Q460高強鋼交錯孔板疲勞損傷后力學性能研究

梁 剛, 楊佳男, 李淑敏, 劉云賀

(1. 西安理工大學 土木建筑工程學院, 西安 710048;2. 西安理工大學 西北旱區生態水利工程國家重點試驗室, 西安 710048)

高強鋼具有良好的韌性與強度性能,已成功應用于鐵路、橋梁等承受疲勞荷載的結構中[1],但高強鋼對疲勞裂紋缺陷較敏感,易發生脆性斷裂[2]。因此,對高強鋼在長期承受循環荷載后的力學性能進行系統研究具有重要意義。

高強鋼及其構件良好的疲勞性能是其在振動環境中安全、可靠的工作基礎,為此,施剛等[3]對Q460高強鋼的疲勞性能進行了系統研究,給出了用以描述材料疲勞性能的S-N曲線。童樂為等[4]通過對12個試件的常幅推出疲勞試驗,探討了栓釘直徑、單釘和群釘布置形式等因素對Q690高強鋼-超高性能混凝土組合抗剪連接件疲勞性能的影響規律。宗亮等[5]對Q690高強鋼的疲勞裂紋擴展性能進行了系統研究,發現隨應力比增大,Q690高強鋼裂紋擴展速率呈增大趨勢。邱晨等[6]系統研究了Q460高強鋼母材、焊縫、熱影響區鋼材及T形對接接頭的超低周疲勞性能,發現增加板厚等參數,對接接頭的疲勞壽命斷裂延長,位移延性系數增大。胡寶琳等[7]基于線彈性斷裂力學,針對直角突變式鋼吊車梁變截面部位的疲勞斷裂特性進行了系統研究,給出了改善連接疲勞性能的關鍵參數閾值。郭宏超等[8]對Q460高強鋼螺栓連接的疲勞性能分別進行了系統研究,基于試驗數據擬合了Smax-N曲線,對比分析了ANSI/AISC 360-10等相關規范對于高強鋼疲勞壽命預測的有效性。Steimbreger等[9]系統分析了焊接過程對S690高強鋼疲勞性能S-N曲線的影響規律。上述研究成果為高強鋼疲勞性能設計奠定了良好的理論基礎。

然而,國內外關于高強鋼疲勞損傷后的殘余力學性能研究較少,而此是結構可靠性評估的重要基礎之一,對此張春濤等[10]探討了荷載水平、循環次數等因素對高強鋼材料殘余力學性能的影響規律,發現高強鋼彈性模量受疲勞損傷的影響較小,但其屈服強度、抗拉強度、伸長率、屈服應變和極限應變等力學性能會隨著疲勞損傷的增加而減小。而除上述因素外,構件的疲勞性能還與開孔位置、數量、端距以及孔間距等因素有關[11]。因此,本文考慮加載系數、損傷因子以及板件開孔數量等因素影響,對Q460高強鋼母材、交錯開孔板進行了疲勞試驗和疲勞損傷后靜力拉伸試驗,探討疲勞損傷對Q460高強鋼交錯孔板構件的破壞模式、荷載-位移曲線、承載能力等的影響規律,建立了考慮疲勞損傷的Q460高強鋼交錯孔板構件殘余承載力預測模型,以期為高強鋼結構性能可靠性評估提供試驗和理論依據。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗設計了9組共計36個高強鋼試件,包括3組共12個母材試件,編號為A1-1～A1-4,B1-1～B1-4和C1-1～C1-4;3組共12個兩交錯孔試件,編號分別是A2-1～A2-4,B2-1～B2-4和C2-1～C2-4,以及3組共12個三交錯孔試件,編號為A3-1～A3-4,B3-1～B3-4和C3-1～C3-4。各組內試件的尺寸均相同(僅加載方案不同,為后續方便表述,故將其分為多組),且所有試件均由8 mm厚Q460D高強鋼板制成。兩交錯孔試件平直段部分鉆孔直徑d0=26 mm,三交錯孔試件平直段部分鉆孔直徑d0=17 mm。用以研究螺栓開孔情況對高強鋼疲勞損傷后力學性能的影響規律,其余尺寸詳如圖1所示。

