ASTMA572 Gr65鋼焊接接頭疲勞斷裂表征與評定

楊澤源，閆志峰，王樹邦，韓明珠，張紅霞

太原理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，山西 太原 030024

0 前言

ASTM A572 Gr65鋼是一種低合金高強(qiáng)度結(jié)構(gòu)鋼，具有低碳低硅、耐候、高強(qiáng)度、高韌性的特點，以焊接結(jié)構(gòu)件的形式廣泛應(yīng)用于輸電線路電塔、信號塔、汽車以及建筑等行業(yè)。在實際服役環(huán)境中，焊接結(jié)構(gòu)件經(jīng)常要承受動態(tài)載荷的作用，焊接結(jié)構(gòu)件經(jīng)過焊接熱循環(huán)過程后，其微觀組織、力學(xué)性能與母材存在較大差異，因此在焊接接頭部位容易發(fā)生疲勞失效[1]。與其他破壞形式不同，疲勞斷裂因為沒有明顯的預(yù)兆，因而更容易引起災(zāi)難性的事故。因此如何快速準(zhǔn)確地評估焊接結(jié)構(gòu)件的疲勞強(qiáng)度，對于工程實際具有重要意義。

高強(qiáng)鋼焊接接頭的疲勞性能研究一直備受關(guān)注。馮祥利等人[2]研究了Q460焊接接頭的組織和斷裂行為，發(fā)現(xiàn)隨著焊接接頭熱輸入的增加，焊縫區(qū)柱狀晶形態(tài)特征減弱，針狀鐵素體平均尺寸增大，在斷裂過程中，細(xì)小的針狀鐵素體可以阻礙裂紋擴(kuò)展。賈朋剛等人[3]利用升降法對B780CF高強(qiáng)鋼板焊接接頭疲勞性能進(jìn)行了評定，發(fā)現(xiàn)焊接接頭裂紋既可以起源于表面，也可以萌生于試樣內(nèi)部。邱晨等人[4]進(jìn)行了Q460D焊接接頭超低周疲勞性能研究，發(fā)現(xiàn)在循環(huán)載荷下，逐步形成的塑性條帶和熱影響區(qū)最容易導(dǎo)致材料疲勞斷裂。魏世同等人[5]對Q345E鋼板焊接接頭的疲勞性能進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)焊縫區(qū)最容易成為疲勞裂紋萌生的位置，焊接缺陷將更加惡化接頭的疲勞性能。

目前，材料疲勞強(qiáng)度的評估方法主要有單點法、成組法和升降法等，這些方法對樣品的需求量大，試驗周期長、成本高。在疲勞演化過程中，機(jī)械功主要以熱的形式耗散，基于此現(xiàn)象，紅外熱像法可用于檢測疲勞損傷[6]。材料在循環(huán)載荷下，表面溫度會發(fā)生規(guī)律性變化，故可以借助此變化來預(yù)測材料的疲勞極限[7-8]，相比于傳統(tǒng)測試方法，紅外熱像法成本低、耗時少[9-10]。因此，本文利用紅外熱像法對ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭在疲勞斷裂過程中試件表面的溫度特征進(jìn)行監(jiān)測，并利用溫度信息對其疲勞性能進(jìn)行評定。

1 試驗材料及方法

采用MAG焊對14 mm厚的ASTM A572 Gr65熱軋鋼板進(jìn)行焊接，其化學(xué)成分和室溫力學(xué)性能如表1、表2所示。選用直徑為1.6 mm的ER55-G焊絲，其化學(xué)成分如表3所示。焊接接頭采用對接形式，X形坡口，坡口形狀和尺寸如圖1所示。

表1 ASTMA572 Gr65鋼的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of ASTMA572 Gr65 steel（wt.%）

表2 ASTMA572 Gr65鋼力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of ASTMA572 Gr65 steel

表3 ER55-G焊絲化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 3 Chemical compositions of ER55-G welding wire（wt.%）

