夏比沖擊試驗方法標準現(xiàn)狀及影響因素綜述

宋 北，郭 梟，姜英龍，曹宇堃，王 博，楊昊泉

(哈爾濱焊接研究院有限公司，哈爾濱 150028)

0 引言

壓力容器是具有潛在泄漏和爆炸危險的承壓類特種設(shè)備，量大面廣，在國民經(jīng)濟各領(lǐng)域和國防事業(yè)中發(fā)揮著不可替代的作用[1]。目前，對于低溫壓力容器，壓力容器規(guī)范要求依據(jù)基于強度的許用應(yīng)力進行結(jié)構(gòu)設(shè)計，為防止發(fā)生脆斷，要求材料及焊接接頭具有一定韌性[2]。對于壓力容器用鋼焊接接頭，其過熱區(qū)晶粒一般較為粗大且晶界和晶內(nèi)化學(xué)成分和組織非常不均勻，往往是焊接接頭甚至裝備的薄弱環(huán)節(jié)[3]。因此，在影響設(shè)備安全性的眾多因素中，設(shè)備用鋼及其焊接接頭的性能尤為重要[4]。在使用過程中，除要求有足夠的強度和塑性外，還要求有足夠的韌性[5-8]，如在服役條件下，斷裂韌性好的管線鋼管不至于突然發(fā)生脆性斷裂，從而使得管道安全得到保證[9]。夏比沖擊試驗方法是評價材料韌性的重要手段之一，用于評定金屬材料及焊接接頭在沖擊載荷下的韌脆特性[10]。由于具有試樣小、易加工、試驗操作簡單、試驗時間短和費用低等優(yōu)點，夏比沖擊試驗方法廣泛用于科研和生產(chǎn)中，用以測定金屬材料的沖擊吸收能量[11]。但是，由于其在動態(tài)力下進行試驗，影響夏比沖擊試驗結(jié)果準確性和分散性的因素包括試樣尺寸、取樣位置、擺錘錘刃半徑等。相比于金屬材料，影響焊接接頭夏比沖擊試驗結(jié)果準確性和分散性的因素更多，還包括了缺口在接頭微區(qū)的位置、組織的不均勻性等。

目前，國際及各國焊接接頭夏比沖擊試驗方法標準均直接引用金屬材料夏比沖擊方法標準，中國現(xiàn)行夏比沖擊試驗方法標準為GB/T 229—2020《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》(以下簡稱GB/T 229)、美國標準為ASTM E23—2018《金屬材料缺口試樣標準沖擊試驗方法》(以下簡稱ASTM E23)、國際標準為ISO 148-1:2016《金屬材料-夏比擺錘沖擊試驗-試驗方法》(以下簡稱ISO 148-1)、日本標準為JIS Z 2242:2018《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》(以下簡稱JIS Z 2242)。不同標準對于夏比沖擊試驗的要求不盡相同，因而按照不同標準進行的夏比沖擊試驗結(jié)果會存在一定的差異。本文結(jié)合上述標準綜述焊接接頭夏比沖擊試驗方法的研究現(xiàn)狀，并對進一步提高和改進焊接接頭夏比沖擊試驗方法與標準進行展望。