(b) A1、B1、C1系列兩交錯孔試件

1.2 試件材料力學性能

根據GB/T 2975—2018《鋼及鋼產品力學性能試驗取樣位置及試樣制備》[12]以及GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗:第1部分:室溫試驗方法》[13]的規定對材性試件進行了拉伸試驗,獲得了鋼材的應力-應變曲線,如圖2所示。Q460D高強鋼基本力學性能參數,如表1所示。表1中:E為彈性模量;fy為屈服強度;fu為極限強度;A為斷后伸長率。由表1可知,Q460鋼材主要力學指標滿足相關規范要求。

表1 Q460D鋼材材性

圖2 鋼材應力-應變曲線

1.3 試驗方案及加載制度

對于編號為A、B、C的三組試件,按照疲勞、疲勞預損傷和靜力拉伸3步進行試驗。首先,需確定疲勞試驗中最大應力Smax和最小應力Smin,其中,循環加載中各級疲勞荷載水平的Smax一般不超過fy的0.8倍,最小值Smin=10%Smax[14]?；诖?參照表1中鋼材屈服強度fy以及試驗設備加載能力,確定本次試驗的三級疲勞荷載水平的Smax依次為0.7fy、0.6fy和0.5fy,Smin仍取為10%Smax。按照GB/T 3075—2008《金屬材料疲勞試驗軸向力控制方法》[15]中的規定,分別測得每組1號試件(如A1-1,B1-1,……)在不同應力水平下的疲勞壽命N,如表2所示。其中,應力比R=Smin/Smax=0.1,荷載選用正弦波形,加載頻率為10 Hz。為說明加載應力水平Pmax與屈服應力Py間的關系,引入加載系數K=Pmax/Py。

表2 疲勞損傷后Q460D高強鋼力學性能試驗工況

然后,對每組2～4號試件開展不同循環次數的疲勞預損傷試驗。按照Miner疲勞損傷累積理論,疲勞損傷循環次數n與疲勞壽命N的比值則為疲勞損傷D,即D=n/N。因此,給定試件的疲勞損傷因子D,根據疲勞壽命N,可獲得Q460D高強鋼疲勞損傷需要振動的次數n,各組試件的疲勞損傷值見表2。

最后,對具有不同疲勞損傷的試件開展靜力拉伸試驗,獲得試件的殘余力學性能指標。靜力拉伸試驗按照位移控制加載,加載速率為0.5 mm/min。疲勞試驗和靜力拉伸試驗均由50 t的MTS靜/動態疲勞試驗機完成,取布置在試件上端的線性位移計LVDT1和LVDT2測量值的平均值,分析試件在加載過程中的變形規律,試驗裝置及位移計布置如圖3(a)所示。

圖3 試驗儀器設備及測量裝置位置示意圖

為測量拉伸過程中交錯孔試件的應變分布規律,在試件理論屈服線位置處粘貼應變片和應變花,由于靠近板邊孔凈截面主要承擔軸向力,兩交錯孔間斜截面主要承受組合內力(如拉-剪組合力),因此在靠近板邊孔凈截面處粘貼應變片,記為S;兩交錯孔間斜截面黏貼應變花,記為γ,如圖3(b)所示。試件的位移和應變數據采用TDS630高速動態采集儀記錄。試驗工況見表2。

2 試驗結果及分析

2.1 破壞特征

2.1.1 疲勞破壞

疲勞破壞后不同試件的破壞形貌分別如圖4～圖6所示。由圖4(a)可知,當K=0.7時,循環次數21萬次后母材A1-1平行段出現頸縮后斷裂。當K=0.6時,試件B1-1(見圖4(b))破壞模式與A1-1相似,但試件斷裂后幾乎未出現頸縮現象,而當K=0.5時,試件的疲勞循環次數超過200萬次,試驗停止,試件未發生明顯破壞。由此可知,當K值較高時,試件斷裂過程中表現出一定的延性,但隨著加載系數的減小,金屬材料內部微裂紋萌生和擴展速率控制試件的疲勞性能,試件以脆性斷裂為主。

