h型钢仪器化冲击试验性能测试与分析

h型钢仪器化冲击试验性能测试与分析

1动态断裂韧性试验h钢翼边缘宽，侧径角大，抗弯能力强，材料刚性好，耐腐蚀性好，低温影响强，耐脆，变质时间短，能够吸收大量变形能量，具有优越的抗弯性。广泛应用于各种工业和民用结构中。高韧性的H型钢失效方式一般为韧性破坏,即由塑性变形引起应力集中导致应力集中区形成裂纹并扩展,由于裂纹尖端塑性区尺寸超过平面应变条件的约束,裂纹尖端应力应变场由J积分控制。建筑用H型钢要求材料具有高强度,高强屈比,高应变低周疲劳抗力,没有应变时效脆化,没有低温脆性,有良好的焊接性。上述要求对H型钢的抗震性能是有益的,但文献从J积分的条件、裂纹尖端的特征、断裂的微观机理等方面对韧性材料J1d与抗拉强度和屈服强度之比(称强屈比)关系进行了分析,指出两者之间没有明确的相关性,说明提高材料的强屈比不是保证缺陷(或微裂纹)抵抗其扩展的有效方法,有效的方法是提高强度的同时,不降低均匀塑性变形能力,这可以通过提高冶金质量如细化晶粒来实现。由于测试强屈比和低周疲劳性能是在静态常温条件下进行,而地震时H型钢受力状态为动载,另外,不同地区不同季节温差较大,文献指出加载速率、试验温度对裂纹形成能量影响较大,因此,常温静态条件下测试强屈比和低周疲劳试验并不能完全评价H型钢实际使用中抗震能力的优劣,动态断裂韧性J1d成为H型钢抗震性能的判断依据。动态断裂特性试验试样类型有三种,标准V型缺口试样(CVN)、线切割试样(LCN)和预制疲劳裂纹试样(PCN)。只要保证所选用的缺口类型一致,则试验结果可以用来比较材料在相同试验条件下的动态性能的差异。本文选择轧态Q345BH型钢标准V型缺口试样,试验在ZwickAmsler/RoellRKP450仪器化冲击试验机上进行,测试了-60℃～20℃动载条件下仪器化冲击试验性能,计算了不同温度J1d,给出了0℃、20℃的J-Δa阻力曲线。2试验原理和方法2.1深裂纹密度ld精确地求解裂纹尖端弹塑性应力应变场在数学上有相当大的困难,1968年赖斯(J.R.Rice)为了避开裂纹尖端应力应变场这一难点,提出了一个围绕裂纹尖端的围线积分,这个积分值与积分路径无关,为一常数,认为这个常数的数值就反映了裂纹尖端应力应变场的强度,描述了这一应力应变场的特性,积分常数见表达式(1)J=∫Γ(ωdy-Τi∂ui∂xds)(1)J=∫Γ(ωdy−Ti∂ui∂xds)(1)式中,ω是在弹塑性条件下,在单调加载过程中裂纹体的应变能密度;Γ是自裂纹下表面的任意一点起,沿逆时针方向绕过裂纹尖端而止于裂纹上表面任意一点的任意一条曲线;Ti是作用在回路上弧线元素ds对应的面元素;ui是该处的位移矢量。文献给出深裂纹(a/W≥0.4),短跨距(S/W=3～5)试样J积分,见表达式(2)、(3)、(4)J=-1B(∂w∂a)δ=2B(W-a0)∫δ0Fdδ(2)J1d=2WiB(W-a0)(3)Wi=∫δi0Fdδ(4)J=−1B(∂w∂a)δ=2B(W−a0)∫δ0Fdδ(2)J1d=2WiB(W−a0)(3)Wi=∫δi0Fdδ(4)浅裂纹Rice修正后表达式为式(5)J1d=ηWiB(W-a0)(5)J1d=ηWiB(W−a0)(5)式中,η为试样几何尺寸常数,对于a/W=0.2的浅裂纹试样,取值1.46;B为试样厚度,mm;W为试样宽度,mm;Wi为裂纹形成能量,J;a0为缺口深度,mm。2.2试验假设及试验常对于韧性断裂的仪器化冲击试验,试样裂纹尺寸、载荷、加载点位移之间的关系可由关键曲线函数表示W⋅F(t)b20=Κ[D(t)W]m(6)W⋅F(t)b20=K[D(t)W]m(6)式中,F(t)为冲击载荷值,kN;b0为试样的原始韧带尺寸,b0=W-a0,mm;D(t)为塑性变形阶段加载点位移量,mm;m、K为试验常数。对(6)式取对数得logW⋅F(t)b20=mlogD(t)W+logΚ(7)logW⋅F(t)b20=mlogD(t)W+logK(7)拟合载荷-位移曲线屈服载荷Fgy至最大载荷Fm之间塑性变形范围内的试验点,可以得到试验常数m、K值。