高溫后高強(qiáng)Q690 鋼材循環(huán)加載試驗(yàn)及本構(gòu)模型研究

胡婉穎，余玉潔，田沛豐，聶熙哲，丁發(fā)興，余志武

(中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南，長(zhǎng)沙 410075)

鋼結(jié)構(gòu)因其較高的強(qiáng)度可有效減小構(gòu)件尺寸和結(jié)構(gòu)自重，在超高層以及大跨度空間結(jié)構(gòu)等各類(lèi)建筑中應(yīng)用較為普遍。尤其是高強(qiáng)鋼的冶煉技術(shù)日趨成熟，使用時(shí)可進(jìn)一步降低結(jié)構(gòu)構(gòu)件尺寸并減少材料用量。但鋼材的耐火性能較差，在火災(zāi)高溫下其強(qiáng)度等力學(xué)性能會(huì)得到明顯降低。因此，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者對(duì)其高溫下性能進(jìn)行了大量的試驗(yàn)研究，研究?jī)?nèi)容主要包括鋼材在高溫下抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、彈性模量、延伸率及本構(gòu)模型等性能變化[1-3]。而超高層以及大跨度鋼結(jié)構(gòu)建筑中鋼構(gòu)件防火要求通常較高，因此大部分火災(zāi)事故中整體結(jié)構(gòu)的倒塌概率較低。但此時(shí)需要對(duì)過(guò)火后構(gòu)件進(jìn)行殘余性能評(píng)估以針對(duì)性的進(jìn)行修復(fù)和再利用。而科學(xué)評(píng)估火災(zāi)后鋼構(gòu)件的殘余性能則首先需明確鋼材在經(jīng)歷火災(zāi)高溫過(guò)程中的材性變化，以及高溫后的殘余材料性能。因此近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外對(duì)于高強(qiáng)鋼過(guò)火冷卻后殘余力學(xué)性能也有一定的研究。強(qiáng)旭紅等[4]對(duì)于S460 和S690高強(qiáng)鋼進(jìn)行了高溫和自然冷卻處理以模擬受火過(guò)程，并對(duì)高溫冷卻后的高強(qiáng)鋼開(kāi)展拉伸試驗(yàn)以測(cè)定其殘余力學(xué)性能，之后又對(duì)S960 鋼材開(kāi)展類(lèi)似過(guò)火后殘余性能試驗(yàn)研究[5]。結(jié)果表明，當(dāng)過(guò)火溫度高于600 ℃時(shí)，高強(qiáng)鋼鋼材殘余強(qiáng)度會(huì)隨著過(guò)火溫度的升高而顯著降低，且高強(qiáng)鋼火災(zāi)后力學(xué)性能退化較普通鋼明顯。李國(guó)強(qiáng)等[6]和王衛(wèi)永等[7]均研究了高溫后Q690 鋼材在自然冷卻和浸水冷卻條件下的殘余性能，發(fā)現(xiàn)自然冷卻后Q690 鋼強(qiáng)度降低且伸長(zhǎng)率增大，浸水冷卻后強(qiáng)度增大且伸長(zhǎng)率減少。之后王衛(wèi)永等[8]又對(duì)過(guò)火自然冷卻和浸水冷卻后Q960 超高強(qiáng)鋼材開(kāi)展殘余靜力性能試驗(yàn)研究，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合了Q960 鋼高溫后力學(xué)性能指標(biāo)隨過(guò)火溫度的擬合公式。余玉潔等[9]綜合對(duì)比了不同強(qiáng)度等級(jí)鋼材過(guò)火后性能退化趨勢(shì)，發(fā)現(xiàn)高溫后空冷過(guò)程中鋼材亞鐵晶格尺寸增大，從而抵消冶煉淬火中晶粒細(xì)化所產(chǎn)生的強(qiáng)度提升效應(yīng)，因此高強(qiáng)鋼過(guò)火后強(qiáng)度削弱效應(yīng)較普通鋼明顯。

但已有的火災(zāi)后鋼材殘余性能研究均僅關(guān)注鋼材在高溫下及高溫后的靜力性能。而對(duì)于高溫后鋼材在往復(fù)荷載作用下的滯回能力以及與抗震性能相關(guān)的低周滯回能力鮮有研究。已有研究表明，鋼材在經(jīng)歷循環(huán)荷載作用時(shí)其強(qiáng)度發(fā)展規(guī)律與單調(diào)拉伸加載時(shí)強(qiáng)度發(fā)展趨勢(shì)不同[10-14]。隨著循環(huán)加載歷程、加載模式和加載幅度的不同，鋼材將表現(xiàn)出不同的循環(huán)強(qiáng)化或循環(huán)弱化效應(yīng)。

