不锈钢焊接接头疲劳失效评定方法研究

'天津大学硕。L学位论文中文摘要本文通过焊接接头疲劳试验对SAF2205双相不锈钢和1Crl8Ni9Ti训焊接接头S．Ⅳ曲线进行了详细分析，并将其试验结果进行了比较，讨论了焊接材料及试样接头型式对s．Ⅳ曲线的影响。试验结果表明：SAF2205和1Crl8Ni9Ti不锈钢焊接试样的常数m和N=2x106疲劳强度与国际焊接学会(IIW)推荐的数值有较大差异，采用IIW的DⅣ曲线对本文不锈钢焊接试样进行疲劳评定时，将给出过于保守的结果；接头型式不同导致焊接接头局部应力集中有较大差异，因而列采用名义应力表示的娶Ⅳ曲线有明显影响。为了研究焊接接头残余应力对接头疲劳强度的影响，本文采用ANSYS软件计算焊接残余应力。首先模拟接头的焊接温度场，在此基础上计算接头残余应力，并且分析研究了焊接接头尤其是疲劳断裂危险区的残余应力分布特征。结果表明：对于本文的D型接头焊根处存在较高的残余应力值；其计算结果与有限元网格划分有一定的依赖性。本文采用DangVan准则和体积法两种局部法从理沦上对SAF2205双相不锈钢和】Crl8Ni9Ti钢焊接接头的疲劳性能进行评定。法国金属研究所提出了用于角焊缝的局部疲劳极限准则——DangVan准则，考虑焊接残余应力，用准则中J．J．Janoseh提出的持久限公式对，f坡口承载十字接头(D型)的疲劳强度进行评定。讨论了DangVan准则评定的各种影响因素及其适用性。结果表明：对于本文的D型接头，评定后的特征疲劳强度与DangVan准则的建议值有一定的差异。经研究发现，有限元网格尺寸的选择及其焊根处的未焊透缺陷都会影响最终的计算结果。体积法是近年来提出的一种疲劳强度和疲劳寿命预测方法。本文应用体积法对不锈钢的四种不同型式的焊接接头疲劳强度进行了评定研究，对该方法的适用性和有限元计算过程影响因素进行了分析讨论。结果表明：对焊态焊接接头，体积法局部平均应力AOavelll参量为具有一定普遍意义的疲劳控制参量，由△一。。。f。表示的焊接接头疲劳强度与接头型式无关：对有限元网格大小和焊接接头材料的不同有一定的依赖性。同时结合DangVan准则对体积法进行修证，采用修正的体积法再次对SAF2205双相不锈钢两种接头的疲劳寿命进行评定，计算结果验证了修正体积法的合理性和有效性。关键词：不锈钢，焊接接头，疲劳强度，残余应力，DangVan准则，体积法 天津大学硕士学位论文ABSTRACTs—NCUrVeSofwelded30intsmadebySAF2205two—phasestainlesssteeland1Crl8Ni9Tiaustenitestainlesssteelarestudiedbasedontheresultsoffatiguetests．TheinfluenceofthedifferentmaterialforweldedjointandthejointgeometryonS-Ncurveisdiscussedbycomparisonwiththetestresultofweldedjointsofthetwomaterials．Itindicatesthattheconstantmandthefatigueresistancevaluewhichisat2×10。cyclesaredifferentfromthevaluerecommendedbyIIWobviously．ThefatigueassessmentresultofstainlesssteelweldedjointsthatisgivenbyIIWS-Ncurveisconservative．inaddition，thedifferentjointgeometriesleadtothedifferenceoflocalstressconcentrationofweldedjoints，SOnominalstressS—Ncurveisaffectedevidently．Inordertoinvestigatetheinfluenceoftheweldingresidualstressforthefatigueperformanceoftheweldedjoints，theweldingresidualstressiscalculatedbythesoftwareANSYS．