劉 帥，吳冬冬，柴東升，周思雨，馬廣義，周 平，吳東江

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Hastelloy C?276薄板激光焊接接頭疲勞性能

劉 帥，吳冬冬，柴東升，周思雨，馬廣義，周 平，吳東江

(大連理工大學(xué)精密與特種加工教育部重點實驗室，大連 116024)

對0.5 mm厚Hastelloy C?276薄板激光焊接接頭進行疲勞試驗，結(jié)合應(yīng)力?壽命(?)曲線和疲勞斷口形貌，研究母材及焊接接頭的疲勞性能，分析母材和焊接接頭的疲勞斷裂機理。結(jié)果表明：0.5 mm Hastelloy C?276薄板焊接接頭和母材的?曲線斜率基本相同，焊接接頭疲勞性能和母材的基本相當；母材疲勞斷口疲勞裂紋起源于試樣側(cè)表面，主要沿寬度方向擴展，隨著應(yīng)力的減小，疲勞源數(shù)目減少，疲勞裂紋擴展速率減??；焊接接頭在母材和焊縫處隨機斷裂，焊接接頭母材區(qū)斷口形貌和母材斷口形貌基本一致，而焊接接頭焊縫區(qū)斷口的疲勞裂紋起源于側(cè)表面棱角處和焊縫表面，焊縫表面是主要疲勞源，裂紋主要沿厚度方向進行擴展，疲勞裂紋擴展區(qū)呈現(xiàn)出準解理斷裂特征。

Hastelloy C?276；激光焊接；薄板；疲勞性能

Hastelloy C?276作為一種具有良好耐蝕和耐熱沖擊性能的鎳基合金，目前已經(jīng)在航空航天、核工程、能源動力、交通運輸、石油化工等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng) 用[1]。在第三代核主泵中，核主泵屏蔽套是由Hastelloy C?276薄板焊接成形，主要用來防止定子和轉(zhuǎn)子部件受到反應(yīng)堆冷卻劑腐蝕[2]。由于核主泵內(nèi)電機旋轉(zhuǎn)磁場和冷卻劑流場的存在，使得屏蔽套承受疲勞載荷[3]，因此，明確Hastelloy C?276屏蔽套焊接接頭疲勞性能是評價核主泵使役可靠性的關(guān)鍵。

目前國外對Hastelloy C?276材料焊接的研究主要集中在各種焊接方法和工藝參數(shù)對厚板材料組織、元素分布、拉伸性能以及耐蝕性能的影響：CIESLAK等[4?5]開始研究電弧焊接過程中相和相產(chǎn)生的原因和相變機制以及對材料耐蝕性的影響；AHMAD 等[6?7]分析了電子束焊接試驗中焊縫的硬度、顯微組織和氣孔缺陷；MANIKANDAN等[8]利用連續(xù)激光實現(xiàn)了4 mm厚Hastelloy C?276板材的焊接成形，分析了焊縫的顯微組織、元素分布、顯微硬度以及焊接接頭的拉伸性能。國內(nèi)對Hastelloy C?276的研究主要集中在焊接接頭的顯微組織、腐蝕性能和拉伸性能的討論以及焊接變形的控制：王平等[9]討論了6 mm厚Hastelloy C?276板材的TIG焊接工藝，提出了焊接熱裂紋和變形控制措施；蔣文春等[10]對Hastelloy C?276管道多道焊殘余應(yīng)力進行了有限元模擬，分析了線能量對管道內(nèi)外表面焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力和焊接變形的影響規(guī)律；吳東江等[11?13]研究了激光焊接對Hastelloy C?276薄板的顯微組織、拉伸性能和耐腐蝕性能的影響，分析了Hastelloy C?276薄板脈沖激光焊接變形機理并提出了變形調(diào)控策略。目前，針對Hastelloy C?276焊接接頭疲勞性能的研究還未見報道，僅毛雪平等[14]、李婷等[15]研究了在650 ℃下應(yīng)變幅和保持時間對Hastelloy C?276母材低周疲勞性能的影響。

