低屈服點鋼LYP100單調(diào)與循環(huán)拉伸試驗研究

謝彩霞， 李海鋒,2， 南子森， 李 霞

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

隨著對結(jié)構抗震的深入研究，耗能減震技術逐漸受到工程設計人員的關注和青睞[1].低屈服點抗震用鋼應該具備優(yōu)良的力學性能以及焊接、抗沖擊和抗疲勞等性能[2-3]，以滿足抗震設計的要求.目前，國內(nèi)外學者對低屈服點鋼在單調(diào)與和反復荷載作用下的力學性能進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)其具有明顯的循環(huán)強化特征和良好的延性，抗震性能較普通鋼材有明顯改善，并擬合了低屈服點鋼的骨架曲線[4-7].此外，羅云蓉等[8]對Q235鋼的超低周疲勞性能進行了研究，發(fā)現(xiàn)Q235鋼的超低周疲勞與其低周疲勞存在不同的循環(huán)響應特征.何群等[9]對LYP100鋼進行了單調(diào)拉伸試驗和大應變下的循環(huán)加載試驗，發(fā)現(xiàn)其強化特征同應變幅相關.施剛等[10-11]研究了國產(chǎn)LYP鋼的力學性能和本構模型，提出塑性應變能密度是預測低屈服點鋼低周疲勞壽命的一個重要參數(shù).

低屈服點鋼作為抗震用鋼，在實際工程應用中，不可避免地要與其他鋼材焊接，應該具有良好的可焊性[12].受焊接工藝和質(zhì)量影響，焊接接頭附近的鋼材韌性降低，容易產(chǎn)生脆性裂紋并擴展[13].目前，針對帶有焊接接頭低屈服點鋼的疲勞破壞機理研究較少.本文共設計了47個帶焊接接頭的LYP100低屈服點鋼試件，研究其疲勞破壞機理，以期為低屈服點鋼在抗震工程中的應用提供參考.

1 試驗概況

本文設計了6mm和12mm 2種厚度的LYP100低屈服點鋼試件(見圖1)，同時滿足GB/T 228.1—2010《金屬材料 拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法》的相關要求.按照鋼材牌號把試件劃分為 A～ D 4組，設計參數(shù)如表1所示.焊接試件的焊接接頭位于試件中心對稱軸上，對接焊縫的坡口形式為Ⅰ型，焊條采用E4315，試件加工尺寸精度要求為0.05mm.

圖1 試件設計圖Fig.1 Design of specimen(size:mm)

表1 試件說明
Table 1 Description of specimens

試驗在CMT5105型電子萬能試驗機上進行，在試件平行段安裝引伸計以測量拉伸應變.引伸計標距與平行段長度一致，為50mm，拉量程為50%.47個試件采用11個加載制度，包括單調(diào)拉伸和反復拉伸.加載控制方式采用程序控制位移加載， 如表2 所示.

表2 試件加載制度Table 2 Introduction to loading patterns for specimens

2 結(jié)果分析

2.1 破壞特征

A組試件的斷口位置在截面正中心附近，B組試件破壞模式與A組較為相似，斷口截面大致在焊接接頭位置處.其原因在于LYP100低屈服點鋼延性較好，兩端材性一致，破壞主要發(fā)生在有缺陷的焊接接頭處.C組和D組試件的斷口截面位置靠近強度較低的鋼材一側(cè).

單向拉伸加載作用下，在試件斷裂前，頸縮現(xiàn)象明顯且持續(xù)時間較長；隨后，試件的承載能力下降速度加快，斷裂時無裂縫、無響聲.試件斷裂處截面發(fā)生較大的橫向收縮，斷面邊緣變形明顯且呈纖維狀細絲，斷面顏色發(fā)白，塑性變形明顯，屬于延性破壞，為第1種破壞模式，如圖2(a)所示.

循環(huán)拉伸加載作用下，試件主要有2類破壞模式，大部分試件發(fā)生第1類延性破壞形態(tài).此外，試件H-C-2和試件L-C-8在試驗過程中發(fā)生第2類破壞形式.多次循環(huán)拉伸后試件出現(xiàn)微小橫向裂縫；隨著荷載持續(xù)增大，脆性裂紋不斷擴展，最終貫通截面.斷口橫截面與試件對稱軸大致成45°斜交，斷裂面形狀不規(guī)則且凹凸不平，斷裂時發(fā)出明顯斷裂聲，斷口附近處截面頸縮不明顯，如圖2(b)所示.試件H-C-2和L-C-8應力-應變(σ-ε)曲線如圖3所示.由圖3可見：試件發(fā)生第2類破壞形式時應力-應變曲線曲折、不飽滿，承載力下降速度快，滯回能力明顯降低；12mm試件的極限強度略大于6mm試件的極限強度.此類試件的延性較差，試件破壞前的塑性變形較小，最終發(fā)生脆性破壞.發(fā)生第2類破壞形式的原因為焊接殘余應力使焊縫附近主體金屬的殘余拉應力高于鋼材屈服強度；在循環(huán)荷載下焊縫周圍區(qū)域為敏感區(qū)，容易產(chǎn)生和發(fā)展疲勞裂紋，反復荷載使得塑性損傷累積效應明顯；在荷載持續(xù)增大下塑性裂紋不斷擴展，最終試件被拉斷.

