钢结构建筑是我国21世纪的新型“绿色建筑”，近年来发展迅速，螺栓连接在钢结构中的应用尤为普遍，因此钢板开孔是不可避免的。国外学者^[1,2,3]主要从孔径、开孔位置、开孔数量对板屈曲和极限强度的影响进行研究。国内学者周超等^[4,5]对开孔钢板进行拉伸试验和有限元分析，研究开孔钢板抗拉承载力、抗拉刚度的影响因素。杨勇、邓文琴等^[6,7]对开孔钢板剪力连接件进行加载试验和分析，研究孔洞对抗剪承载力的影响，提出抗剪修正公式。龚晨等^[8]对开孔钢板屈曲约束支撑进行试验研究，研究开孔段截面与未开孔区域横截面面积比、开孔段的长宽比、孔间区长度与开孔宽度比和开孔数量对该支撑的力学性能、开孔段平面内稳定性和变形的影响规律。周云等^[9]研究开孔钢板装配式屈曲约束支撑钢框架的抗震性能及框架平面外变形对其抗震性能的影响。

　　 钢板开孔会削弱钢板本身性能，在循环荷载下开孔钢板对板材力学性能及抗震性能的影响还需进一步研究。本文对33个开孔Q235钢材性试件进行单调及循环荷载下的力学性能试验研究，重点探讨开孔Q235钢材性试件的破坏特征、抗拉强度、初始刚度、延性特征、耗能能力等性能，为此类开孔钢材在工程抗震中应用提供参考数据。

　　 本次试验设计了6mm和12mm两种不同厚度的开孔Q235钢材性试件，试件基本尺寸如图1所示。材性试件夹持端长度为60mm，宽度为30mm，过弧段半径为60mm，平行段长度为52mm，宽度为15mm。开一个孔的试件，孔洞中心位于试件中心位置;开两个孔的试件，两孔洞位置沿中线对称布置，圆孔直径均为3mm，两孔中心间距12mm。对于螺栓的位置、间距满足《钢结构设计标准》(GB50017—2017)^[10]对中心间距以及中心到构件边缘距离的规定。试件加工尺寸精度要求为0.05mm。

　　 将材性试件按不同设计参数共分为五组，详细参数及试件对应的加载模式见表1，试件编号中Ⅰ和Ⅱ分别表示试件厚度为6,12mm;A表示A组试件，均开一个孔;B表示B组试件，均开两个孔;数字表示加载模式，如Ⅰ-A-0表示钢板厚度为6mm的试件开一个孔，加载模式为NM0;另外试件Ⅰ-0，Ⅱ-0为对比试件，无圆形孔洞。Ⅰ-A组试件为6mm厚的试件，开一个孔;Ⅰ-B组试件为6mm厚的试件，开两个孔;Ⅱ-A组试件为12mm厚的试件，开一个孔;Ⅱ-B组试件为12mm厚的试件，开两个孔。

　　 本次试验加载装置采用华侨大学CMT5105电子万能试验机，加载装置如图2所示。在试件平行段安装引伸计以测量拉伸应变，引伸计标距为50mm，拉量程为50%。共采用8种加载模式，包括单调拉伸和循环加载，具体加载模式如表2和图3所示。对试件Ⅰ-0，Ⅱ-0，Ⅰ-A-0，Ⅰ-B-0，Ⅱ-A-0，Ⅱ-B-0进行单调拉伸试验，采用位移控制加载，加载速度为0.6mm/min。其余27个试件采用加载模式NM1～NM7进行循环拉伸试验，采用位移和力共同控制加载。

　　 如图4(a)所示，试件Ⅰ-0，Ⅱ-0在单调拉伸作用下，颈缩现象明显且持续时间长，塑性变形明显，随后试件的承载力下降速度加快直至试件被拉断，拉断时有明显断裂声，表明这种钢材具有良好的延性特征。试件Ⅰ-0，Ⅱ-0断裂面位置在截面正中心附近，与试件轴线大致成45°斜交;断裂面形状不规则且凹凸不平，断口截面边缘变形明显，颜色发白，截面中部略有凹陷。