對于Hastelloy C?276板材，常采用的焊接方法有氬弧焊、等離子弧焊、電子束焊接和激光焊接。但是針對Hastelloy C?276薄板焊接，激光焊接具有焊縫窄、熱變形小等優(yōu)點[16?18]，更適用于Hastelloy C?276薄板的焊接。

本文作者主要開展0.5 mm厚Hastelloy C?276薄板激光焊接接頭疲勞試驗，結(jié)合?曲線和疲勞斷口形貌，研究母材及焊接接頭的疲勞性能，分析母材和焊接接頭的疲勞斷裂機理，明確Hastelloy C?276薄板母材和焊接接頭的疲勞斷裂特征。

1 實驗

激光焊接材料為0.5mm厚Hastelloy C?276精軋板，其化學(xué)成分如表1所列。

表1 Hastelloy C?276化學(xué)成分

采用激光自熔焊接方式，使用Nd:YAG脈沖激光器，焊接過程中氬氣作為保護氣，防止材料表面劇烈氧化。根據(jù)參數(shù)優(yōu)化實驗[19]，選取焊接工藝參數(shù)：單脈沖能量為1.5 J，頻率為30 Hz，脈沖寬度6 ms，焊接速度為100 mm/min，氬氣壓力0.1 MPa，此參數(shù)得到的焊縫寬度較小，無明顯正負余高。

由于屏蔽套的失效多在應(yīng)力作用下發(fā)生[20]，因此，本實驗中選擇在應(yīng)力控制下進行疲勞試驗。疲勞試驗試樣參考GB/T 3075?2008(ISO 1099：2006)設(shè)計制備，尺寸如圖1所示(定義試樣厚度方向截面為側(cè)表面)。疲勞試驗在EHF?LM系列電液伺服疲勞試驗機上進行，疲勞載荷為正弦波載荷，應(yīng)力比=0.1，疲勞試驗頻率為5~15 Hz，疲勞試驗的最大應(yīng)力水平分別選取母材和焊接接頭極限抗拉強度的70%~95%之間的4個值(母材抗拉強度為857 MPa，焊接接頭抗拉強度為759 MPa)。

為研究焊接接頭疲勞斷裂形貌及機理，采用Quanta 450型掃描電子顯微鏡對試樣斷口的形貌進行觀察，以分析裂紋擴展路徑及疲勞斷裂特征。

圖1 疲勞試樣尺寸

2 結(jié)果與分析

2.1 疲勞試驗結(jié)果

表2和表3所列分別為母材和焊接接頭的疲勞試驗數(shù)據(jù)。對疲勞試驗數(shù)據(jù)進行數(shù)理統(tǒng)計處理，在置信度=90%、誤差限度=5%情況下得到母材和焊接接頭4個應(yīng)力下的中值疲勞壽命，將其作為試樣的疲勞壽命。由表2和表3可發(fā)現(xiàn)，隨著應(yīng)力的減小，焊接接頭和母材疲勞壽命逐漸增大；焊接接頭疲勞斷口在母材區(qū)和焊縫區(qū)隨機分布，當最大應(yīng)力為700和650 MPa時焊接接頭疲勞壽命和母材疲勞壽命基本相同。

表2 母材疲勞試驗結(jié)果

表3 焊接接頭疲勞試驗結(jié)果

在對數(shù)坐標下，應(yīng)力差與中值疲勞壽命有如下關(guān)系：

式中：，為與材料性能相關(guān)的常數(shù)；為最大應(yīng)力與最小應(yīng)力之差；50為中值疲勞壽命，采用最小二乘法對疲勞試驗數(shù)據(jù)進行擬合處理，得到母材和焊接接頭的應(yīng)力?壽命(?)曲線，其中應(yīng)力用表示，壽命用50表示，結(jié)果如圖2所示。

圖2 焊接接頭和母材的?曲線

Fig. 2?curves of base metal and weld joint

母材的?曲線方程為

焊接接頭的?曲線方程為

(3)