1 夏比沖擊試驗方法標準背景介紹

沖擊載荷對材料的影響研究最早起源于1824年，研究學(xué)者討論了鑄鐵的沖擊力抵抗能力[12]。1849年，英國針對成立專門研究鐵路行業(yè)鑄鐵材料應(yīng)用的委員會，開始考慮沖擊試驗[13]。1857年，RODMAN設(shè)計了落錘試驗設(shè)備用來檢測槍鋼[14]，在隨后的30年里，該設(shè)備被廣泛應(yīng)用于鐵路用鋼及鋼制產(chǎn)品檢測。在1895～1922年，大量的國家及國際標準組織成立。1898年，RUSSELL[15]在報告中指出，目前還沒有儀器具備定量化功能，而不只是定性,因此設(shè)計并制造了大型擺錘試驗機。1905年，CHARPY首次提出了與目前儀器設(shè)備較為接近的設(shè)計概念,當時，沖擊試驗主要包括三種：落錘試驗、擺錘試驗、Flywheel。1922～1933年，ASTM E-1試驗方法委員會在1922年舉辦了材料沖擊試驗專題研討會。1923年，ASTM開始著手起草擺錘沖擊試驗方法標準，直到1933年，ASTM正式發(fā)布了E23-33T金屬材料沖擊試驗暫行方法[16]。1934年，ASTM對E23進行了修訂與補充。由于在二戰(zhàn)期間，大量的艦船發(fā)生了失效斷裂事故，因此對制造及材料規(guī)范中的沖擊試驗方法提出了迫切需求。1942～1946年，4 694支焊接艦船中有超過20%的出現(xiàn)了斷裂，這加速了沖擊試驗方法的應(yīng)用[16]。自1948年至今，夏比沖擊試驗方法在試樣尺寸、擺錘錘刃形狀及尺寸、試樣與試驗機支撐件間隙等多方面細節(jié)陸續(xù)得到了進一步補充與完善，試驗的合理性與科學(xué)性得到大幅度加強。

2 焊接接頭夏比沖擊試驗方法標準現(xiàn)狀

2.1 金屬材料夏比沖擊試驗方法標準

2.1.1 夏比沖擊試驗方法標準對比

夏比沖擊試驗方法方法標準應(yīng)用廣范，具體采標情況和適用范圍見表1。目前，現(xiàn)行夏比沖擊試驗方法標準中，GB/T 229—2020和JIS Z 2242:2018均修改采用ISO 148-1:2016，可見夏比沖擊試驗方法標準主要分為ISO標準和美國標準兩大類。其中ASTM E23標準自1933年首次發(fā)布以來，分別于2002年、2005年、2006年、2012年、2016年、2018年進行了修訂。ISO 148-1標準于自1983年首次發(fā)布以來，分別于2006年、2009年、2016年進行了修訂。

2.1.2 夏比沖擊試驗方法標準技術(shù)細節(jié)對比

夏比沖擊試驗方法標準技術(shù)細節(jié)對比見表2?？梢钥闯?，ISO 148-1與JIS Z 2242技術(shù)細節(jié)基本一致，而GB/T 229部分細節(jié)與ISO 148-1存在差異。為便于比較，主要對比分析GB/T 229，ISO 148-1，ASTM E23三個標準差異。

表2 夏比沖擊試驗方法標準技術(shù)細節(jié)對比

在缺口形狀方面，相比ISO 148-1，GB/T 229增加了無缺口試樣類型。ASTM E23規(guī)定了金屬粉末結(jié)構(gòu)材料用無缺口沖擊試驗要求。在適用范圍方面，ASTM E23中除規(guī)定夏比沖擊試驗要求，還規(guī)定了懸臂梁式?jīng)_擊試驗要求。在試樣方面，ASTM E23除與其他標準規(guī)定相同的小尺寸試樣外，還增加了寬度為5.0 mm和3.0 mm及厚度為20 mm尺寸的試樣。在試驗溫度方面，GB/T 229,ISO 148-1標準中試驗溫度包括室溫、低溫以及高溫，對溫度的具體范圍未進行明確規(guī)定，ASTM E23中規(guī)定適用試驗溫度范圍下限為-196 ℃，且目前已經(jīng)安排項目開展液氦和液氫溫度下不銹鋼的沖擊韌性試驗研究。ASTM E23中規(guī)定溫度公差為±1 ℃，GB/T 229，ISO 148-1標準中溫度公差均為±2 ℃，相比較而言，ASTM E23規(guī)定更為嚴格。在試驗結(jié)果方面，GB/T 229要求至少估讀到0.5 J或0.5個分度單位，試驗結(jié)果應(yīng)至少保留兩位有效數(shù)字，其他標準對于試驗結(jié)果均無要求。GB/T 229，ISO 148-1標準中未規(guī)定沖擊試驗機的校準，ASTM E23中還涵蓋了試驗機校準要求。