Firstly，thetemperaturefieldofweldedjointsissimulatedBasingontheresult，theweldingresidualstressiscalculated，atthesametime，thedistributioncharacteristicsofresidualstress，whichfortheweldedjointsespeciallyforthefatiguefracturezone，arestudied．ItindicatesthattheweldingresidualstressoftheDjointsinhereishigh，andtheresultdependsontheminimumFEsize．Inthetheories，DangVancriterionandvolumetricapproach(VA)aremainlydiscussed．DangVancriterionisadvancedbytheFrenchweldinginstitute，whichisusedtoevaluatethelocalfatiguelimitoffilletweld．Consideringtheweldingresidualstress，thefatigueassessmentofDjointsisresearchedbytheJ．J．Janoschformula，andtheinfluencingfactorandtheapplicabilityarediscussed．ItindicatesthatthereisadifferencebetweenthecharacteristicfatigueresistancethatistheassessmentresultandthevaluationthatisadvancedbyDangVancriterion．Afterresearching，itdiscoversthatthecalculatingresultsareaffectedbytheminimumFEsizeandtheweldingdefect．Volumetricapproach(VA)isoneofthemethodsproposedinrecentyearsthatusedforthefatigueassessmentandfatiguelifeprediction．Thevolumetricapproachisappliedtothefatigueassessmentofweldedjointsinstainlesssteelwithfourtypes 灭津大学碳士学位论文ofgeometricalmodesinhere．anditsfeasibilityandtheeffectofthefiniteelementcalculationoilthismethodwerediscussedItwasshownthat，forweldedjoints，VAlocalaveragestressAaavelnisanuniversalfatiguerestrainingparameter，thefatigueintensionexpressedbyA口“e【nisindependentofthejointgeometries，anddependentoftheminimumFEsizeandthematerials．Theresultcanoffertheimportantgistforpredigestingthethtigueassessmentofweldedjoints．Atthesametime，VAismodifiedwiththeDangVancriterion，anditisappliedtothefatigueassessmentofweldedjointsinduplexstainlesssteelSAF2205withtwotypesofgeometricalmodesinhere，Therationalityandavailabilityareprovingbythecalculatingresult．