(a) K=0.7,D=1.0

圖5給出了不同加載系數下兩交錯孔板疲勞破壞后的變形特征,由圖5(a)可知,當K=0.7時,循環荷載作用下,試件首先沿兩孔邊緣產生垂直于荷載作用方向的橫向裂紋,并沿孔邊逐漸擴展貫通,斷口處同樣產生明顯的頸縮現象,隨后兩孔間截面產生拉剪破壞,與靜力拉伸破壞模式相似;當K=0.6時,根據試驗記錄,當循環次數達到約4萬次時,兩孔邊緣產生頸縮現象,隨著循環次數增加,該處發生斷裂破壞,此時,疲勞荷載主要由兩孔間凈截面承擔,在往復荷載下該處截面主要發生受拉斷裂破壞模式(見圖5(b));由圖5(c)可知,隨著加載系數的減小,當K=0.5時,試件主要以孔邊疲勞斷裂破壞為主,并未出現類靜力拉伸的兩孔間截面拉剪形式的斷裂破壞模式。綜上可知,加載系數K對試件疲勞破壞機制的影響較大,主要原因為有孔板試件在開孔處應力集中程度較大,疲勞裂紋均沿凈截面孔壁中心向與荷載垂直的方向擴展。隨著應力水平降低,疲勞破壞程度降低。

(a) K=0.7,D=1.0

三交錯孔板試件的疲勞破壞特征見圖6,當K=0.7時,疲勞荷載作用下,三交錯孔板試件首先在板邊孔附近產生橫向裂紋,隨著循環次數的增加,裂紋逐漸貫通至板邊,此時,兩孔間凈截面成為試件的薄弱部位,產生受拉疲勞斷裂破壞模式;當K=0.6時,疲勞荷載作用下試件破壞機制與加載系數為0.7時相似;當K=0.5時,疲勞裂紋幾乎均勻地出現在每個孔周邊,隨著循環次數的增加,孔周邊均產生橫向裂縫并沿橫向延伸貫通,最終發生疲勞斷裂破壞。

(a) K=0.7,D=1.0

2.1.2 疲勞預損傷后拉伸破壞

對疲勞預損傷后的試件進行靜力拉伸試驗,得到的試件破壞特征如圖7～圖9所示。由圖7可知,當加載系數K=0.7時,不同疲勞損傷后試件的拉伸斷裂破壞形態基本相似。但試件斷后截面頸縮程度存在一定差別,當試件疲勞預損傷值D=0.30和0.75時,由圖7(a)和圖7(c)可知,后者斷口較前者更不規則,呈現明顯的鋸齒狀,主要原因為損傷因子D越大,即相對循環次數越多,試件薄弱截面處產生的微裂紋越多,隨著荷載的增大,該截面由于微裂紋逐漸擴展并貫通而破壞,呈現不規則狀。而在較低損傷情況下,試件斷裂破壞主要是由金屬晶體間相互滑移所致,斷裂時表現出明顯的層狀撕裂形態。

(a) D=0.30

圖8給出了兩交錯孔板試件在K=0.7時,疲勞預損傷后試件的拉伸破壞情況。由圖8可知,不同疲勞預損傷情況下,試件的破壞模式基本一致。但與圖5對比分析可知,靜力拉伸過程中,具有疲勞損傷的試件斷后頸縮現象更明顯,且兩類試件的破壞機制明顯不同,對于疲勞試件,板邊孔凈截面首先發生疲勞斷裂,隨后兩孔間截面主要以受拉疲勞斷裂特征為主,或僅在板中孔周邊產生橫向裂紋并擴展而破壞。對于預損傷后的靜力拉伸斷裂破壞模式,兩孔間截面主要承受拉-剪組合力的作用,斷裂時頸縮現象不明顯。

(a) D=0.30

圖9給出了三交錯孔板試件在K=0.7時,預疲勞損傷后試件的拉伸破壞情況,由圖9(a)可知,當損傷因子D=0.30時,試件沿理論屈服線路徑發生斷裂破壞,板邊孔凈截面主要承受拉力作用,斷裂后具有明顯的頸縮現象,孔間斜截面則主要承受拉-剪組合力作用,斷后截面頸縮現象不明顯,斷口較平整。但當損傷因子增加到0.45時,試件的斷裂路徑與理論屈服線存在明顯差異,主要原因為在高周疲勞荷載作用下,試件的疲勞損傷具有一定的隨機性,因此,疲勞預損傷后對試件進行靜力拉伸時,首先在裂紋缺陷較大處起裂并沿最薄弱方向擴展至貫通,最后發生斷裂破壞。由圖9(b)可知,孔間斷裂面不規則,且沿受力中心線不對稱。當損傷因子增加到0.75時,斷裂面不規則現象更加突出(與圖7中隨著損傷因子D增大,試件斷口越不規則一致),且斷裂路徑明顯偏離了理論屈服線,這一現象與兩孔板不同。因此,對于長期在振動環境下服役的多孔板高強鋼構件,基于理論屈服線方法獲得的構件承載力預測模型的有效性仍需進一步研究。