對比焊接接頭?曲線及母材的可以看出，Hastelloy C?276焊接接頭?曲線和母材的極為接近，且焊接接頭疲勞斷口在母材和焊縫處隨機分布，可見Hastelloy C?276焊接接頭的疲勞性能和母材的基本相當。其原因如下，雖然激光焊接過程破壞了母材的原始固溶強化效果，引入了焊接殘余拉應(yīng)力，導(dǎo)致焊縫區(qū)顯微組織不均勻；但母材和焊縫熔化區(qū)交界處未見明顯熱影響區(qū)，不存在明顯的熱影響區(qū)“軟化”現(xiàn)象，此外激光焊接的快速凝固過程使焊縫區(qū)晶粒明顯細化(見圖3)，延遲疲勞裂紋的萌生；且晶粒細化導(dǎo)致晶界增多，裂紋擴展受到的阻礙作用增強，裂紋擴展速率降低[21]，因而焊接接頭的疲勞性能和母材的基本相當。

2.2 疲勞斷口分析

2.2.1 母材疲勞斷口分析

圖4所示為不同應(yīng)力下母材疲勞斷口宏觀形貌。根據(jù)宏觀形貌特征可將斷口分為斷口疲勞源區(qū)(見圖4中1區(qū))、疲勞裂紋擴展區(qū)(見圖4中2區(qū))和瞬斷區(qū)(見圖4中3區(qū))。由圖4可發(fā)現(xiàn)，疲勞裂紋均萌生于試樣側(cè)表面，且大多數(shù)位于表面棱角處，這主要因為在疲勞試驗過程中表面處于平面應(yīng)力狀態(tài)，較內(nèi)部更容易產(chǎn)生塑性滑移，發(fā)生滑移開裂且棱角處更易產(chǎn)生應(yīng)力集中。此外，當max=800 MPa、max=750 MPa時母材疲勞斷口存在兩個疲勞源區(qū)，而當max=700 MPa、max=650 MPa時母材疲勞斷口上僅有一個疲勞源區(qū)。這是因為應(yīng)力值較低時，由于試樣形狀誤差和加載的不均勻性，其中一側(cè)應(yīng)力較大，先出現(xiàn)裂紋萌生；而當總拉伸載荷繼續(xù)增大時，兩個側(cè)表面都發(fā)生塑性變形，縮小了應(yīng)力和應(yīng)變差異，同時出現(xiàn)裂紋萌生。

圖3 焊接接頭的顯微組織

圖4 母材疲勞斷口宏觀形貌

疲勞裂紋在試樣側(cè)表面萌生，沿寬度方向進行擴展，形成疲勞裂紋擴展區(qū)，其形貌如圖5所示。由圖5可知，疲勞裂紋擴展區(qū)呈現(xiàn)出穿晶斷裂的特征，分布著大小不一、以撕裂棱為邊界的斷裂平面。同一斷裂平面上疲勞條帶垂直于裂紋局部擴展方向且相互平行，但相鄰斷裂平面上疲勞條帶不平行，具有一定的夾角。這主要是由于晶粒取向的不同和晶界的存在使得疲勞裂紋在擴展過程中發(fā)生了偏離。由圖5可觀察到近疲勞源區(qū)的疲勞裂紋擴展區(qū)上斷裂平面較小，撕裂棱密度較大；而近瞬斷區(qū)的裂紋擴展區(qū)上斷裂平面較大，撕裂棱密度較小，且伴有少數(shù)顯微孔洞。

