邢佶慧，陳前，王濤，楊娜

(北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京，100044)

高強(qiáng)鋼的推廣及應(yīng)用是建筑科技發(fā)展的必然趨勢。較普通鋼而言，高強(qiáng)鋼塑性變形能力差，且焊接技術(shù)難，焊接接頭有脆變傾向。目前國外學(xué)者考慮了鋼材母材、焊縫和熱影響區(qū)研究鋼材材性，對高強(qiáng)鋼材焊接接頭力學(xué)性能的研究既考慮了單調(diào)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(huán)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(jìn)行受彎靜載和沖擊破壞試驗(yàn)，觀察其微觀結(jié)構(gòu)差異，獲取其開裂敏感性和斷裂韌性指標(biāo)；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(jìn)行試驗(yàn)及數(shù)值模擬，考慮低溫影響，測試了殘余應(yīng)力，評價(jià)了EN1993-1-10和Eurocode3相關(guān)規(guī)定；SEFCIKOVA等[5]對比了TMCP(熱機(jī)械控制工藝技術(shù))和淬火S960鋼熱影響區(qū)力學(xué)性能，考察了熱影響區(qū)強(qiáng)度、延性、硬度和沖擊強(qiáng)度的變化；JAVIDAN等[6]則探討了高強(qiáng)鋼、超高強(qiáng)鋼的熱影響區(qū)軟化效應(yīng)，考察了焊后鋼材屈服強(qiáng)度和應(yīng)變硬化率等宏觀力學(xué)指標(biāo)變化，對比了其微觀結(jié)構(gòu)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(fā)現(xiàn)T形單邊角焊縫逐漸熔透為全熔透對接焊縫后，破壞發(fā)生在母材上。前人通過試驗(yàn)研究得出：1)高強(qiáng)鋼熱影響區(qū)金屬微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，存在軟化現(xiàn)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(xué)者關(guān)注國產(chǎn)Q460系列鋼材焊接接頭性能，且開始基于細(xì)觀損傷理論進(jìn)行接頭斷裂模擬。黃東鎏[8]測試了Q460E鋼材焊接及力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)熱影響區(qū)既存在軟化區(qū)又有硬化區(qū)；施剛等[9]對Q460C平板對接接頭試件進(jìn)行了單調(diào)和多種加載制度下的循環(huán)加載試驗(yàn)，探討了不同加載制度的影響，發(fā)現(xiàn)接頭延性較母材下降約50%；魏晨熙[10]完成4個(gè)Q460C平板對接接頭和10個(gè)正面、側(cè)面角焊縫搭接接頭的性能試驗(yàn)，分析了側(cè)面角焊縫搭接接頭的承載性能；馬學(xué)周[11]研究了Q460高強(qiáng)平板對接、管-管對接以及管-板對接多層多道焊接殘余應(yīng)力分布特點(diǎn)，板-板對接焊縫區(qū)域的縱向殘余拉應(yīng)力峰值甚至超過母材屈服強(qiáng)度；蔣小華[12]數(shù)值模擬了Q460，Q690和Q960鋼平板對接接頭的殘余應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)其殘余應(yīng)力分布特點(diǎn)類似，屈服強(qiáng)度高的鋼材殘余應(yīng)力大；劉希月等[13]則對Q460C母材、焊縫金屬及熱影響區(qū)材料進(jìn)行了單拉試驗(yàn)，標(biāo)定微孔擴(kuò)張模型VGM和應(yīng)力修正臨界應(yīng)變模型SMCS2種細(xì)觀斷裂模型參數(shù)；隨后，施剛等[14]標(biāo)定了2種Q460鋼焊縫材料的VGM和SMCS斷裂參數(shù)，預(yù)測了正面角焊縫的延性斷裂。迄今為止，已有文獻(xiàn)多研究國產(chǎn)Q460鋼角焊縫或平板對接接頭，但缺乏T形接頭的數(shù)值模擬與斷裂預(yù)測分析。本文在國產(chǎn)Q460鋼母材、焊縫和熱影響區(qū)材性試驗(yàn)基礎(chǔ)上，采用單面成形全熔透對接焊接技術(shù)加工5個(gè)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(guī)范中接頭強(qiáng)度的驗(yàn)算公式，觀察接頭的裂紋發(fā)展過程和斷裂破壞形態(tài)，并基于微細(xì)觀斷裂理論模擬接頭的斷裂過程，為高強(qiáng)鋼焊接節(jié)點(diǎn)的研究提供參考。

