考慮應(yīng)變時效影響的Q460C高強鋼力學(xué)性能試驗研究

王 燕，李珂皓，楊怡亭

(1. 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東青島 266033；2. 青島理工大學(xué)山東省藍色經(jīng)濟區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東青島 266033)

0引 言

地基沉降、地震、修復(fù)過程中較大的臨時荷載、汽車撞擊等都會對鋼結(jié)構(gòu)建筑造成不同程度的損壞，建筑在產(chǎn)生塑性變形后，很難得到及時修復(fù)，在等待修復(fù)的過程中受損構(gòu)件會受到應(yīng)變時效的影響，鋼材的力學(xué)性能會有所改變，導(dǎo)致鋼構(gòu)件乃至整個結(jié)構(gòu)受力性能改變。應(yīng)變時效對鋼材的力學(xué)性能影響顯著，多起由鋼材應(yīng)變時效引起的事故造成了巨大的人員傷亡和財產(chǎn)損失。Hosseini等[1-2]針對350級低碳鋼在應(yīng)變時效后的力學(xué)性能開展研究，得出應(yīng)變時效后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，并利用軟件對鋼梁在應(yīng)變時效影響下的力學(xué)性能開展研究，得出鋼梁的承載力降低高達30%的結(jié)論。Seraj等[3]針對硅和錳合金鋼靜態(tài)應(yīng)變時效行為開展研究，結(jié)果表明，溶解錳和硅原子可以顯著影響鋼的應(yīng)變時效行為。張才毅等[4]對高強度低溫韌性船板鋼的應(yīng)變時效進行研究，認(rèn)為隨著預(yù)應(yīng)變量的增加，應(yīng)變時效后鋼板強度提高，屈強比增加，伸長率下降，拉伸曲線逐漸由拱頂型屈服曲線轉(zhuǎn)變成呂德斯延伸型曲線。國內(nèi)外學(xué)者就應(yīng)變時效對鋼材的影響展開研究，在船舶[5-6]、管線用鋼[7-8]以及不同化學(xué)元素含量[9-10]等方面取得了眾多成果，然而針對結(jié)構(gòu)工程領(lǐng)域的研究目前鮮見報道。

近年來，高強鋼材(通常指屈服強度不小于460 MPa的鋼材)在美國、澳大利亞、日本和歐洲等國家和地區(qū)的建筑結(jié)構(gòu)與橋梁工程中得到廣泛應(yīng)用[11]，如美國賓夕法尼亞Ford橋、澳大利亞星城飯店、日本Landmark Tower大廈、法國Millau Viaduct大橋等都采用了高強鋼材。中國的國家體育場[12]、中央電視臺新臺址[13]等也應(yīng)用460 MPa級別的高強度鋼材，取得良好的效果。Rasmussen等[14-15]、Uy等[16-17]及Gao等[18]對高強鋼進行單向受拉和單向受壓材性測試，施剛等[19-20]對Q460高強鋼的單調(diào)和循環(huán)加載性能進行試驗研究，對循環(huán)荷載下鋼材的骨架曲線進行擬合，得到Q460高強鋼的滯回模型；王燕等[21]對Q460高強鋼梁柱翼緣簡化T形焊接試件進行了試驗和有限元研究，并首次提出了襯板雙邊焊的焊接構(gòu)造形式，結(jié)果表明襯板雙邊焊的構(gòu)造形式顯著提高了試件變形能力。

國內(nèi)外學(xué)者對應(yīng)變時效和高強鋼材展開了研究，但應(yīng)變時效對高強鋼的力學(xué)性能影響的研究還較少。高強鋼具有強度高、自重小等優(yōu)點，采用高強度鋼材可以實現(xiàn)更大跨度、更高高度的結(jié)構(gòu)空間，但其延性較差，經(jīng)應(yīng)變時效后更容易發(fā)生脆性破壞，如仍采用初始的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)模型對經(jīng)應(yīng)變及時效作用后的結(jié)構(gòu)進行分析和評估，將會存在一定的安全隱患。

本文為深入研究應(yīng)變時效對Q460C高強鋼力學(xué)性能影響，建立考慮應(yīng)變時效影響的Q460C高強鋼應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系曲線，對Q460C高強鋼進行了考慮應(yīng)變時效影響的試驗研究，分析Q460C高強鋼經(jīng)應(yīng)變時效后的基本力學(xué)性能，采用修正Ramberg-Osgood模型對試驗結(jié)果進行擬合，研究成果可供工程應(yīng)用和理論分析提供參考。