2.2 荷載-位移曲線

當加載系數為K=0.7時,經不同疲勞預損傷后的Q460高強鋼試件荷載-位移(F-δ)曲線,如圖10所示。由圖10可知,不同開孔數量的Q460高強鋼經疲勞損傷后,F-δ曲線均出現“齒尖”狀不連續振蕩現象。這是因為在預損傷過程中,疲勞損傷的累積會導致Q460高強鋼材內部產生大量隨機微裂紋,在靜力拉伸過程中,鋼材內部因疲勞裂紋的存在而發生應力重分布,造成試件瞬時變形增大,承載能力降低;當豎向位移繼續增大時,局部裂縫周圍材料仍能承受更多外荷載,表現為荷載繼續上升,從而在荷載-位移曲線中表現出“齒尖”現象。

(a) 母材

由圖10(a)可知,在加載初期,母材試件的荷載與位移呈線性增加趨勢,此時不同損傷因子下,試件的荷載-位移曲線基本重合。當進入屈服階段后,隨著損傷因子的增加,試件的承載力和極限變形能力逐漸降低。然而,對于多交錯孔板試件,上述規律較為復雜,主要原因是高周循環荷載作用下,由于材料初始缺陷以及加工精度等因素影響,試件的損傷分布模式和損傷水平等均具有一定隨機性。由圖10(b)可知,加載初期,不同損傷因子下,各試件的荷載-位移曲線幾乎重合,但當荷載超過約155 kN時,三個試件的荷載-位移曲線表現出較明顯的差異,如當D=0.75時,由于前期循環荷載的作用,試件產生了較高的疲勞損傷,因此試件首先在疲勞損傷較大處產生局部裂縫,試件承載力短暫下降,之后由于該處周邊金屬仍可繼續承載,試件的荷載-位移曲線表現出較高的強化性質。若以試件極限荷載對應的位移定義為其變形能力,可以發現,與母材疲勞預損傷試件的拉伸結果變化規律截然相反,損傷因子較大的試件其變形能力反而更強,主要原因為由疲勞損傷引起的局部裂紋處亦存在應力集中現象,一定程度上緩解了孔洞周邊的應力集中程度。由圖10(c)可知,與兩交錯孔板試件類似,隨著損傷因子的增加,三交錯孔板試件的荷載-位移曲線變化規律亦較復雜,當損傷因子較低時,試件的荷載-位移曲線與無損傷試件的拉伸曲線相似,隨著損傷因子增加,試件越早出現承載能力突降現象,但試件的變形能力仍出現一定的增加趨勢,主要原因與兩交錯孔試件相似。

2.3 應變分布規律

以試件A2-2、A2-4和A3-2、A3-4為例,來說明不同損傷因子下,多孔板試件的應變分布規律,其中兩孔板中S1、S2測點和三孔板中S1、S2測點的軸向應變均由應變片直接測得;兩孔板測點γ和三孔板交錯路徑上的測點γ1、γ2的應變,通過應變花數據由式(1)和式(2),得到交錯路徑上的主應變。

左側:(γxz)max=ε0+ε90-2ε45

(1)

右側:(γxz)max=2ε45-ε0-ε90

(2)

式中:ε0為加載方向應變;ε45為與加載方向呈45°的應變;ε90為與加載方向呈90°的應變。

不同受力階段,典型試件的應變分布規律,如圖11所示。由圖11可知,對于兩孔板試件,當損傷因子D=0.3(A2-2和A3-2試件)時,疲勞預損傷試件的屈服線分布模式與靜力拉伸試件基本相似。加載初期,邊孔與孔間凈截面受力基本相同,而隨著荷載增大,邊孔凈截面承擔較大了的內力,但最終均能達到屈服和破壞狀態。當損傷因子達到0.75時,除加載初期外,多孔板試件的屈服線分布模式與無損傷試件的相差較大,如對于A2-4和A3-4試件,直到試件達到破壞階段,孔間理論屈服線截面處的應變始終較小,且尚未達到屈服狀態,主要原因是疲勞預損傷改變了板件原有的薄弱部位,進而改變了試件的屈服和斷裂路徑。

