開孔Q460高強鋼在大應變循環拉伸下的力學性能

羅文偉，李海鋒，2，曹寶安

（1.華僑大學土木工程學院，福建廈門 361021；2.華僑大學福建省智慧基礎設施與監測重點實驗室，福建廈門 361021）

相比傳統的混凝土建筑而言，鋼結構建筑強度更高，抗震性能更好，便于工廠化制作和現場安裝，是中國21世紀的“綠色建筑”，也是未來建筑的發展方向.高強度結構鋼材（指強度標準值不低于460 MPa的鋼材）在國內外多個建筑和橋梁工程中得到了廣泛應用［1］，中國的國家體育場“鳥巢”使用了約400 t的Q460高強鋼.國內外學者對Q460高強鋼的力學性能進行了大量的研究.孫飛飛等［2］以厚11、21 mm的Q460C鋼板為研究對象，結合鋼材反復加載的滯回曲線，提出了Q460高強鋼的應力-應變滯回模型.施剛等［3］對17個Q460D高強鋼試件進行了循環加載，并基于Chaboche鋼材塑性本構模型標定了該類型高強鋼的循環加載本構模型參數，為準確分析Q460D高強鋼在地震作用下的受力性能提供了基本前提.戴國欣等［4］對比分析了Q345與Q460鋼材在循環加載下的力學性能，結果表明Q460鋼的滯回耗能能力不弱于Q345鋼.劉佳［5］對Q460鋼進行了超低周疲勞狀態的本構模擬及斷裂預測分析，結果表明VMX鋼材斷裂預測模型對Q460鋼和焊縫金屬的超低周疲勞延性斷裂預測具有良好的適用性.

在實際工程應用中，鋼板的螺栓連接是極為常見的一種連接方式，因此鋼板的開孔是不可避免的.目前各國學者主要從孔徑、開孔位置和開孔數量對鋼板屈曲以及極限強度的影響進行研究［6-8］.龔晨等［9］對開孔鋼板屈曲約束支撐進行了試驗研究，分別探討了開孔截面面積比、開孔段長寬比、孔區間長度與開孔寬度比對該類型支撐力學性能和穩定性的影響規律.周超等［10-11］對Q235開孔鋼板進行了拉伸試驗和有限元模擬，分析了孔洞對鋼板抗拉承載力和抗拉剛度的影響機理.謝彩霞等［12］對33個開孔Q235試件進行了單調拉伸和循環拉伸加載，主要探討了不同加載制度下Q235鋼板的破壞機理、延性特征和滯回性能.楊勇等［13-15］對開孔鋼板剪力連接件進行了試驗分析，研究了開孔鋼板剪力連接件在抗剪時的破壞形態以及各因素的作用機理，為開孔抗剪板在建筑領域的推廣應用提供理論支持.

諸多研究表明，鋼板開孔會削弱鋼板自身性能，而目前有關高強鋼力學性能的研究主要集中于分析高強鋼板的滯回曲線和建立相應的本構模型，開孔高強鋼板在循環荷載作用下的力學性能還需進一步研究.本文共設計了36個Q460高強鋼試件，并對其進行單調拉伸及循環拉伸下的力學性能試驗，以開孔數量、開孔位置和加載制度為主要影響因素，重點探討開孔Q460高強鋼試件的破壞特征、抗拉強度、應力循環特征和耗能能力，以期為此類型開孔鋼板的工程實際應用提供參考依據.

1 試驗設計

所用Q460高強鋼由安鋼公司提供，其力學性能如表1所示，滿足GB/T 1591—2018《低合金高強度結構鋼》的要求.表1中fy、fu、A、Ecj分別為屈服應力、極限抗拉強度、斷后伸長率和沖擊功；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.試驗共設計36根厚度為6 mm的Q460高強鋼試件，參照GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分：室溫試驗方法》，確定了試件的基本尺寸；按照開孔數量及開孔部位的不同（見圖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加載制度進行加載的試件.

