黃學(xué)偉，張瀟舸，魏晨晨，趙 軍，葛建舟

(鄭州大學(xué) 力學(xué)與安全工程學(xué)院，河南 鄭州 450001)

0 引 言

隨著大跨度、高層和超高層鋼結(jié)構(gòu)的發(fā)展，高強(qiáng)鋼憑借其輕質(zhì)高強(qiáng)、耗能小等優(yōu)點(diǎn)開始被人重視并投入使用，但高強(qiáng)鋼結(jié)構(gòu)焊接節(jié)點(diǎn)的強(qiáng)度、往復(fù)塑性變形和斷裂性能等問題相對(duì)于普通強(qiáng)度鋼結(jié)構(gòu)更為突出[1-2]。在強(qiáng)震反復(fù)作用下，裂紋在鋼結(jié)構(gòu)試件或節(jié)點(diǎn)內(nèi)萌生并擴(kuò)展，在經(jīng)歷較少循環(huán)作用下(一般少于20周)，焊接節(jié)點(diǎn)發(fā)生的疲勞破壞稱之為超低周疲勞破壞[3-5]。強(qiáng)震作用下鋼結(jié)構(gòu)的斷裂破壞屬于超低周疲勞斷裂破壞的范疇[6-7]，其主要關(guān)注裂紋的起始和擴(kuò)展。

中國(guó)是一個(gè)火災(zāi)頻發(fā)的國(guó)家，火災(zāi)對(duì)生命財(cái)產(chǎn)安全造成了很大的威脅，對(duì)于火災(zāi)后鋼結(jié)構(gòu)剩余力學(xué)性能的研究尤為重要。建筑物經(jīng)受火災(zāi)后，其結(jié)構(gòu)在經(jīng)過高溫后力學(xué)性能可能發(fā)生改變，若發(fā)生改變是否影響正常使用，是否能抵御地震的作用需要進(jìn)一步的研究。早期的一些試驗(yàn)研究結(jié)果表明，在一定的溫度范圍內(nèi)，火災(zāi)后的鋼結(jié)構(gòu)承載力減少幅度較小，不影響繼續(xù)使用。樓國(guó)彪等[8]將高強(qiáng)度螺栓高溫后進(jìn)行浸水冷卻和自然冷卻，探究了高溫對(duì)螺栓力學(xué)性能的影響以及不同冷卻方式對(duì)強(qiáng)度的影響。近年來，隨著高強(qiáng)度鋼材在建筑結(jié)構(gòu)上的廣泛應(yīng)用，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也將研究領(lǐng)域擴(kuò)展到高強(qiáng)鋼高溫材性及基本構(gòu)件抗火性能的研究[9-10]。Qiang等[11-12]對(duì)高溫處理后的S460，S690和S960高強(qiáng)鋼材進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，并提出高溫后高強(qiáng)鋼的強(qiáng)度和彈性模量等的實(shí)用計(jì)算公式。部分學(xué)者針對(duì)Q460[13]和Q690[14]高強(qiáng)度鋼材，也開展了高溫后鋼材基本性能的研究，并分析了不同冷卻方式[15]對(duì)鋼材高溫后力學(xué)性能的影響。對(duì)于高強(qiáng)度鋼材焊接鋼結(jié)構(gòu)的斷裂行為，Huang等[16]研究了高強(qiáng)鋼焊接接頭在低周往復(fù)荷載下的變形能力。劉希月[17]研究了高強(qiáng)鋼焊接構(gòu)造斷裂機(jī)理，探討了焊縫類型、荷載類型及鋼材強(qiáng)度對(duì)典型構(gòu)造細(xì)節(jié)斷裂性能的影響。