(a) A2-2試件(Fy=281 kN)

2.4 承載力退化規律

試件的極限承載力隨損傷因子D的變化規律,如圖12所示。所有試件的極限承載力,如表3所示。結合圖12(a)和表3可知,對于母材試件,當K值相同時,隨著損傷因子D的增大,高強鋼的極限承載力逐漸減小。當K=0.7,損傷因子D由0.30增加到0.75時,試件的極限承載力由76.3 kN降低到71.4 kN,降幅僅為6.4%;當K=0.6時,上述情況下,試件的極限承載力下降了12.8%,而當K=0.5時,試件的極限承載力下降了18.7%,降幅較高。由此可知,不同加載系數下,損傷因子對試件極限承載力的影響程度不同,加載系數較小時,損傷因子越大,試件的承載力降低的幅度越高,而加載系數較大時,增大損傷因子對試件的承載力影響較小,主要原因為,損傷因子與試件的疲勞壽命密切相關,低加載系數下,試件的疲勞壽命較高,因此相同的損傷因子需施加更多的循環次數,導致試件產生的疲勞損傷程度越高,其殘余承載力降幅越大,由圖12(a)可知,低加載系數下,試件的殘余承載力與損傷因子基本呈線性關系。

表3 疲勞損傷后Q460D高強鋼力學性能參數

(a) 母材

當損傷因子相同時,加載系數對母材極限承載力影響程度亦與損傷因子大小密切相關,如當D=0.3,加載系數由0.7減小到0.6和0.5時,后兩者的承載力分別比前者降低了1.7%和8.5%,試件的承載力降低幅度較小;當D=0.45時,上述情況下,試件的極限承載力分別下降3.1%和0.0%,但當D=0.75時,相同情況下,試件的極限承載力分別下降了11.3%和13.2%。上述結果進一步驗證了加載系數越小,相同損傷因子所需的疲勞循環次數越多,試件損傷越大,其極限承載力降低越明顯。

結合圖12(b)和表3可知,與母材類似,對于兩交錯孔板試件,試件的極限承載力總體上隨疲勞損傷增加而降低,但變化規律比母材更復雜。如當加載系數相同時,K=0.7對應的A2-3和A2-4的承載力比A2-2均降低不超過2%;當K=0.6時,B2-3和B2-4的承載力比B2-2分別降低1.3%和7.9%;而當K=0.5時,C2-3和C2-4的承載力比C2-2分別降低0.0%和15.3%;綜上發現,與圖12(a)不同,相同加載系數下,當損傷因子由0.3增加到0.45時,兩交錯孔板試件的承載力幾乎保持不變,主要原因是軸向荷載作用下,母材應力分布較為簡單,但對于多孔板,由于孔洞周邊存在較高的應力集中現象,因此多孔板的應力分布模式較復雜,較低損傷因子下,試件的承載力主要由應力分布特征控制。當損傷因子逐漸增大時,由于在試件中引入了較高的局部損傷,此時,該局部損傷對多孔板試件的承載力逐漸占主導作用,因此,僅在較低加載系數和較高損傷因子下,多孔板的極限承載力才出現明顯降低的現象。如當損傷因子從0.45增加到0.75時,K=0.7情況下試件的承載力降低了1.2%,當K=0.6時,試件的承載力降低了6.7%;而K=0.5時承載力降低了15.3%。

當損傷因子相同時,加載系數對兩交錯孔板極限承載力的影響程度亦與損傷因子密切相關,如當D=0.3,加載系數由0.7減小到0.6和0.5時,后兩者的承載力分別比前者降低了0.6%和1.1%,當D=0.45時,上述情況下,承載力分別比前者降低了1.4%和0.5%,當D=0.75時,承載力分別降低了6.8%和14.7%。可見,加載系數越小,損傷因子越大,兩交錯孔板的承載力降低的幅度亦越大。