為研究經(jīng)歷火災(zāi)后高強(qiáng)鋼材的殘余抗震性能，本文對(duì)于經(jīng)歷高溫處理和不同方式冷卻后的國(guó)產(chǎn)Q690 鋼材進(jìn)行單調(diào)拉伸試驗(yàn)和循環(huán)加載試驗(yàn)，研究過(guò)火后鋼材的滯回性能、強(qiáng)度發(fā)展模式、剛度變化和耗能能力等。并基于試驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定Q690 過(guò)火后鋼材的循環(huán)荷載本構(gòu)參數(shù)，研究結(jié)果可為過(guò)火后鋼結(jié)構(gòu)殘余抗震性能分析提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)研究所采用的Q690 鋼材由武鋼生產(chǎn)，該批次鋼材的化學(xué)成分如表1 所示。單調(diào)拉伸試件和循環(huán)加載試件均從同一塊鋼板中裁切，且試件長(zhǎng)度方向沿鋼板軋制方向。本研究包括過(guò)火前后鋼材的單調(diào)拉伸和循環(huán)荷載試驗(yàn)，因此試驗(yàn)中設(shè)計(jì)2 種試件尺寸，如圖1 所示。試件厚度為16 mm，寬度為15 mm。單調(diào)拉伸試件中平行段長(zhǎng)度為90 mm，引伸計(jì)標(biāo)距為50 mm，拉量程為25 mm。循環(huán)加載試驗(yàn)中為避免試件試驗(yàn)段失穩(wěn)，中間平行段為30 mm，選用拉壓引伸計(jì)標(biāo)距為25 mm，正負(fù)向量程為12.5 mm(±50%)。

表1 Q690 鋼材化學(xué)成本表Table 1 Chemical composition of tested Q690 steel

圖1 試件尺寸 /mmFig. 1 Dimensions of tested specimens

1.2 試驗(yàn)流程

試驗(yàn)中首先將Q690 試件進(jìn)行高溫處理并冷卻至室溫，之后對(duì)于不同熱處理模式試件進(jìn)行單調(diào)拉伸或循環(huán)荷載試驗(yàn)。過(guò)火高溫處理均采用小型高溫電阻爐進(jìn)行，如圖2(a)所示，試驗(yàn)溫度共包括20 ℃(常溫，不處理)、500 ℃、600 ℃、700 ℃、800 ℃、900 ℃、1000 ℃。升溫速率設(shè)為10 ℃/min，當(dāng)試件達(dá)到指定溫度后恒溫15 min，之后以不同方式冷卻至常溫。考慮實(shí)際火災(zāi)中存在的自然冷卻和消防噴水冷卻，試驗(yàn)中采用電阻爐開(kāi)門(mén)自然冷卻和浸水冷卻兩種不同方式。

圖2 試驗(yàn)裝置及設(shè)備Fig. 2 Experimental setup and equipment

試件冷卻至常溫后首先觀察試件外觀變化，對(duì)于試件平行段進(jìn)行打磨以去除高溫及冷卻過(guò)程中試件外表所產(chǎn)生的低強(qiáng)度碳化層，并量測(cè)測(cè)試段實(shí)際截面尺寸以用于后續(xù)應(yīng)力計(jì)算。對(duì)于過(guò)火后鋼材其單調(diào)拉伸試驗(yàn)采用60 t 拉伸試驗(yàn)機(jī)(REGER)中進(jìn)行(圖2(b))，循環(huán)荷載試驗(yàn)在50 t拉壓扭復(fù)合萬(wàn)能疲勞試驗(yàn)機(jī)器(INSTRON 8803)上進(jìn)行(圖2(c))。循環(huán)加載過(guò)程采用應(yīng)變控制，考慮到Q690 鋼材在自然冷卻和水冷后不同的強(qiáng)度變化趨勢(shì)，共采用2 種應(yīng)變幅度和2 種加載制度，如圖3 所示。

圖3 循環(huán)加載制度Fig. 3 Cyclic loading protocols

高溫冷卻后鋼材的強(qiáng)度計(jì)算采用經(jīng)表面磨光后的實(shí)際截面尺寸計(jì)算，并將得到的工程應(yīng)力、應(yīng)變轉(zhuǎn)換為真實(shí)應(yīng)力、應(yīng)變以用于后續(xù)殘余力學(xué)性能分析與對(duì)比。單調(diào)拉伸試驗(yàn)中，每種處理模式均取3 根試件進(jìn)行測(cè)試，并選取其中更為接近的兩組數(shù)據(jù)均值作為單調(diào)拉伸結(jié)果。每種高溫處理模式在各循環(huán)加載制度下均取1 根試件進(jìn)行試驗(yàn)。每種處理模式選取了兩種循環(huán)加載制度以綜合對(duì)比分析，因此試驗(yàn)結(jié)果也具備一定代表性。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 單調(diào)拉伸性能

