羅文偉，李海鋒，2，曹寶安

（1.華僑大學(xué)土木工程學(xué)院，福建廈門 361021；2.華僑大學(xué)福建省智慧基礎(chǔ)設(shè)施與監(jiān)測重點實驗室，福建廈門 361021）

相比傳統(tǒng)的混凝土建筑而言，鋼結(jié)構(gòu)建筑強(qiáng)度更高，抗震性能更好，便于工廠化制作和現(xiàn)場安裝，是中國21世紀(jì)的“綠色建筑”，也是未來建筑的發(fā)展方向.高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼材（指強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值不低于460 MPa的鋼材）在國內(nèi)外多個建筑和橋梁工程中得到了廣泛應(yīng)用［1］，中國的國家體育場“鳥巢”使用了約400 t的Q460高強(qiáng)鋼.國內(nèi)外學(xué)者對Q460高強(qiáng)鋼的力學(xué)性能進(jìn)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(jié)合鋼材反復(fù)加載的滯回曲線，提出了Q460高強(qiáng)鋼的應(yīng)力-應(yīng)變滯回模型.施剛等［3］對17個Q460D高強(qiáng)鋼試件進(jìn)行了循環(huán)加載，并基于Chaboche鋼材塑性本構(gòu)模型標(biāo)定了該類型高強(qiáng)鋼的循環(huán)加載本構(gòu)模型參數(shù)，為準(zhǔn)確分析Q460D高強(qiáng)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(huán)加載下的力學(xué)性能，結(jié)果表明Q460鋼的滯回耗能能力不弱于Q345鋼.劉佳［5］對Q460鋼進(jìn)行了超低周疲勞狀態(tài)的本構(gòu)模擬及斷裂預(yù)測分析，結(jié)果表明VMX鋼材斷裂預(yù)測模型對Q460鋼和焊縫金屬的超低周疲勞延性斷裂預(yù)測具有良好的適用性.

在實際工程應(yīng)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(xué)者主要從孔徑、開孔位置和開孔數(shù)量對鋼板屈曲以及極限強(qiáng)度的影響進(jìn)行研究［6-8］.龔晨等［9］對開孔鋼板屈曲約束支撐進(jìn)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(qū)間長度與開孔寬度比對該類型支撐力學(xué)性能和穩(wěn)定性的影響規(guī)律.周超等［10-11］對Q235開孔鋼板進(jìn)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(jī)理.謝彩霞等［12］對33個開孔Q235試件進(jìn)行了單調(diào)拉伸和循環(huán)拉伸加載，主要探討了不同加載制度下Q235鋼板的破壞機(jī)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(jìn)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(tài)以及各因素的作用機(jī)理，為開孔抗剪板在建筑領(lǐng)域的推廣應(yīng)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(guān)高強(qiáng)鋼力學(xué)性能的研究主要集中于分析高強(qiáng)鋼板的滯回曲線和建立相應(yīng)的本構(gòu)模型，開孔高強(qiáng)鋼板在循環(huán)荷載作用下的力學(xué)性能還需進(jìn)一步研究.本文共設(shè)計了36個Q460高強(qiáng)鋼試件，并對其進(jìn)行單調(diào)拉伸及循環(huán)拉伸下的力學(xué)性能試驗，以開孔數(shù)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(qiáng)鋼試件的破壞特征、抗拉強(qiáng)度、應(yīng)力循環(huán)特征和耗能能力，以期為此類型開孔鋼板的工程實際應(yīng)用提供參考依據(jù).

1 試驗設(shè)計

所用Q460高強(qiáng)鋼由安鋼公司提供，其力學(xué)性能如表1所示，滿足GB/T 1591—2018《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》的要求.表1中fy、fu、A、Ecj分別為屈服應(yīng)力、極限抗拉強(qiáng)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(shè)計36根厚度為6 mm的Q460高強(qiáng)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(shù)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(jìn)行加載的試件.