鋼框架梁柱節(jié)點(diǎn)中梁下翼緣與柱翼緣的焊縫附近易發(fā)生斷裂破壞，因此梁柱節(jié)點(diǎn)處的焊接構(gòu)造對(duì)節(jié)點(diǎn)的斷裂性能有較大影響。十字形焊接接頭試件是梁下翼緣焊接區(qū)域的典型焊接構(gòu)造形式，它能夠較好地反映節(jié)點(diǎn)的斷裂性能。然而目前高強(qiáng)鋼十字形焊接節(jié)點(diǎn)高溫后超低周疲勞破壞行為的研究還非常有限。本文開展了Q690D母材和焊縫高溫后的單調(diào)拉伸試驗(yàn)，揭示材料的基本力學(xué)性能。另外，對(duì)Q690D十字形焊接構(gòu)造試樣進(jìn)行了高溫后的單調(diào)拉伸和超低周循環(huán)加載試驗(yàn)，探究了不同溫度后十字形焊接件的斷裂破壞模式，并對(duì)比分析其承載能力和變形能力。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試樣設(shè)計(jì)

本文的Q690D建筑結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度鋼板為中國(guó)舞陽鋼鐵有限公司生產(chǎn)，鋼板厚度10 mm，化學(xué)成分如表1所示，鋼材的交貨狀態(tài)為調(diào)質(zhì)，技術(shù)條件符合《低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼》(GB/T 1591—2018)[18]要求。

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了6個(gè)Q690D鋼材十字形焊接接頭試樣，以模擬梁柱焊接節(jié)點(diǎn)下翼緣處局部構(gòu)造情況。十字形焊接接頭試樣的幾何尺寸如圖1所示，每個(gè)十字形焊接接頭試件的兩端分別采用單V坡口全熔透對(duì)接焊縫和角焊縫，角焊縫焊腳尺寸約為6 mm，細(xì)節(jié)如圖2所示。

表1 Q690D鋼材的化學(xué)成分Table 1 Chemical Composition of Q690D Steel

焊接采用直徑為1.2 mm的ER80-G實(shí)芯焊絲，采用車床加工鋼材切割備料。焊接之前首先進(jìn)行預(yù)熱，預(yù)熱溫度為140～150 ℃。焊接工藝參數(shù)如表2所示，焊接采用20%CO2+80%Ar(體積分?jǐn)?shù))混合氣體保護(hù)焊，氣體流量為20 L·min-1。焊接后采用緩冷工藝，首先在250～300 ℃保溫6 h，再用石棉包敷4～8 h使其自然冷卻到常溫，完成焊接。

1.2 高溫和試驗(yàn)加載制度

將十字形焊接接頭試樣放置在如圖3所示的高溫爐中，并在試樣上捆扎一個(gè)熱電偶測(cè)量試樣的溫度，高溫爐的加熱速率為10 ℃·min-1，達(dá)到目標(biāo)溫度后，高溫爐保溫20 min，然后將試件在空氣中冷卻至常溫。各試樣經(jīng)受的高溫如表3所示。高溫加熱并空氣冷卻后的十字形焊接接頭試樣如圖4所示，從圖4可以看出，高溫后，十字形焊接接頭試樣由于空氣氧化的原因，顏色都呈現(xiàn)出黑色，試樣未見明顯變形。

試驗(yàn)設(shè)備為MTS370.25軸向伺服疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)，引伸計(jì)為MTS634.12F-24，引伸計(jì)標(biāo)距為25 mm，引伸計(jì)放置的位置如圖1所示。為探究不同高溫后Q690D鋼材十字形焊接接頭試樣的斷裂破壞行為，分別對(duì)常溫，600，700，800 ℃高溫后的十字形焊接接頭試件進(jìn)行單調(diào)加載和循環(huán)加載試驗(yàn)，如圖5所示，試樣的加載制度見表4，其中超低周循環(huán)加載采用引伸計(jì)標(biāo)距內(nèi)的位移控制，加載制度如圖6所示，其中的屈服位移Δy根據(jù)常溫單調(diào)加載下的荷載-位移曲線來確定。