表1 鋼材的力學性能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）

采用華僑大學結構實驗室的CMT 5105電子萬能試驗機進行加載，采用拉壓引伸計測量試件的應變，引伸計的標距L0為50 mm，引伸計的拉、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.在鋼材的材性試驗中，通過試驗數據可獲得材性試件的應力-應變曲線，而當試件的應變ε達到最大應變εmax的50%及以上時，統稱此時試件的應變為大應變.為探究Q460高強鋼在大應變下循環拉伸的力學性能，試驗共制定6種加載制度（見圖2），分別為NM 1～NM 6.其中NM 1為單調拉伸加載.在各組試件的單調拉伸試驗過程中發現，各組試件均在其55%εmax附近達到極限抗拉強度值.因此選用各組單調拉伸試件（A 1～F1）的最大應變εmax為基準值，取55%εmax為初始循環點.NM 2為重復拉伸加載，每次加載到該組試件的55%εmax后再減小到零，加載循環次數（n）為12，隨后直接加載至試件斷裂；NM 3～NM 6為分級重復拉伸加載，NM 3分級加載至該組試件的50.0%εmax、52.5%εmax、55.0%εmax和57.5%εmax后再減小到零，各級循環加載2次后在60.0%εmax處循環加載4次，隨后加載至試件斷裂；NM 4分級加載至該組試件的47.0%εmax、51.0%εmax、55.0%εmax和59.0%εmax后再減小到零，各級循環加載2次后在63.0%εmax處循環加載4次，隨后加載至試件斷裂；NM 5加載級數與NM 3保持一致，僅將NM 3各級的循環次數翻倍；NM 6加載級數與NM 4保持一致，僅將NM 4各級的循環次數翻倍.

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

2 結果與分析

2.1 試驗現象

圖3給出了NM 1加載制度下試件典型破壞模式.結合圖3分析試件的試驗現象：（1）隨著試件內部細微裂縫的擴展，未開孔的Q460高強鋼試件在最不利受力截面產生頸縮，在試件加載后期頸縮現象明顯且持續時間較長，隨后試件的承載能力快速下降直至試件破壞.試件拉斷時伴有明顯的斷裂聲，斷裂面形狀不規則且凹凸不平，斷口截面邊緣變形明顯，顏色發白，斷裂截面中部略有凹陷.未開孔Q460高強鋼試件產生頸縮的位置通常在試件中部附近，受試件內部缺陷影響較大.（2）經歷拉伸后，開孔Q460高強鋼試件的圓形孔洞逐漸沿試件長軸方向拉伸為橢圓形，在試件開孔處產生明顯的應力集中現象，應力場分布與圓心軸線之間的角度大致為45°.與未開孔試件相比，開孔試件的頸縮現象并不明顯，其頸縮持續時間較短，試件延性較差.在加載末期，伴隨著清晰的裂縫擴展聲，試件沿孔徑最大截面處開裂，抵抗荷載的截面面積進一步減小，隨后裂縫在驟增的應力下貫通整個截面，導致試件破壞.開孔Q460高強鋼試件于開孔處產生頸縮，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 試驗結果匯總

試驗結果見表2.表2中εu為試件極限抗拉強度fu對應的應變；δ為試件屈強比（δ＝fy/fu）；E為試件應變能，指以應變和應力的形式貯存在材料中的勢能，用于反映材料在拉伸作用下的耗能能力，可由荷載-變形曲線的包絡總面積計算得到.

表2 試驗結果Table 2 Experimental results

2.3 應力-應變曲線分析

2.3.1 孔洞對試件性能的影響

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

結合表2和圖4可知，試件的開孔數量和開孔位置對Q460高強鋼試件的斷后伸長率A、極限抗拉強度fu和耗能能力具有顯著影響.對比分析圖4中相同加載制度下A組未開孔試件和B～F組開孔試件的應力-應變曲線可知，在相同的加載制度下，A組未開孔試件的應力-應變曲線更為飽滿，耗能能力更強.A組試件由于受力截面未經削弱，全截面受拉，在相同加載制度下其極限抗拉強度為B～F組的105%～125%不等，且A組試件的斷后伸長率均大于各組開孔試件.

圖4 各組Q460高強鋼試件的應力-應變曲線Fig.4 Stress-strain curves of Q460 high strength steel specimens

對比圖4中相同加載制度下各組開孔試件的應力-應變曲線可知：隨著試件長軸方向上開孔數量的增加，受應力集中作用的孔洞數量隨之增加，孔洞附近均產生相應的塑性變形，導致試件的斷后伸長率隨加載次數的增大呈上升趨勢；試件在加載過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度基本相等，變化幅度均不超過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，從而導致D組試件的極限抗拉強度相較于B、C組有所降低，最大降低了12%，其斷后伸長率僅為B、C組的38%～62%.

2.3.2 加載制度對試件性能的影響

對比圖4中同組試件在NM 3、NM 5和NM 4、NM 6加載制度下的應力-應變曲線可知，在保持循環應變幅值增量不變，僅增加循環次數時，試件的極限抗拉強度變化幅度均在8%以內，表明循環次數對Q460高強鋼試件的極限抗拉強度影響較小.

保持循環次數不變，僅改變加載制度的循環應變幅值增量時，相較于循環應變幅值增量為2.5%的試件，循環應變幅值增量為4.0%的試件在循環拉伸過程中極限抗拉強度呈上升趨勢，最大提高了12%.說明在一定范圍內，隨著循環應變幅值增量的提高，Q460高強鋼試件的極限抗拉承載力略微上升.