表1 鋼材的力學(xué)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(xué)結(jié)構(gòu)實驗室的CMT 5105電子萬能試驗機(jī)進(jìn)行加載，采用拉壓引伸計測量試件的應(yīng)變，引伸計的標(biāo)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(shù)據(jù)可獲得材性試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，而當(dāng)試件的應(yīng)變ε達(dá)到最大應(yīng)變εmax的50%及以上時，統(tǒng)稱此時試件的應(yīng)變?yōu)榇髴?yīng)變.為探究Q460高強(qiáng)鋼在大應(yīng)變下循環(huán)拉伸的力學(xué)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(diào)拉伸加載.在各組試件的單調(diào)拉伸試驗過程中發(fā)現(xiàn)，各組試件均在其55%εmax附近達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度值.因此選用各組單調(diào)拉伸試件（A 1～F1）的最大應(yīng)變εmax為基準(zhǔn)值，取55%εmax為初始循環(huán)點.NM 2為重復(fù)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(huán)次數(shù)（n）為12，隨后直接加載至試件斷裂；NM 3～NM 6為分級重復(fù)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(huán)加載2次后在60.0%εmax處循環(huán)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(huán)加載2次后在63.0%εmax處循環(huán)加載4次，隨后加載至試件斷裂；NM 5加載級數(shù)與NM 3保持一致，僅將NM 3各級的循環(huán)次數(shù)翻倍；NM 6加載級數(shù)與NM 4保持一致，僅將NM 4各級的循環(huán)次數(shù)翻倍.

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

2 結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

圖3給出了NM 1加載制度下試件典型破壞模式.結(jié)合圖3分析試件的試驗現(xiàn)象：（1）隨著試件內(nèi)部細(xì)微裂縫的擴(kuò)展，未開孔的Q460高強(qiáng)鋼試件在最不利受力截面產(chǎn)生頸縮，在試件加載后期頸縮現(xiàn)象明顯且持續(xù)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(guī)則且凹凸不平，斷口截面邊緣變形明顯，顏色發(fā)白，斷裂截面中部略有凹陷.未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件產(chǎn)生頸縮的位置通常在試件中部附近，受試件內(nèi)部缺陷影響較大.（2）經(jīng)歷拉伸后，開孔Q460高強(qiáng)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(chǎn)生明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)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(xiàn)象并不明顯，其頸縮持續(xù)時間較短，試件延性較差.在加載末期，伴隨著清晰的裂縫擴(kuò)展聲，試件沿孔徑最大截面處開裂，抵抗荷載的截面面積進(jìn)一步減小，隨后裂縫在驟增的應(yīng)力下貫通整個截面，導(dǎo)致試件破壞.開孔Q460高強(qiáng)鋼試件于開孔處產(chǎn)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(nèi)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(jié)果匯總

試驗結(jié)果見表2.表2中εu為試件極限抗拉強(qiáng)度fu對應(yīng)的應(yīng)變；δ為試件屈強(qiáng)比（δ＝fy/fu）；E為試件應(yīng)變能，指以應(yīng)變和應(yīng)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(luò)總面積計算得到.

表2 試驗結(jié)果Table 2 Experimental results

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線分析

2.3.1 孔洞對試件性能的影響

各組Q460高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)力-應(yīng)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(yīng)力-應(yīng)變曲線基本重合，說明開孔位置和開孔數(shù)量對試件的彈性模量影響較小；在彈性階段之后，隨著應(yīng)變的增大，A組未開孔試件出現(xiàn)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(jié)合表2和圖4可知，試件的開孔數(shù)量和開孔位置對Q460高強(qiáng)鋼試件的斷后伸長率A、極限抗拉強(qiáng)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(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，在相同的加載制度下，A組未開孔試件的應(yīng)力-應(yīng)變曲線更為飽滿，耗能能力更強(qiáng).A組試件由于受力截面未經(jīng)削弱，全截面受拉，在相同加載制度下其極限抗拉強(qiáng)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(qiáng)鋼試件的應(yīng)力-應(yīng)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(yīng)力-應(yīng)變曲線可知：隨著試件長軸方向上開孔數(shù)量的增加，受應(yīng)力集中作用的孔洞數(shù)量隨之增加，孔洞附近均產(chǎn)生相應(yīng)的塑性變形，導(dǎo)致試件的斷后伸長率隨加載次數(shù)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(qiáng)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(qiáng)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(dǎo)致D組試件的極限抗拉強(qiáng)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(yīng)力-應(yīng)變曲線可知，在保持循環(huán)應(yīng)變幅值增量不變，僅增加循環(huán)次數(shù)時，試件的極限抗拉強(qiáng)度變化幅度均在8%以內(nèi)，表明循環(huán)次數(shù)對Q460高強(qiáng)鋼試件的極限抗拉強(qiáng)度影響較小.

