ADB610鋼焊接接頭中疲勞裂紋的擴(kuò)展速率

薛 彬，張?zhí)鞎?，王時越，果 霖，徐人平

(1. 昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 昆明 650051；

2. 云南農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 昆明 650201)

?

ADB610鋼焊接接頭中疲勞裂紋的擴(kuò)展速率

薛 彬1，張?zhí)鞎?，王時越1，果 霖2，徐人平1

(1. 昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 昆明 650051；

2. 云南農(nóng)業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 昆明 650201)

摘要：對新型ADB610低碳貝氏體鋼進(jìn)行了焊條電弧焊接，采用柔度法得到了焊接接頭裂紋長度(a)和循環(huán)壽命(N)的關(guān)系曲線;根據(jù)a-N曲線采用一次七點(diǎn)遞增多項(xiàng)式擬合方法計(jì)算了母材、熱影響區(qū)和焊縫的疲勞裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)，并和應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍(ΔK)數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸擬合，得到了以Paris公式表達(dá)的焊接接頭各區(qū)域的疲勞裂紋擴(kuò)展速率表達(dá)式。結(jié)果表明：在疲勞裂紋擴(kuò)展的初期和中期，焊縫的裂紋擴(kuò)展速率最慢，母材區(qū)裂紋擴(kuò)展速率最快；在裂紋擴(kuò)展末期，三區(qū)域的裂紋擴(kuò)展速率相近。

關(guān)鍵詞：ADB610鋼；焊接接頭；疲勞裂紋擴(kuò)展速率

0引言

在工程結(jié)構(gòu)的斷裂事故中，約有80%屬于疲勞破壞[1]，由于焊接接頭疲勞失效而導(dǎo)致焊接結(jié)構(gòu)破壞的約占90%[2]。目前焊接結(jié)構(gòu)已成為使用最廣泛的一種結(jié)構(gòu)，疲勞和腐蝕是焊接結(jié)構(gòu)的主要失效形式[3]。在焊接過程中焊接接頭會存在焊接缺陷，易產(chǎn)生裂紋萌生、擴(kuò)展甚至失穩(wěn)斷裂[4]，疲勞裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)是表征構(gòu)件疲勞行為的重要特征參量。ADB610鋼[5]是一種新型低碳貝氏體鋼，采用微合金化控軋控冷工藝生產(chǎn)，廣泛應(yīng)用于水工金屬結(jié)構(gòu)及壓力容器等焊接結(jié)構(gòu)中，被稱為當(dāng)今“綠色鋼材”。目前對新型低碳貝氏體鋼焊接接頭的研究主要集中在從焊接工藝性和使用性的角度研究焊接接頭的顯微組織和常規(guī)力學(xué)性能，而很少從斷裂力學(xué)的角度研究其疲勞裂紋擴(kuò)展行為。

為此，作者對ADB610鋼板進(jìn)行了焊條電弧焊焊接，對焊接接頭三個宏觀區(qū)域進(jìn)行多試樣疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)研究，計(jì)算了焊接接頭中母材、熱影響區(qū)、焊縫三區(qū)域基于Paris公式的裂紋擴(kuò)展速率，對比分析了三區(qū)域疲勞裂紋擴(kuò)展性能的差異，為ADB610鋼焊接結(jié)構(gòu)的抗斷裂設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1試樣制備與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)材料為鞍鋼開發(fā)生產(chǎn)的ADB610鋼板，厚度δ為20 mm；焊條選用大西洋牌CHE62CFLH低合金鋼焊條。ADB610鋼和焊條的化學(xué)成分和常規(guī)力學(xué)性能見表1和表2。

采用不對稱X型坡口作為ADB610鋼焊接坡口形式(見圖1)，采用ZX400S型焊機(jī)進(jìn)行焊條電弧焊，用直徑為3.2 mm(打底焊)和4.0 mm(填充和蓋面焊)的CHE62CFLH焊條，進(jìn)行平板對接接頭的焊接。焊接規(guī)范：多層多道焊，焊前不預(yù)熱，焊后自然冷卻不后熱，具體焊接工藝參數(shù)見表3。

表1　試驗(yàn)材料的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

表2　試驗(yàn)材料的力學(xué)性能

表3　焊接工藝參數(shù)