1試驗概況

1.1試件設(shè)計

試驗所用Q460C高強鋼材由河北鋼鐵股份有限公司唐山分公司提供。鋼材的化學(xué)成分如表1所示,化學(xué)成分滿足《低合金高強度結(jié)構(gòu)鋼》(GB/T 1591—2018)[22]的要求。試件取樣與制備按照《鋼及鋼產(chǎn)品力學(xué)性能試驗取樣位置及試樣制備》(GB/T 2975—2018)[23]進行。

試驗根據(jù)不同預(yù)拉伸應(yīng)變量和不同時效設(shè)計制作26個試件。試驗選取預(yù)拉伸應(yīng)變量為無預(yù)應(yīng)變、2%、4.5%和7%四種，選取時效為無時效、0.5 h、2 d、7 d和30 d五種，根據(jù)不同預(yù)應(yīng)變和不同時效對試件進行編號，如H3-4A，H代表高強鋼，3代表第3種預(yù)應(yīng)變，即4.5%，4代表第4種時效，即7 d，

表1Q460C鋼化學(xué)成分Table 1Chemical Composition of Q460C Steel

A代表每組的2個試件中的1個。每個試件由夾持段、過渡段和測試段3個部分構(gòu)成，試件幾何尺寸、編號、預(yù)拉伸應(yīng)變量、時效等試驗參數(shù)如圖1、表2所示。測試段的截面寬度b、厚度t設(shè)計值均為10 mm。

圖1試件參數(shù)Fig.1Specimen Parameters

1.2試驗裝置及加載制度

試驗加載裝置如圖2所示。加載裝置采用100 kN電子萬能試驗機(WDW-100)，測量裝置采用電阻應(yīng)變式引伸計(YYU-85/20)。試驗方法參照《金屬材料室溫拉伸試驗方法》(GB/T 228—2002)[24]。單調(diào)拉伸試驗加載全過程均采用位移控制，試件在達到屈服強度前加載速率為3 mm·min-1，達到屈服強度后加載速率為6 mm·min-1。試件達到極限荷載之前，用電子應(yīng)變引伸計測量拉伸應(yīng)變；達到極限荷載之后，摘除引伸計，加載至試件拉斷破壞。

單調(diào)拉伸試驗分為2個階段。第1階段為預(yù)拉伸應(yīng)變量加載階段，對試件進行預(yù)拉伸，以達到應(yīng)變硬化目的，加載到預(yù)計應(yīng)變后停止，放置不同時間達到時效硬化后進行第2階段；第2階段為試件破壞階段，對試件加載至破壞。

2試驗結(jié)果及分析

圖3為試件H1-1在無預(yù)應(yīng)變、無時效下測得的應(yīng)力-應(yīng)變(σ-ε)曲線。試件H1-1的屈服強度、極限強度、屈強比分別為469.5 MPa、585.0 MPa、0.803，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變分別為11.22%、18.66%，彈性模量、斷后伸長率分別為214.3 GPa、20.59%。圖4為試件在加載過程中出現(xiàn)的頸縮及斷裂現(xiàn)象，為典型延性破壞。表3為試件單調(diào)拉伸試驗測試得到的力學(xué)性能指標(biāo)(表2中每組2個試件的平均值)。表4為預(yù)應(yīng)變和時效對試件屈服強度和極限強度的影響，表5為預(yù)應(yīng)變和時效對試件極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變的影響，其中數(shù)據(jù)均與試件H1-1比較所得。

表2試件編號、尺寸及試驗參數(shù)Table 2Number, Dimension and Test Parameters of Specimens

2.1預(yù)應(yīng)變對Q460C高強鋼強度指標(biāo)的影響

圖2試驗加載裝置Fig.2Test Loading Device

圖5～8分別為不同預(yù)應(yīng)變和不同時效作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。不同時效下試件強度指標(biāo)呈現(xiàn) 基本相同的變化規(guī)律，以圖7為例，分析預(yù)應(yīng)變對Q460C高強鋼強度指標(biāo)的影響。由圖7、表3、表4可見：在2%預(yù)應(yīng)變下，試件H2-4與試件H1-1相比，試件屈服強度、極限強度增幅分別為5.1%、0.4%，屈強比為0.834；在4.5%預(yù)應(yīng)變下，試件 H3-4與試件H1-1相比，試件屈服強度、極限強度增幅分別為18.2%、1.1%，屈強比為0.944；在7%預(yù)應(yīng)變下，試件H4-4與試件H1-1相比，試件屈服強度、極限強度增幅分別為25.5%、1.2%，屈強比為0.995。試件H1-1有明顯的彈性階段、屈服階段、強化階段以及頸縮斷裂階段。隨預(yù)應(yīng)變增大，試件H2-4、H3-4、H4-4屈服平臺基本消失，強化階段試件強度增長逐漸變小，在7%預(yù)應(yīng)變下，試件H4-4強化階段基本消失，試件屈服后即進入頸縮斷裂階段。

