Q460高強鋼材及T形對接接頭超低周疲勞特性

邱 晨，邢佶慧，張 麗，王 濤

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院,北京 100044；2.中鐵華鐵工程設計集團有限公司,北京 100071)

高強鋼材在建筑領域中應用日益增張。鋼材強度提升的代價是塑性、韌性和可焊性的降低，焊接是鋼結構制造中最重要的加工工藝之一。震后統計資料表明，連接域鋼材斷裂是焊接鋼結構強震破壞的主要模式之一[1-2]。因此，高強鋼材焊接接頭的震致斷裂性能尤為引人關注。

接頭性能的研究應以材性為基礎，關于高強鋼材料性能的研究碩果累累[3-7]，近期應力-應變關系的精準描述及細觀斷裂預測模型參數識別成為研究熱點。劉希月等[8-9]基于Q460C母材、焊縫及熱影響區單拉材料試驗，標定其微孔擴張模型(vacancy growth model,VGM)和應力修正臨界應變(stress modified critical strain,SMCS)兩種細觀斷裂模型參數，進而標定了Q460C鋼材的Chaboche混合強化本構模型參數和循環微孔擴張模型(cyclic void growth model，CVGM)參數。隨后，王元清等[10]還借鑒其方法建立了普通鋼材循環本構模型。Xiang等[11]基于Q460C鋼材單拉斷裂試驗，探討了一種新的基于能量平衡的細觀斷裂預測及裂紋跟蹤方法。Hai等[12]通過Q460D，Q550D，Q690D和Q890D鋼材單拉及滯回性能試驗，識別了其Chaboche混合強化、Dong-Shen和Giuffre-Menegotto-Pinto本構模型參數。這些鋼材本構模型和斷裂參數的獲取是精細化模擬焊接接頭斷裂時刻和斷裂模式的前提。

焊接接頭種類繁多[13]，因此，文獻中的高強焊接接頭研究對象多樣。早期文獻多研究平板接頭在單向靜載下的斷裂行為或沖擊韌性。鄒吉權[14]結合試驗和傳統斷裂力學方法研究了航空領域應用的D406A超高強鋼平板對接接頭的斷裂行為。王元清等[15]則分別在Q460C高強鋼平板焊接接頭中焊縫和熱影響區設置缺口，進行不同低溫下的三點彎斷裂韌性試驗，獲取其韌脆轉變溫度。隨著金屬延性斷裂理論的發展，施剛等[16]引入VGM和SMCS微觀斷裂模型預測Q460鋼材角焊縫搭接接頭延性斷裂。馮祥利等[17]則以試驗手段獲取不同熱輸入焊接平板對接接頭的拉伸性能，從熔合區和熱影響區金屬組織角度論證接頭斷裂延伸率的變化規律。郭宏超等[18]針對Q460D母材和平板對接、十字雙面角焊縫焊接接頭試件進行了高周疲勞性能試驗，獲取其S-N曲線和疲勞強度計算公式，觀察了斷口特征。王燕等[19-20]針對Q460鋼材T形對接接頭、梁-柱翼緣T形對接接頭(襯板根部采用角焊縫補強)和加強型梁-柱翼緣T形對接接頭(襯板兩端均有角焊縫補強)等試件進行了受拉循環加載性能試驗，采用傳統斷裂力學方法即應力強度因子和J積分法評估其斷裂性能。Fei等[21]引入SMCS和CVGM模型，研究了地震作用下Q460C高強鋼平板焊接接頭的超低循環疲勞斷裂性能。邢佶慧等[22]基于VGM微觀斷裂預測模型，分析了Q460鋼材T形對接接頭單拉試件的破壞模式、抗拉強度及斷裂延性指標。

綜上，目前尚缺欠系統的高強鋼材T形對接接頭超低周疲勞特性研究，但準確描述高強鋼材應力-應變關系，識別其斷裂模型參數，運用細觀斷裂預測理論模擬斷裂行為已成為研究高強鋼焊接接頭斷裂性能的主要技術手段。因此，本文分別進行了Q460高強鋼母材、焊縫、熱影響區及T形對接焊接接頭的超低周疲勞加載試驗，校正了各類Q460鋼材的Chaboche混合強化材性參數和CVGM斷裂預測模型的斷裂韌性參數，在ABAQUS軟件中準確重現了接頭試件循環荷載下的延性斷裂，并變化板件夾角、標準段長度和板厚進行了T形接頭斷裂性能參數分析。

1 超低周疲勞特性試驗

1.1 試件設計

鋼材來源、焊條、焊接工藝參數及試件加工方法均同邢佶慧等的研究。如表1所示，共有17個材性試件和5個T形全熔透對接焊接接頭試件，試件的具體幾何尺寸，如圖1所示。

圖1 試件幾何尺寸(mm)Fig.1 Geometric size of plate specimens (mm)