圖2　CT試樣的取樣位置及尺寸Fig.2　Sampling positions in welded joints(a) and size of CT sample (b)

在焊接接頭的母材(BM)、熱影響區(qū)(HAZ)和焊縫(WS)截取疲勞試驗(yàn)緊湊拉伸(CT)試樣。CT試樣缺口尖端分別位于母材、熱影響區(qū)和焊縫中心，取樣位置和形狀尺寸如圖2所示。每個區(qū)域各取7個CT試樣，其中母材的試樣編號MN1-MN7，熱影響區(qū)的試樣編號H1-H7，焊縫的試樣編號W1-W7。

圖1　焊接坡口及焊層示意Fig.1　Sketch map of welding groove and welding layer

在ADB610鋼焊接接頭的母材、熱影響區(qū)和焊縫截取金相試樣，打磨拋光后用4%硝酸酒精(體積分?jǐn)?shù))腐蝕，用Olympus光學(xué)顯微鏡觀察三區(qū)域的顯微組織。

根據(jù)GB 6398-2000[6]，采用MTS 810 Teststar型材料試驗(yàn)系統(tǒng)用逐級降載方法預(yù)制疲勞裂紋并進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)。試驗(yàn)過程中采用循環(huán)正弦波加載方式，試驗(yàn)頻率為10 Hz，最大加載載荷Pmax=15 kN與最小加載載荷Pmin=1.5 kN之差ΔP=13.5 kN恒定(即采用增K試驗(yàn)方法，應(yīng)力強(qiáng)度因子K隨著裂紋長度a的增加而增加)，應(yīng)力比R=0.1，采用柔度法通過COD規(guī)測定試樣裂紋嘴的張開位移，進(jìn)而計(jì)算出裂紋的長度，并繪制裂紋長度(a)和循環(huán)壽命(N)的關(guān)系曲線，即a-N曲線。

2試驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1　疲勞裂紋擴(kuò)展速率

圖3　焊接接頭不同區(qū)域各試樣的a-N曲線Fig.3　a-N curves of base material(a)， heat affected zone(b) and weld seam (c) samples of welded joint

疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)結(jié)束后，根據(jù)試驗(yàn)要求提取有效試驗(yàn)數(shù)據(jù)，其中母材7個，熱影響區(qū)5個，焊縫6個，繪制各區(qū)域各試樣a-N曲線。由圖3可知，母材各試樣的裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)的分散性比較小，熱影響區(qū)和焊縫數(shù)據(jù)的分散性較大。根據(jù)GB 6398-2000的推薦，采用一次七點(diǎn)遞增多項(xiàng)式方法計(jì)算a-N曲線的疲勞裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)，其局部二次多項(xiàng)式擬合方程如下。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中: ai為對應(yīng)循環(huán)次數(shù)Ni時的裂紋長度，ai-3≤a≤ai+3；b0,b1,b2為按最小二乘法決定的回歸系數(shù);C1,C2為使計(jì)算簡便引入的參數(shù)。

對式(1)求導(dǎo)可以得到七個點(diǎn)中間點(diǎn)的裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)i。

(5)

采用七點(diǎn)遞增多項(xiàng)式擬合方法，逐步對整個a-N曲線上的局部七個試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行擬合并求導(dǎo)，計(jì)算出每個試樣在一系列裂紋長度ai下的疲勞裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)i。

（1）預(yù)算單位自行評價。對經(jīng)目標(biāo)審核后的預(yù)算單位申報(bào)的部門整體支出項(xiàng)目和資金、專項(xiàng)支出項(xiàng)目和資金，要求各預(yù)算單位根據(jù)全市統(tǒng)一設(shè)置的指標(biāo)體系開展績效自評，自行跟蹤項(xiàng)目實(shí)施和資金使用進(jìn)展，形成績效評價報(bào)告。

采用Paris公式來描述裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)與應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍(ΔK)的關(guān)系[7]。

(6)

式中：C和m為材料固有的參數(shù)。

試樣尺寸、加載載荷、裂紋擴(kuò)展長度這些因數(shù)都影響ΔK，ΔK計(jì)算公式如下。

[0.886+4.64a/W-13.32(a/W)2+

(7)