表2 焊接工藝參數(shù)Table 2 Welding Process Parameters

表3 十字形焊接件的高溫制度Table 3 Temperature Scheme of Cross-shaped Welded Joints

表4 十字形焊接件加載制度Table 4 Loading System of Cross-shaped Welded Joints

2 母材和焊縫高溫后的力學(xué)性能

將4塊Q690D鋼板分別經(jīng)受500，600，700，800 ℃高溫，然后空氣冷卻后加工成如圖7所示的標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣。為研究常溫和高溫后ER80-G焊縫金屬的基本力學(xué)性能，將2塊Q690D鋼板采用對(duì)接焊縫焊接，然后參考文獻(xiàn)[19]，[20]中的方法，在焊縫處抽取如圖8所示的焊縫金屬標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣。另外，將同樣的Q690D焊接板經(jīng)受800 ℃的高溫后，在焊縫處抽取拉伸試樣，在MTS拉伸試驗(yàn)機(jī)上開展單調(diào)拉伸試驗(yàn)，如圖9所示。得到高溫后Q690D母材和焊縫金屬的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖10所示，進(jìn)而得到母材和焊縫金屬的力學(xué)性能參數(shù)，如表5，6所示。Q690D鋼材有明顯的屈服平臺(tái)，將屈服階段的下限作為鋼材的屈服強(qiáng)度。ER80-G焊縫金屬應(yīng)力-應(yīng)變曲線沒有明顯的屈服平臺(tái)，因此采用0.2%的塑性應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值作為屈服強(qiáng)度σp0.2。

對(duì)于Q690D母材，高溫后鋼材的彈性模量、屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和延伸率的變化規(guī)律如圖11所示?？梢姡瑥椥阅Ａ侩S溫度的增大而減小，但減小幅度有限。500 ℃高溫后鋼材的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度與常溫下基本相等。當(dāng)溫度高于600 ℃后，高溫后鋼材的屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度隨溫度的增大開始明顯減小，800℃高溫后鋼材屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別降低到常溫的49.7%，71.6%。由圖11(d)可以看出，當(dāng)溫度高于600 ℃后，高溫后鋼材的延伸率隨溫度的升高而增大。因此，600 ℃以上的高溫會(huì)削弱Q690D鋼材的強(qiáng)度，但同時(shí)會(huì)增強(qiáng)鋼材的延性。

表5 Q690D鋼材高溫后的力學(xué)性能參數(shù)Table 5 Post-fire Mechanical Property Parameters of Q690D Steel

表6 ER80-G的力學(xué)性能參數(shù)Table 6 Mechanical Property Parameters of ER80-G

由表6可以看出，相對(duì)于常溫情況，800 ℃高溫后，焊縫金屬的彈性模量變化有限，屈服強(qiáng)度下降，極限強(qiáng)度略微增大，延伸率變化較小。從圖10(c)可見，常溫和800 ℃高溫下，ER80-G焊縫金屬的應(yīng)力-應(yīng)變曲線比較接近。綜上，800 ℃高溫對(duì)Q690D高溫后的力學(xué)性能影響非常顯著，但對(duì)焊縫金屬的影響很小。

3 十字形焊接接頭試樣試驗(yàn)結(jié)果

3.1 單調(diào)加載

在單向拉伸荷載作用下，2個(gè)十字形焊接接頭試樣的斷裂模式如圖12所示，常溫和800 ℃高溫后試樣的斷裂模式明顯不同。由于角焊縫處焊縫未熔透，因此在角焊縫處有初始裂縫。常溫下，裂紋在這個(gè)初始裂縫處起始擴(kuò)展，并引起試樣的斷裂破壞。對(duì)于800 ℃高溫后的試樣，斷裂破壞未發(fā)生在焊接接頭處，而是發(fā)生在母材處，母材處發(fā)生了明顯的頸縮現(xiàn)象。主要原因在于，800 ℃高溫后母材的強(qiáng)度明顯降低，但焊縫金屬的強(qiáng)度并未明顯下降，盡管焊縫處有角焊縫未熔透而產(chǎn)生的裂縫，但由于焊縫連接處焊縫的強(qiáng)度較大，而母材處的強(qiáng)度明顯降低，因此斷裂破壞發(fā)生在母材處。常溫下試樣的斷裂破壞呈現(xiàn)出剪切破壞的特點(diǎn)，而800 ℃高溫后試樣的斷裂破壞是拉伸破壞。