1 試驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)機(jī)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(guī)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(jīng)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(qū)圓棒材性試件。

焊接時(shí)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(xué)成分如表1所示。焊前對鋼板進(jìn)行機(jī)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(shù)如表2所示。

表1 鋼板及焊條化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))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(shù)，缺口試件和槽口試件則用于校正斷裂參數(shù)。因斷裂通常發(fā)生在母材，焊縫和熱影響區(qū)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(xiàn)[15]中相關(guān)規(guī)定。每種類型試件加工2個(gè)，因離散性大焊縫處加工了3個(gè)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(shù)Table 2 Welding parameters of coupons

1.2 試驗(yàn)方案

采用MTS 810電液伺服萬能材料試驗(yàn)機(jī)在室溫下完成全部試驗(yàn)。根據(jù)試件尺寸分別采用25 mm和50 mm標(biāo)距MTS引伸計(jì)控制加載。按照文獻(xiàn)[15]規(guī)定，彈性應(yīng)變加載速率設(shè)置為0.015 min-1，屈服后應(yīng)變速率為0.05 min-1。

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

將光滑試件引伸計(jì)輸出的應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)繪入圖3，并根據(jù)圖3得出Q460高強(qiáng)鋼基本材性參數(shù)，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(shù)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(jié)果可知：取材自不同Q460鋼板產(chǎn)品的母材材性試件屈服強(qiáng)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(qiáng)度fu均約635 MPa，斷裂時(shí)伸長率均超過25%，在25.1%～30.2%之間變化，屈服強(qiáng)度低的鋼材伸長率更高。另外文獻(xiàn)[16]規(guī)定，鋼材的屈強(qiáng)比限值不應(yīng)大于0.83。文獻(xiàn)[17]規(guī)定，鋼材的屈強(qiáng)比限值不應(yīng)大于0.85，因而，TP系列試件僅勉強(qiáng)符合后者規(guī)定，而TR系列試件屈強(qiáng)比值更理想。

圖3 Q460鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)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(qū))結(jié)果可知：鑒于圓棒試件尺寸限制，所取“熱影響區(qū)”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(qū)的脆性特征。而對比TR系列和HS系列(焊縫熔敷金屬)可發(fā)現(xiàn)：熔敷金屬試件無明顯屈服平臺，強(qiáng)度高，曲線間離散較大，應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降早，塑性變形能力較母材略差。

1.4 Q460高強(qiáng)鋼單拉應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的數(shù)學(xué)描述

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

SHCM的單調(diào)加載曲線為四段式二次屈服模型，如圖4所示。具體的數(shù)學(xué)表達(dá)為

式中：σ和ε為應(yīng)力和應(yīng)變；Es為鋼材彈性模量；fy為屈服應(yīng)力；εy為屈服應(yīng)變；參數(shù)k1，k2和k3用于控制單調(diào)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(qū)鋼材SHCM參數(shù)匯總。將SHCM模型描述的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗(yàn)曲線對比，如圖5所示，可見SHCM曲線形式與選取的參數(shù)能夠很好地描述Q460鋼材的單向拉伸受力狀態(tài)。

R-O曲線數(shù)學(xué)公式為

式中：ε0和σ0分別為屈服應(yīng)變和屈服應(yīng)力，σ0=Eε0；α和n分別為鋼材的硬化系數(shù)和硬化指數(shù)。對焊縫熔敷金屬的實(shí)驗(yàn)曲線進(jìn)行擬合，取平均值后得α=0.34，n=14.15。所構(gòu)建R-O曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，如圖6所示。

1.5 Q460高強(qiáng)鋼材VGM模型斷裂參數(shù)

微孔擴(kuò)張模型(void growth model，VGM)是當(dāng)前應(yīng)用最為廣泛的微觀斷裂預(yù)測模型[13-14]。當(dāng)滿足以下情況時(shí)，金屬發(fā)生延性斷裂：

