梁 剛, 楊佳男, 李淑敏, 劉云賀

(1. 西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院, 西安 710048;2. 西安理工大學(xué) 西北旱區(qū)生態(tài)水利工程國家重點(diǎn)試驗(yàn)室, 西安 710048)

高強(qiáng)鋼具有良好的韌性與強(qiáng)度性能,已成功應(yīng)用于鐵路、橋梁等承受疲勞荷載的結(jié)構(gòu)中[1],但高強(qiáng)鋼對(duì)疲勞裂紋缺陷較敏感,易發(fā)生脆性斷裂[2]。因此,對(duì)高強(qiáng)鋼在長期承受循環(huán)荷載后的力學(xué)性能進(jìn)行系統(tǒng)研究具有重要意義。

高強(qiáng)鋼及其構(gòu)件良好的疲勞性能是其在振動(dòng)環(huán)境中安全、可靠的工作基礎(chǔ),為此,施剛等[3]對(duì)Q460高強(qiáng)鋼的疲勞性能進(jìn)行了系統(tǒng)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(duì)12個(gè)試件的常幅推出疲勞試驗(yàn),探討了栓釘直徑、單釘和群釘布置形式等因素對(duì)Q690高強(qiáng)鋼-超高性能混凝土組合抗剪連接件疲勞性能的影響規(guī)律。宗亮等[5]對(duì)Q690高強(qiáng)鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展性能進(jìn)行了系統(tǒng)研究,發(fā)現(xiàn)隨應(yīng)力比增大,Q690高強(qiáng)鋼裂紋擴(kuò)展速率呈增大趨勢。邱晨等[6]系統(tǒng)研究了Q460高強(qiáng)鋼母材、焊縫、熱影響區(qū)鋼材及T形對(duì)接接頭的超低周疲勞性能,發(fā)現(xiàn)增加板厚等參數(shù),對(duì)接接頭的疲勞壽命斷裂延長,位移延性系數(shù)增大。胡寶琳等[7]基于線彈性斷裂力學(xué),針對(duì)直角突變式鋼吊車梁變截面部位的疲勞斷裂特性進(jìn)行了系統(tǒng)研究,給出了改善連接疲勞性能的關(guān)鍵參數(shù)閾值。郭宏超等[8]對(duì)Q460高強(qiáng)鋼螺栓連接的疲勞性能分別進(jìn)行了系統(tǒng)研究,基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合了Smax-N曲線,對(duì)比分析了ANSI/AISC 360-10等相關(guān)規(guī)范對(duì)于高強(qiáng)鋼疲勞壽命預(yù)測的有效性。Steimbreger等[9]系統(tǒng)分析了焊接過程對(duì)S690高強(qiáng)鋼疲勞性能S-N曲線的影響規(guī)律。上述研究成果為高強(qiáng)鋼疲勞性能設(shè)計(jì)奠定了良好的理論基礎(chǔ)。

然而,國內(nèi)外關(guān)于高強(qiáng)鋼疲勞損傷后的殘余力學(xué)性能研究較少,而此是結(jié)構(gòu)可靠性評(píng)估的重要基礎(chǔ)之一,對(duì)此張春濤等[10]探討了荷載水平、循環(huán)次數(shù)等因素對(duì)高強(qiáng)鋼材料殘余力學(xué)性能的影響規(guī)律,發(fā)現(xiàn)高強(qiáng)鋼彈性模量受疲勞損傷的影響較小,但其屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、伸長率、屈服應(yīng)變和極限應(yīng)變等力學(xué)性能會(huì)隨著疲勞損傷的增加而減小。而除上述因素外,構(gòu)件的疲勞性能還與開孔位置、數(shù)量、端距以及孔間距等因素有關(guān)[11]。因此,本文考慮加載系數(shù)、損傷因子以及板件開孔數(shù)量等因素影響,對(duì)Q460高強(qiáng)鋼母材、交錯(cuò)開孔板進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)和疲勞損傷后靜力拉伸試驗(yàn),探討疲勞損傷對(duì)Q460高強(qiáng)鋼交錯(cuò)孔板構(gòu)件的破壞模式、荷載-位移曲線、承載能力等的影響規(guī)律,建立了考慮疲勞損傷的Q460高強(qiáng)鋼交錯(cuò)孔板構(gòu)件殘余承載力預(yù)測模型,以期為高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)性能可靠性評(píng)估提供試驗(yàn)和理論依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了9組共計(jì)36個(gè)高強(qiáng)鋼試件,包括3組共12個(gè)母材試件,編號(hào)為A1-1～A1-4,B1-1～B1-4和C1-1～C1-4;3組共12個(gè)兩交錯(cuò)孔試件,編號(hào)分別是A2-1～A2-4,B2-1～B2-4和C2-1～C2-4,以及3組共12個(gè)三交錯(cuò)孔試件,編號(hào)為A3-1～A3-4,B3-1～B3-4和C3-1～C3-4。各組內(nèi)試件的尺寸均相同(僅加載方案不同,為后續(xù)方便表述,故將其分為多組),且所有試件均由8 mm厚Q460D高強(qiáng)鋼板制成。兩交錯(cuò)孔試件平直段部分鉆孔直徑d0=26 mm,三交錯(cuò)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(duì)高強(qiáng)鋼疲勞損傷后力學(xué)性能的影響規(guī)律,其余尺寸詳如圖1所示。