由于每一條疲勞條帶代表著一次相對應(yīng)的循環(huán)載荷，所以疲勞條帶間距表示一次循環(huán)載荷裂紋擴展距離，疲勞條帶間距可用來表征裂紋擴展速率[22]。測得近疲勞源區(qū)(見圖5中1區(qū))的疲勞條帶間距約為0.33 μm，近瞬斷區(qū)(見圖5中2區(qū))的疲勞條帶間距約為1.62 μm，說明疲勞條帶間距隨著疲勞裂紋的擴展而增大，裂紋擴展速率隨著疲勞循環(huán)周次的增加而增大。這是因為隨著疲勞循環(huán)周次的增加，試樣剩余面積減小，相同載荷下剩余面積上的應(yīng)力隨之增加。圖6所示為不同應(yīng)力下疲勞裂紋擴展區(qū)局部形貌圖，不同應(yīng)力下穩(wěn)定疲勞裂紋擴展區(qū)疲勞條帶間距如表4所列。發(fā)現(xiàn)當最大應(yīng)力max由800 MPa減小到650 MPa時，焊縫區(qū)斷口疲勞條帶間距由1.35 μm變化到0.72 μm，可見隨著應(yīng)力的減小，疲勞條帶間距減小，裂紋擴展速率減慢，試樣疲勞壽命增加，這與實驗結(jié)果相符。

圖5 母材疲勞斷口裂紋擴展區(qū)形貌(σmax=700 MPa)

圖6不同應(yīng)力下母材疲勞斷口裂紋擴展區(qū)

表4 不同應(yīng)力下母材疲勞斷口疲勞條帶間距

Table 4 Fatigue fringe spacing of fatigue crack propagation area of base metal fracture at different stresses

母材瞬斷區(qū)微觀形貌主要表現(xiàn)為等軸韌窩形貌(見圖7(a))和剪切韌窩形貌(見圖7(b))。對不同應(yīng)力下母材瞬斷區(qū)進行觀察，發(fā)現(xiàn)等軸韌窩形貌不隨應(yīng)力的變化而變化，深度較淺，且伴有少數(shù)顯微空孔。由圖4可觀察到瞬斷區(qū)最后斷裂部分均為45°剪切斷裂，既有單剪切斷裂又有雙剪切斷裂，剪切斷裂部分主要是剪切韌窩形貌，剪切韌窩呈拋物線狀，相對于等軸韌窩深度更淺，因此剪切斷裂部分宏觀形貌更加平滑。

圖7 母材疲勞試樣瞬斷區(qū)形貌

2.2.2 焊接接頭疲勞斷口分析

焊接接頭母材區(qū)斷口宏觀形貌特征和母材斷口基本一致，因此選取不同應(yīng)力下焊接接頭焊縫區(qū)斷口進行分析，其宏觀形貌如圖8所示。疲勞斷口可分為疲勞源區(qū)(見圖8中1區(qū))、疲勞裂紋擴展區(qū)(見圖8中2區(qū))和瞬斷區(qū)(見圖8中3區(qū))。隨著應(yīng)力的減小，疲勞裂紋擴展區(qū)面積增大，瞬斷區(qū)面積減小。同時發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)力下焊縫區(qū)斷口上均存在多個疲勞源區(qū)，疲勞裂紋不僅在側(cè)表面棱角處萌生，而且在焊縫表面處產(chǎn)生，且不同應(yīng)力下焊縫表面疲勞區(qū)均大于側(cè)表面棱角疲勞區(qū)，因此焊縫上下表面是主要疲勞源。圖9所示為最大應(yīng)力600 MPa下焊縫區(qū)斷口焊縫表面疲勞源區(qū)的放大圖，觀察可知焊縫表面疲勞源區(qū)無明顯焊縫氣孔和夾雜物，因此焊縫表面的疲勞源可能是由表面和次表面微觀缺陷產(chǎn)生的應(yīng)力集中以及焊接過程中的殘余應(yīng)力所引起[12]。

圖8 斷于焊縫區(qū)的焊接接頭疲勞斷口宏觀形貌

圖9 最大應(yīng)力600 MPa下焊縫區(qū)斷口焊縫表面疲勞源區(qū)

