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
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。
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)
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.
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
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
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%。
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。
(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。