(b) A1、B1、C1系列兩交錯(cuò)孔試件

1.2 試件材料力學(xué)性能

根據(jù)GB/T 2975—2018《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗(yàn)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(yàn):第1部分:室溫試驗(yàn)方法》[13]的規(guī)定對(duì)材性試件進(jìn)行了拉伸試驗(yàn),獲得了鋼材的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,如圖2所示。Q460D高強(qiáng)鋼基本力學(xué)性能參數(shù),如表1所示。表1中:E為彈性模量;fy為屈服強(qiáng)度;fu為極限強(qiáng)度;A為斷后伸長率。由表1可知,Q460鋼材主要力學(xué)指標(biāo)滿足相關(guān)規(guī)范要求。

表1 Q460D鋼材材性

圖2 鋼材應(yīng)力-應(yīng)變曲線

1.3 試驗(yàn)方案及加載制度

對(duì)于編號(hào)為A、B、C的三組試件,按照疲勞、疲勞預(yù)損傷和靜力拉伸3步進(jìn)行試驗(yàn)。首先,需確定疲勞試驗(yàn)中最大應(yīng)力Smax和最小應(yīng)力Smin,其中,循環(huán)加載中各級(jí)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(qiáng)度fy以及試驗(yàn)設(shè)備加載能力,確定本次試驗(yàn)的三級(jí)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(yàn)軸向力控制方法》[15]中的規(guī)定,分別測得每組1號(hào)試件(如A1-1,B1-1,……)在不同應(yīng)力水平下的疲勞壽命N,如表2所示。其中,應(yīng)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(yīng)力水平Pmax與屈服應(yīng)力Py間的關(guān)系,引入加載系數(shù)K=Pmax/Py。

表2 疲勞損傷后Q460D高強(qiáng)鋼力學(xué)性能試驗(yàn)工況

然后,對(duì)每組2～4號(hào)試件開展不同循環(huán)次數(shù)的疲勞預(yù)損傷試驗(yàn)。按照Miner疲勞損傷累積理論,疲勞損傷循環(huán)次數(shù)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(jù)疲勞壽命N,可獲得Q460D高強(qiáng)鋼疲勞損傷需要振動(dòng)的次數(shù)n,各組試件的疲勞損傷值見表2。

最后,對(duì)具有不同疲勞損傷的試件開展靜力拉伸試驗(yàn),獲得試件的殘余力學(xué)性能指標(biāo)。靜力拉伸試驗(yàn)按照位移控制加載,加載速率為0.5 mm/min。疲勞試驗(yàn)和靜力拉伸試驗(yàn)均由50 t的MTS靜/動(dòng)態(tài)疲勞試驗(yàn)機(jī)完成,取布置在試件上端的線性位移計(jì)LVDT1和LVDT2測量值的平均值,分析試件在加載過程中的變形規(guī)律,試驗(yàn)裝置及位移計(jì)布置如圖3(a)所示。