圖2 試件的破壞模式Fig.2 Failure modes of specimens

圖3 試件H-C-2和試件L-C-8的應力-應變曲線Fig.3 Stress-strain curves of specimen H-C-2 and L-C-8

2.2 應力-應變曲線

對比分析試驗的應力-應變曲線，確定試件厚度、試件連接方式和加載制度等因素對試驗結(jié)果的影響規(guī)律.

(1)試件厚度.提取6mm和12mm試件在NM2、NM3、NM6這3種加載制度下的應力-應變曲線進行對比，如圖4所示.由圖4可見：試件的極限抗拉強度在210～225MPa之間；A組和D組6mm試件的極限強度略高于12mm的試件極限抗拉強度，而B組與之相反.鋼材厚度對抗拉強度影響幅度較小，在一定的范圍內(nèi)波動.試件的厚度對鋼材延性的影響較大，12mm試件延性顯著優(yōu)于 6mm 試件.由應力-應變曲線可以得出，此類鋼材主要經(jīng)歷了彈性階段、塑性階段和強化階段，但無明顯的屈服階段.

圖4 不同厚度試件的應力-應變曲線對比Fig.4 Comparison of stress-strain curves of specimens withdifferent thicknesses

(2)焊接試件的材料強度.選取A～D這4組試件的應力-應變曲線，如 圖5 所示.由圖5可見：在單拉和循環(huán)荷載下，不帶焊接接頭的A組試件應力-應變曲線飽滿，滯回能力強，延性較好.B組試件兩側(cè)均為LYP100低屈服點鋼焊接而成，在NM1、NM2加載制度下，試驗前期曲線與A組曲線發(fā)展趨勢一致，極限抗拉強度值接近；但B組試件的極限承載力提前出現(xiàn)，且極限抗拉承載力對應的極限應變均小于A組的極限應變，表明焊接在較大程度上降低了鋼材延性，但對鋼材的極限抗拉強度影響較?。辉贜M7加載制度下，B組試件的極限抗拉強度高于A組試件，表明隨著循環(huán)次數(shù)的增加，試件表現(xiàn)出明顯的循環(huán)硬化特征.C、D這2組試件的極限應變均小于A、B組試件，但極限抗拉強度較大，表明與Q345和Q460鋼材焊接后，LYP100低屈服點鋼試件的抗拉強度提高，延性降低.

(3)加載制度.提取A～D這4組試件在不同加載制度下的應 力- 應變曲線，如圖6所示，取其中發(fā)生延性破壞的幾組試驗結(jié)果進行對比分析.由圖6可見：試件的應力-應變變化規(guī)律與試件的加載歷史有關；在循環(huán)拉伸加載過程中，A、B、C這3組試件表現(xiàn)出明顯的循環(huán)硬化特征，主要集中在循環(huán)過程中，試件的極限抗拉強度提早出現(xiàn)，極限屈服強度變化不明顯，但延性有所降低；循環(huán)加載作用下，D組試件的極限抗拉強度和延性均小幅度降低；D組試件與Q460鋼焊接，焊縫損傷及疲勞損傷累積影響更明顯，使得鋼材力學穩(wěn)定性變差.

2.3 耗能能力

計算荷載-變形曲線圖的包絡總面積，以反映試件的耗能能力.其中變形為試驗中引伸計所測量得到的試件平行段的變形量，主要分析不同加載制度中，最大應變幅值和滯回圈數(shù)對鋼材耗能能力的影響.圖7為不同加載制度下試件的滯回能量(E). 圖8 為部分典型試件的荷載-變形(P-Δ)圖.

圖5 不同焊接試件材料強度應力-應變曲線對比Fig.5 Comparison of stress-strain curves of welded specimens with different material strength

圖6 不同加載制度試件應力-應變曲線對比Fig.6 Comparison of stress-strain curves of specimens under different loading patterns

分析圖7(a)、圖8(a)可得，12mm LYP100低屈服點鋼試件的耗能能力、伸長率、極限抗拉承載力和變形能力均優(yōu)于6mm試件.