　　 如图4(b)所示，经历多次循环拉伸后，A组试件的圆形孔洞逐渐被拉成椭圆形形状，最终试件沿着孔径最大截面处先开裂，在持续增大荷载作用下裂缝贯通截面，试件破坏。断口截面边缘变形及颈缩现象较无开孔试件不明显，延性也较差。可归因于孔径最大横截面处为试件的最薄弱截面，试件抵抗荷载的面积相对较小，孔洞附近应力集中现象明显，该处截面先达到材料极限拉应力而破坏。如图4(c)所示，B组试件破坏机理与A组相似，破坏时其中一个孔洞被拉断，另一孔洞发生变形呈椭圆形状，两个孔洞位置处均有颈缩现象。

　　 提取材性试件的试验结果，如表3所示。其中，f_y,f_u分别为屈服应力、最大拉应力;ε_u为最大拉应力对应的应变;δ为屈强比，δ=f_y/f_u,A为伸长率，n为循环圈数，E为滞回耗能。

　　 绘制应力-应变曲线，横轴为引伸计标距50mm内试件的名义应变ε;纵轴为试件中部横截面的平均应力σ。应力-应变曲线包括弹性阶段、屈服阶段、强化阶段和破坏阶段。

　　 (1)相同加载模式下试件的应力-应变曲线

　　 提取试件在加载模式NM0,NM1,NM2,NM6下的应力-应变曲线并进行对比，如图5所示。在加载模式NM0即单调拉伸下，试件Ⅰ-0，Ⅱ-0抗拉强度为试件Ⅰ-A-0，Ⅱ-A-0，Ⅰ-B-0，Ⅱ-B-0的1.18～1.25倍，最大应变为试件Ⅰ-A-0，Ⅱ-A-0，Ⅰ-B-0，Ⅱ-B-0的2.0～3.1倍。和开孔试件相比，进入塑性阶段后，无孔试件由于有较大的横截面积进行塑性变形以抵抗拉力，且在塑性变形过程中不断强化，故无孔试件相比开孔试件的抗拉强度较高且延性更好。如图5(b),(c),(d)所示，在加载模式NM1,NM2,NM6下，6mm厚的Ⅰ-A，Ⅰ-B组试件屈服强度略高于12mm厚的试件。Ⅰ-A组试件抗拉强度最小，延性最差;而Ⅱ-B组试件抗拉强度高于其他试件且延性更好。Ⅰ-B，Ⅱ-A组试件的应力-应变曲线在强化阶段和破坏阶段的发展趋势基本一致，力学性能也相近。试件厚度对试验结果有一定影响，厚度大的试件抗拉强度及延性均优于厚度小的试件。开两个孔的Ⅰ-B，Ⅱ-B组试件力学性能较开一个孔的Ⅰ-A，Ⅱ-A组试件力学性能好。

　　 (2)不同加载模式下试件的应力-应变曲线

　　 提取Ⅰ-A，Ⅰ-B，Ⅱ-A，Ⅱ-B四组试件在不同加载模式下的应力-应变曲线并进行对比，如图6所示。分析可得，试件的应力-应变曲线变化规律与试件的加载历程有关。相较于单向拉伸作用下，Ⅰ-A，Ⅰ-B，Ⅱ-A组试件在循环拉伸作用下抗拉强度提高，且抗拉强度提早出现，试件的延性稍有降低。Ⅱ-B组试件在循环拉伸过程中表现出明显的循环硬化特征，抗拉强度随之提高。试件Ⅱ-B-3，Ⅱ-B-4最大应变值降低，试件Ⅱ-B-1，Ⅱ-B-2，Ⅱ-B-6的最大应变值与单向拉伸作用下相近。四组试件在循环拉伸加载过程中表现出明显的循环硬化特征。因此，加载模式对试验结果有较明显的影响，反复加载作用下试件循环硬化特征更为显著。