Keywords：stainlesssteel，weldedjoints，fatigueresistance，residualstress，DangVancriterion，volumetricapproach(VA) 独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得盔连盘堂或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。学位论文作者签名签字日期：。聊乡年应月-30日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解盘鲞盘差有关保留、使用学位论文的规定。特授权苤’盗盘堂可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，并采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。(保密的学位论文在解密后适用本授权说明)学位论文作者签名：翱L导师签名签字曰期：&卯：；年归月乎护日签字日期：一。3年I，月§一日 第一章绪论1．1选题背景及研究意义不锈钢是在普通碳钢的基础上，加入一组铬的质量分数(w。)大于12％合金／i素的钢材，它在空气作用下能保持金属光泽，也就是具有不锈钢的特性。不锈钢有普通(一般)不锈钢和耐蚀钢两种：在空气或弱介质中能抵抗侵蚀的钢称为耐蚀钢。不锈钢不仅具有很强的化学稳定性，同时也有足够的强度和塑性，并且在一定高度和低温下具有稳定的力学性能⋯。由于不锈钢具有上述独特的性能，不难想象它在国民经济中所占有的地位。特别是高科技发展的今天，不锈钢被广泛使用在各个不同的领域中。它可作为化学工业、炼油工业、人造纤维工业、食品、医药及日用品工业的耐酸、耐碱、酬高压的压力容器装置和储存和运行的槽罐的材料；也可作为电力工业、汽轮机制造行业、船舶工业、航空工业的耐高温和低温的构件；在航天：【业、核工业中又是制造人造卫星、宇宙飞船、火箭和核动力装置等方面不可缺少的材料；随着国民经济的日益发展，人民生活水准的不断提高，不锈钢日用制品也已深入到千家万户。不锈钢的分类方法有几种：按金相组织分类为：铁素体(F)型不锈钢、马氏体(M)型不锈钢、奥氏体(A)型不锈钢、奥氏体一铁素体(A．F)型双相不锈钢、奥氏体一马氏体(A．M)型双相不锈钢和沉淀硬化(PH)型不锈钢。本文研究的SAF2205双相不锈钢和1Crl8Ni9Ti不锈钢均属刁i锈钢的一种：奥氏体一铁素体(A—F)型双相不锈钢和奥氏体(A)型不锈钢。所谓奥氏体一铁素体型双相不锈钢是指奥氏体与铁索体各约占50％的不锈钢。它的主要特点是屈服强度可达400～550MPa，是普通不锈钢的2倍，因此可以节约用材，降低设备制造成本。双相不锈钢具有良好的焊接性，与铁素体不锈钢及奥氏体不锈钢相比，它既不象铁素体不锈钢的焊接热影响区，由于晶粒严重粗化而使塑韧性大幅度降低，也不象奥氏体不锈钢那样，对焊接热裂纹比较敏感。因此，奥氏体一铁素体双相不锈钢在石油化工设备，海水与废水处理设备、输油输气管线、造纸机械等工业领域获得越来越广泛地应用。与此同时，不锈铡在焊接领域也得到了广泛的应用。可以说工业生产中焊接 天津大学硕I：学位论文是最主要的连接方法，II从20世纪初涂药焊条发明至今一百年来，焊接已经成为应用最为f。。泛的工艺方法，当代许多最重要的金属结构必须采用焊接方法才能连接成功，例如：造船、铁路、汽车、航天、桥梁、锅炉、大型厂房和高层建筑都离不玎焊接技术。疲劳强度是不锈钢焊接接头在实际使用中非常重要的一个技术指标，它标志着接头疲劳性能的好坏，为保证不锈钢焊接构件的安全性及IIJ靠性，研究其疲劳行为是非常必要的。因此，发展和建立准确的不锈钢焊接接头疲劳强度与寿命评定方法是工程界关注的重要问题。1．2焊接接头疲劳强度评定方法焊接结构的疲劳强度主要由以下两点决定：裂纹萌生过程，它取决于焊缝的焊趾和焊根处的局部缺口应力状态；裂纹扩展过程，它取决于裂纹(包括缺口效应在内)的局部应力强度因子。