圖3試件H1-1應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3Stress-strain Curve of Specimen H1-1

圖4試件破壞形態(tài)Fig.4Failure Patterns of Specimens

由上述分析可知，隨預(yù)應(yīng)變增加，鋼材屈服強度、極限強度、屈強比增幅增大，在7%預(yù)應(yīng)變下，鋼材屈強比高達0.995，鋼材屈服強度與極限強度幾乎相近，鋼材脆性大幅增加。

2.2預(yù)應(yīng)變對Q460C高強鋼極限應(yīng)變和斷裂性能的影響

由圖7及表5可知：在2%預(yù)應(yīng)變下，試件H2-4

表3試件單調(diào)拉伸試驗力學(xué)性能指標(biāo)Table 3Mechanical Property Indexes of Specimens in Monotonic Tensile Test

表4預(yù)應(yīng)變和時效對試件屈服強度和極限強度的影響Table 4Effects of Pre-strain and Aging on Yield Strength and Ultimate Strength of Specimens

表5預(yù)應(yīng)變和時效對試件極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變的影響Table 5Effects of Pre-strain and Aging on Ultimate Strain and Fracture Strain of Specimens

圖50.5 h時效下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5Stress-strain Curve Under Aging of 0.5 h

圖62 d時效下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6Stress-strain Curve Under Aging of 2 d

圖77 d時效下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7Stress-strain Curve Under Aging of 7 d

圖830 d時效下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8Stress-strain Curve Under Aging of 30 d

與試件H1-1相比，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變的降幅分別為24.6%、21.1%；在4.5%預(yù)應(yīng)變下，試件H3-4與試件H1-1相比，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變的降幅分別為45.5%、38.4%；在7%預(yù)應(yīng)變下，試件H4-4與試件H1-1相比，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變的降幅分別為68.1%、51.6%。圖5、6、8在預(yù)應(yīng)變下極限應(yīng)變和斷裂性能變化規(guī)律與圖7基本相同。

通過上述分析可知：隨預(yù)應(yīng)變增加，鋼材極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變降幅增大；預(yù)應(yīng)變使鋼材變形能力大幅降低，鋼材經(jīng)過較小變形后即發(fā)生頸縮斷裂。

2.3時效對Q460C高強鋼強度指標(biāo)的影響

圖92%預(yù)應(yīng)變下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9Stress-strain Curve Under 2% Pre-strain

圖9～11分別為不同預(yù)應(yīng)變和不同時效作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖11、表3、表4可見：在0.5 h時效下，試件H4-2與試件H1-1相比，屈服強度、極限強度增幅分別為27.2%、3.0%，屈強比為0.992；在2 d時效下，試件H4-3與試件H1-1相比，屈服強度、極限強度增幅分別為22.7%、0.9%，屈強比為0.977；在7 d時效下，試件H4-4與試件H1-1相比，屈服強度、極限強度增幅分別為25.5%、1.2%，屈強比為0.995；在30 d時效下，試件H4-5與試件H1-1相比，屈服強度、極限強度增幅分別為27.9%、3.0%，屈強比為0.997。試件H4-2、H4-3、H4-4、H4-5極限強度與屈服強度基本相同，試件屈服后即進入頸縮斷裂階段。

圖104.5%預(yù)應(yīng)變下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.10Stress-strain Curve Under 4.5% Pre-strain

圖117%預(yù)應(yīng)變下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.11Stress-strain Curve Under 7% Pre-strain

由此可見：時效使鋼材屈服強度、極限強度和屈強比提高，鋼材脆性增加；時效對鋼材屈服強度的增強主要是在2 d內(nèi)完成的。從圖9、10中試件在2%、4.5%預(yù)應(yīng)變下與試件H1-1的應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比可以看出，強化階段強度增長速率較大，鋼材屈服后經(jīng)顯著的強度增長后發(fā)生頸縮斷裂；除此以外，圖9、10在時效影響下強度指標(biāo)變化規(guī)律與圖11基本相同。