2.1.3 夏比沖擊試驗方法標準尺寸與偏差對比

夏比沖擊試驗方法標準尺寸與偏差對比如表3所示?？梢钥闯觯cGB/T 229、ISO 148-1和JIS Z 2242相比，ASTM E23對于公差的要求更加嚴格，小尺寸試樣厚度為20,7.5,5,2.5 mm的公差分別為±0.075,±0.075,±0.050,±0.025 mm。試樣相鄰縱向面夾角公差要求為±0.17°，并對缺口中心線作出要求。相比于ISO 148-1標準，GB/T 229將試樣相鄰縱向面夾角由±2°調(diào)整為±1°，這有助于提高檢測結(jié)果的準確度。

表3 夏比沖擊試驗方法標準尺寸與偏差對比

2.2 焊接接頭沖擊試驗方法標準

現(xiàn)行的焊接接頭沖擊試驗方法標準有GB/T 2650—2008《焊接接頭沖擊試驗方法》、ISO 9016:2012《金屬材料焊縫破壞性試驗 沖擊試驗 試樣位置、缺口方向和檢驗方法》、AWS B4.0:2016《焊接機械性能標準試驗方法》、ASTM A370—20《鋼制品力學(xué)性能試驗的標準試驗方法》、JIS Z 3111:2005《熔敷金屬拉伸沖擊試驗方法》。

GB/T 2650—2008等同采用ISO 9016:2001，規(guī)定了對接接頭沖擊試驗的取樣和缺口方向等要求，適用于金屬材料熔化焊和壓焊接頭的沖擊試驗。試樣的符號由表示試樣類型、位置和缺口方向的字母以及表示缺口距參考線RL距離(單位為mm)的數(shù)字組成。第1個字母表示試樣類型(U型、V型)，第2個字母表示缺口位置(焊縫、熱影響區(qū))，第3個字母表示缺口方向(平行于焊縫表面、垂直于焊縫表面)，第4個字母表示缺口中心線距參考線的距離，第5個字母表示試樣表面距焊縫表面的距離。ISO 9016:2012與2001版相比并無技術(shù)性差異。

AWS B4.0:2016中關(guān)于夏比沖擊試驗方法，需要提供試樣類型和數(shù)量、母材的規(guī)格/牌號、焊材的規(guī)格/牌號、要求值的最大值或最小值、試樣及缺口相對于焊縫或焊接方向的取樣位置和取向、接頭幾何形狀、試驗溫度、焊后熱處理或機械處理等信息。

JIS Z 3111:2005與JIS Z 2242:2018相比，試樣寬度尺寸公差為±0.05 mm，雖然對試樣長度的尺寸公差要求同為±0.6 mm，但是JIS Z 3111:2005中對于1/2試樣長度尺寸公差要求為±0.4 mm，可見相比JIS Z 2242:2018，JIS Z 3111:2005對于公差的要求更加嚴格。JIS Z 3111:2005對于沖擊試驗的溫度和沖擊吸收能量的值都有相應(yīng)要求,試驗溫度為焊材的試驗溫度，沖擊吸收能量如無特殊規(guī)定，應(yīng)為3個值的平均值。

對于夏比沖擊試驗試樣數(shù)量的要求,各試驗方法標準中均未作出要求，而在焊接材料產(chǎn)品標準中關(guān)于試樣數(shù)量的要求有相應(yīng)規(guī)定，要求測定5個沖擊試樣的沖擊吸收能量(KV2)。在計算5個沖擊吸收能量(KV2)的平均值時，應(yīng)去掉1個最大值和1個最小值。如果型號中附加了可選代號“U”，要求測定3個沖擊吸收能量(KV2)平均值。