焊趾和焊根的缺口效应与熔台区内材料的不均匀性共存，该材料由焊接材料与熔化及未熔化的母材组成，焊后该区内温度急剧下降，因而可能产生微小的气孔、央渣、未焊透及咬边，这些虽不算严重的焊接缺陷，但在有较大的缺口应力时却能加速裂纹的萌生与扩展过程12l。焊接构件的最大缺口应力和(裂纹)应力强度因子决定其疲劳强度。从实用考虑，只要最大缺口应力和应力强度因子与基础应力存在正比关系，便可以认为它们仅取决于相邻母材的名义应力而不取决于静载下起决定性作用的焊缝和焊点名义应力。一般来说，疲劳强度并不与焊缝厚度或焊点直径成正比，设计焊接结构时也总是力求使疲劳裂纹发生在母材上而不是在焊缝或焊点的横截面上。事实．L，发生在焊缝或焊点处的疲劳裂纹多数都会进入焊接热影响区或母材之中。对于不直接承载的焊接接头也应给出母材的名义应力而不考虑焊缝或焊点名义应力。Eb于疲劳断裂过程中局部最大应力起着主导作用，凼此焊接接头和焊接结构的疲劳强度分析，目前主要有以下5种方法：(1)名义应力评定方法名义应力评定方法是用简单公式进行计算来判断焊接接头承载横截面上的名义应力(轴向力除以横截面，弯矩或扭矩除以有关截面模量)是否小于疲劳断裂时的持久名义应力。持久名义应力或许可名义应力可根据焊接接头的形状、 第一章绪论尺寸、焊缝类型、加载情况以及制造加工影响(例如表面修】14／JN]：情况及缺陷)等因素从焊接疲劳设计标准的有关图表中查找。名义应力评定方法是日前焊接构件疲劳评定心用十分广泛的基本方法。(2)结构应力评定方法，也称热点应力分析方法名义应力虽然是目前应用最广泛的方法，但它存在着一定的局限性：主要是基f名义应力的DⅣ曲线直接依赖于焊接接头形式和载荷类型等因素，这使得焊接结构疲劳评定规范十分繁琐，列复杂结构名义应力的定义比较困难。这主要是因为“名义应力”参数不是一个具有普遍意义的疲劳控制参量，它与具体的结构细节尺寸等因素直接相关，因而所测量的oⅣ曲线只是一种具体结构细节的疲劳性能，而不具有普遍适用性。为了克服上述局限性国际焊接学会等引入了“热点应力”为基础的疲劳评定方法，以减少．孓Ⅳ曲线的分散性和对接头类型的依赖性。热点应力评定方法要求除名义应力外还应确定焊接结构(受外载作用但无缺口效应)中的(非均匀)结构应力分布情况。为此，可按照工程结构分析理论(如杆、梁、刚架、板壳理论等，多数情况下使用有限元近似计算)进行计算，也呵用试验方法进行表面局部应变测量，换算为焊趾处的结构应力。(3)缺口应力评定方法缺口应力评定方法要求除名义应力和结构应力之外还应确定焊趾和焊缝根部(如可能)的缺口应力集中。在确定缺口应力集中时，可用应变片对焊趾或其平面光弹模型进行测量，也可用有限元方法或边界元方法进行计算。为简单起见，计算时主要采用平面横截面模型，计算结果经变换之后可以近似反映实际的三维情况。此外，由整体结构焊缝线上的边界应力(即结构应力)也可得出局部结构(即“接头”)的缺El应力。这种方法已成功地用于非焊接结构，在焊接结构分析中迄今仍只用于某些特殊的场合。(4)断裂力学分析方法焊接结构(特别是焊趾和焊缝根部)中的裂纹和缺陷可基于裂纹尖端处的应力强度因子加以计算。双面角焊缝接头中的间隙亦可直接作为宏观裂纹进行估算以代替缺口应力分析。裂纹随着循环次数增大而进行的稳定扩展以及最终发生断裂时裂纹的临界尺寸，均可由裂纹尖端处应力强度因子的幅值加以确定。这种对结构中不可避免的缺陷或裂纹所作的安全性分析，一般不能用作尺寸设汁的依据，它主要用于对质量要求很高的焊接结构。这种方法尚需实践验证。 天津火学7ij；H‘学位论文(5)局部法“局部法”的基本原理是，焊接接头的疲劳破坏都是从应力集中处的最大应力处丌始的，局部循环载荷是疲劳裂纹萌生和扩展的先决条件，只要局部循环参最相同，就具有相同的疲劳性能。这样采用应力集中区域应力场的“局部参量”作为疲劳断裂的控制参量，将不同应力集中焊接构件的疲劳性能与光滑试件的疲劳性能联系起来，建立具有普遍适用性的“局部参量”与循环次数Ⅳ表示的s一Ⅳ曲线，从而消除名义应力法所具有的局限性。“局部法”是对基于上述思路所建立的疲劳评定方法的概括口J。最先提出局部法思想的是法国焊接研究所的DangVan’s，他提出了用于角焊缝的局部疲劳评定准则，称之为DangVan准则。在第三章中我们将对此方法进行具体的介绍。后来人们在此基础上又提出了一些新的方法。