圖1 ASTMA572 Gr65鋼焊接坡口（單位：mm）Fig.1 ASTMA572 Gr65 steel welding groove（Unit：mm）

一般情況下，材料的碳當(dāng)量越小，其焊接性越好，冷裂傾向越小。根據(jù)國際焊接學(xué)會推薦的碳當(dāng)量計算公式 Ceq（IIW）=C+Mn/6+（Cr+Mo+V）/5+（Ni+Cu）/15，ASTM A572 Gr65熱軋鋼的碳當(dāng)量為0.31%，滿足碳當(dāng)量低于0.4%的焊接性良好標(biāo)準(zhǔn)。焊接工藝參數(shù)如表4所示，焊后對試板進(jìn)行超聲檢測，檢測結(jié)果為I級焊縫。

利用4%硝酸酒精溶液對焊接接頭進(jìn)行浸蝕，利用光學(xué)顯微鏡（CMM-20E）對試樣進(jìn)行金相組織觀察；焊接接頭硬度由維氏硬度儀（HVS-1000A）測量，施加載荷為500 g，停留時間10 s。

表4 焊接工藝參數(shù)Table 4 Welding parameters

按照GB/T3075-2008《金屬材料疲勞試驗軸向力控制方法》要求，利用PLG200-D高頻拉壓疲勞試驗機(jī)對ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭進(jìn)行高周疲勞試驗。應(yīng)力比R=0.1，以107次循環(huán)下的應(yīng)力作為條件疲勞極限，以20 MPa為間隔，循環(huán)應(yīng)力峰值范圍為140 ～340 MPa。試樣尺寸如圖2所示。利用紅外熱像儀記錄試樣溫升數(shù)據(jù)，為保證紅外熱像儀采集溫度的準(zhǔn)確性，試樣噴涂黑色啞光漆。采用IRBIS3軟件處理紅外熱成像數(shù)據(jù)，得到溫度曲線。利用掃描電子顯微鏡（TESCAN MIRA3）對疲勞試樣斷口的微觀形貌進(jìn)行表征。

圖2 疲勞試樣形狀及尺寸（單位：mm）Fig.2 Fatigue specimen shape and size（Unit：mm）

2 結(jié)果及討論

2.1 焊接接頭微觀組織及硬度分布

ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭宏觀照片如圖3c所示，可以看到焊縫區(qū)，熔合線和熱影響區(qū)。母材組織為鐵素體和珠光體、其中鐵素體為等軸狀，珠光體分布于鐵素體中。焊縫區(qū)組織主要為針狀鐵素體，如圖3a、3e所示，以柱狀晶的形式垂直于焊縫邊緣向焊縫中心生長。針狀鐵素體在原奧氏體內(nèi)形核生長，由于其較大的長寬比，在生長過程中彼此限制，因此在針狀鐵素體內(nèi)部有很高的位錯密度，有效提高了焊縫的強(qiáng)度[2]。在圖3b中可以看到焊縫區(qū)和熱影響區(qū)之間的熔合線。熱影響區(qū)分為粗晶區(qū)（見圖3f）和細(xì)晶區(qū)（見圖3g），主要是針狀鐵素體和珠光體。

圖3 焊接接頭金相組織Fig.3 Metallographic structure of welded joint

焊接接頭截面硬度分布如圖4所示，母材的顯微硬度為190 ～192 HV0.5。與母材相比，焊縫區(qū)由于存在大量針狀鐵素體，硬度值相對較大，為197 ～203 HV0.5。熱影響區(qū)組織以針狀鐵素體和珠光體為主，晶粒尺寸細(xì)化，這是影響該位置硬度變化的主要因素?？傮w而言，熱影響區(qū)淬硬傾向較小，無明顯的脆化現(xiàn)象。

圖4 焊接接頭硬度分布Fig.4 Hardness distribution of welded joints.