式中：DVGM為孔洞成長損傷指數(shù)，可當(dāng)作只與模擬結(jié)果有關(guān)的需求參數(shù)；T為應(yīng)力三軸度，T=σm/σe，σm為平均應(yīng)力，σe為von Mises等效應(yīng)力；為等效塑性應(yīng)變；A為應(yīng)力三軸度系數(shù)，需要依據(jù)材性試驗(yàn)結(jié)果校準(zhǔn)；為材料單調(diào)加載時(shí)的損傷極限承載能力，可理解為材料性質(zhì)，亦需要校準(zhǔn)。對結(jié)構(gòu)鋼來說，在1.0～5.0變化。

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

圖4 SHCM單調(diào)加載應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.4 Relationship between stress and strain under sketch of monotonic SHCM

表5 Q460鋼材SHCM參數(shù)匯總Table 5 Material parameters of SHCM model for Q460 steel

圖5 母材、熱影響區(qū)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(yù)測結(jié)果Fig.7 Fracture prediction results for coupons in material tests

由缺口和槽口試件試驗(yàn)結(jié)果可擬合出=1.929和A=1.024。圖7所示為材性試件斷裂預(yù)測結(jié)果。由圖7可見：實(shí)點(diǎn)反映了VGM方法預(yù)測出的試件斷裂時(shí)刻，與實(shí)測數(shù)據(jù)相比誤差不超過4%，說明斷裂參數(shù)的識別結(jié)果準(zhǔn)確。

2 T形對接接頭力學(xué)性能試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)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(jī)加工的Q460鋼底座經(jīng)手工電弧焊單面成形全熔透焊接技術(shù)立焊成T形接頭，焊材與材性試件的相同。焊接時(shí)設(shè)置引弧板，機(jī)械處理，焊后保溫緩冷?？紤]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(gè)接頭試件，尺寸及編號如圖8所示。因?qū)嶒?yàn)機(jī)空間有限且引伸計(jì)標(biāo)距為50 mm，板件標(biāo)準(zhǔn)段高度僅為30 mm。

試驗(yàn)時(shí)加載速率與材性試件一致，用引伸計(jì)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(yàn)結(jié)果

2.2.1 接頭強(qiáng)度

將引伸計(jì)輸出的荷載-位移曲線按照鋼板理想面積轉(zhuǎn)換為“應(yīng)力-應(yīng)變”關(guān)系后如圖9所示。對比圖9和圖3可見：接頭試件的強(qiáng)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(qiáng)度較母材和熱影響區(qū)增加約16%，較焊縫增加約12%；極限抗拉強(qiáng)度較母材和熱影響區(qū)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(guān)，亦與板件應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)。

圖9 T形接頭單向拉伸試驗(yàn)結(jié)果Fig.9 Uniaxial test results of T-shaped butt weld connections

文獻(xiàn)[19]規(guī)定，t≤16 mm時(shí)Q460鋼材的抗拉和抗壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值f=410 MPa，抗拉強(qiáng)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(qiáng)度按下式驗(yàn)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(jì)算厚度。在T形接頭中取腹板的厚度，當(dāng)無法采用引弧板和引出板施焊時(shí)，每條焊縫的長度計(jì)算時(shí)應(yīng)各減去2a(a為焊接的2個(gè)焊件中，較薄焊件的厚度)；和分別為對接焊縫的抗拉和壓強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

文獻(xiàn)[20]規(guī)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(qiáng)度控制。接頭承載力設(shè)計(jì)值Rn由下式確定：

式中：FnBM為母材的強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；ABM為母材的橫截面積；φ為阻力系數(shù)，取0.75。