如缺口应力强度因子法、等效应力强度因子法、临界距离法、临界面法利体积法等。本文的第四章就是采用体积法对焊接接头进行评定。由于局部法包括了焊接接头局部焊缝细节等因素的影响，能够准确反映焊接结构疲劳断裂的实际情况，因而受到国际焊接协会(IIW)和工程界的普遍重视。1．3焊接接头疲劳强度的主要影响因素1．3．1应力集中的影响h51一些焊接结构，虽然依据有关标准进行了结构的疲劳强度计算，但结构仍过早地发生疲劳失效，这时疲劳裂纹一般从结构的应力集中处丌始。在焊接结构中，结构元件设计不佳，接头形式不合格和焊接缺陷是应力集中的根源。(1)由焊接构件引起的应力集中及其对焊接结构疲劳强度的影响，焊接构件设计中，具有许多方案可供设计者选择，良好的设计可以带来不可估量的益处，而设计方案不佳也可导致结构过早的发生各种失效，包括疲劳失效。(2)接头类型的影响焊接接头的形式主要有：对接接头、十字接头、T形接头和搭接接头，在接头部位由于传力线受到干扰，因而发生应力集中现象。可以预测对接接接头的力线干扰较小，因而应力集中系数较小，其疲劳强度也将高于其他接头形式。但试验表明，对接接头的疲劳强度在很大范围内变化。 第一帝结论这是因为有系列冈索影响对接接头的疲劳性能的缘故。如试件的尺寸、坡口形式、焊接方法、焊条类型、焊接位置、焊缝形状、焊后焊缝加工、焊后热处理等均会对其发生影响。十字接头和T形接头在焊接结构中应用广泛。在这种承力接头中，由于在焊缝向基本金属过渡处具有明显的截面变化，其应力集中系数要比对接接头应力集中系数高。因此，十字接头和T形接头的疲劳强度要低于对接接头。焊缝不承受工作应力的T形和十字接头的疲劳强度主要取决于焊缝与主要承载平板交界处的应力集中，T形接头具有较高的疲劳强度，而十字接头的疲劳强度较低。搭接接头的疲劳强度是很低的，这是由于力线受到了严重的扭曲。采用所谓“加强”盖板的对接接头是极不合理的，因为采用盖板后，加大了应力集中的影响，因此原来疲劳强度较高的对接接头被大大地削弱了。(3)焊缝形状引起的影响A过渡角的影响Yamaguchi等人建立了疲劳强度和母材金属与焊缝金属之间过渡角(外钝角)的关系。如果^(焊缝高度)与W(宽度)的比值即h／W保持不变，允许∥和h变化，这意昧着夹角保持不变，焊接接头的疲劳强度也保持不变。但当矿保持不变，变化参量h，则发现h增加，接头疲劳强度降低，这显然是外夹角减小的结果。B焊缝金属过渡角半径的影响焊缝过渡角半径同样对接头疲劳强度具有重要影响。即半径增加(o角保持不变)，疲劳强度增加。(4)缺陷引起的影响一些缺陷本身是应力集中的根源，因而对结构和接头的疲劳强度产生显著影响，焊接缺陷对接头疲劳强度的影响与缺陷的种类、方向和位罱有关。缺陷大体匕可分为两类：面状缺陷(如裂纹、未熔合等)和体积型缺陷(气孔、夹渣等)，它们的影响程度是不同的。A裂纹焊接中的裂纹，如冷、热裂纹，除具有脆性的组织结构外，是严重的应力集中源，它可大幅度降低结构或接头的疲劳强度。早期的研究已表明，在宽60mm、厚12．7mm的低碳钢对接接头试件中，在焊缝中具有长25mm、深5．2mm的裂纹时(它们约占试件横截面积的10％)，在交变载荷条件下，其2×100循环寿命的 天津人学坝]一学位论文疲劳强度大约降低了55％～65％。B未焊透应当说明，不定把未焊透均认为是缺陷，因为有时人为地要求某些接头为局部焊透，典型的例子是某些压力容器接管的设计。未焊透缺陷有时为表面缺陷(对单面焊缝)，有时为内部缺陷(双面焊缝)，它可以是局部性质的，电I|『』‘以是整体性质的。其主要影响是削弱截面和引起应力集中。当削弱面积10％HJ+，在2x106循环次数下它的疲劳寿命与不含有该类缺陷的疲劳寿命相比，降低约25％，这意味着其影响不如裂纹严重。还应指出，如果存在有未焊透缺陷，表面jjt)JW_-]2变得毫无意义，因为疲劳裂纹将不在余高和焊趾处起始，而是转移到焊缝根部未焊透处。C未熔合由于试样难以制备，目前有关研究结果很少。但无可置疑，未熔合属于平面缺陷，因而不容忽视，一般将其和未焊透等同对待。D咬边影响疲劳强度的主要参量是咬边深度，目前可用深度h或深度和扳厚的比值(h／B)作为参量来评定咬边对接头疲劳强度的影响。因为后者是无量纲因子，因而为其应用带来方便。