2.2 靜態(tài)載荷條件下焊接接頭溫度演化

ASTM A572 Gr65鋼及焊接接頭的靜態(tài)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5所示?？梢悦黠@看出焊后接頭的拉伸性能明顯降低，屈服強(qiáng)度由母材的470 MPa降至350 MPa，抗拉強(qiáng)度由520 MPa降至450 MPa，而且斷后伸長率由37%降至18%。

圖5 母材和焊接接頭在靜態(tài)載荷下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線及溫升演化Fig.5 Stress-strain curve and temperature evolution of base metal and welded joint under static load

靜態(tài)拉伸過程包括彈性階段與非彈性階段，兩個階段產(chǎn)熱機(jī)理不同，所呈現(xiàn)出來的溫度變化規(guī)律也不同[11]。圖5a中，ASTM A572 Gr65鋼在單軸拉伸載荷下，樣品表面溫度的變化曲線主要分為四個階段。在初始溫度下降階段，試樣只發(fā)生了彈性變形，試件由于熱彈性效應(yīng)表面溫度下降。之后試件產(chǎn)生塑性變形，塑性變形產(chǎn)熱使試件表面溫度緩慢升高，在此階段后，試樣發(fā)生頸縮，產(chǎn)生宏觀裂紋。在裂紋擴(kuò)大過程中，從裂紋尖端釋放大量熱量，使得試件的表面溫度迅速上升，當(dāng)溫度達(dá)到峰值，試樣發(fā)生斷裂，試件的表面溫度迅速下降并冷卻到室溫。圖5b中，在拉伸過程前10 s內(nèi)，溫度開始第一次下降和上升，外加應(yīng)力達(dá)到了焊接接頭薄弱區(qū)的彈性極限，溫度不再下降，開始上升，此時薄弱區(qū)進(jìn)入塑性階段，試樣產(chǎn)熱增多；10 ～20 s時，溫度開始第二次下降和上升，此時的外加應(yīng)力達(dá)到了焊接接頭的彈性極限，焊接接頭整體進(jìn)入塑性區(qū)，但是由于薄弱區(qū)的存在，塑性階段產(chǎn)熱明顯高于散熱。

圖6為焊接接頭拉伸過程中紅外熱像圖，可以明顯看到，試樣頸縮，橫截面積減少，產(chǎn)熱集中，之后持續(xù)快速升溫一直到試樣斷裂。焊接過程中材料內(nèi)部的微觀組織變得不均勻，導(dǎo)致各個部位力學(xué)性能不均勻。組織的差異造成了材料在變形過程中出現(xiàn)了不協(xié)調(diào)、不穩(wěn)定的現(xiàn)象，使得二者溫度變化規(guī)律不同。通過拉伸過程中試樣的溫度演化，可以得出在靜態(tài)條件下，材料在屈服前后的溫度變化規(guī)律明顯不同，靜載過程中溫度由下降至升高轉(zhuǎn)折點處的應(yīng)力值反映了材料的屈服過程，拐點位置對應(yīng)的應(yīng)力值可以作為疲勞試驗過程中循環(huán)應(yīng)力峰值的最大值，這為動態(tài)載荷下確定焊接接頭使用的循環(huán)載荷范圍提供了依據(jù)。

圖6 焊接接頭試樣拉伸過程中紅外熱像圖Fig.6 Infrared thermal image of welded joint sample during stretching

2.3 循環(huán)載荷條件下焊接接頭溫度演化

材料在循環(huán)載荷作用下會發(fā)生彈性和塑性變形，并且伴隨著能量的耗散，因此疲勞過程也可以看成是材料發(fā)生彈性和塑性變形后的能量耗散過程，其中表現(xiàn)形式包括試樣表面溫度的變化和循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變變化曲線。