式中：B為試樣厚度,0.012 5 m;W為試樣寬度,0.05 m；a為試驗(yàn)過程中的裂紋擴(kuò)展長度，m。

對式(3)兩邊取對數(shù)，有：

(8)

根據(jù)式(5)可以求出的一系列裂紋長度ai對應(yīng)的疲勞裂紋擴(kuò)展速率(da/dN)，根據(jù)式(7)計(jì)算ai對應(yīng)的(ΔK)i，然后對式(8)進(jìn)行線性回歸擬合，得到Paris公式中的參數(shù)C和m。

在裂紋長度為15.5～33 mm[lg(ΔK)為1.44～1.93)之間的lg(da/dN)-lg(ΔK)進(jìn)行擬合，得到每個試樣的lgC，m和線性相關(guān)系數(shù)R；對三區(qū)域各個CT試樣的lgC和m求平均值，得到三區(qū)域的lgC和m的平均值，如表4所示。

區(qū)域試樣編號lgCm|R|母材熱影響區(qū)焊縫MN-1-6.79082.10310.9969MN-2-6.88542.17800.9970MN-4-7.01932.26950.9975MN-5-6.84812.16100.9968MN-6-7.02482.26680.9969MN-7-6.89892.19670.9967MN-8-6.93922.22250.9970平均-6.91522.1997-H1---H2-8.99313.34450.9629H3---H4-8.31282.96210.9884H5-8.64073.13050.9909H6-8.86713.26380.9777H7-8.45243.0390.9938平均-8.65323.1480-W1-8.92783.26350.9861W2-9.5713.63540.966W3-9.63483.67230.9769W4---W5-9.67343.7320.9706W6-9.92283.88320.947W7-9.23123.44490.9734平均-9.49353.6052-

根據(jù)表4數(shù)據(jù)得到ADB610鋼焊接接頭母材的均值裂紋擴(kuò)展速率表達(dá)式為：

(9)

熱影響區(qū)的均值裂紋擴(kuò)展速率表達(dá)式為：

(10)

焊縫的均值裂紋擴(kuò)展速率表達(dá)式為：

(11)

根據(jù)式(9)，(10)，(11)繪制裂紋擴(kuò)展曲線。從圖5可以看出，在整個疲勞裂紋擴(kuò)展過程中，在裂紋擴(kuò)展初期(lg(ΔK)<1.81)，母材的裂紋擴(kuò)展速率最大，其次為熱影響區(qū)的，焊縫的最小；在裂紋擴(kuò)展后期，母材、熱影響區(qū)和焊縫的裂紋擴(kuò)展速率逐漸接近，隨后母材的裂紋擴(kuò)展速率逐漸低于焊縫的和熱影響區(qū)的；焊縫的裂紋擴(kuò)展速率增加速度最快，其次為熱影響區(qū)的，最后是母材的。

圖5　焊接接頭不同區(qū)域lg(da/dN)-lg(ΔK)曲線Fig.5　lg(da/dN)-lg(ΔK) curves of different zonesof welded joint

2.2　影響機(jī)理

焊接熱過程對焊縫和熱影響區(qū)造成微觀組織的變化必然會影響其裂紋擴(kuò)展速率，加上塑性應(yīng)變引起的焊接殘余應(yīng)力也勢必會對裂紋擴(kuò)展速率造成一定的影響。

由圖6可知，母材的顯微組織基本上為粒狀貝氏體，并彌散分布著粒狀碳化物，晶粒較粗；熱影響區(qū)的組織為粒狀貝氏體、針狀貝氏體和少量鐵素體，晶粒較粗，并彌散分布著粒狀碳化物；焊縫的組織為粒狀貝氏體和少量鐵素體，晶粒較細(xì)。熱影響區(qū)組織中粒狀碳化物在鐵素體晶界析出并形成網(wǎng)狀，這對疲勞裂紋的擴(kuò)展會形成一定的抗力。焊縫的晶粒較細(xì)，抵抗疲勞裂紋擴(kuò)展的能力比較高。裂紋擴(kuò)展前期，晶界之間的抗力會對裂紋擴(kuò)展速率造成一定的影響。由于ADB610鋼焊接接頭焊縫和熱影響區(qū)并未進(jìn)行消除殘余應(yīng)力的處理，而是直接制取試樣進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，由已有的研究結(jié)果可知，焊接殘余應(yīng)力在CT試樣熱影響區(qū)和焊縫中裂紋擴(kuò)展前緣均為壓應(yīng)力[8]，會引起裂紋尖端閉合，因而在裂紋擴(kuò)展的前期焊縫和熱影響區(qū)的疲勞裂紋擴(kuò)展速率會略低于母材的。但在裂紋擴(kuò)展的后期，隨著晶界之間的抗力影響減小，焊接殘余應(yīng)力的釋放，三個區(qū)域裂紋擴(kuò)展速率會逐漸接近，焊接接頭三個區(qū)域之間的裂紋擴(kuò)展速率相差較小。