試件在施加預(yù)應(yīng)變后短時間內(nèi)有顯著應(yīng)變硬化，經(jīng)過時效影響后應(yīng)變硬化得到一定恢復(fù)，為找出應(yīng)變硬化的恢復(fù)時間，進行預(yù)應(yīng)變?yōu)?.5%，時效為3、6、12 h的拉伸試驗。4.5%預(yù)應(yīng)變?yōu)榈?種預(yù)應(yīng)變，3、6、12 h分別為第6、7、8種時效，根據(jù)預(yù)應(yīng)變和時效對試件進行編號，如H3-6A，H代表高強鋼，3代表第3種預(yù)應(yīng)變，6代表第6種時效，A代表每組的2個試件中的1個。試件編號及實測尺寸如表6所示，試件在不同時效下應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖12所示，試件在不同時效下單調(diào)拉伸力學(xué)性能指標(biāo)如表7所示(表6中每組2個試件的平均值)。從圖12及表7可以看出，試件屈服強度在0.5～6 h有所降低，在6～12 h屈服強度又有所提高，可見應(yīng)變硬化現(xiàn)象在6～12 h范圍內(nèi)可得到恢復(fù)。

表6試件編號及實測尺寸Table 6Specimen Numbers and Measured Dimensions

圖12試件在不同時效條件下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.12Stress-strain Curves of Specimens Under Different Aging Conditions

2.4時效對Q460C高強鋼極限應(yīng)變和斷裂性能的影響

由圖11及表5可知：在0.5 h時效下，試件H4-2與試件H1-1相比，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變降幅分別為73.1%、50.2%；在2 d時效下，試件H4-3與試件H1-1相比，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變降幅分別為65.4%、50.9%；在7 d時效下，試件H4-4與試件H1-1相比，試件極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變降幅分別為68.1%、51.6%；在30 d時效下， 試件H4-5與試件H1-1相比，極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變的降幅分別為80.3%、53.9%。圖9、10在時效下極限應(yīng)變和斷裂性能變化情況與圖11基本相同。由此可見，時效對鋼材極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變影響顯著，時效越長，降幅越大，鋼材塑性越低。

表7試件在不同時效條件下單調(diào)拉伸力學(xué)性能指標(biāo)Table 7Monotonic Tensile Mechanical Property Indexes of Specimens Under Different Aging Conditions

2.5應(yīng)變時效對Q460C高強鋼力學(xué)性能的影響

對7%預(yù)應(yīng)變、30 d時效綜合效應(yīng)影響下Q460C高強鋼的力學(xué)性能進行分析。由表3～5可知，試件H4-5與試件H1-1相比，屈服強度、極限強度增幅分別為27.9%、3.0%，極限應(yīng)變和斷裂應(yīng)變降幅分別為80.3%、53.9%，屈強比為0.997，彈性模量為136.2 GPa。上述試驗結(jié)果表明，應(yīng)變時效使鋼材屈服強度、極限強度和屈強比大幅提高，使極限應(yīng)變、斷裂應(yīng)變和彈性模量大幅降低，鋼材變硬、變脆，更容易發(fā)生脆性斷裂。

3應(yīng)變時效影響下的Q460C高強鋼本構(gòu)模型

鋼材在單調(diào)荷載作用下的本構(gòu)模型是進行結(jié)構(gòu)分析的基礎(chǔ)，經(jīng)過不同應(yīng)變時效處理的Q460C高強鋼材應(yīng)力、應(yīng)變均有不同程度的改變，有必要采用數(shù)學(xué)模型描述不同應(yīng)變時效處理后的鋼材本構(gòu)關(guān)系。Ramberg-Osgood模型[25]適用于擬合無明顯屈服平臺的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，表達式見式(1)。模型對塑性應(yīng)變在0.2%以下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系能夠擬合十分準(zhǔn)確，但是在塑性應(yīng)變超過0.2%時，模型擬合不夠準(zhǔn)確，預(yù)測的應(yīng)力通常偏高[26]。文獻[27]的模型能夠十分準(zhǔn)確地擬合高強鋼材的本構(gòu)模型，文獻[1]的模型能夠準(zhǔn)確地擬合應(yīng)變時效下350級低碳鋼的本構(gòu)模型，結(jié)合文獻[27]和文獻[1]得到Q460C高強鋼材在應(yīng)變時效下的本構(gòu)模型，其數(shù)學(xué)表達式如式(2)～(6)所示。

(1)

當(dāng)σ≤σ0.2時

(2)