高溫后高強(qiáng)Q690 鋼材其單調(diào)拉伸試驗(yàn)中試件均出現(xiàn)明顯頸縮現(xiàn)象，表現(xiàn)出延性斷裂模式。圖4所示為自然冷卻和浸水冷卻下高溫后Q690 鋼材單調(diào)拉伸結(jié)果。當(dāng)經(jīng)歷溫度不高于600 ℃時(shí)，在自然冷卻和浸水冷卻模式下，高溫后Q690 鋼材單調(diào)拉伸性能基本與常溫未處理鋼材類(lèi)似，鋼材表現(xiàn)出一定的屈服平臺(tái)，且屈服后強(qiáng)化段較短，達(dá)到極限強(qiáng)度后強(qiáng)度下降段較長(zhǎng)。

圖4 高溫后Q690 鋼材單調(diào)拉伸結(jié)果Fig. 4 Monotonic tensile loading results of postfire Q690 steel

當(dāng)經(jīng)歷溫度高于600 ℃時(shí)，自然冷卻試件和浸水冷卻試件表現(xiàn)出不同的性能變化。自然冷卻下，隨著過(guò)火溫度的升高鋼材屈服強(qiáng)度整體表現(xiàn)出降低的趨勢(shì)。當(dāng)經(jīng)歷1000 ℃高溫后，Q690 鋼材屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度僅為未過(guò)火時(shí)的48%和82%。且當(dāng)過(guò)火溫度為700 ℃時(shí)，高溫后Q690 鋼材仍表現(xiàn)出屈服平臺(tái)效應(yīng)。當(dāng)過(guò)火溫度高于700 ℃時(shí)，屈服平臺(tái)消失，且屈服后強(qiáng)化段變長(zhǎng)，極限強(qiáng)度對(duì)應(yīng)應(yīng)變?cè)龃?。極限強(qiáng)度變化表現(xiàn)出一定的離散性，但均低呈現(xiàn)降低趨勢(shì)。

當(dāng)極限溫度高于600 ℃且浸水冷卻下，過(guò)火后鋼材屈服和極限強(qiáng)度整體表現(xiàn)出先降低再升高的趨勢(shì)。當(dāng)Q690 鋼材在1000 ℃高溫浸水冷卻后，鋼材屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度強(qiáng)化至未過(guò)火時(shí)的1.2 倍和1.5 倍。過(guò)火溫度高于700 ℃時(shí)，屈服平臺(tái)消失，鋼材強(qiáng)化段變短，承載力下降段提前，且鋼材極限斷裂應(yīng)變及延性逐漸降低。

將試驗(yàn)所得過(guò)火后鋼材的殘余強(qiáng)度比(過(guò)火后鋼材的殘余屈服或極限強(qiáng)度與相應(yīng)未過(guò)火狀態(tài)時(shí)對(duì)應(yīng)強(qiáng)度的比值)與文獻(xiàn)中不同強(qiáng)度等級(jí)的高強(qiáng)鋼材高溫后性能進(jìn)行對(duì)比(圖 5)。為更具有對(duì)比性，分別選取同一學(xué)者對(duì)于不同強(qiáng)度等級(jí)同批次試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比[4,9]。由圖可見(jiàn)，試驗(yàn)中所得到的火災(zāi)后Q690 高強(qiáng)鋼單調(diào)拉伸強(qiáng)度變化趨勢(shì)和幅度與文獻(xiàn)研究類(lèi)似。相較于Q460 高強(qiáng)鋼，自然冷卻和浸水冷卻下屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度受極限溫度影響更為顯著。

圖5 不同強(qiáng)度等級(jí)高強(qiáng)鋼過(guò)火后強(qiáng)度對(duì)比Fig. 5 Postfire strength comparisons of different grade high strength steels

2.2 循環(huán)荷載試驗(yàn)結(jié)果

高溫后Q690 鋼材在循環(huán)荷載下其初始強(qiáng)度及循環(huán)強(qiáng)度發(fā)展受過(guò)火溫度影響表現(xiàn)出與單調(diào)拉伸性能變化規(guī)律類(lèi)似。即在過(guò)火溫度不高于600 ℃時(shí)，高溫后Q690 鋼材滯回性能與常溫下未處理鋼材類(lèi)似。當(dāng)過(guò)火溫度高于700 ℃時(shí)，在自然冷卻下，高溫后Q690 鋼材其初始強(qiáng)度水平隨過(guò)火溫度升高而降低，且在循環(huán)荷載作用下其滯回強(qiáng)度水平也呈現(xiàn)隨過(guò)火溫度升高而降低趨勢(shì)。在浸水冷卻下，高溫后Q690 鋼材其初始強(qiáng)度和滯回強(qiáng)度隨極限溫度的升高而提升，且在900 ℃～1000 ℃高溫冷卻后，其滯回強(qiáng)度增長(zhǎng)速率變快。