　　 滞回耗能E由荷载-变形曲线图的包络总面积计算可得，以反映试件的耗能能力，其中变形为试验中引伸计测量得到的试件平行段的变形量。本节主要分析不同设计参数对钢材耗能能力的影响。

　　 如图7(a)所示，Ⅰ-A，Ⅰ-B，Ⅱ-A组试件在加载模式NM3下的滞回耗能E约为在加载模式NM2下的1.13倍;试件Ⅱ-B-3的滞回耗能E为试件Ⅰ-B-2的0.81倍。分析可得，大部分试件的滞回耗能E随滞回圈数的增加而增加，具有良好的耗能能力。如图7(b)所示，无孔试件Ⅰ-0，Ⅱ-0比A,B两组开孔试件具有更良好的耗能能力;在单向拉伸作用下，其滞回耗能E较A,B组试件提高了3.53～4.05倍，表明无孔试件耗能能力显著优于开孔试件。

　　 分析图7可得，在加载模式NM0,NM1,NM2,NM3,NM6下，12mm厚的Ⅱ-A，Ⅱ-B组试件滞回耗能E约为6mm厚的Ⅰ-A，Ⅰ-B组试件的1.81～2.44倍，可知截面厚度较大的试件耗能能力优于厚度小的试件。Ⅰ-B组试件的滞回耗能E比Ⅰ-A组试件提高了1.13～1.18倍，试件Ⅱ-B-2的滞回耗能E比试件Ⅱ-A-2提高了1.17～1.22倍。表明试件开孔对其耗能能力有一定影响，开两个孔的B组试件塑性变形比开一个孔的A组试件更充分。

　　 分析图8可得，加载模式NM3,NM4,NM5的最大应变幅值分别为5%,4%,3.4%，最大应变幅值为5%的耗能能力最佳。在经历循环拉伸后试件表现出循环硬化特征，循环过程主要发生在塑性阶段，试件通过塑性变形消散能量，此时塑性损伤累积不明显，因此大应变幅值加载作用下试件变形量更大，耗能更多。试件的应变幅值对耗能能力有一定影响，耗能能力随应变幅值的增大而略有增加。在加载模式NM6,NM7下，最大加载位移分别为6.5mm和5.6mm，各试件的滞回耗能E相近且无明显变化，说明加载模式的最大加载位移对试件耗能能力影响较小。

　　 图9(a),(b)分别为NM2,NM3加载模式下试件的骨架曲线对比图，图9(c),(d)分别为Ⅰ-A，Ⅰ-B组试件在不同循环加载模式下的骨架曲线对比图。

　　 由图9(a),(b)可知，在加载模式NM2,NM3下，Ⅰ-A，Ⅱ-A组试件初始刚度小于Ⅰ-B，Ⅱ-B组试件，但四组试件的强度接近。由图9(c),(d)可知，Ⅰ-A，Ⅰ-B组试件在NM6,NM7加载模式下的骨架曲线与其他加载模式有明显区别。试件开孔模式、厚度以及加载方式对同组试件循环拉伸过程中最大强度的影响较小，但对试件加载后期强度、延性的影响较大。

　　 (1)无孔试件颈缩现象明显，延性良好;开圆形孔的试件破坏时断口截面与轴线成45°角，试件断裂时有明显断裂声，断口附近截面颈缩现象不明显，洞口附近应力集中现象明显。

　　 (2)试件厚度对开孔试件的耗能能力影响显著，试件厚度越大，开孔钢材耗能能力越强，延性越好。

　　 (3)对比无孔试件，开孔试件的抗拉强度和延性大幅度降低;开两孔试件的抗拉强度、滞回性能和延性优于开一个孔的试件。

　　 (4)加载模式的应变幅值和滞回圈数对试件耗能能力有一定影响，试件耗能能力随应变幅值和滞回圈数的增大而增加。

　　 (5)试件应力-应变曲线变化规律与试件的加载历程有关，试件在循环拉伸过程中表现出明显的强度硬化特征。