在启裂点过后的裂纹稳态扩展阶段,将瞬时加载点位移量D(t)和韧带尺寸b(t)=W-(a0+Δa(t))代入式(6),即可得到裂纹实时扩展曲线,见式(8)Δa(t)=W-[√F(t)⋅Wm+1ΚD(t)m+a0](8)Δa(t)=W−[F(t)⋅Wm+1KD(t)m−−−−−−−√+a0](8)2.3裂纹动态扩展力学t标准V型缺口冲击试验动态J积分可以通过浅裂纹Rice修正公式得到J1(t)=ηW(t)B(W-a0-Δa(t))(9)式中,W(t)为瞬时冲击吸收能量,JΔa(t)为实时裂纹扩展量,mm在冲击载荷-位移曲线上,将动态启裂点直至裂纹失稳断裂整个裂纹动态扩展过程J1(t)与Δa(t)一一对应,可以绘制裂纹动态扩展J-Δa阻力曲线。2.4等效k1d的k1d动态断裂韧性J1d按式(5)计算,其中Wi≈Wm。确定了J1d,便可以根据式(10)得到等效的K1dΚ1d=EJ1d1-v2(10)式中,E为弹性模量,MPav为泊松比3试验温度设定轧态Q345BH型钢仪器化冲击试验结果见表1,其中力按0.03ms过滤。其中:Fgy为仪器化冲击试验屈服力;Fm为最大力;Fm/Fgy为动态强屈比;Wi为裂纹形成能量,本文设定为最大力时的能量Wm;Wp为裂纹扩展能量;Wt为总冲击能量,常规冲击试验吸收功;J1d、K1d为动态断裂韧性。-60℃～-20℃动态启裂后裂纹迅速到达失稳扩展点,难以检测到裂纹稳态扩展数据,因此,在此温度区间不能给出J-Δa阻力曲线。当试验温度为-60℃时,动态屈服力Fgy与最大力Fm相同,试验常数m、K无法计算。Wi、Wp与试验温度的关系,J1d、Wt与试验温度的关系,Fm/Fgy、Wt与试验温度的关系,0℃、20℃J-Δa阻力曲线分别见图1、图2、图3、图4。4根据强度变化测试文献指出动态屈服力Fgy与最大力Fm相同时温度为韧脆转变温度,图3显示轧态Q345BH型钢Fgy与Fm相同时,试验温度为-60℃,按此方法确定韧脆转变温度为-60℃,本文认为此方法过于乐观。如果根据动态断裂韧性J1d降低至常温时的一半来判断材料韧脆转变温度,则其转变温度为-40℃左右。裂纹扩展能量Wp是试样缺口根部裂纹萌生后进行扩展所消耗的能量,是评价材料抵抗韧性裂纹扩展能力的依据之一。当裂纹形成能量Wi小于裂纹扩展能量Wp时,以韧性断裂为主;当裂纹形成能量Wi大于裂纹扩展能量Wp时,以脆性断裂为主;当裂纹扩展能量Wp出现陡降时,预示着材料从韧性到脆性的转变,此方法确定轧态Q345BH型钢从韧性到脆性转变温度约为-20℃(见图1)。总冲击能量Wt包括裂纹形成能量和裂纹扩展能量,从图3中看出,其韧脆转变温度为-20℃,与裂纹扩展能量Wp一致。断裂韧性反映的是材料抗断裂的能力,主要受断裂前材料的变形能力所影响,与裂纹扩展前位错在外力作用下运动、聚集的能力及裂尖附近塑性区的大小及形状密切相关,而与裂纹扩展后裂纹运动所消耗的能量无关。温度较高时,在总的冲击吸收能量Wt中,裂纹扩展能Wp占有相当大的比例,其间的动态断裂韧性J1d与总冲击能量Wt变化规律差异较大,温度降低时,这种变化规律逐渐趋于一致,从中可以看出J1d、Wt反映了材料韧性性能的不同方面。对Q345BH型钢来说,温度较高时,韧性裂纹启裂需要的能量占总冲击能量较小的比例,裂纹形成后材料产生了一定的损伤,损伤不断累积导致裂纹失稳扩展,当温度降低时,这种失稳扩展的能力将进一步加大,因此,总冲击吸收能量较高对防止裂纹形成不存在对应关系,用单纯提高总冲击吸收能量忽略动态断裂韧性J1d的同步提高对评价H型钢的抗震性并不科学,从使用安全性的角度看,在提高Wt的同时大幅度增加动态断裂韧性J1d,尤其是提高低温指标非常重要。最大载荷吸收能量Wi反映的正是裂纹扩展前材料抵抗裂纹形成所消耗的能量,与动态断裂韧性J1d性质一致,都是反映材料抵抗裂纹形成的能力,所以它们之间随温度的变化规律基本一致(见图1、图2)。研究表明,通过测定材料的J-Δa阻力曲线,可以正确描述材料服役过程中裂纹起裂、稳态扩展、失稳扩展以及止裂行为,是目前发展较为完善的一种韧性评定方法。图4给出了0℃、20℃J-Δa阻力曲线,曲线显示出0℃J-Δa阻力曲线较高,这是因为0℃时试样裂纹尖端塑性区尺寸较小,平面应变比例较大,裂纹扩展限制条件较严格,相应J积分阻力较大,如果-20℃或以下也具有与0℃相当的J-Δa阻力曲线则表明材料抵抗裂纹扩展的性能更好。5韧脆转变