圖6 所示為部分高溫后Q690 鋼材循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變結(jié)果與單調(diào)拉伸試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，由于20 ℃、500 ℃、600 ℃過(guò)火后鋼材殘余性能相近，因此選用500 ℃溫度組代表未過(guò)火及低溫過(guò)火情況的性能。選用1000 ℃過(guò)火溫度組進(jìn)行對(duì)比以代表經(jīng)高溫且不同方式冷卻后鋼材的性能變化。對(duì)于未過(guò)火以及低溫過(guò)火下Q690 鋼材(圖6中自然冷卻和浸水冷卻下SF-500 ℃、JT-500 ℃試驗(yàn)組)，其在循環(huán)荷載下表現(xiàn)出循環(huán)軟化效應(yīng)，即在經(jīng)歷一定循環(huán)荷載作用后鋼材強(qiáng)度逐步下降，使得其滯回強(qiáng)度低于鋼材初始強(qiáng)度。而在自然冷卻下，高溫過(guò)火后(高于600 ℃)Q690 鋼材其初始屈服強(qiáng)度下降，且在循環(huán)荷載作用下，過(guò)火后鋼材表現(xiàn)出循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)。即隨著加載應(yīng)變?cè)龃笠约凹虞d循環(huán)次數(shù)增多鋼材強(qiáng)度整體呈現(xiàn)升高的趨勢(shì)。在浸水冷卻下，高溫過(guò)火后Q690 鋼也表現(xiàn)為循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)。自然冷卻和浸水冷卻下高溫后Q690 鋼的滯回強(qiáng)度發(fā)展表現(xiàn)出與單調(diào)拉伸強(qiáng)度發(fā)展相近的趨勢(shì)。

圖6 高溫后Q690 鋼材代表性循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變結(jié)果Fig. 6 Typical cyclic stress-strain curves of postfire Q690 steel

2.3 滯回強(qiáng)度特征

為更直觀了解過(guò)火后Q690 鋼在循環(huán)荷載作用下其滯回強(qiáng)度發(fā)展特征以及滯回強(qiáng)度受過(guò)火溫度的影響，提取各圈加載時(shí)的最大和最小應(yīng)力，以及所對(duì)應(yīng)的加載應(yīng)變情況匯總于圖7。由圖可見(jiàn)，在循環(huán)荷載作用下，常溫未過(guò)火Q690 鋼在循環(huán)荷載作用下表現(xiàn)出應(yīng)變強(qiáng)化和較為明顯的循環(huán)軟化效應(yīng)。應(yīng)變強(qiáng)化現(xiàn)象即隨著應(yīng)變幅的增大，鋼材強(qiáng)度升高，隨著應(yīng)變幅的減少，鋼材強(qiáng)度下降。但在相同應(yīng)變幅加載下，隨著加載圈數(shù)的增多，鋼材最大應(yīng)力逐漸下降，且在各應(yīng)變幅的前兩圈，循環(huán)軟化效應(yīng)較為明顯。

當(dāng)過(guò)火溫度不高于600 ℃時(shí)，在兩種冷卻方式下，過(guò)火后Q690 鋼其滯回強(qiáng)度發(fā)展趨勢(shì)以及應(yīng)力水平均與未過(guò)火鋼基本相同。當(dāng)過(guò)火溫度為700 ℃時(shí)，兩種冷卻方式下，過(guò)火后Q690 鋼材其滯回強(qiáng)度發(fā)展規(guī)律仍表現(xiàn)為應(yīng)變強(qiáng)化和循環(huán)軟化效應(yīng)，但整體滯回強(qiáng)度水平較未過(guò)火鋼有所下降。