結合圖12(c)和表3可知,三孔板在不同加載系數下,試件極限承載力隨加載系數、損傷因子的變化規律與兩交錯孔板試件相似,但相同情況下,試件的承載力降低的幅度較高。例如,在K=0.7的加載系數,當損傷因子D由0.45增加到0.75,三孔板的承載力降低了0.4%;當K=0.6時,上述情況下試件的承載力降低了10.4%;當K=0.5時,試件的承載力降低了17.3%,主要原因可能與三孔板試件比兩孔板試件的缺陷敏感性較高等因素有關。

3 疲勞損傷后力學性能理論分析

AISC規范[16]認為交錯凈截面破壞承載力FAISC等于材料極限強度fu與交錯凈截面面積Anet的乘積,如式(3)

FAISC=fuAnet

(3)

式中,交錯凈截面面積Anet采用s2/4g法計算,如式(4)

(4)

式中:W為板件寬度;n為板件開孔個數;d0為孔徑;s為孔縱向間距;g為孔橫向間距。

EC3規范[17]交錯凈截面破壞承載力的計算方法與AISC規范基本一致,前者僅針對高強鋼增加了一項0.9的材料折減系數

FEC3=0.9fuAnet

(5)

上述規范均基于理論屈服線方法,給出了多交錯孔板連接的極限承載力預測模型,但均未考慮材料損傷對連接極限承載力的影響。

由試驗可知,在較低損傷因子下,多交錯孔試件的承載力主要由應力分布特征控制,疲勞預損傷后試件的承載力降低幅度不超過2%,甚至保持不變。但在加載系數較低、損傷因子較大時,疲勞損傷對高強鋼交錯孔板構件的極限承載力影響較高,且疲勞損傷改變了交錯孔板理論屈服和斷裂路徑,基于AISC/ANSI 360-16和EN 1993-1-8規范,分別采用殘余承載力因子λAISC和λEC3來表征多孔板經一定循環次數后,其剩余承載力變化率,即,可將式(4)和式(5)修正為

(6)

(7)

基于Miner線性損傷累積理論,假定疲勞損傷與循環次數呈線性關系,通過試驗結果,采用最小二乘法,得到疲勞損傷后Q460D高強鋼交錯孔板的極限承載力隨疲勞循環次數變化的數學表達式,即,

λAISC=0.906-0.028n×10-4

(8)

λEC3=1.007-0.312n×10-4

(9)

n=D·N

(10)

圖13 Q490 高強鋼多孔板損傷后的殘余承載力因子

4 結 論

為探討長期服役在振動環境中交錯孔連接型高強鋼疲勞損傷后力學性能,本文開展了Q460高強鋼疲勞損傷后交錯孔板的靜力拉伸試驗,研究了加載系數,損傷因子和開孔數量等因素對其破壞模式、應變分布規律和承載力等的影響規律,建立了考慮疲勞損傷的Q460高強鋼交錯孔板構件的殘余承載力預測模型。主要結論如下:

(1) 對于兩孔板試件,兩孔間截面主要承受拉-剪組合力的作用,斷裂時頸縮現象不明顯;對于三孔板試件,當損傷因子增加到0.45時,試件的斷裂路徑與理論屈服線路徑存在明顯差異,且斷裂面不規則。

(2) 由于疲勞損傷引起的局部裂紋處存在應力集中現象,一定程度上緩解了孔洞周邊的應力集中程度。因此一定范圍內增大損傷因子,多孔板的變形能力呈增加趨勢,但試件較早出現承載能力突降等劣化現象。

(3) 加載系數對兩交錯孔板極限承載力的影響程度與損傷因子密切相關。加載系數越小,損傷因子越大,多交錯孔板的承載力降低的幅度亦越顯著。

(4) 隨著開孔數量增多,疲勞損傷對試件的承載力影響越大,如K=0.6情況下,當損傷因子從0.45增加到0.75時,兩交錯孔板的承載力降低了6.7%,而上述情況下三交錯孔板的承載力降低了10.4%。

(5) 基于AISC/ANSI 360-16和EN 1993-1-8規范,建立了考慮疲勞損傷的Q460高強鋼多交錯孔板殘余承載力預測模型,該模型與試驗結果吻合較好,可較好地反映疲勞損傷對高強鋼多交錯孔板承載力的影響規律。