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

2.4 應(yīng)力循環(huán)特征

為分析開孔和未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件的應(yīng)力循環(huán)特性，提取NM 2加載制度下各組試件的應(yīng)力-時間（σ-t）曲線，如圖5所示.由圖5可知：各組試件的應(yīng)力均隨著NM 2循環(huán)次數(shù)的增加而減小，呈明顯的應(yīng)力軟化特征；在循環(huán)拉伸初期（n＜4時），隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件的應(yīng)力下降較快，材料快速軟化；在循環(huán)拉伸后期（n＞8時），試件的應(yīng)力下降趨緩.這表明無論是開孔還是未開孔Q460高強(qiáng)鋼試件，在循環(huán)拉伸作用下均具有應(yīng)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(yīng)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(qiáng)鋼試件的應(yīng)變能數(shù)據(jù)可知：在單調(diào)拉伸作用下（NM 1），A組試件的應(yīng)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(yōu)于開孔試件；隨著試件沿短軸方向上開孔數(shù)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(shù)量的增加，耗能能力呈上升趨勢，這是由于在單調(diào)拉伸或循環(huán)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(yīng)變能數(shù)據(jù)可知：采用相同的應(yīng)變幅值增量時，反復(fù)拉伸的循環(huán)次數(shù)對試件耗能能力的影響較小；與單調(diào)拉伸NM 1相比，在NM 2～NM 6加載制度下，各組試件的應(yīng)變能均下降，表明反復(fù)拉伸使得Q460高強(qiáng)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(yīng)變幅值增量為2.5%，NM 4、NM 6加載制度的應(yīng)變幅值增量為4.0%.在試驗過程中，A組未開孔試件在循環(huán)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(yīng)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(yīng)變幅值增量，在4.0%應(yīng)變幅值增量循環(huán)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(yīng)變幅值增量循環(huán)拉伸下的耗能能力相較于2.5%應(yīng)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(huán)點位于應(yīng)力-應(yīng)變曲線的應(yīng)力下降段，循環(huán)加載后試件的延性降低，導(dǎo)致E組試件提前破壞，因此其應(yīng)變能變化規(guī)律出現(xiàn)異常.

3 有限元模擬驗證

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

結(jié)合材料等效應(yīng)力-應(yīng)變冪指硬化規(guī)律函數(shù)和改進(jìn)的Bridgeman校正公式［17］，對試驗得到的試件產(chǎn)生頸縮后的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行校正：

式中：σeq為等效應(yīng)力；σTavg為真實應(yīng)力；εN為材料產(chǎn)生頸縮時的應(yīng)變；εeq為等效應(yīng)變，使用真實應(yīng)變εTavg近似替代.

在設(shè)立有限元模型的本構(gòu)關(guān)系時，以試件A-1為例，其通過式（1）計算所得的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線與試驗所得的等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比如圖6所示.

圖6 試驗和公式計算所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curves obtained by experiment and calculation

建立各組試件對應(yīng)的真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線后，將相應(yīng)的數(shù)據(jù)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(chǔ)建立有限元模型.有限元模擬所得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和試驗所得的應(yīng)力-應(yīng)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(shù)據(jù)和試驗結(jié)果吻合良好.結(jié)合圖7中各試件的最終應(yīng)變值及應(yīng)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(biāo)定并結(jié)合理論計算公式校正的材料本構(gòu)關(guān)系可用于進(jìn)一步研究.

圖7 試驗和有限元模擬所得應(yīng)力-應(yīng)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(jié)論

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

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

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