由圖8和圖9可知，萌生于焊縫表面的疲勞裂紋沿厚度方向進行擴展，而萌生于棱角處的疲勞裂紋由棱角處沿寬度方向進行擴展，不同應(yīng)力下焊縫表面疲勞區(qū)均大于側(cè)表面棱角疲勞區(qū)，因此焊縫區(qū)斷口疲勞裂紋主要沿厚度方向進行擴展。圖10所示為不同應(yīng)力下焊縫區(qū)斷口疲勞裂紋擴展區(qū)形貌，可以看出焊縫區(qū)斷口疲勞裂紋擴展區(qū)中存在顯微空孔、疲勞臺階和二次裂紋，呈現(xiàn)出準解理斷裂特征[23]；隨著應(yīng)力的減小，擴展區(qū)斷裂平面粗糙度降低，這主要是因為應(yīng)力越小，疲勞壽命越長，疲勞斷口表面因反復(fù)分開和壓緊而受到的摩擦次數(shù)增加。不同應(yīng)力下焊縫區(qū)斷口穩(wěn)態(tài)疲勞裂紋擴展區(qū)疲勞條帶間距如表5所列。發(fā)現(xiàn)當最大應(yīng)力max由700 MPa減小到600 MPa時，焊縫區(qū)斷口疲勞條帶間距由0.73 μm變化到0.45 μm，減小38%，而疲勞壽命卻增加1.8倍。這是因為隨著應(yīng)力的減小，裂紋萌生階段占疲勞壽命比例增加，疲勞裂紋擴展階段占疲勞壽命比例降低。

疲勞裂紋主要沿厚度方向進行擴展，因此焊縫區(qū)斷口最后分離部分呈單剪切斷裂特征。單剪切斷裂部分的剪切韌窩為敞口韌窩，其形貌如圖11(a)所示。圖11(b)所示為焊縫瞬斷區(qū)等軸韌窩形貌，韌窩極其細密，深度變化較大，且顯微空孔密度較大，這主要是激光焊接過程中的晶粒細化和元素偏析所致[11]。

圖9顯示了由參數(shù)值所有組合表示的錯誤警報情況。兩種方法都存在很多的紋理角點,例如在森林地區(qū)。Noble算法中的虛角均是比較接近的物體。相反,在SUSAN算法中,在較為平坦的區(qū)域和邊緣處發(fā)出許多虛假警報。現(xiàn)有文獻亦有學(xué)者使用過類似理論,但是在其他應(yīng)用程序(例如跟蹤)中并沒有那么重要,SUSAN算法存在將許多類似于邊緣的建筑物特征誤認為角點。

圖10 不同應(yīng)力下焊縫區(qū)斷口擴展區(qū)

表5 不同應(yīng)力下焊縫區(qū)斷口疲勞條帶間距

Table 5 Fatigue fringe spacing of fatigue crack propagation area of weld zone fracture at different stresses

圖11 焊縫區(qū)斷口瞬斷區(qū)形貌

3 結(jié)論

1) 得到0.5 mm Hastelloy C?276薄板焊接接頭和母材的?曲線，兩者極為接近，斜率基本相同，激光焊接接頭疲勞性能和母材基本相當。這是由于焊接過程雖然破壞了母材的原始固溶強化效果，導(dǎo)致焊縫組織的非均勻性；但激光焊接的快速凝固過程使激光焊接接頭焊縫區(qū)晶粒細化。

2) 母材斷口疲勞裂紋起源于試樣側(cè)表面，且大多數(shù)位于棱角處，疲勞裂紋主要沿寬度方向擴展；當最大應(yīng)力由800 MPa減小到650 MPa時，疲勞源區(qū)由兩個減少為一個，穩(wěn)態(tài)裂紋擴展區(qū)疲勞條帶間距由1.35 μm減小到0.72 μm，疲勞裂紋擴展速率減??；瞬斷區(qū)等軸韌窩深度較淺且伴有少數(shù)顯微空孔。