圖3 試驗(yàn)儀器設(shè)備及測量裝置位置示意圖

為測量拉伸過程中交錯(cuò)孔試件的應(yīng)變分布規(guī)律,在試件理論屈服線位置處粘貼應(yīng)變片和應(yīng)變花,由于靠近板邊孔凈截面主要承擔(dān)軸向力,兩交錯(cuò)孔間斜截面主要承受組合內(nèi)力(如拉-剪組合力),因此在靠近板邊孔凈截面處粘貼應(yīng)變片,記為S;兩交錯(cuò)孔間斜截面黏貼應(yīng)變花,記為γ,如圖3(b)所示。試件的位移和應(yīng)變數(shù)據(jù)采用TDS630高速動(dòng)態(tài)采集儀記錄。試驗(yàn)工況見表2。

2 試驗(yàn)結(jié)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(dāng)K=0.7時(shí),循環(huán)次數(shù)21萬次后母材A1-1平行段出現(xiàn)頸縮后斷裂。當(dāng)K=0.6時(shí),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(xiàn)頸縮現(xiàn)象,而當(dāng)K=0.5時(shí),試件的疲勞循環(huán)次數(shù)超過200萬次,試驗(yàn)停止,試件未發(fā)生明顯破壞。由此可知,當(dāng)K值較高時(shí),試件斷裂過程中表現(xiàn)出一定的延性,但隨著加載系數(shù)的減小,金屬材料內(nèi)部微裂紋萌生和擴(kuò)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(shù)下兩交錯(cuò)孔板疲勞破壞后的變形特征,由圖5(a)可知,當(dāng)K=0.7時(shí),循環(huán)荷載作用下,試件首先沿兩孔邊緣產(chǎn)生垂直于荷載作用方向的橫向裂紋,并沿孔邊逐漸擴(kuò)展貫通,斷口處同樣產(chǎn)生明顯的頸縮現(xiàn)象,隨后兩孔間截面產(chǎn)生拉剪破壞,與靜力拉伸破壞模式相似;當(dāng)K=0.6時(shí),根據(jù)試驗(yàn)記錄,當(dāng)循環(huán)次數(shù)達(dá)到約4萬次時(shí),兩孔邊緣產(chǎn)生頸縮現(xiàn)象,隨著循環(huán)次數(shù)增加,該處發(fā)生斷裂破壞,此時(shí),疲勞荷載主要由兩孔間凈截面承擔(dān),在往復(fù)荷載下該處截面主要發(fā)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(shù)的減小,當(dāng)K=0.5時(shí),試件主要以孔邊疲勞斷裂破壞為主,并未出現(xiàn)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(shù)K對(duì)試件疲勞破壞機(jī)制的影響較大,主要原因?yàn)橛锌装逶嚰陂_孔處應(yīng)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(kuò)展。隨著應(yīng)力水平降低,疲勞破壞程度降低。

(a) K=0.7,D=1.0

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

(a) K=0.7,D=1.0

2.1.2 疲勞預(yù)損傷后拉伸破壞

對(duì)疲勞預(yù)損傷后的試件進(jìn)行靜力拉伸試驗(yàn),得到的試件破壞特征如圖7～圖9所示。由圖7可知,當(dāng)加載系數(shù)K=0.7時(shí),不同疲勞損傷后試件的拉伸斷裂破壞形態(tài)基本相似。但試件斷后截面頸縮程度存在一定差別,當(dāng)試件疲勞預(yù)損傷值D=0.30和0.75時(shí),由圖7(a)和圖7(c)可知,后者斷口較前者更不規(guī)則,呈現(xiàn)明顯的鋸齒狀,主要原因?yàn)閾p傷因子D越大,即相對(duì)循環(huán)次數(shù)越多,試件薄弱截面處產(chǎn)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(kuò)展并貫通而破壞,呈現(xiàn)不規(guī)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(shí)表現(xiàn)出明顯的層狀撕裂形態(tài)。

(a) D=0.30

圖8給出了兩交錯(cuò)孔板試件在K=0.7時(shí),疲勞預(yù)損傷后試件的拉伸破壞情況。由圖8可知,不同疲勞預(yù)損傷情況下,試件的破壞模式基本一致。但與圖5對(duì)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(xiàn)象更明顯,且兩類試件的破壞機(jī)制明顯不同,對(duì)于疲勞試件,板邊孔凈截面首先發(fā)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(chǎn)生橫向裂紋并擴(kuò)展而破壞。對(duì)于預(yù)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(shí)頸縮現(xiàn)象不明顯。