3.2 超低周循環(huán)加載

超低周循環(huán)加載下試樣的斷裂破壞模式如圖13所示，可以看出常溫和不同高溫后試樣的斷裂破壞模式基本相同，裂紋都在角焊縫未熔透處起始，并沿著垂直于初始裂縫的方向擴(kuò)展，該擴(kuò)展方向也是沿著角焊縫與母材的熔透線方向，一側(cè)角焊縫的完全斷裂引起試樣的斷裂破壞，這種斷裂破壞模式具有明顯的剪切破壞特征。

4 焊接接頭的承載能力和變形能力

4.1 單調(diào)加載

十字形焊接接頭試樣單調(diào)加載下的荷載-位移曲線見圖14(a)，(b)，其中位移為引伸計(jì)標(biāo)距內(nèi)測(cè)得的焊接接頭變形，試樣的斷裂時(shí)刻已用星號(hào)標(biāo)記。對(duì)于CJ-M-T8試樣，由于試樣斷裂發(fā)生在母材位置，因此當(dāng)母材頸縮時(shí)，試樣達(dá)到極限荷載，此后引伸計(jì)測(cè)量的標(biāo)距內(nèi)變形基本保持不變。

表7給出了單調(diào)荷載下焊接接頭試樣在常溫和高溫后的試驗(yàn)結(jié)果，包括屈服荷載Py及對(duì)應(yīng)的變形δy、極限荷載Pu和斷裂臨界荷載Pf，其中屈服荷載指殘余變形為0.2%平均應(yīng)變(位移為0.05 mm)時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載?？梢钥闯鲈嚇咏?jīng)歷800 ℃的高溫后，其承載能力明顯減小，屈服荷載和極限荷載分別降低到常溫下的68%和81%。對(duì)于CJ-M-T8試樣，引伸計(jì)未測(cè)量到頸縮部分的變形，因此將MTS作動(dòng)器的位移作為橫坐標(biāo)，對(duì)比2個(gè)試樣的荷載-位移曲線[圖14(c)]，可以看出，高溫后試樣的變形能力明顯增大。

4.2 超低周循環(huán)加載

超低周循環(huán)荷載作用下試樣的荷載-位移(P-δ)曲線如圖15所示，其試驗(yàn)結(jié)果見表8。由圖15可以看出，試驗(yàn)曲線較光滑，試驗(yàn)控制較好。將循環(huán)荷載-位移曲線中的各加載級(jí)別第1周的卸載頂點(diǎn)連接，得到試樣的骨架曲線，如圖16所示。通過對(duì)比不同高溫后試樣在循環(huán)荷載作用下的承載能力和變形能力可知，600 ℃高溫后試樣的極限荷載和極限位移與常溫下基本相當(dāng)，隨著溫度的繼續(xù)升高，試樣的極限荷載降低，800 ℃高溫后試樣的極限荷載降低到常溫下的89%。800 ℃高溫后試樣的變形能力增大，其極限位移是常溫下的198%。結(jié)合高溫后Q690D鋼材的強(qiáng)度變化規(guī)律可知，若Q690D鋼材和焊接接頭試樣經(jīng)受的高溫低于600 ℃，則高溫后鋼材和焊接接頭的強(qiáng)度和變形能力基本不變。

表7 十字形焊接接頭試樣單調(diào)加載下的試驗(yàn)結(jié)果Table 7 Test Results of Cross-shaped Welded Joint Specimens Under Monotonic Loading

表8 十字形焊接接頭試樣循環(huán)荷載下的試驗(yàn)結(jié)果Table 8 Test Results of Cross-shaped Welded Joint Specimens Under Cyclic Load