圖6　焊接接頭不同區(qū)域的顯微組織Fig.6　Microstructure in different zones of welded joint: (a) base material; (b) heat affected zone and (c) welded seam

3結(jié)論

(1) 通過疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)，得到了ADB610鋼焊接接頭母材、熱影響區(qū)和焊縫的裂紋擴(kuò)展速率da/dN-ΔK表達(dá)式。

(2) 在裂紋擴(kuò)展的初期，ADB610鋼焊接接頭焊縫和熱影響區(qū)的裂紋擴(kuò)展速率明顯比母材的慢，焊縫的裂紋擴(kuò)展速率比熱影響區(qū)的慢；在裂紋擴(kuò)展后期，三個區(qū)域的裂紋擴(kuò)展速率相近。

參考文獻(xiàn)：

[1]徐灝.疲勞強(qiáng)度[M].北京：高等教育出版社，1988.

[2]佐藤邦彥，向井喜彥，豊田政田.焊接接頭的強(qiáng)度與設(shè)計(jì)[M].張偉昌，嚴(yán)蔦飛，徐曉，譯. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1983.

[3]王希靖，李樹偉，牛勇，等.A7075攪拌摩擦焊疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)分析[J].焊接學(xué)報(bào)，2008, 29(9):5-7.

[4]霍立興.焊接結(jié)構(gòu)的斷裂行為及評定[M]. 北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2000.

[5]張?zhí)鞎?，閆沛軍，徐人平，等.低碳貝氏體ADB610鋼焊接缺陷統(tǒng)計(jì)分析研究[J].熱加工工藝，2009,38(13):151-153.

[6]全國鋼標(biāo)準(zhǔn)化技術(shù)委員會. 金屬材料疲勞裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)方法: GB/T 6398-2000[S]. 北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2000.

[7]PARIS P C，ERDOGEN F.A critical analysis of crack propagation Laws[J].Journal of Basic Engineering Transactions：ASME Series D,1963,85(3) :528-534.

Fatigue Crack Growth Rate of ADB610 Steel Welded Joints

XUE Bin1, ZHANG Tian-hui2, WANG Shi-yue1, GUO Lin2, XU Ren-ping1

(1. Faculty of Engineering and Technology, Kunming University of Science and Technology, Kunming 650051, China;

2. Faculty of Engineering and Technology, Yunnan Agriculture University, Kunming 650201, China)

Abstract:The ADB610 steel was welded using shielded metal arc welding method, and the fatigue crack length (a) vs. fatigue life (N) curves was measured by using crack compliance method. Base ona-Ncurves, the fatigue crack propagation rates of each sample from base material (BM), heat affected zone (HAZ) and weld seam (WS) were calculated by fitting a polynomial to a strip of 7 data points and linear regression fitted with stress intensity factor range (ΔK). The figure based on Paris of (da/dN) and (ΔK) was obtained. The results show that the fatigue crack growth rate in BM was higher than that in HAZ and WS, and that in WS was the slowest during the early and middle stage of crack growth; during the last stage of crack growth the difference of fatigue crack growth rate in three regions was not significant.

Key words:ADB610 steel; welded joint; fatigue crack growth rate

中圖分類號：TG142.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1000-3738(2015)10-0090-05

作者簡介：薛彬(1985-)，男，山東青島人，博士研究生。

收稿日期:2014-08-15；

修訂日期:2015-05-23

導(dǎo)師：徐人平教授