相比于金屬材料，焊接接頭宏、微觀均為非均勻組織，以低合金鋼焊接接頭為例，至少包含了焊縫、部分熔化區(qū)、過熱區(qū)、正火區(qū)、不完全正火區(qū)、回火區(qū)等多個區(qū)域，不同的區(qū)域沖擊韌性存在顯著差異，而且即便同一區(qū)域內(nèi)，由于熱循環(huán)特征，微觀組織也呈梯度分布。眾多研究[17-19]指出，用于分析宏觀均質(zhì)材料脆性斷裂試驗結(jié)果的標準中，曲線法不適用于宏觀非均質(zhì)材料。目前國際上有關(guān)斷裂韌度的測試標準，僅有英國的BS 7448(斷裂力學(xué)韌性試驗)提及熱影響區(qū)斷裂韌度的測試，但仍然缺乏具體的取樣手段和合格標準[20-21]。因此，相比于均質(zhì)的金屬材料，焊接接頭沖擊韌性試驗影響因素更為復(fù)雜，斷裂理論及評價研究基礎(chǔ)更為薄弱。

3 夏比沖擊試驗影響因素分析

由于焊接接頭組織具有宏、微觀組織非均質(zhì)的特點，其沖擊吸收能量受缺口取樣位置、缺口處微觀組織等多方面因素影響，影響機理十分復(fù)雜。目前，針對夏比沖擊試驗影響因素的研究多以金屬材料為主，基于金屬材料開展的影響規(guī)律研究對于焊接接頭研究具有參考作用，下面將目前國內(nèi)外開展的夏比沖擊試驗影響因素研究現(xiàn)狀進行綜述。

3.1 試樣尺寸

不同的夏比沖擊試驗方法標準中的試樣尺寸均為55 mm×10 mm×10 mm，如無特殊規(guī)定，小試樣厚度可為7.5,5,2.5 mm。GB/T 229中規(guī)定通過協(xié)議也可使用其他厚度試樣。GB/T 229,ISO 148-1及JIS Z 2242標準中均注明，只有采用形狀和尺寸均相同的試樣才可以對結(jié)果進行直接比較，ASTM E23中附錄A3規(guī)定，不同尺寸試樣得到的試驗結(jié)果無法進行直接比較。標準中均提到不同尺寸試樣的結(jié)果不能直接比對，可見，試樣尺寸對沖擊吸收能量影響的復(fù)雜性。

曹聲駒[22]在-120～80 ℃的試驗溫度范圍內(nèi)研究了不同試樣尺寸對沖擊吸收能量等效比值的影響，結(jié)果表明對于具有韌脆轉(zhuǎn)變特征的船用CCS H32D和10MnNiCrMoV鋼板而言，在上平臺區(qū)，小尺寸試樣與標準試樣沖擊吸收能量比值接近截面積比值，線性關(guān)系最為顯著；在下平臺區(qū)，二者差別很小，比值在1左右，甚至存在小尺寸沖擊吸收能量大于標準試樣的情況；在韌脆轉(zhuǎn)變過渡區(qū)，二者比值介于截面積比值與1之間。陳佳榮等[23]在-100～200 ℃的試驗溫度范圍內(nèi)針對S355J2W 鋼板研究結(jié)果也表明，用小尺寸試樣測定沖擊吸收能量值，在下平臺區(qū)與試樣截面尺寸基本無關(guān)，在韌脆轉(zhuǎn)變區(qū)，用小尺寸試樣和標準試樣測定的相同溫度下的沖擊吸收能量比值逐漸降低，到上平臺時，比值為試樣截面積的比值。黎智輝[24]的研究結(jié)果同樣表明，在下平臺完全脆性斷裂區(qū)，小尺寸試樣與標準試樣的沖擊吸收能量相差不大，試樣尺寸對沖擊試驗結(jié)果影響小。史紅兵等[11]的研究結(jié)果表明碳素鋼和低合金鋼及其焊接接頭的夏比V型缺口沖擊吸收能量與試樣尺寸之間存在顯著線性相關(guān)關(guān)系，相關(guān)系數(shù)R2=0.986 4，這可能與其-50～25 ℃試驗溫度范圍較高有關(guān)。邱曉剛等[25]指出在韌脆混合斷裂區(qū)，小尺寸試樣與標準試樣的沖擊功不能相互換算的根本原因是裂紋擴展功隨試樣寬度的變化不成線性關(guān)系。