2.4 應力循環特征

為分析開孔和未開孔Q460高強鋼試件的應力循環特性，提取NM 2加載制度下各組試件的應力-時間（σ-t）曲線，如圖5所示.由圖5可知：各組試件的應力均隨著NM 2循環次數的增加而減小，呈明顯的應力軟化特征；在循環拉伸初期（n＜4時），隨著循環次數的增加，試件的應力下降較快，材料快速軟化；在循環拉伸后期（n＞8時），試件的應力下降趨緩.這表明無論是開孔還是未開孔Q460高強鋼試件，在循環拉伸作用下均具有應力軟化特征，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力-時間曲線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高強鋼試件的應變能數據可知：在單調拉伸作用下（NM 1），A組試件的應變能約為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于開孔試件；隨著試件沿短軸方向上開孔數量的增加，耗能能力急劇下降；隨著試件沿長軸方向上開孔數量的增加，耗能能力呈上升趨勢，這是由于在單調拉伸或循環拉伸作用下，沿長軸方向上增加的孔洞使得試件的塑性變形增大，斷后伸長率提高，從而改善了試件的耗能能力.

2.5.2 加載制度對試件耗能能力的影響

由表2中的應變能數據可知：采用相同的應變幅值增量時，反復拉伸的循環次數對試件耗能能力的影響較小；與單調拉伸NM 1相比，在NM 2～NM 6加載制度下，各組試件的應變能均下降，表明反復拉伸使得Q460高強鋼試件的塑性損傷不斷累積，耗能能力因而下降.

NM 3、NM 5加載制度的應變幅值增量為2.5%，NM 4、NM 6加載制度的應變幅值增量為4.0%.在試驗過程中，A組未開孔試件在循環拉伸作用下塑性累積損傷不明顯，塑性變形性能較好，因此在較大應變幅值增量的加載作用下，試件的變形能量更大.說明相較于2.5%的應變幅值增量，在4.0%應變幅值增量循環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%應變幅值增量循環拉伸下的耗能能力相較于2.5%應變幅值增量時呈下降趨勢.E組試件在NM 3和NM 5加載制度下所選取的初始循環點位于應力-應變曲線的應力下降段，循環加載后試件的延性降低，導致E組試件提前破壞，因此其應變能變化規律出現異常.

3 有限元模擬驗證

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

結合材料等效應力-應變冪指硬化規律函數和改進的Bridgeman校正公式［17］，對試驗得到的試件產生頸縮后的真實應力-應變曲線進行校正：

式中：σeq為等效應力；σTavg為真實應力；εN為材料產生頸縮時的應變；εeq為等效應變，使用真實應變εTavg近似替代.

在設立有限元模型的本構關系時，以試件A-1為例，其通過式（1）計算所得的真實應力-應變曲線與試驗所得的等效應力-應變曲線對比如圖6所示.

圖6 試驗和公式計算所得應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curves obtained by experiment and calculation

建立各組試件對應的真實應力-應變曲線后，將相應的數據點輸入到Ansys有限元分析軟件的材料屬性中，以shell181單元為基礎建立有限元模型.有限元模擬所得的應力-應變曲線和試驗所得的應力-應變曲線對比如圖7所示.試驗和有限元模型中試件變形的對比如圖8所示.

圖7表明有限元模擬數據和試驗結果吻合良好.結合圖7中各試件的最終應變值及應變計算公式（ΔL為伸長量，L為試件中間平行段長度）可知，圖8中有限元模擬試件的變形情況和試驗試件的變形情況吻合良好.通過試驗標定并結合理論計算公式校正的材料本構關系可用于進一步研究.

圖7 試驗和有限元模擬所得應力-應變曲線對比Fig.7 Comparison of stress-strain curves obtained by experiment and simulation

圖8 試驗和有限元模型中試件變形對比Fig.8 Comparison of deformation obtained by experiment and simulation

4 結論

（1）未開孔試件的頸縮現象明顯且持續時間較長，斷裂過程發展極快，有明顯的斷裂聲.開孔試件的頸縮現象不明顯，孔洞周圍應力集中現象較明顯，在加載末期有清晰的裂縫擴展聲，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度、斷后伸長率和應變能均大幅降低.隨著沿試件短軸方向開孔數量的增加，試件的極限抗拉強度、斷后伸長率和應變能均下降.當試件沿長軸方向的開孔數量增加時，試件的極限抗拉強度基本保持不變，斷后伸長率和應變能則呈上升趨勢.

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

（4）循環次數對試件的力學性能影響較小，而應變幅值增量對試件極限抗拉強度和應變能的影響較大，各組開孔試件的極限抗拉強度和應變能均隨應變幅值增量的增大而增加.