當(dāng)過(guò)火溫度高于700 ℃且自然冷卻下，鋼材初始屈服強(qiáng)度下降明顯，但在循環(huán)荷載作用下，過(guò)火后Q690 鋼表現(xiàn)為更為顯著的應(yīng)變強(qiáng)化和循環(huán)硬化效應(yīng)。即隨著應(yīng)變幅的增大，過(guò)火后鋼材滯回強(qiáng)度提升幅度較相同加載模式下未過(guò)火鋼材增大。且在相同應(yīng)變幅下，隨著加載圈數(shù)的增加，鋼材滯回強(qiáng)度轉(zhuǎn)變成基本維持(不再下降)或小幅增大的趨勢(shì)。如圖7(a)、圖7(b)中1000 ℃自然冷卻試驗(yàn)組，過(guò)火后Q690 鋼循環(huán)拉伸時(shí)其表現(xiàn)為循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)，在循環(huán)壓縮時(shí)，雖仍表現(xiàn)出一定的循環(huán)軟化效應(yīng)，但軟化速率較未過(guò)火Q690 鋼減小，在循環(huán)加載后期基本上強(qiáng)度維持不變(SF1 及JT1 中第20 圈之后)。綜合來(lái)看，火災(zāi)高溫且自然冷卻模式下，過(guò)火后Q690 鋼其初始屈服強(qiáng)度會(huì)顯著降低，但在循環(huán)荷載作用下，所削弱的強(qiáng)度會(huì)部分恢復(fù)，因此過(guò)火后Q690 鋼構(gòu)件仍可具有一定的殘余抗震性能。

而當(dāng)過(guò)火溫度高于700 ℃且浸水冷卻下，鋼材滯回強(qiáng)度也表現(xiàn)出不同的發(fā)展規(guī)律，即隨著過(guò)火溫度的提高，鋼材初始屈服強(qiáng)度提升，且鋼材的應(yīng)變強(qiáng)化速率增大。未過(guò)火鋼的循環(huán)軟化效應(yīng)逐漸減小，且在循環(huán)荷載加載初期轉(zhuǎn)變成循環(huán)強(qiáng)化現(xiàn)象。如圖7(c)、圖7(d)中900 ℃和1000 ℃試驗(yàn)組中前15 圈加載中，過(guò)火后Q690 鋼材表現(xiàn)出顯著的應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)以及輕微的循環(huán)強(qiáng)化現(xiàn)象。該滯回強(qiáng)度變化趨勢(shì)使得經(jīng)高溫且水冷后鋼材其靜力強(qiáng)度和滯回強(qiáng)度均顯著提升。

圖7 高溫后Q690 鋼滯回強(qiáng)度變化Fig. 7 Strength response variations of postfire Q690 steel under cyclic loads

2.4 彈性模量變化

鋼材在循環(huán)荷載作用下，包辛格效應(yīng)及循環(huán)荷載下的塑性損傷會(huì)導(dǎo)致鋼材彈性模量在循環(huán)荷載下發(fā)生一定變化。因此對(duì)于過(guò)火前后Q690 鋼材提取其循環(huán)拉壓作用下的彈性模量并進(jìn)行對(duì)比。彈性模量提取方式如圖8 所示，初始拉伸加載(正向加載)時(shí)鋼材彈性模量為E0。之后在各圈循環(huán)中，鋼材會(huì)經(jīng)歷正向受拉階段彈性卸載-反向壓縮加載-受壓階段彈性卸載-正向受拉加載的過(guò)程，其中在正向卸載Ei′中以及再加載階段Ei均會(huì)出現(xiàn)彈性段。

圖8 循環(huán)荷載下滯回特性及關(guān)鍵性能指標(biāo)Fig. 8 Representative hysteretic loop and key mechanical index

圖9 所示為Q690 鋼材在未過(guò)火下，以及在1000 ℃過(guò)火冷卻后，在循環(huán)荷載作用下的彈性模量變化規(guī)律。由對(duì)比可知，Q690 鋼材在循環(huán)荷載作用下，其彈性模量均有下降，且下降幅度和趨勢(shì)與加載制度相關(guān)。其中正向卸載階段彈性模量Ei′均小于正向再加載(即受壓階段卸載)時(shí)彈性模量Ei，且該差異性在大應(yīng)變幅循環(huán)下較為明顯。

圖9 高溫后Q690 鋼材循環(huán)荷載下彈性模量變化Fig. 9 Evolutions on the stiffness of postfire Q690 steel under cyclic loads

過(guò)火高溫且自然冷卻作用下，彈性模量的折減較未過(guò)火鋼材下降更為明顯，且彈性模量下降主要發(fā)生在初始加載階段。加載一定圈數(shù)(5 圈左右)后，隨加載圈數(shù)的增加，彈性模量折減不明顯。結(jié)合文獻(xiàn)[15]中對(duì)于循環(huán)加載后以及單向加載下的鋼材試件斷口電鏡掃描結(jié)果可知，在循環(huán)荷載作用下，鋼材內(nèi)部出現(xiàn)韌性損傷，鋼材微觀晶格邊界隨著循環(huán)加載過(guò)程而趨于平整。因此在循環(huán)應(yīng)變幅度變化時(shí)將導(dǎo)致晶格尺寸、邊界以及相互之間嵌固作用變化。而隨著加載圈數(shù)增加，鋼材微觀晶粒之間的變化趨于平穩(wěn)，宏觀表現(xiàn)即為鋼材的彈性模量變化隨著加載圈數(shù)的增加而趨于穩(wěn)定。在高溫過(guò)火且水冷后，由于鋼材驟冷時(shí)的硬化效應(yīng)，鋼材彈性模量在循環(huán)加載下的折減效應(yīng)減弱，且加載初期正向再加載彈性模量Ei略大于初始彈性模型E0。