表1 試件類型及數量Tab.1 Type and number of specimens

1.2 試驗方案

采用MTS810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10 mm和50 mm標距MTS引伸計控制加載。

試驗應變控制速率按照0.1%/s，應變幅值為0.2%，每級循環兩圈，疲勞加載曲線，如圖2所示。

圖2 疲勞加載曲線Fig.2 Geometric size of plate specimens

1.3 光滑試件試驗結果

將光滑試件引伸計輸出的應力-應變曲線繪入圖3?？梢姡覆脑嚰﨔P-1和FP-2實測結果差別不大，說明試件加工誤差小，測試結果可信。與母材相比，熱影響區試件FRS-1和FRS-2強度變化不大，但斷裂圈數離散，而焊縫試件FHS-1和FHS-2則明顯較母材強度高、延性差。

圖3 光滑試件應力-應變滯回曲線Fig.3 Stress-strain hysteresis curve of smooth coupons

1.4 缺口材性試驗結果

缺口試件的荷載-位移曲線，如圖4所示。由圖4可知，母材塑性變形和耗能能力好，凹槽試件(FGP1.5和FGP3系列)實測曲線及斷裂圈數離散性小。焊縫(FHR系列)及熱影響區(FRR系列)塑性變形和耗能能力差，且試件FRR-4斷裂較其他FRR試件早，略顯異常，因此，當識別熱影響區斷裂模型參數時，僅以另3個試件數據為準。

圖4 各試件試驗和模擬結果對比Fig.4 Tested and simulated results of notched coupons

1.5 T形對接接頭試件試驗結果

將接頭試件的荷載-位移曲線按照焊接鋼板名義面積和標準段長度轉換為“應力-應變”關系，如圖5所示。對比單向受力情況，接頭循環荷載下強度變化很小，對比圖3(a)，接頭強度較母材強度略高，但延性顯著下降，全部試件斷裂“應變”低至2.6%以下。當板厚t=5 mm時，接頭塑性變形能力最差，斷裂“應變”僅為 0.012，分別為母材、熱影響區和焊縫斷裂應變的1/5，1/4和1/3。鋼板厚度增加，焊接接頭的質量更易保證，接頭延性增強；當板厚相同時，焊件夾角變化，承載力變化亦很小。當板厚t=6 mm時，夾角135°試件較夾角90°試件提前一圈斷裂；當板厚t=8 mm時，夾角135°試件較夾角90°試件滯后6圈斷裂，厚板鈍角對接頭試件延性有顯著提高。

圖5 T形接頭超低周疲勞試驗結果Fig.5 Ultra-low cyclic fatigue test results of T-shaped weld connections

此外，當接頭在承受超低周疲勞荷載作用時，裂縫形成的位置不盡相同。當板件夾角為90°時，裂縫位置形成在鋼板標準段中間，裂縫由最初的細小裂紋逐漸發展成貫通板厚的裂紋，由中部向兩側延伸；而當板件夾角為135°時，啟裂位置為緊鄰焊縫的熱影響區兩側，而后裂紋逐漸向中間擴展，最終形成貫通裂縫，如圖6所示。

圖6 T形接頭試件超低周疲勞斷裂模式Fig.6 Fracture modes of T-shaped weld joint specimens under ultra-low cyclic load

2 混合強化參數和斷裂模型參數識別

2.1 隨動-等向混合強化參數識別

(1)

式中，σ0為屈服面大??；σ|0為等效塑性應變等于0時的等效應力；Q∞為屈服面σ0的最大變化值；b為屈服面σ0隨塑性應變增長的變化比率。

隨動強化模型由式(2)表示

(2)

式中：α為背應力；αk,1為第k個背應力；N為背應力的個數，為了使得校準數據更加精確，本文取N=3；Ck為初始隨動強化模量；γk為隨著塑性變形不斷增大而變化的隨動強化模量的背應力的變化率；Ck/γk代表了背應力最大變化值。

σ|0，Q∞，b，Ck和γk(k=1,2,3)為隨動-等向混合強化模型參數，需要根據材性試驗數據進行校準。由圖2校正了Q460高強鋼母材、熱影響區及焊縫的混合強化模型參數，列入表2。采用表2參數模擬缺口材性試件加載過程，獲取的荷載-位移滯回曲線繪入圖4與實測曲線進行對比，可以看出有限元計算結果與實際情況吻合較好，說明本文所校正混合強化參數可用于接頭試件數值模擬。