(a) D=0.30

圖9給出了三交錯(cuò)孔板試件在K=0.7時(shí),預(yù)疲勞損傷后試件的拉伸破壞情況,由圖9(a)可知,當(dāng)損傷因子D=0.30時(shí),試件沿理論屈服線路徑發(fā)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(xiàn)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(xiàn)象不明顯,斷口較平整。但當(dāng)損傷因子增加到0.45時(shí),試件的斷裂路徑與理論屈服線存在明顯差異,主要原因?yàn)樵诟咧芷诤奢d作用下,試件的疲勞損傷具有一定的隨機(jī)性,因此,疲勞預(yù)損傷后對(duì)試件進(jìn)行靜力拉伸時(shí),首先在裂紋缺陷較大處起裂并沿最薄弱方向擴(kuò)展至貫通,最后發(fā)生斷裂破壞。由圖9(b)可知,孔間斷裂面不規(guī)則,且沿受力中心線不對(duì)稱。當(dāng)損傷因子增加到0.75時(shí),斷裂面不規(guī)則現(xiàn)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(guī)則一致),且斷裂路徑明顯偏離了理論屈服線,這一現(xiàn)象與兩孔板不同。因此,對(duì)于長期在振動(dòng)環(huán)境下服役的多孔板高強(qiáng)鋼構(gòu)件,基于理論屈服線方法獲得的構(gòu)件承載力預(yù)測模型的有效性仍需進(jìn)一步研究。

2.2 荷載-位移曲線

當(dāng)加載系數(shù)為K=0.7時(shí),經(jīng)不同疲勞預(yù)損傷后的Q460高強(qiáng)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(shù)量的Q460高強(qiáng)鋼經(jīng)疲勞損傷后,F-δ曲線均出現(xiàn)“齒尖”狀不連續(xù)振蕩現(xiàn)象。這是因?yàn)樵陬A(yù)損傷過程中,疲勞損傷的累積會(huì)導(dǎo)致Q460高強(qiáng)鋼材內(nèi)部產(chǎn)生大量隨機(jī)微裂紋,在靜力拉伸過程中,鋼材內(nèi)部因疲勞裂紋的存在而發(fā)生應(yīng)力重分布,造成試件瞬時(shí)變形增大,承載能力降低;當(dāng)豎向位移繼續(xù)增大時(shí),局部裂縫周圍材料仍能承受更多外荷載,表現(xiàn)為荷載繼續(xù)上升,從而在荷載-位移曲線中表現(xiàn)出“齒尖”現(xiàn)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(shí)不同損傷因子下,試件的荷載-位移曲線基本重合。當(dāng)進(jìn)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(duì)于多交錯(cuò)孔板試件,上述規(guī)律較為復(fù)雜,主要原因是高周循環(huán)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(jī)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(dāng)荷載超過約155 kN時(shí),三個(gè)試件的荷載-位移曲線表現(xiàn)出較明顯的差異,如當(dāng)D=0.75時(shí),由于前期循環(huán)荷載的作用,試件產(chǎn)生了較高的疲勞損傷,因此試件首先在疲勞損傷較大處產(chǎn)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(xù)承載,試件的荷載-位移曲線表現(xiàn)出較高的強(qiáng)化性質(zhì)。若以試件極限荷載對(duì)應(yīng)的位移定義為其變形能力,可以發(fā)現(xiàn),與母材疲勞預(yù)損傷試件的拉伸結(jié)果變化規(guī)律截然相反,損傷因子較大的試件其變形能力反而更強(qiáng),主要原因?yàn)橛善趽p傷引起的局部裂紋處亦存在應(yīng)力集中現(xiàn)象,一定程度上緩解了孔洞周邊的應(yīng)力集中程度。由圖10(c)可知,與兩交錯(cuò)孔板試件類似,隨著損傷因子的增加,三交錯(cuò)孔板試件的荷載-位移曲線變化規(guī)律亦較復(fù)雜,當(dāng)損傷因子較低時(shí),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(xiàn)承載能力突降現(xiàn)象,但試件的變形能力仍出現(xiàn)一定的增加趨勢,主要原因與兩交錯(cuò)孔試件相似。