文獻(xiàn)[21]規(guī)定，全熔透坡口焊縫的承載力設(shè)計(jì)值應(yīng)按被連接件中較弱的部分確定，公式如下：

式中：Nu為構(gòu)件抗拉設(shè)計(jì)值；fu為抗拉強(qiáng)度；Anet為母材凈截面面積；γM2為抗力分項(xiàng)系數(shù)，由每個(gè)國家自行確定，并列在國家附錄里。歐洲規(guī)范給出γM2的推薦值為1.25，德國、法國、荷蘭、奧地利、比利時(shí)、芬蘭和捷克等國均選用了該推薦值，而文獻(xiàn)[21]附錄取值1.10。

以我國規(guī)范設(shè)計(jì)值N中作為基準(zhǔn)，將各國規(guī)范給出的設(shè)計(jì)值和實(shí)測結(jié)果進(jìn)行對比結(jié)果如圖10所示。由圖10可見：接頭試件實(shí)測彈性極限承載力高于各國規(guī)范設(shè)計(jì)值的要求，即便考慮抗力分項(xiàng)系數(shù)取值，亦有足夠安全儲備。相對而言，按照英國規(guī)范進(jìn)行設(shè)計(jì)與實(shí)際情況最接近。

圖10 接頭強(qiáng)度與多國規(guī)范設(shè)計(jì)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(qū)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(jié)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(shí)，板件夾角由90o變?yōu)?35o，接頭強(qiáng)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(nèi)，即鋼板標(biāo)準(zhǔn)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(xiàn)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(cè)延伸，到板件邊緣區(qū)域裂紋斜向發(fā)展，直至貫通。這一現(xiàn)象與BARSOUM等[7]研究結(jié)果一致。

3 接頭性能數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

為深入剖析試驗(yàn)結(jié)果，了解試驗(yàn)過程中的鋼材的應(yīng)力和應(yīng)變發(fā)展過程，在ABAQUS中建立接頭試件夾具范圍內(nèi)的模型，單元類型為C3D8R，如圖12所示。

因破壞發(fā)生在母材處，母材部位網(wǎng)格尺寸細(xì)化為0.2～0.3 mm，焊縫部分按照實(shí)際尺寸建模，熱影響區(qū)按照1.5～2.0 mm范圍考慮，粗化網(wǎng)格以提高計(jì)算效率。將圖3中實(shí)測Q460D母材、焊縫和熱影響區(qū)本構(gòu)關(guān)系轉(zhuǎn)化為鋼材真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變關(guān)系，定義模型材性參數(shù)。各個(gè)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(jié)果

圖13所示荷載數(shù)值模擬與實(shí)測結(jié)果的對比，圖中星點(diǎn)表示VGM方法預(yù)測出的試件斷裂時(shí)刻。由圖13可見：數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，但因焊縫處存在初始?xì)堄鄳?yīng)力及幾何不確定性，模擬數(shù)據(jù)與實(shí)測情況仍存在一定差異，斷裂位移的預(yù)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(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)試件應(yīng)力和應(yīng)變分布受邊界效應(yīng)影響較大。鋼板受軸向拉力，因此，母材中部最先出現(xiàn)軸向塑性應(yīng)變，但受上部夾具和底座約束，在標(biāo)準(zhǔn)段上、下兩處外側(cè)均有側(cè)向變形約束，鋼板中部的塑性變形延伸至兩側(cè)后呈燕尾狀發(fā)展，直至試件斷裂。由此可知：T形接頭試件斷裂發(fā)生在母材上，斷裂延性取決于母材的應(yīng)力狀態(tài)，因而，隨著鋼板厚度的增加和夾角的變化，本文所設(shè)計(jì)接頭試件的延性增加。

圖13 荷載數(shù)值分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果的對比Fig.13 Comparison between simulated and tested results of loading

4 結(jié)論

1)Q460高強(qiáng)鋼母材單向拉伸的延伸率超過25.1%，屈強(qiáng)比基本符合《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范GB 50011—2010》要求；焊縫熔敷金屬和熱影響區(qū)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(xiàn)行《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)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(fā)生在母材處，延性取決于其應(yīng)力狀態(tài)。因焊接、邊界約束等因素影響，本文所測試5個(gè)接頭試件的應(yīng)力-應(yīng)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(yù)測方法對Q460高強(qiáng)鋼焊接接頭進(jìn)行斷裂預(yù)測結(jié)果較為準(zhǔn)確。