拉設計值；fu為抗拉強度；Anet為母材凈截面面積；γM2為抗力分項系數，由每個國家自行確定，并列在國家附錄里。歐洲規范給出γM2的推薦值為1.25，德國、法國、荷蘭、奧地利、比利時、芬蘭和捷克等國均選用了該推薦值，而文獻[21]附錄取值1.10。

以我國規范設計值N中作為基準，將各國規范給出的設計值和實測結果進行對比結果如圖10所示。由圖10可見：接頭試件實測彈性極限承載力高于各國規范設計值的要求，即便考慮抗力分項系數取值，亦有足夠安全儲備。相對而言，按照英國規范進行設計與實際情況最接近。

圖10 接頭強度與多國規范設計承載力的對比Fig.10 Comparison of the tested strength and design resistance of the connections according to multi-country specification

2.2.2 接頭變形能力

由圖9可見：所有接頭試件延性均較母材、熱影響區和焊縫顯著降低，全部接頭斷裂“伸長率”低于11.7%，甚至低至7.6%。且對比TWC-1，TWC-3和TWC-5結果，薄板的焊接接頭延性最差。鋼板厚度t由5 mm增至6 mm，接頭伸長率提高30.9%，再增至8 mm，90°和135°的接頭伸長率可分別提高16.8%和32.5%。對比TWC-2和TWC-3，TWC-4和TWC-5，t=6 mm和t=8 mm時，板件夾角由90o變為135o，接頭強度接極限承載力變化分別僅為-1.2%和1.8%，但伸長率卻分別相差31.9%和16.3%，夾角為鈍角的接頭延性高。

2.2.3 斷裂模式

全部接頭試件均啟裂在距焊趾2～3倍板厚(15～20 mm)范圍內，即鋼板標準段中部的母材中間。圖11為接頭試件裂紋開展過程，由圖11可見：母材中部首先出現變薄趨勢，而后逐漸形成裂紋，試件承載能力隨之急劇下降，裂紋迅速向兩側延伸，到板件邊緣區域裂紋斜向發展，直至貫通。這一現象與BARSOUM等[7]研究結果一致。

3 接頭性能數值模擬

3.1 有限元模型

為深入剖析試驗結果，了解試驗過程中的鋼材的應力和應變發展過程，在ABAQUS中建立接頭試件夾具范圍內的模型，單元類型為C3D8R，如圖12所示。

因破壞發生在母材處，母材部位網格尺寸細化為0.2～0.3 mm，焊縫部分按照實際尺寸建模，熱影響區按照1.5～2.0 mm范圍考慮，粗化網格以提高計算效率。將圖3中實測Q460D母材、焊縫和熱影響區本構關系轉化為鋼材真實應力-塑性應變關系，定義模型材性參數。各個試件的底部邊界固接，頂部施加板的軸向位移。

3.2 斷裂分析結果

圖13所示荷載數值模擬與實測結果的對比，圖中星點表示VGM方法預測出的試件斷裂時刻。由圖13可見：數值模擬與試驗結果吻合較好，但因焊縫處存在初始殘余應力及幾何不確定性，模擬數據與實測情況仍存在一定差異，斷裂位移的預測誤差為15%左右。

圖11 接頭試件裂紋開展過程Fig.11 Development of crack in weld connection specimen

圖12 接頭試件有限元分析模型Fig.12 Finite element models of welded joint specimen

分析計算結果，發現試件應力和應變分布受邊界效應影響較大。鋼板受軸向拉力，因此，母材中部最先出現軸向塑性應變，但受上部夾具和底座約束，在標準段上、下兩處外側均有側向變形約束，鋼板中部的塑性變形延伸至兩側后呈燕尾狀發展，直至試件斷裂。由此可知：T形接頭試件斷裂發生在母材上，斷裂延性取決于母材的應力狀態，因而，隨著鋼板厚度的增加和夾角的變化，本文所設計接頭試件的延性增加。

圖13 荷載數值分析結果與實測結果的對比Fig.13 Comparison between simulated and tested results of loading

4 結論

1)Q460高強鋼母材單向拉伸的延伸率超過25.1%，屈強比基本符合《建筑抗震設計規范GB 50011—2010》要求；焊縫熔敷金屬和熱影響區塑性變形能力較母材略差。

2)T形對接接頭受拉試件的承載力符合現行《鋼結構設計規范GB50017—2017》要求，且有一定安全儲備。

3)T形對接接頭受拉試件的破壞發生在母材處，延性取決于其應力狀態。因焊接、邊界約束等因素影響，本文所測試5個接頭試件的應力-應變曲線基本無屈服平臺，塑性變形能力較材性試件降低，斷裂伸長率為7.6%～11.7%。

4)基于VGM微觀斷裂預測方法對Q460高強鋼焊接接頭進行斷裂預測結果較為準確。