2.5 耗能性能

為對(duì)比高溫過(guò)火以及冷卻模式對(duì)于鋼材耗能能力的影響，分別計(jì)算未過(guò)火以及代表性過(guò)火溫度和冷卻模式下Q690 鋼材的能量耗散系數(shù)情況。計(jì)算圖示如圖8 所示，采用下式計(jì)算每個(gè)滯回圈的能量耗散系數(shù)he：

其中：S(AMBN)為滯回環(huán)面積；S(ΔOBD+ΔOAC)為ΔOBD和 ΔOAC的面積之和。圖10 所示為過(guò)火前后Q690鋼材的能量耗散系數(shù)的變化規(guī)律對(duì)比。未過(guò)火Q690 鋼材整體表現(xiàn)出隨著滯回應(yīng)變幅值的增大，能量耗散系數(shù)增大的趨勢(shì)。在相同應(yīng)變幅情況下，能量耗散系數(shù)隨著加載圈數(shù)的增加略微增加或基本保持不變。而經(jīng)歷1000 ℃高溫且自然冷卻后，鋼材的能量耗散系數(shù)較未過(guò)火鋼材略微增大，整體仍體現(xiàn)出隨著應(yīng)變幅增大能量耗散系數(shù)增大的趨勢(shì)。但在加載初期，在相同應(yīng)變幅條件下，隨著加載圈數(shù)的增加，過(guò)火后Q690 鋼能量耗散系數(shù)減小。在一定加載歷程之后，能量耗散系數(shù)隨著等幅圈數(shù)的增加基本保持不變。在經(jīng)歷1000 ℃高溫且浸水冷卻后，鋼材的各圈的能量耗散系數(shù)較未過(guò)火時(shí)下降較為明顯。且在加載初期，能量耗散系數(shù)隨著等幅加載圈數(shù)的增加而下降的趨勢(shì)更為顯著。該現(xiàn)象的主要原因在于，過(guò)火后鋼材均表現(xiàn)出較為明顯的循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)，且在加載初期較為明顯，導(dǎo)致計(jì)算所得能量耗散系數(shù)表現(xiàn)出隨等幅加載圈數(shù)的增加而下降的變化。

圖10 高溫后Q690 鋼材能量耗散系數(shù)變化Fig. 10 Evolutions on the energy dissipation index of postfire Q690 steels

3 循環(huán)本構(gòu)模型

Chaboche 模型是目前應(yīng)用較為廣泛的描述金屬材料滯回強(qiáng)度特性的循環(huán)本構(gòu)模型。如前所述，Q690 鋼材在循環(huán)荷載作用下的強(qiáng)度發(fā)展體現(xiàn)出應(yīng)變強(qiáng)化以及循環(huán)強(qiáng)化或軟化效應(yīng)，而該兩類(lèi)性能在本構(gòu)模型描述中常表述為隨動(dòng)強(qiáng)化和等向強(qiáng)化(軟化)特性。在Chaboche 模型中，即通過(guò)描述這兩方面的強(qiáng)化(軟化)特性以綜合體現(xiàn)循環(huán)荷載作用下的強(qiáng)度發(fā)展規(guī)律。Chaboche 模型描述主要包括屈服準(zhǔn)則、背應(yīng)力流動(dòng)準(zhǔn)則和屈服面硬化準(zhǔn)則3 部分，其屈服面描述可為：

該模型將材料的屈服界限表述為在應(yīng)力空間中以背應(yīng)力向量X端點(diǎn)為中心的球面，通過(guò)背應(yīng)力描述屈服面的移動(dòng)。其中屈服面的大小，即彈性域的大小則通過(guò)屈服面硬化準(zhǔn)則R來(lái)表述，當(dāng)材料表現(xiàn)為循環(huán)強(qiáng)化時(shí)則體現(xiàn)為屈服面范圍的擴(kuò)展。反之當(dāng)鋼材表現(xiàn)出循環(huán)軟化效應(yīng)時(shí)則體現(xiàn)為屈服面的收縮。屈服準(zhǔn)則采用金屬材料常用的Von Mises應(yīng)力屈服函數(shù)，即為：