5 試驗(yàn)結(jié)果分析

5.1 加載方式的影響

常溫下焊接接頭在單調(diào)加載和超低周循環(huán)加載下的斷裂破壞模式相同，都是在角焊縫未熔透初始裂縫處產(chǎn)生裂紋并擴(kuò)展引起的斷裂破壞。800 ℃高溫后，單調(diào)荷載下焊接接頭在母材處斷裂，但超低周循環(huán)荷載下焊接接頭在角焊縫處斷裂，主要原因在于超低周循環(huán)拉壓荷載的作用使得角焊縫初始裂縫處更易產(chǎn)生裂紋并擴(kuò)展。

將單調(diào)加載下的荷載-位移曲線列入焊接接頭的骨架曲線中，如圖16所示，可以看出，常溫和800 ℃高溫后焊接接頭在循環(huán)荷載作用下的極限荷載和極限位移都低于單調(diào)加載的情況。

5.2 高溫后焊接接頭循環(huán)性能的對(duì)比分析

焊接接頭的強(qiáng)度退化特性可用強(qiáng)度退化系數(shù)η來描述，該系數(shù)指同級(jí)加載級(jí)別下，末次循環(huán)的峰值位移對(duì)應(yīng)的荷載與首次循環(huán)峰值位移對(duì)應(yīng)的荷載的比值。焊接接頭在常溫和高溫后的強(qiáng)度退化曲線如圖18所示?？梢娫诩虞d的前期，同一加載級(jí)別下2周循環(huán)的峰值位移對(duì)應(yīng)的荷載基本相同，隨著加載的進(jìn)行，焊接接頭出現(xiàn)損傷，強(qiáng)度退化系數(shù)開始下降，當(dāng)裂紋擴(kuò)展比較明顯時(shí)，強(qiáng)度退化系數(shù)下降非常迅速。

在循環(huán)荷載作用下，試件的耗能能力與荷載-位移曲線滯回環(huán)的面積成正比，基于循環(huán)荷載下焊接接頭的荷載-位移曲線，定量計(jì)算出焊接接頭的耗能能量。圖19給出了焊接接頭在循環(huán)荷載下每周的耗能能量，圖20給出了焊接接頭的累積耗能。由圖19，20可見，焊接接頭在常溫下和高溫后的耗能隨循環(huán)周次的變化規(guī)律基本相同，每級(jí)第2周的耗能低于第1周的耗能，另外，800 ℃高溫后焊接接頭的累積耗能能力明顯增強(qiáng)。

6 結(jié) 語

(1)當(dāng)Q690D鋼材經(jīng)歷的高溫低于600 ℃時(shí)，鋼材高溫后的力學(xué)性能與常溫下相當(dāng)，當(dāng)溫度高于600 ℃時(shí)，鋼材的強(qiáng)度降低而延伸率增大。對(duì)于ER80-G焊縫金屬，800 ℃高溫后焊縫金屬的力學(xué)性能與常溫相比變化不明顯。

(2)在單調(diào)加載工況下，十字形焊接接頭試樣在常溫和800 ℃高溫后的斷裂模式不同，常溫下焊接接頭的斷裂發(fā)生在角焊縫未熔透的裂縫處，而800 ℃高溫下焊接接頭的斷裂是由于母材的頸縮引起。800 ℃高溫后十字形試樣的強(qiáng)度降低，而變形能力增大。

(3)在循環(huán)荷載作用下，十字形焊接接頭試樣在常溫和高溫后的斷裂模式基本相同，裂紋的起始和擴(kuò)展均發(fā)生在角焊縫未熔透的裂縫處。當(dāng)焊接接頭經(jīng)歷的高溫溫度大于600 ℃時(shí)，焊接接頭的強(qiáng)度明顯降低。另外，常溫和800 ℃高溫后焊接接頭在循環(huán)荷載作用下的極限荷載和極限位移都低于單調(diào)加載的情況。

(4)十字形焊接接頭試樣經(jīng)歷不同的高溫后，其剛度退化、強(qiáng)度退化和耗能規(guī)律類似，800 ℃高溫后，由于焊接接頭的變形能力增加，其耗能能力明顯增強(qiáng)。