疲勞過程中試樣表面溫度變化曲線如圖7所示，當(dāng)循環(huán)應(yīng)力較低時（σmax<240 MPa），試樣經(jīng)歷107次循環(huán)后沒有發(fā)生斷裂，溫升曲線可以分為兩個階段——初始溫度上升階段和穩(wěn)定階段。疲勞開始后，試樣在循環(huán)應(yīng)力的作用下迅速升溫，但是由于循環(huán)應(yīng)力較小，熱耗散也相對較弱，因此溫度變化也較小，當(dāng)試樣內(nèi)部產(chǎn)熱和熱耗散動態(tài)平衡后，溫度不再上升并且保持恒定。當(dāng)循環(huán)應(yīng)力較大時（σmax>240 MPa），試樣未達(dá)到107次循環(huán)就發(fā)生了疲勞斷裂，溫升曲線可以分為三個階段：初始溫升階段、溫升恒定階段和試樣斷裂時的突增階段。前兩個階段與其循環(huán)應(yīng)力情況相同，但是由于循環(huán)應(yīng)力較大，試樣穩(wěn)定時的溫升值更高，并且這兩個階段占據(jù)了試樣壽命的大部分時間。在穩(wěn)定循環(huán)過程中，疲勞裂紋逐漸萌生并開始擴(kuò)展，試樣的有效截面積逐漸減少。當(dāng)試樣將要發(fā)生斷裂時，會發(fā)生較大的不可逆塑性變形，產(chǎn)熱大大增加，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于試樣耗散的熱量，試樣表面溫度急劇上升，出現(xiàn)陡峰，此時試樣發(fā)生斷裂。

圖7 不同循環(huán)應(yīng)力下試樣表面的溫升演化Fig.7 The temperature evolution of the sample surface under different cyclic stresses

材料在疲勞過程中溫升變化對應(yīng)循環(huán)過程中的變形行為，如圖7b所示，循環(huán)應(yīng)力峰值為340 MPa時循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的演化過程可以分為三個階段：在外加載荷的作用下，循環(huán)變形從無到有，試樣發(fā)生明顯塑性變形，循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線右移；隨著循環(huán)周次的增加，因材料發(fā)生加工硬化，此時只產(chǎn)生很小的塑性變形，循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變曲線右移量減少；當(dāng)試樣發(fā)生斷裂，變形量快速增大。這與疲勞過程中的紅外溫度演化基本吻合，也說明了疲勞過程中紅外溫度的準(zhǔn)確性。

圖8為焊接接頭試樣在疲勞過程中的紅外熱像圖，可以直觀看出試樣在循環(huán)載荷作用下的溫度演化，同時也反映了疲勞過程中的能量耗散。當(dāng)試樣將要發(fā)生疲勞斷裂時，表面溫度快速上升，局部表面出現(xiàn)白斑的地方溫度上升最為明顯，隨后迅速擴(kuò)展至整個試樣截面，試樣發(fā)生疲勞斷裂，之后恢復(fù)至室溫。

圖8 焊接接頭試樣疲勞過程中紅外熱像圖Fig.8 Infrared thermal image of welded joints during fatigue

2.4 疲勞極限評定

以107循環(huán)次數(shù)下的較大循環(huán)應(yīng)力峰值定義條件疲勞強(qiáng)度，對所得應(yīng)力-循環(huán)次數(shù)數(shù)據(jù)點進(jìn)行線性擬合，得到ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭試樣的S-N曲線（見圖9a）。擬合得到S-N曲線表達(dá)式為

圖9 ASTMA572 Gr65鋼焊接接頭疲勞極限評定Fig.9 Fatigue limit assessment ofASTMA572 Gr65 steel welded joints

根據(jù)式（1）可以得到，ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭試樣的疲勞極限約為246.6 MPa。

試樣在低循環(huán)應(yīng)力和高循環(huán)應(yīng)力下，穩(wěn)定時的溫升值差別很大。隨著循環(huán)應(yīng)力的增加，穩(wěn)定時的溫升值也隨之增大，當(dāng)循環(huán)應(yīng)力超過疲勞極限時，溫升穩(wěn)定值會發(fā)生突變，根據(jù)此現(xiàn)象，對疲勞極限以下數(shù)據(jù)點和疲勞極限以上數(shù)據(jù)點分別進(jìn)行線性擬合（見圖9b），函數(shù)表達(dá)式分別為