其中，背應(yīng)力的運(yùn)動(dòng)以及屈服面的硬化規(guī)律均通過(guò)非線性函數(shù)表述。由于鋼材的包辛格效應(yīng)，即屈服面的移動(dòng)效應(yīng)會(huì)隨著滯回圈數(shù)和荷載循環(huán)的持續(xù)而減弱，由前述討論中也體現(xiàn)出，在加載循環(huán)后期，Q690 鋼材的應(yīng)變強(qiáng)化或軟化幅度有所下降，因此，Chaboche 模型中在背應(yīng)力變化率的描述中疊加背應(yīng)力大小向量，以引入非線性。在單向循環(huán)加載中，背應(yīng)力的變化率可表述為下式：

積分可得背應(yīng)力的非線性描述：

此背應(yīng)力是通過(guò)C、γ參數(shù)表述為等效塑性應(yīng)變 εp的函數(shù)。在Chaboche 模型中通常采用多套C、γ參數(shù)所描述的多套背應(yīng)力公式相疊加的方式描述背應(yīng)力在不同塑性應(yīng)變范圍內(nèi)的移動(dòng)規(guī)律，本研究參數(shù)擬合中采用3 組～4 組背應(yīng)力流動(dòng)參數(shù)組合。

Chaboche 模型中各向同性硬化準(zhǔn)則采用基于累積塑性應(yīng)變的指數(shù)型描述：

式中：R∞為屈服面的最大變化值，數(shù)值為正時(shí)體現(xiàn)為屈服面的擴(kuò)展，反之?dāng)?shù)值為負(fù)時(shí)體現(xiàn)為屈服面的收縮，即表現(xiàn)為循環(huán)軟化現(xiàn)象；p為累積塑性應(yīng)變；b描述屈服面的變化速率。

圖11 所示為過(guò)火前、后Q690 鋼材的峰值應(yīng)力隨累積塑性應(yīng)變的關(guān)系。其中經(jīng)歷高溫且自然冷卻后，由于屈服強(qiáng)度下降，彈性域降低，因此在相同加載制度下，過(guò)火后鋼材累積塑性應(yīng)變?cè)龃蟆Ｇ以谙嗤瑧?yīng)變幅下的屈服面由未過(guò)火模式下的隨累積塑性應(yīng)變收縮，轉(zhuǎn)變成過(guò)火后的屈服面隨隨累積塑性應(yīng)變?cè)龃蠖鴶U(kuò)展的規(guī)律。因此R∞在未過(guò)火或者低溫過(guò)火且自然冷卻后為負(fù)值，高溫過(guò)火且自然冷卻后該值轉(zhuǎn)變?yōu)檎?。?jīng)歷高溫過(guò)火且浸水冷卻后，Q690 鋼材進(jìn)一步硬化，因此相同加載制度下，累積塑性應(yīng)變大小較未過(guò)火鋼材降低。且浸水冷卻后在相同加載幅度下鋼材也依然表現(xiàn)出循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)，即彈性域的進(jìn)一步擴(kuò)張，因此對(duì)于高溫且浸水冷卻后Q690 鋼材R∞也為正值。

圖11 峰值應(yīng)力-累積塑性應(yīng)變關(guān)系Fig. 11 Peak stress versus accumulated plastic strain relations

Chaboche 模型中彈性模量和初始屈服強(qiáng)度為固定值，并應(yīng)用于整個(gè)滯回特性計(jì)算中。但由圖9所示，彈性模量隨著滯回加載過(guò)程以及應(yīng)變幅的大小是呈現(xiàn)減小趨勢(shì)的，因此由初始彈性模量代入滯回強(qiáng)度計(jì)算時(shí)可能出現(xiàn)滯回加載后期彈性模量偏高的情況。因此參數(shù)擬合中彈性模量選取時(shí)，對(duì)于同一種處理情況(過(guò)火后自然冷卻或浸水冷卻下)采用基于圖9 中兩種加載制度下所得到彈性模量變化的平均值以提升整體滯回特性的擬合精度。Chaboche 模型參數(shù)擬合為基于滯回加載中穩(wěn)態(tài)循環(huán)參數(shù)擬合而來(lái)，而由圖6 所示，滯回加載初期，鋼材的強(qiáng)度發(fā)展經(jīng)歷由單調(diào)拉伸強(qiáng)度到滯回強(qiáng)度發(fā)展的轉(zhuǎn)變，其初始屈服強(qiáng)度和循環(huán)荷載下的彈性域大小和變化范圍并不一致，因此如采用初始屈服強(qiáng)度，即單調(diào)拉伸下的材料屈服強(qiáng)度作為滯回強(qiáng)度發(fā)展中初始彈性域的大小將導(dǎo)致循環(huán)加載后期滯回強(qiáng)度偏高，彈性域偏大的現(xiàn)象。