3) 焊接接頭疲勞斷口在焊縫區(qū)和母材區(qū)隨機分布。焊接接頭母材區(qū)斷口宏觀形貌和母材基本一致；而焊接接頭焊縫區(qū)斷口的疲勞裂紋起源于側(cè)表面棱角處和焊縫表面，其中焊縫上下表面是主要疲勞源，疲勞裂紋主要沿厚度方向進行擴展；疲勞裂紋擴展區(qū)呈現(xiàn)出準解理斷裂特征，當最大應(yīng)力由700 MPa減小到600 MPa時，穩(wěn)態(tài)裂紋擴展區(qū)疲勞條帶間距由0.73 μm減小到0.45 μm，減小38%，疲勞壽命增加1.8倍；瞬斷區(qū)等軸韌窩極其細密且顯微空孔密度較大。

REFERENCES

[1] 劉海定, 王東哲, 魏捍東, 劉慶賓, 趙安中, 羅維凡. 高性能鎳基耐腐蝕合金的開發(fā)進展[J]. 材料導(dǎo)報, 2013, 27(5): 99?105. LIU Hai-ding, WANG Dong-zhe, WEI Han-dong, LIU Qing-bin, ZHAO An-zhong, LUO Wei-fan. Development progress of high-performance nickel-based corrosion-resistant alloys[J]. Materials Review, 2013, 27(5): 99?105.

[2] 關(guān) 銳, 高永軍. AP1000反應(yīng)堆主泵屏蔽套制造工藝淺析[J]. 中國核電, 2008, 1(1): 49?53. GUAN Rui, GAO Yong-jun. Brief analysis on fabrication process of AP1000 reactor coolant pump can[J]. China Nuclear Power, 2008, 1(1): 49?53.

[3] 馮穎慧, 張繼革, 王德忠. 屏蔽電機屏蔽套電磁力仿真分析[J]. 機械設(shè)計與制造, 2012, 33(4): 26?28. FENG Ying-hui, ZHANG Ji-ge, WANG De-zhong. Simulation and analysis of electromagnetic force on shield of canned motor[J]. Machinery Design & Manufacture,2012, 33(4): 26?28.

[4] CIESLAK M J, HEADLEY T J, ROMIG A D. The welding metallurgy of HASTELLOY alloys C-4, C-22, and C-276[J]. Metallurgical Transactions A, 1986, 17(11): 2035?2047.

[5] CIESLAK M J, KNOROVSKY G A, HEADLEY T J, ROMIG A D Jr. The use of new PHACOMP in understanding the solidification microstructure of nickel base alloy weld metal[J]. Metallurgical Transactions A, 1986, 17(12): 2107?2116.

[6] AHMAD M, AKHTER J I, IQBAL M, AKHTAR M, AHMAD E, SHAIKH M A, SAEED K. Surface modification of Hastelloy C-276 by SiC addition and electron beam melting [J]. Journal of Nuclear Materials, 2005, 336(1): 120?124.

[7] AHMAD M, AKHTER J I, AKHTAR M, IQBAL M, AHMAD E, CHOUDHRY M A. Microstructure and hardness studies of the electron beam welded zone of Hastelloy C-276[J]. Journal of Alloys and Compounds, 2005, 390(1/2): 88?93.

[8] MANIKANDAN M, HARI P R, VISHNU G, ARIVARASU M, DEVENDRANATH RAMKUMAR K,ARIVAZHAGAN N, NAGESWARA RAO M, REDDY G M. Investigation of microstructure and mechanical properties of super alloy C-276 by continuous Nd: YAG laser Welding[J]. Procedia Materials Science, 2014, 5: 2233?2241.

[9] 王 平, 裴 峰, 董力莎. 哈氏C?276合金大型薄壁耐蝕構(gòu)件的制造[J]. 化工設(shè)備與防腐蝕, 2002, 5(2): 103?106. WANG Ping, PEI Feng, DONG Li-sha. The manufacture of the large thin-walled corrosion components of Hastelloy C?276 alloy[J]. Chemical Equipment & Anticorrosion, 2002, 5(2): 103?106.