由圖7、8可見：在加載制度NM2、NM4、NM5、NM7下，A組試件滯回耗能和伸長率為B組試件的1.5～2.0倍，表明帶焊接接頭的鋼材在很大程度上降低了鋼材的承載力，使得試件延性變差，耗能能力減弱；C、D這2組試件滯回耗能和斷后伸長率均小于A、B組試件；A組試件斷后伸長率在49～57%之間；C、D組試件最大承載力較A、B組有提高.與Q345和Q460鋼材焊接，能夠提高LYP100低屈服點鋼試件的承載力，但使其延性降低.

圖7 不同加載制度下試件的滯回能量Fig.7 Energy dissipation of specimens under different loading patterns

圖8 部分典型試件的荷載-變形圖Fig.8 Load-deformation curves of some typical specimens

圖9為不同最大應變幅值和滯回圈數(shù)的滯回能量.由圖9(a)可見：H-A-2的滯回耗能大于H-A-11，即最大應變幅值為2.5%的試件滯回能略大于最大應變幅值為5.0%的試件.H-A-11經(jīng)歷9圈應變幅值均為5.0%的反復加載作用，塑性損傷累積導致試件的延性變差、耗能能力減弱.應變幅值在一定范圍內(nèi)對試件耗能能力的影響較小，但試件在較大應變幅值循環(huán)加載作用下其耗能能力迅速降低.由圖9(b)～(d)可見：隨著滯回圈數(shù)增加，試件滯回能隨之增加，表現(xiàn)出良好的耗能能力；H-A-7、H-C-7在經(jīng)歷22圈循環(huán)后及L-A-8在經(jīng)歷33圈循環(huán)后，滯回能量降低，延性變差.其原因在于，試件經(jīng)歷多圈循環(huán)加載后塑性損傷累積效應明顯，內(nèi)部裂縫不斷發(fā)展，導致提前破壞.

圖9 不同最大應變幅值和滯回圈數(shù)的滯回能量Fig.9 Hysteresis energy of specimens with different strain amplitudes and loading loops

2.4 骨架曲線

將循環(huán)加載的應力-應變曲線中，超過前一次加載最大應力的區(qū)段平移相連后得到的曲線稱為骨架曲線.骨架曲線是每次循環(huán)加載達到的水平力最大峰值的軌跡，反映了構件受力與變形的各個不同階段及強度、剛度、延性、耗能和抗倒塌能力等特性，也是確定恢復力模型中特征點的重要依據(jù). 圖10(a)、(b) 分別為NM6、NM3加載制度下試件的骨架曲線對比圖，圖10(c)為6mm厚的D組試件在不同循環(huán)加載制度下的骨架曲線對比圖.

圖10 試件的骨架曲線對比圖Fig.10 Comparison diagram for skeleton curves of specimens

由圖10(a)、(b)可見：在NM3、NM6加載制度下，A組試件初始剛度、強度均小于B組試件，說明焊接接頭提高了試件強度而降低了剛度；除H-B-3試件外，C、D這2組試件的強度均高于A、B組試件，但剛度存在不規(guī)律性，表明試件強度很大程度上取決于所焊接的鋼材強度.厚度對強度和剛度的影響均存在較大的離散性，說明試件的設計厚度對試驗結(jié)果的影響不明顯.分析圖10(c)可得，隨著滯回圈數(shù)的增加，H-D組試件的剛度和強度逐漸增加，出現(xiàn)明顯的循環(huán)硬化特征，說明循環(huán)加載方式對試件的剛度和強度有較大影響.

3 結(jié)論

(1)試件的破壞特征主要有延性破壞和脆性破壞2種.發(fā)生延性破壞時，試件斷口截面處頸縮現(xiàn)象明顯；發(fā)生脆性破壞時，試件斷裂前無明顯征兆，斷裂時發(fā)出明顯斷裂聲，斷口附近處截面頸縮不明顯.

(2)橫截面厚度對試件極限強度的影響不明顯，對變形能力和耗能能力的影響較大.

(3)LYP100低屈服點鋼與Q345鋼、Q460鋼焊接時，焊接鋼材牌號越高，試件的強度越高，承載力越強，但延性變差.

(4)加載方式對試驗結(jié)果有較大影響.單調(diào)拉伸下的試件應力-應變曲線飽滿，具有良好的耗能能力.在循環(huán)加載作用下，循環(huán)硬化現(xiàn)象明顯，使得試件的極限抗拉強度提高，但反復拉伸使得試件疲勞損傷累積效應明顯，內(nèi)部裂縫不斷擴展，進而導致試件提前被拉斷.