依據(jù)以上說(shuō)明擬合出的Chaboche 模型參數(shù)如表2 所示。在自然冷卻下，材料的等向強(qiáng)化參數(shù)R∞由初始的負(fù)值轉(zhuǎn)變?yōu)楦邷乩鋮s后的正值。而在浸水冷卻模式下，鋼材滯回曲線的彈性域在高溫冷卻后提升，等向強(qiáng)化參數(shù)R∞也由負(fù)值轉(zhuǎn)變?yōu)檎?。將擬合所得模型參數(shù)應(yīng)用于ANSYS 軟件中，模擬材性試驗(yàn)試件的平行測(cè)試段，所得到的工程應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系與試驗(yàn)所得對(duì)應(yīng)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，如圖12 所示。擬合所得到的本構(gòu)模型在初始階段以及初始強(qiáng)度與試驗(yàn)結(jié)果相差較大，但在后續(xù)加載中能夠較為準(zhǔn)確反映滯回強(qiáng)度的發(fā)展，整體擬合精度較高。

圖12 Chaboche 模擬擬合驗(yàn)證Fig. 12 Verification of calibrated Chaboche models

表2 Chaboche 模型參數(shù)擬合表Table 2 Calibration of Chaboche model parameters

4 結(jié)論

本文對(duì)經(jīng)歷過(guò)火高溫和不同方式冷卻后的國(guó)產(chǎn)Q690 鋼材進(jìn)行單調(diào)拉伸和循環(huán)荷載試驗(yàn)研究，分析了Q690 高強(qiáng)鋼在不同溫度和不同方式冷卻后的材料殘余靜力和滯回性能，分析了溫度和冷卻方式對(duì)于鋼材滯回特性的影響規(guī)律，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果標(biāo)定了典型過(guò)火模式下高強(qiáng)Q690 鋼的循環(huán)本構(gòu)材料參數(shù)。分析中得到以下結(jié)論：

(1) 過(guò)火極限溫度不高于600 ℃且自然冷卻和浸水冷卻模式下，高溫后Q690 鋼材單調(diào)拉伸和循環(huán)荷載下強(qiáng)度發(fā)展基本與常溫未處理鋼材類(lèi)似。

(2) 過(guò)火溫度高于600 ℃時(shí)，在自然冷卻條件下過(guò)火冷卻后高強(qiáng)鋼的單調(diào)拉伸強(qiáng)度整體隨過(guò)火溫度升高而降低趨勢(shì)，且鋼材延性增大。在浸水冷卻下，過(guò)火后Q690 鋼表現(xiàn)出隨過(guò)火溫度升高其靜力拉伸強(qiáng)度先下降后上升趨勢(shì)，且鋼材屈服平臺(tái)消失，鋼材延性減小。

(3) 未過(guò)火Q690 鋼以及經(jīng)歷溫度低于600 ℃的過(guò)火后Q690 鋼在循環(huán)荷載作用下表現(xiàn)出應(yīng)變強(qiáng)化和循環(huán)軟化效應(yīng)。在循環(huán)荷載作用下，鋼材的彈性模量逐步下降，過(guò)火后鋼材彈性模型下降主要集中在初始加載階段。

(4) 過(guò)火溫度高于600 ℃且自然冷卻條件下，高溫后高強(qiáng)鋼初始強(qiáng)度下降但表現(xiàn)出更為顯著的應(yīng)變強(qiáng)化現(xiàn)象，且等應(yīng)變幅循環(huán)下由未過(guò)火狀態(tài)下的循環(huán)軟化現(xiàn)象逐步轉(zhuǎn)化為高溫過(guò)火后的循環(huán)硬化效應(yīng)。在浸水冷卻下，高溫后高強(qiáng)鋼初始屈服強(qiáng)度提升，鋼材應(yīng)變強(qiáng)化速率增大，且在等應(yīng)變幅循環(huán)下由未過(guò)火時(shí)的循環(huán)軟化現(xiàn)象轉(zhuǎn)變成循環(huán)強(qiáng)化現(xiàn)象，該循環(huán)強(qiáng)化效應(yīng)在加載初期較為顯著。

(5) 高強(qiáng)Q690 鋼及過(guò)火后鋼的應(yīng)變強(qiáng)化和循環(huán)強(qiáng)化及軟化均在一定加載循環(huán)后變化率下降，即趨于飽和。Chaboche 采用指數(shù)型非線性函數(shù)分別描述該隨動(dòng)強(qiáng)化和等向強(qiáng)化(弱化)效應(yīng)。但該模型基于穩(wěn)態(tài)滯回曲線擬合而得，整體上可以較為準(zhǔn)確地模擬鋼材在滯回荷載作用下的強(qiáng)度發(fā)展，但無(wú)法有效擬合加載初始階段的彈性模量、屈服強(qiáng)度以及初始強(qiáng)度發(fā)展。