[10] 蔣文春, 鞏建鳴, 陳 虎, 涂善東. 哈氏合金C276管道焊接殘余應(yīng)力與變形的有限元分析[J]. 化工機械, 2006, 13(2): 99?102, 113. JIANG Wen-chun, GONG Jian-ming, CHEN Hu, TU Shan-dong. Finite element analysis of the residual stress and distortion of the welding of Hastelloy-C276 alloy pipes[J]. Chemical Engineering & Machinery, 2006, 13(2): 99?102, 113.

[11] 馬廣義, 吳東江, 郭玉泉, 高忠民, 郭東明. 超薄Hastelloy C?276脈沖激光焊接接頭的拉伸性能[J]. 稀有金屬材料與工程, 2013, 42(6): 1241?1245. MA Guang-yi, WU Dong-jiang, GUO Yu-quan, Gao Zhong-min, GUO Dong-ming. Tensile properties of weld joint on thin Hastelloy C?276 sheet of pulsed laser welding[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2013, 42(6): 1241?1245.

[12] GUO Yu-quan, WU Dong-jiang, MA Guang-yi, GUO Dong-ming. Numerical simulation and experimental investigation of residual stresses and distortions in pulsed laser welding of Hastelloy C?276 thin sheets[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2014, 43(11): 2663?2668.

[13] GUO Yu-quan, WU Dong-jiang, MA Guang-yi, GUO Dong-ming. Trailing heat sink effects on residual stress and distortion of pulsed laser welded Hastelloy C?276 thin sheets[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2014, 214(12): 2891?2899.

[14] 毛雪平, 陸道綱, 徐 鴻, 張立殷, 王 崗, 薛 飛, 余偉煒. 應(yīng)變控制下具有保持時間的鎳基合金C276高溫低周疲勞實驗研究[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2010, 33(17): 74?78. MAO Xue-ping, LU Dao-gang, XU Hong, ZHANG Li-yin, WANG Gang, XUE Fei, YU Wei-wei. Experimental study on high temperature low-cycle fatigue of Ni-based alloy C276 under strain-controlled with time holding[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 33(17): 74?78.

[15] 李 婷, 馬 雁. 應(yīng)變幅和保持時間對C?276合金低周疲勞壽命的影響[J]. 稀有金屬材料與工程, 2013, 42(5): 1075?1079. LI Ting, MA Yan. Effects of total strain range and dwell time on low cycle fatigue life of C?276 alloy[J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2013, 42(5): 1075?1079.

[16] 全亞杰, 陳振華, 黎 梅, 俞照輝, 龔曉叁. AM60變形鎂合金薄板激光焊接接頭的組織與性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2007, 17(4): 525?529. QUAN Ya-jie, CHEN Zhen-hua, LI Mei, YU Zhao-hui, GONG Xiao-san. Microstructure and properties of joints of wrought magnesium alloy AM60 plates welded by laser beam welding[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2007, 17(4): 525?529.

[17] 陸巍巍, 陳玉華, 謝吉林, 王善林, 封小松. NiTiNb箔片激光焊接工藝及其接頭的組織與性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2014, 24(10): 2490?2496. LU Wei-wei, CHEN Yu-hua, XIE Ji-lin, WANG Shan-lin, FENG Xiao-song. Laser welding process of NiTiNb foil and microstructure and properties of welding joint[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2014, 24(10): 2490?2496.

[18] 陸巍巍, 陳玉華, 黃永德, 付 強, 封小松. 超薄NiTiNb記憶合金激光焊焊縫成形及熱影響區(qū)的組織和性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2015, 25(1): 63?71. LU Wei-wei1, CHEN Yu-hua, HUANG Yong-de, FU Qiang, FENG Xiao-song. Laser weld forming of ultrathin NiTiNb shape memory alloy and microstructure and properties of heat-affected zone[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(1): 63?71.

[19] 馬廣義, 吳東江, 王占宏, 郭玉泉, 郭東明. 脈沖激光焊接對超薄Hastelloy C?276焊縫成形的影響[J]. 中國激光, 2011, 38(6): 161?165. MA Guang-yi, WU Dong-jiang, WANG Zhan-hong, GUO Yu-quan, GUO Dong-ming. Weld joint forming of thin Hastelloy C?276 sheet of pulsed laser welding[J]. Chinese Journal of Lasers, 2011, 38(6): 161?165.