2.3 應(yīng)變分布規(guī)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(yīng)變分布規(guī)律,其中兩孔板中S1、S2測點(diǎn)和三孔板中S1、S2測點(diǎn)的軸向應(yīng)變均由應(yīng)變片直接測得;兩孔板測點(diǎn)γ和三孔板交錯(cuò)路徑上的測點(diǎn)γ1、γ2的應(yīng)變,通過應(yīng)變花數(shù)據(jù)由式(1)和式(2),得到交錯(cuò)路徑上的主應(yīng)變。

左側(cè):(γxz)max=ε0+ε90-2ε45

(1)

右側(cè):(γxz)max=2ε45-ε0-ε90

(2)

式中:ε0為加載方向應(yīng)變;ε45為與加載方向呈45°的應(yīng)變;ε90為與加載方向呈90°的應(yīng)變。

不同受力階段,典型試件的應(yīng)變分布規(guī)律,如圖11所示。由圖11可知,對(duì)于兩孔板試件,當(dāng)損傷因子D=0.3(A2-2和A3-2試件)時(shí),疲勞預(yù)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(dān)較大了的內(nèi)力,但最終均能達(dá)到屈服和破壞狀態(tài)。當(dāng)損傷因子達(dá)到0.75時(shí),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(duì)于A2-4和A3-4試件,直到試件達(dá)到破壞階段,孔間理論屈服線截面處的應(yīng)變始終較小,且尚未達(dá)到屈服狀態(tài),主要原因是疲勞預(yù)損傷改變了板件原有的薄弱部位,進(jìn)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(guī)律

試件的極限承載力隨損傷因子D的變化規(guī)律,如圖12所示。所有試件的極限承載力,如表3所示。結(jié)合圖12(a)和表3可知,對(duì)于母材試件,當(dāng)K值相同時(shí),隨著損傷因子D的增大,高強(qiáng)鋼的極限承載力逐漸減小。當(dāng)K=0.7,損傷因子D由0.30增加到0.75時(shí),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(dāng)K=0.6時(shí),上述情況下,試件的極限承載力下降了12.8%,而當(dāng)K=0.5時(shí),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(shù)下,損傷因子對(duì)試件極限承載力的影響程度不同,加載系數(shù)較小時(shí),損傷因子越大,試件的承載力降低的幅度越高,而加載系數(shù)較大時(shí),增大損傷因子對(duì)試件的承載力影響較小,主要原因?yàn)?損傷因子與試件的疲勞壽命密切相關(guān),低加載系數(shù)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(huán)次數(shù),導(dǎo)致試件產(chǎn)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(shù)下,試件的殘余承載力與損傷因子基本呈線性關(guān)系。

表3 疲勞損傷后Q460D高強(qiáng)鋼力學(xué)性能參數(shù)

(a) 母材

當(dāng)損傷因子相同時(shí),加載系數(shù)對(duì)母材極限承載力影響程度亦與損傷因子大小密切相關(guān),如當(dāng)D=0.3,加載系數(shù)由0.7減小到0.6和0.5時(shí),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(dāng)D=0.45時(shí),上述情況下,試件的極限承載力分別下降3.1%和0.0%,但當(dāng)D=0.75時(shí),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(jié)果進(jìn)一步驗(yàn)證了加載系數(shù)越小,相同損傷因子所需的疲勞循環(huán)次數(shù)越多,試件損傷越大,其極限承載力降低越明顯。

結(jié)合圖12(b)和表3可知,與母材類似,對(duì)于兩交錯(cuò)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(guī)律比母材更復(fù)雜。如當(dāng)加載系數(shù)相同時(shí),K=0.7對(duì)應(yīng)的A2-3和A2-4的承載力比A2-2均降低不超過2%;當(dāng)K=0.6時(shí),B2-3和B2-4的承載力比B2-2分別降低1.3%和7.9%;而當(dāng)K=0.5時(shí),C2-3和C2-4的承載力比C2-2分別降低0.0%和15.3%;綜上發(fā)現(xiàn),與圖12(a)不同,相同加載系數(shù)下,當(dāng)損傷因子由0.3增加到0.45時(shí),兩交錯(cuò)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(yīng)力分布較為簡單,但對(duì)于多孔板,由于孔洞周邊存在較高的應(yīng)力集中現(xiàn)象,因此多孔板的應(yīng)力分布模式較復(fù)雜,較低損傷因子下,試件的承載力主要由應(yīng)力分布特征控制。當(dāng)損傷因子逐漸增大時(shí),由于在試件中引入了較高的局部損傷,此時(shí),該局部損傷對(duì)多孔板試件的承載力逐漸占主導(dǎo)作用,因此,僅在較低加載系數(shù)和較高損傷因子下,多孔板的極限承載力才出現(xiàn)明顯降低的現(xiàn)象。如當(dāng)損傷因子從0.45增加到0.75時(shí),K=0.7情況下試件的承載力降低了1.2%,當(dāng)K=0.6時(shí),試件的承載力降低了6.7%;而K=0.5時(shí)承載力降低了15.3%。