表2 混合強化材料參數Tab.2 Combined hardening parameters of steels

2.2 CVGM斷裂模型參數識別

PKanvinde等[23]將低周疲勞加載過程分為拉和壓兩種狀態，將適用于靜載的VGM模型區分正負符號分別積分，擴展為CVGM模型，用來研究低周疲勞加載工況，表達式為

(3)

因T形對接接頭試件超低周疲勞斷裂僅發生在母材或熱影響區處，根據CVGM模型，基于FGP和FRR試件試驗結果和文獻[24]VGM模型斷裂韌性參數取值，擬合出參數，如表3所示。

表3 Q460高強鋼材CVGM模型參數Tab.3 CVGM model parameters of Q460 high-strength steel

3 T形接頭超低周疲勞試驗數值模擬

3.1 數值模擬方法

在ABAQUS軟件中建立與超低周疲勞試件尺寸相同的三維實體模型。模型長度為加載設備夾具范圍，單元類型為C3D8R，如圖7所示。

圖7 T形接頭試件有限元分析模型Fig.7 Finite element analysis model of T-shape joint specimens

選取表2中的隨動-等向混合強化參數和Mises屈服準則定義材性，依據表3中CVGM斷裂模型參數，對接頭試件開展基于細觀斷裂預測理論的ABAQUS有限元模擬。由于試驗實際斷裂發生在熱影響區以及母材中部，將鋼板母材、焊縫以及熱影響區網格細化，設置為0.25 mm，其余位置網格設置為0.5 mm，模型底面為固定支座，頂部按照試驗數據施加循環軸向拉、壓位移。

3.2 T形對接接頭超低周疲勞破壞機理

以FWC-4試件計算結果為例，在第5個，10個，15個和第20個加載循環中正、負峰值點的等效塑性應變，如圖8所示。由圖8可知：由于材性試驗機內部空間有限，試件標準段長度不足，加載端至標準段的過渡弧線處存在在應力集中，加載后先屈服(見圖8(a)側立面)，塑性沿著主應力跡線逐步向鋼板內部發展，同時，緊鄰焊縫的熱影響區亦因應力集中成為高危區域(見圖8(a)、圖8(b)正立面)；隨著往復加載位移的增大，塑性應變迅速向這兩個區域集中；至第15個循環時，試件因損傷累積在受壓時出現較大平面外變形(見圖8(f))，導致板內的塑性應變急劇發展，迅速形成貫通板厚的典型薄弱條帶(見圖8(e)～圖8(h))，應變值超過熱影響區。根據圖8 FWC-4試件在貫通板厚的薄弱條帶處破壞，裂紋由鋼板中部向兩側延伸，與試驗現象完全相符(見圖6(d))。

圖8 FWC-4等效塑性應變發展歷程Fig.8 Development of equivalent plastic strain in FWC-4

其他試件破壞過程與FWC-4類似。因此，當超低周循環加載時，T形對接接頭試件存在兩處危險地帶，即鋼板內部逐步形成的塑性條帶和熱影響區，接頭的斷裂特性取決于這兩處的缺陷和損傷累積狀況。當板件夾角、厚度、標準段長度不同時，接頭幾何形狀、應力狀態存在差異，塑性條帶形成時間和熱影響區處的損傷程度亦不同，因此，超低周疲勞加載試驗中各試件的實際破壞部位不同。

3.3 T形對接接頭超低周疲勞斷裂預測

圖9 T形接頭低周疲勞加載有限元分析結果與試驗結果對比Fig.9 Tested and simulated results of T-shaped weld connections

表4 CVGM模型斷裂預測結果與實測數據的對比Tab.4 Comparison between fracture prediction result obtained from CVGM model and tested data

4 Q460鋼材T形對接接頭超低周疲勞斷裂性能參數分析

4.1 參數分析方案

為明確Q460高強鋼T形對接接頭內部塑性條帶形成規律，深入了解接頭超低周疲勞斷裂特性，設計幾何形狀如圖10所示的T形對接接頭算例。板厚有5 mm，8 mm，10 mm和12 mm 4種變化，板件夾角有90°，120°和135°3種取值，考慮1.0倍，1.5倍和2.0倍FWC系列試件的標準段長度，共計16個算例，具體幾何參數如表5所示。數值模擬方法同3.1節。

圖10 算例幾何形狀示意圖(mm)Fig.10 Geometric shape of the finite element numerical example (mm)

表5 參數分析方案Tab.5 Parametric analysis scheme

4.2 參數分析結果

4.2.1 標準段長度影響

圖11以T-8-90-L，T-8-90-1.5L和T-8-90-2L 3個算例的等效塑性應變分布模式對比標準段長度不同的算例計算結果的差異。

圖11 標準段長度不同的算例拉、壓塑性應變分布Fig.11 Distribution of equivalent plastic strain of calculation examples with different standard length