綜上所述，顯然試樣尺寸對夏比沖擊吸收能量會造成顯著影響，但具體影響規(guī)律與機制與試驗溫度、斷裂模式等有關(guān)。目前，已有文獻研究結(jié)果普遍認為，在上平臺區(qū)，試樣尺寸對沖擊吸收能量的影響呈顯著線性關(guān)系，在下平臺區(qū)，試樣尺寸對沖擊吸收能量無顯著影響，在韌脆轉(zhuǎn)變過渡區(qū)，影響介于二者之間。值得注意的是，試樣尺寸對沖擊吸收能量的影響十分復(fù)雜，具體影響取決于缺口處應(yīng)力拘束狀態(tài)、承載面積等多因素的耦合作用。如試樣尺寸(寬度或厚度)增大，一方面會增大承載的面積，有利于增大沖擊吸收能量；但是，與此同時隨著試樣尺寸的增大，尤其是厚度，會加劇缺口處的應(yīng)力集中程度，導(dǎo)致易于發(fā)生脆性斷裂，進而減小沖擊吸收能量。對試樣尺寸變小，則相反。對于均質(zhì)金屬材料尚且如此；對于非均質(zhì)的焊接接頭，在確定考核指標、比較結(jié)果等處理不同試樣尺寸的沖擊吸收能量關(guān)系時，應(yīng)慎之又慎。

3.2 擺錘錘刃半徑

夏比沖擊試驗方法標準中規(guī)定的擺錘錘刃半徑為2 mm和8 mm。ASTM E23要求使用錘刃半徑為8 mm擺錘，除非指定2 mm擺錘錘刃，二者對比見圖1。GB/T 229,ISO 148-1及JIS Z 2242標準中均注明，采用2 mm或8 mm的擺錘錘刃得到的試驗結(jié)果可能有差異，ASTM E23中注明，對于某些材料擺錘錘刃半徑會對結(jié)果產(chǎn)生顯著影響。

圖1 不同擺錘錘刃半徑對比

LUCON[26]的研究結(jié)果表明，沖擊吸收能量在200 J以下，擺錘錘刃半徑對沖擊吸收能量的影響不大，二者關(guān)系呈高度線性關(guān)系，如下式：

KV2mm=1.009KV8mm+0.643R2=0.996

(1)

但沖擊吸收能量在200 J以上，在塑性變形、嚴重變形的試樣與擺錘兩側(cè)及端部接觸處相對尖銳的角的共同作用下，試樣和鐵砧相對多的摩擦等因素所致，8 mm擺錘錘刃半徑會導(dǎo)致更高的沖擊吸收能量，二者關(guān)系如下式：

KV2mm=130.27e0.002KV8mmR2=0.779

(2)

具體結(jié)果見圖2[26]。

圖2 2，8 mm擺錘錘刃半徑對不同沖擊吸收能量水平NIST校準試樣的影響

美國標準技術(shù)研究院(NIST)在文獻中[27]指出,公開發(fā)表的文獻一致認為，在足夠高(大多數(shù)學(xué)者認為沖擊吸收能量在200 J)的沖擊吸收能量水平下，相比2，8 mm擺錘錘刃半徑會增大沖擊吸收能量，也有研究表明，在150～200 J，擺錘錘刃半徑的影響可以忽略。NANSTAD等[28]研究了2,8 mm擺錘錘刃半徑對3種沖擊吸收能量水平的NIST標準試樣的影響，結(jié)果表明，NIST標準試樣在16 J和102 J水平下，二者相當，但在217 J水平下，2 mm的沖擊吸收能量低于8 mm約11%。也有研究[29]表明，2,8 mm擺錘錘刃半徑對20,67,105 J的沖擊吸收能量的影響，結(jié)果表明，能量水平越高，二者差異越大。