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

結(jié)合圖12(c)和表3可知,三孔板在不同加載系數(shù)下,試件極限承載力隨加載系數(shù)、損傷因子的變化規(guī)律與兩交錯(cuò)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(shù),當(dāng)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(dāng)K=0.6時(shí),上述情況下試件的承載力降低了10.4%;當(dāng)K=0.5時(shí),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(guān)。

3 疲勞損傷后力學(xué)性能理論分析

AISC規(guī)范[16]認(rèn)為交錯(cuò)凈截面破壞承載力FAISC等于材料極限強(qiáng)度fu與交錯(cuò)凈截面面積Anet的乘積,如式(3)

FAISC=fuAnet

(3)

式中,交錯(cuò)凈截面面積Anet采用s2/4g法計(jì)算,如式(4)

(4)

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

EC3規(guī)范[17]交錯(cuò)凈截面破壞承載力的計(jì)算方法與AISC規(guī)范基本一致,前者僅針對(duì)高強(qiáng)鋼增加了一項(xiàng)0.9的材料折減系數(shù)

FEC3=0.9fuAnet

(5)

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

由試驗(yàn)可知,在較低損傷因子下,多交錯(cuò)孔試件的承載力主要由應(yīng)力分布特征控制,疲勞預(yù)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(shù)較低、損傷因子較大時(shí),疲勞損傷對(duì)高強(qiáng)鋼交錯(cuò)孔板構(gòu)件的極限承載力影響較高,且疲勞損傷改變了交錯(cuò)孔板理論屈服和斷裂路徑,基于AISC/ANSI 360-16和EN 1993-1-8規(guī)范,分別采用殘余承載力因子λAISC和λEC3來表征多孔板經(jīng)一定循環(huán)次數(shù)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(huán)次數(shù)呈線性關(guān)系,通過試驗(yàn)結(jié)果,采用最小二乘法,得到疲勞損傷后Q460D高強(qiáng)鋼交錯(cuò)孔板的極限承載力隨疲勞循環(huán)次數(shù)變化的數(shù)學(xué)表達(dá)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(qiáng)鋼多孔板損傷后的殘余承載力因子

4 結(jié) 論

為探討長期服役在振動(dòng)環(huán)境中交錯(cuò)孔連接型高強(qiáng)鋼疲勞損傷后力學(xué)性能,本文開展了Q460高強(qiáng)鋼疲勞損傷后交錯(cuò)孔板的靜力拉伸試驗(yàn),研究了加載系數(shù),損傷因子和開孔數(shù)量等因素對(duì)其破壞模式、應(yīng)變分布規(guī)律和承載力等的影響規(guī)律,建立了考慮疲勞損傷的Q460高強(qiáng)鋼交錯(cuò)孔板構(gòu)件的殘余承載力預(yù)測模型。主要結(jié)論如下:

(1) 對(duì)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(shí)頸縮現(xiàn)象不明顯;對(duì)于三孔板試件,當(dāng)損傷因子增加到0.45時(shí),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(guī)則。

(2) 由于疲勞損傷引起的局部裂紋處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象,一定程度上緩解了孔洞周邊的應(yīng)力集中程度。因此一定范圍內(nèi)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(xiàn)承載能力突降等劣化現(xiàn)象。

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

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

(5) 基于AISC/ANSI 360-16和EN 1993-1-8規(guī)范,建立了考慮疲勞損傷的Q460高強(qiáng)鋼多交錯(cuò)孔板殘余承載力預(yù)測模型,該模型與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好,可較好地反映疲勞損傷對(duì)高強(qiáng)鋼多交錯(cuò)孔板承載力的影響規(guī)律。