兩條擬合線的交點為疲勞極限，得到ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭的疲勞極限為234.18 MPa，與S-N曲線擬合得到的結(jié)果僅相差5.04%。

2.5 疲勞斷口分析

焊接接頭試樣在循環(huán)應(yīng)力峰值為300 MPa時的疲勞斷口掃描圖片如圖10所示，通過掃描電鏡研究了材料在疲勞過程中的斷裂機(jī)理。可以清晰地看出疲勞斷口主要分為三部分：裂紋源區(qū)、裂紋擴(kuò)展區(qū)和瞬時斷裂區(qū)。裂紋源區(qū)（見圖10b）位于試樣內(nèi)部，呈“魚眼”狀，疲勞裂紋起源于焊縫夾雜與基體界面處，逐步擴(kuò)展導(dǎo)致疲勞斷裂。圖10c中可以看到裂紋源內(nèi)存在大量裂紋，之后向四周擴(kuò)散，具有準(zhǔn)解理斷裂特征。圖10d中明顯看到大量疲勞輝紋，這是由裂紋尖端的鈍化和再銳化所導(dǎo)致的[12]。圖10e為裂紋擴(kuò)展區(qū)，呈現(xiàn)貝殼狀花樣，隨著裂紋的不斷發(fā)展，二次裂紋也不斷擴(kuò)大。此外，裂紋擴(kuò)展區(qū)的解理面也是不規(guī)則分布的，在擴(kuò)展過程中主要以穿晶斷裂的形式存在。裂紋尖端在剪切應(yīng)力作用下發(fā)生塑性變形，裂紋沿擴(kuò)展方向移動。在瞬時斷裂區(qū)（見圖10f），發(fā)生明顯的塑性變形。

圖10 循環(huán)應(yīng)力峰值300 MPa下疲勞試樣斷口掃描電鏡照片F(xiàn)ig.10 Scanning electron micrograph of the fatigue specimen fracture under the peak cyclic stress of 300 MPa

試樣均斷裂于中部焊縫位置，這主要是因為焊縫與母材在力學(xué)性能和成分上存在很大差異，焊接接頭的拉伸性能低于母材，其疲勞強(qiáng)度也大幅降低。由于焊接接頭成分不均勻，非常容易在焊縫區(qū)裂紋形核，從而導(dǎo)致應(yīng)力集中，發(fā)生疲勞斷裂。

3 結(jié)論

（1）通過對ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭拉伸試驗發(fā)現(xiàn)，焊接試樣的拉伸性能遠(yuǎn)低于母材，其屈服強(qiáng)度為350 MPa，抗拉強(qiáng)度為400 MPa。在焊接接頭靜載應(yīng)力-應(yīng)變溫度演化過程中，由于薄弱區(qū)的存在會導(dǎo)致試樣經(jīng)歷兩次熱彈性階段。

（2）ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭疲勞過程中的溫升演化與循環(huán)變形行為對應(yīng)，對于發(fā)生斷裂的試樣，都會經(jīng)歷三個階段，即初始快速升溫階段，穩(wěn)定溫升階段和斷裂時的溫度驟升階段。

（3）通過對焊接試樣進(jìn)行高周疲勞試驗，測定焊接接頭的S-N曲線，得到疲勞極限為246.6 MPa。根據(jù)疲勞過程中試驗表面的溫升值進(jìn)行疲勞極限評定，得到疲勞極限為234.18 MPa，與S-N曲線得到的疲勞極限相差5.04%。

（4）ASTM A572 Gr65鋼焊接接頭疲勞失效發(fā)生在焊縫區(qū)，這是由于焊縫與母材力學(xué)性能和成分組織的差異較大。從疲勞斷口可以看出，裂紋源位于試樣內(nèi)部。