材料的沖擊吸收能量主要有彈性變形能量、塑性變形能力、撕裂變形能量三部分組成。于秀娥等[30]指出，相比較而言，8 mm擺錘錘刃半徑比2 mm擺錘錘刃半徑對試樣的接觸面積大，試樣中參與彈性變形和塑性變形的體積范圍更大，因此，在上平臺或過渡區(qū)，同一溫度下，8 mm擺錘錘刃半徑下沖擊吸收能量比2 mm更大，但這種差異隨著溫度的降低而逐漸降低。

選用不同半徑的擺錘錘刃可能會引起同一組試樣的沖擊結(jié)果不同，特別是低能量的沖擊試樣，2 mm擺錘錘刃半徑得到的結(jié)果可能高于8 mm擺錘錘刃半徑得到的結(jié)果。金鈺明等[31]研究結(jié)果表明，低、中、高能量的3種鋼材的對比試驗都呈現(xiàn)出較為明顯的差異，但是該種差異在上、下平臺附近時逐步縮小。采用8 mm擺錘錘刃半徑測得的沖擊吸收能量要比采用2 mm 擺錘錘刃半徑測得的高。

藺衛(wèi)平等[32]針對X70管線鋼的研究表明，采用8 mm擺錘錘刃半徑時沖擊吸收能量比采用2 mm擺錘錘刃半徑高。沖擊能量水平越高，兩者的差值越大；隨著試驗溫度的降低，差值逐漸變小。對于吸收能量較低的油套管，使用不同沖擊擺錘錘刃半徑對吸收能量的影響不明顯。張宏偉等[33]對擺錘錘刃半徑對核電用SA-508Gr.3Cl.1鋼和SA-182F216LN鋼沖擊吸收能量影響進行研究，結(jié)果如圖3[33]所示，圖中“國標”、“美標”分別對應(yīng)2 mm擺錘錘刃半徑、8 mm擺錘錘刃半徑。

圖3 擺錘錘刃半徑對沖擊吸收能量的影響

由圖3(a)可知，對于SA-508Gr.3Cl.1鋼，在-100～-40 ℃范圍，采用8 mm擺錘錘刃半徑時沖擊吸收能量與采用2 mm擺錘錘刃半徑基本一致，在-40～60 ℃范圍伴隨著溫度的升高，沖擊吸收能量水平的不斷提高，二者的差異越來越大，這種趨勢與LUCON等[27]的研究結(jié)論基本一致；對于圖3(b)的SA-182F216LN鋼，在-196～60 ℃范圍，沖擊吸收能量水平始終維持在300 J以上，因此采用8 mm擺錘錘刃半徑時沖擊吸收能量始終高于采用2 mm擺錘錘刃半徑。在-196～-80 ℃范圍內(nèi)，二者差值溫度的升高越來越大，這種趨勢同樣符合LUCON等[27]的研究結(jié)論。

綜上所述，擺錘錘刃半徑對沖擊吸收能量的影響因材料沖擊吸收能量水平、試驗溫度不同，表現(xiàn)出不同的規(guī)律。對于高沖擊吸收能量水平的材料，在上平臺或過渡區(qū)范圍內(nèi)，同一溫度、8 mm擺錘錘刃半徑下，沖擊吸收能量比2 mm擺錘錘刃半徑更大，且材料沖擊吸收能量水平越高，兩者差值越大，但這種差異隨著溫度的降低而逐漸降低。對于低沖擊吸收能量水平的材料，二者差異不大。對于非均質(zhì)的焊接接頭，熱影響區(qū)、熔合區(qū)、焊縫等不同微區(qū)的沖擊吸收能量存在顯著差異，而在同一微區(qū)內(nèi)，組織也并不均勻，以熱影響區(qū)為例，由于不同位置經(jīng)歷的熱循環(huán)過程不同，晶粒尺寸、第二相等微觀組織會存在顯著差異，因此，在處理擺錘錘刃半徑對焊接接頭沖擊吸收能量的影響時，至少應(yīng)避免因取樣位置差異對結(jié)果造成的影響與干擾。