[20] 黃成銘. 屏蔽式水泵的失效分析[J]. 核動力工程, 1986, 7(4): 69?79. HUANG Cheng-ming. Failure analysis for canned-motor pumps[J]. Nuclear Power Engineering, 1986, 7(4): 69?79.

[21] 閆 亮, 杜鳳山, 戴圣龍, 楊守杰. 微觀組織對2E12鋁合金疲勞裂紋擴展的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2010, 20(7): 1275?1281. YAN Liang, DU Feng-shan, DAI Sheng-long, YANG Shou-jie. Effect of microstructures on fatigue crack propagation in 2E12 aluminum alloy[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2010, 20(7): 1275?1281.

[22] 陳 軍, 段雨露, 彭小燕, 肖 丹, 徐國富, 尹志民. 7475-T7351鋁合金厚板的疲勞性能[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2015, 25(4): 890?899. CHEN Jun, DUAN Yu-lu, PENG Xiao-yan, XIAO Dan, XU Guo-fu, YIN Zhi-min. Fatigue performance of 7475-T7351 aluminum alloy plate[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2015, 25(4): 890?899.

[23] 張紅霞, 吳廣賀, 閆志峰, 裴飛飛, 李晉永, 王文先, 李永蓮. 5A06鋁合金及其焊接接頭的疲勞斷裂行為[J]. 中國有色金屬學(xué)報, 2013, 23(2): 327?335. ZHANG Hong-xia, WU Guang-he, YAN Zhi-feng, PEI Fei-fei, LI Jin-yong, WANG Wen-xian, LI Yong-lian. Fatigue fracture behavior of 5A06 aluminum alloy and its welded joint[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2013, 23(2): 327?335.

(編輯 龍懷中)

Fatigue property of laser welded joints of Hastelloy C?276 thin sheet

LIU Shuai, WU Dong-dong, CHAI Dong-sheng, ZHOU Si-yu, MA Guang-yi, ZHOU Ping, WU Dong-jiang

(Key Laboratory for Precision and Non-traditional Machining Technology, Ministry of Education, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China)

Fatigue test was conducted on the laser welded joints of 0.5 mm thick Hastelloy C?276 thin sheet. The fatigue properties and fatigue fracture mechanism were investigated by?curves and fatigue fracture morphology of the base metal and the weld joint. The results show that the slopes of?curves of the laser welded joints and base metal are basically the same and the fatigue properties of the laser welded joints are almost equal to those of the base metal. The fatigue crack of base metal originates from the side surface of samples and propagates along the width direction of fatigue fracture. As the stress decreases, the number of fatigue sources decreases, and the fatigue crack growth rate also decreases. Fatigue fractures of laser welded joints distribute in the base metal and the weld zone randomly, and the fatigue fracture macro morphology of the weld joint fractured in the base metal is basically identical to that of the base metal. The fatigue crack of weld joint fractured in the weld zone originates from the edge of side surface and the weld surface, the latter is the main fatigue source. The crack propagates along the thickness direction of fatigue fracture. Fatigue crack propagation area of the weld zone fracture presents quasi-cleavage fracture.

Hastelloy C?276; laser welding; thin sheet; fatigue property

Project(2015CB057305) supported by the National Basic Research Development Program of China; Project(51402037) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (DUT152D229) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities

2015-11-23; Accepted date:2016-03-29

WU Dong-jiang; Tel: +86-411-84707625; E-mail: djwudut@dlut.edu.cn

1004-0609(2016)-12-2555-09

TG456.7

A

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃資助項目(2015CB057305)；國家自然科學(xué)基金資助項目(51402037)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項基金資助項目(DUT152D229)

2015-11-23；

2016-03-29

吳東江，教授，博士；電話：0411-84707625；E-mail: djwudut@dlut.edu.cn