當(dāng)σ0.2<σ≤σu時

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：σ0.2為塑性應(yīng)變0.2%對應(yīng)的應(yīng)力；ε0.2為塑性應(yīng)變0.2%對應(yīng)的全應(yīng)變；E0.2為塑性應(yīng)變0.2%對應(yīng)的彈性模量；εe為彈性應(yīng)變；εp為塑性應(yīng)變；P為條件屈服強度σp對應(yīng)的塑性應(yīng)變；σy為屈服應(yīng)力；σu為極限應(yīng)力；εus為塑性應(yīng)變；n為一階應(yīng)變硬化指數(shù)；m為二階應(yīng)變硬化指數(shù)。

采用修正的Ramberg-Osgood模型對預(yù)應(yīng)變?yōu)?.5%、7%的Q460C鋼在不同時效下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進行擬合，不同預(yù)應(yīng)變下的一階應(yīng)變硬化指數(shù)n和二階應(yīng)變硬化指數(shù)m如表8、9所示。預(yù)應(yīng)變越大，一階應(yīng)變硬化指數(shù)n越大，4.5%預(yù)應(yīng)變、30 d時效下n為76.80，7%預(yù)應(yīng)變、30 d時效下n為1 062.36，可見預(yù)應(yīng)變對一階應(yīng)變硬化指數(shù)影響顯著。隨著預(yù)應(yīng)變的增加，二階應(yīng)變硬化指數(shù)則會相應(yīng)減小，4.5%預(yù)應(yīng)變、30 d時效下m為1.81，而7%預(yù)應(yīng)變、30 d時效下m為0.63。曲線擬合結(jié)果如圖13、14所示，可以看出，擬合曲線和試驗曲線基本重合，說明修正的Ramberg-Osgood模型能夠較為準(zhǔn)確地表示應(yīng)變時效后Q460C高強鋼材的本構(gòu)關(guān)系。

表8一階應(yīng)變硬化指數(shù)nTable 8First-order Strain Hardening Exponent n

表9二階應(yīng)變硬化指數(shù)mTable 9Second-order Strain Hardening Exponent m

圖134.5%預(yù)應(yīng)變應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.13Stress-strain Curves of 4.5% Pre-strain

圖147%預(yù)應(yīng)變應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.14Stress-strain Curves of 7% Pre-strain

4結(jié)語

(1)鋼材經(jīng)預(yù)應(yīng)變后有顯著應(yīng)變硬化現(xiàn)象，試件應(yīng)變硬化現(xiàn)象在6～12 h范圍內(nèi)可得到恢復(fù)。

(2)鋼材經(jīng)時效后產(chǎn)生時效硬化現(xiàn)象，試件在各時效之間應(yīng)力-應(yīng)變曲線差別較小，經(jīng)時效硬化后鋼材的硬化程度低于應(yīng)變硬化。

(3)7%預(yù)應(yīng)變、30 d時效下，試件H4-5與試件H1-1相比，屈服強度提高27.9%，極限強度提高3%，極限應(yīng)變降低80.3%，斷裂應(yīng)變降低53.9%。隨應(yīng)變時效增加，Q460C鋼材強度有所提升，延性大幅降低，結(jié)構(gòu)發(fā)生脆性破壞的可能性增加。

(4)應(yīng)變時效使鋼材的屈強比增加，試件H1-1的屈強比為0.80左右，2%預(yù)應(yīng)變下屈強比為0.85左右；4.5%預(yù)應(yīng)變下屈強比為0.95左右；7%預(yù)應(yīng)變下，屈強比接近1.0，隨應(yīng)變時效增加，鋼材脆性增大。

(5)經(jīng)應(yīng)變時效后鋼材彈性模量有所降低，7%預(yù)應(yīng)變、30 d時效下，試件H4-5彈性模量為136.2 GPa。

(6)采用修正的Ramberg-Osgood模型能夠準(zhǔn)確擬合應(yīng)變時效后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，擬合結(jié)果與試驗結(jié)果較為一致，該模型適用于不同應(yīng)變時效處理后的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。其中預(yù)應(yīng)變和時效增加均能引起一階應(yīng)變硬化指數(shù)n增加，二階應(yīng)變硬化指數(shù)m減小。相較于時效，預(yù)應(yīng)變對一階應(yīng)變硬化指數(shù)n和二階應(yīng)變硬化指數(shù)m影響更為顯著，對Q460C高強鋼材力學(xué)性能的影響也更加顯著。