3.3 缺口尺寸

缺口的形狀和尺寸對沖擊試驗結(jié)果的影響十分明顯，缺口類型或缺口深度不同時，由于應(yīng)力狀態(tài)不同而引起脆化傾向有不同的差異。有研究[34]表明，缺口根部半徑影響最大；缺口深度影響次之；缺口角度影響較弱。

(1)缺口根部半徑。

與缺口根部半徑相比，隨缺口根部尖銳度的增大，應(yīng)力集中趨于嚴重，沖擊吸收能量明顯下降；反之，當缺口根部半徑增加時，沖擊吸收能量增加。沖擊吸收能量隨缺口深度的增加而降低[7，35-36]。

(2)缺口深度。

基于沖擊吸收能量的韌脆轉(zhuǎn)變溫度取決于缺口尺寸，尤其與缺口深度、缺口根部半徑密切相關(guān)。研究結(jié)果表明，缺口深度減小，會造成沖擊吸收能量增大，導(dǎo)致韌脆轉(zhuǎn)變溫度上升。相比于缺口深度2 mm，深度為1.5,1 mm的韌脆轉(zhuǎn)變溫度分別上升70，90 ℃。缺口深度/根部半徑比值與應(yīng)力集中程度密切相關(guān)。上平臺能量僅取決于缺口深度，這是由于上平臺能量主要取決于韌帶尺寸，因此在上平臺區(qū)，缺口形狀實際并不重要[37]。

3.4 加工方法

KOESTER等[38]研究了缺口加工方法對低沖擊吸收能量水平(15 J)、高沖擊吸收能量水平(94 J)的影響，結(jié)果表明,兩種類型的缺口結(jié)果一致性良好，但均值存在微小差異，可能是由于二者加工的缺口在韌帶尺寸、缺口根部半徑、表面撕裂以及組織輕微變形差異造成。相比較而言，拉刀加工的缺口根部相對平整，具體見圖4[38]。

圖4 加工方法對缺口根部形貌的影響

FINK[39]的研究結(jié)果表明,在磨、拉、銑三種缺口加工方法中，磨削加工的缺口最為光滑，缺口橫截面一致性最好;拉床加工的缺口沖擊吸收能量相對低，這與其加工的表面粗糙度及表面撕裂有關(guān)；銑床加工缺口與磨床較為接近，沖擊吸收能量相對較高。盡管存在差異，但三種加工方法均在可接受的公差范圍內(nèi)。

4 結(jié)語

(1)從目前國際及各國標準來看，焊接接頭夏比沖擊試驗基本按金屬材料夏比沖擊驗方法執(zhí)行。相比較而言，美國標準對沖擊試樣尺寸及公差等方面的要求更為嚴格，試驗溫度范圍也更為明確。

(2)對于金屬材料，已經(jīng)開展的研究表明，試樣尺寸、擺錘錘刃半徑及缺口尺寸等因素均對夏比沖擊吸收能量產(chǎn)生影響。與金屬材料相比，焊接接頭沖擊試驗影響因素更多，也更為復(fù)雜，焊接行業(yè)應(yīng)進一步加強焊接接頭沖擊韌性試驗基礎(chǔ)研究力度與規(guī)模，以滿足未來高端裝備制造需求。

(3)隨著焊接技術(shù)的進步，以高能束焊接工藝為代表的先進工藝焊接工藝應(yīng)用越來越廣泛，相比于傳統(tǒng)弧焊焊接接頭，其接頭焊接熱影響區(qū)寬度更窄，組織不均勻性梯度更大，對于焊接接頭開展適用于宏觀非均質(zhì)及微區(qū)的沖擊韌性測試方法的需求越來越迫切。與此同時，隨著儲能等新興產(chǎn)業(yè)的大力發(fā)展，對液氦、液氫溫度的沖擊試驗要求日益增多，開展現(xiàn)有標準對超低溫沖擊試驗的適應(yīng)性研究十分必要。