與試件FWC-4分析結果類似，T形對接接頭算例內存在兩處危險地帶，即鋼板內部逐步形成的塑性條帶和熱影響區。標準段長度增大，算例的屈曲現象會提前，板件受壓后的平面外變形更顯著，塑性條帶的范圍沿著板長方向愈加寬泛，因為鋼板內部應力受限制狀態弱于熱影響區，且母材塑性變形能力優于熱影響區，促發鋼材斷裂時刻逐漸滯后。

CVGM方法預測出的各算例超低周疲勞壽命和相應的延性系數，如表6所示。表6中數字亦證實，隨著板件標準段長度的增加，Q460鋼材T形對接接頭的斷裂壽命延長，位移延性系數增大，此外，當板件呈135°鈍角時，因焊縫外緣與板件夾角更合理，接頭內部力線傳遞更為流暢，延性略好。

表6 標準段長度變化時算例的超低周斷裂壽命和延性Tab.6 Low-cycle fatigue life and ductility of numerical examples with different standard length

但考慮到實際梁-柱翼緣對接接頭處通常有梁腹板的存在，盡管腹板處會設置過焊孔，梁翼緣不易出現其自身的平面外屈曲變形，因此，采用標準段長度的短試件盡管受邊界效應影響顯著，其斷裂性能卻可能最接近實際狀態，因此，當討論板件夾角、板厚影響時，均設置算例標準段長度為L。

4.2.2 板件夾角影響

夾角不同算例的“應力-應變曲線”，如圖12所示。由如圖12可知：板件夾角不同，T形對接接頭的強度、剛度變化很小，因此，“應力-應變曲線”非常接近。

圖12 板件夾角不同時接頭應力-應變曲線Fig.12 Stress-strain hysteretic loops of calculation examples with different plate angle

CVGM方法預測出的各算例超低周疲勞壽命和相應的延性系數，如表7所示。由表7可知：板件間夾角由直角逐漸增大至135°，T形對接接頭的超低周疲勞壽命略有增大，延性系數也逐漸增大，斷裂可能出現在熱影響區。

表7 板件夾角變化時算例的超低周斷裂壽命和延性Tab.7 Low-cycle fatigue life and ductility of numerical examples with different plate angle

4.2.3 板件厚度影響

當板厚不同時，T形接頭的“應力-應變”曲線差異，如圖13所示。由圖13可知：厚鋼板接頭加載后期強度高，承載力和剛度退化慢。

圖13 板厚不同時算例的應力-應變曲線Fig.13 Stress-strain hysteretic loops of calculation examples with different plate thickness

當板厚不同時，算例的超低周斷裂壽命和延性系數，如表8所示。由表8可知：斷裂圈數和延性系數隨著板厚的增加逐漸增大，斷裂位置可能出現在鋼板母材，也可能出現在熱影響區?？傮w來說，Q460鋼材T形對接接頭的延性系數均超過8，具備良好塑性變形能力。

表8 板厚變化時算例的超低周斷裂壽命和延性Tab.8 Low-cycle fatigue life and ductility of numerical examples with different plate thickness

5 結 論

(1)Q460鋼材母材的塑性變形和耗能能力較焊縫及熱影響區好。焊縫金屬強度較母材高，但延性略差。熱影響區材性并未呈現明顯軟化或硬化特征。

(2)T形對接接頭往復荷載作用下的斷裂應變較母材顯著降低，啟裂位置可能位于鋼板母材內部或緊鄰焊縫的熱影響區處。數值分析結果表明，接頭內部存在兩處危險地帶，即鋼板內逐步形成的塑性條帶和熱影響區，接頭的斷裂特性取決于這兩處的缺陷和損傷累積狀況。

(3)T形接頭算例中鋼板的標準段長度增大，接頭的超低周疲勞斷裂壽命延長，位移延性系數增大；板厚在5～12 mm變化、板件間夾角由直角逐漸增大至135°時，隨著板厚和板件夾角的增加，對接接頭的超低周疲勞壽命斷裂延長，位移延性系數增大。但在本文研究范圍內，全部Q460鋼材T形對接接頭算例發生超低周疲勞斷裂時的位移延性系數均超過8，有較好的塑性變形能力。

(4)盡管無法考慮焊縫的幾何不確定性，基于CVGM微觀斷裂預測方法得到的Q460高強鋼材T形接頭斷裂時刻與試驗誤差基本在20%以內，因此，可將其用于T形接頭斷裂性能的系統參數分析。