有关研究表明，咬边对接头疲劳强度有一定的影晌，但程度较轻：对于角焊缝来说，焊缝形状变化对接头疲劳强度的影响甚至大于常见深度咬边的影响。E气孔气孔属于体积缺陷，因而难以采用断裂力学方法进行评定。Harrison对前人的有关试验结果进行了分析总结：疲劳强度下降主要是由于气孔减少了横截面积尺寸造成的，它们之间有一定的线性关系。但是一些研究表明，当采用机加工方法加工试件表面，使气孔处于表面上时，或刚好位于表面下方时，气孔的不利影响加大，它将作为应力集中源起作用，而成为疲劳裂纹的起裂点。这说明2气孔的位嚣比其尺ir对接头疲劳强度影响更大，表面或表层下气孔具有最不利影响。F夹渣IIW的有关研究报告表明：作为体积型缺陷，夹渣比气孔对接头疲劳强度影响要大。1-3．2焊接残余应力的影响【416】6 第一章绪论焊接残余应力对于结构疲劳强度的影响是人们广为关心的问题，为此人们进行了大量的试验研究工作。就疲劳而言，焊接结构中焊接接头几何非连续性和焊接缺陷等引起应力集中的部位经常位于高残余拉应力区，采用近似叠加原理来研究残余应力对疲劳应力循环特征的影响。研究表明不管疲劳载荷如何，焊缝区的承受的实际应力循环是从拉伸屈服应力向下脉动变化。这一分析所揭示的特性对研究焊接结构的疲劳性能是特别重要的。美国里海大学J．W．Fisher教授采用带有各种焊接细节的焊接工字梁进行了大量的试验，证明用应力范围一，作为疲劳应力参数时，可以忽略平均应力对疲劳强度的影响。有关残余应力对疲劳强度的影晌，人们常用原焊态试样和残余应力试样进行对比试验。较早期的试验采用较窄的试板，特别是横向对焊态试样，在磨掉焊缝余高后，或者先焊成大板在切割加工制成试样，其残余应力峰值已有很大降低，因此，消除应力后的疲劳强度并没有很大的提高。在消除残余应力的焊接构件中，在完全压一压循环载荷作用下，一般不会产生疲劳裂纹。然而，在由高拉伸残余应力的结构中，即使完全压应力循环，也可能产生疲劳裂纹。1．3．3材料强度的影晌[4对焊接接头来说，大量的对接、角接接头和焊接梁的试验表明，它们的疲劳强度对材料本身的抗拉强度依赖性不大。试验表明对于抗拉强度在438～753MPa之间的不同钢种的非承载角焊缝，当循环寿命大于105次时，疲劳强度均在一分散带内，这表明它们与材料原来强度无关。1．4本文的研究目的及内容由于不锈钏具有一些独特的性能，在国民经济中占有极其重要的地位，不锈俐在焊接领域也得到了越来越广泛的应用。焊接接头的疲劳性能是影响焊接结构的重要特性，与结构钢焊接接头比较，不锈钢焊接的疲劳数据相对较少，尤其对双相不锈钢焊接接头，其疲劳数据更为缺乏。为此本文采用不同的接头型式对双相铡和奥氏体不锈钢的疲劳性能从试验和理论两个方面进行了研究。本文的主要研究内容为：(1)采用传统手工电弧焊法制备双相不锈钢SAF2205、奥氏体不锈钢 天津大学坝士学位论文1Crl8Ni9Ti的四种不同形式的焊接接头，并对焊后各试样进行几何Jt寸的测量，确定焊缝几何尺、J。、焊趾角度及焊趾半径等参数，统计分析了这些参数的变化规律。在此基础上对各试样进行拉一拉疲劳试验，应力比R=0．1，通过疲劳试验数据及娶Ⅳ曲线，分析两种不锈钢的疲劳强度并对其进行比较，讨论了接头型式、钢材等因素对焊接接头疲劳强度的影响。(2)依据承载角焊缝十字接头的实测尺寸建立三维有限元模型，采用ANSYS软件模拟接头的焊接温度场，在温度场的计算结果基础上计算十字接头j三维残余应力场，分析讨论了十字接头尤其是疲劳断裂危险区的残余应力场分布特征，为应用DangVan准则局部法进行十字接头疲劳评定提供基础。(3)考虑焊接残余应力，在残余应力的计算结果基础上，用JJ．Janosch提出的修难DangVan准贝q对十字焊接接头的疲劳强度进行评定。讨论了修难DangVan准则评定中的各种影响因素及其适用性。(4)用体积法对试验制备的四种形式的接头进行疲劳评定，考虑到DangVan准则中局部复合参量的合理性，将其引入体积法中，对局部应力参量进行修正，分析讨论了基于DangVan局部复合参量体积法的有效性。讨论了体积法评定中的各种影响因素及其适用性。 第二章小锈钏焊接接头疲劳性能试验研究2．1引言第二章不锈钢焊接接头疲劳性能试验研究由于不锈钢具有一些独特的性能，在国民经济中占有极其重要的地位。奥氏体不锈钢是应用最广泛的一类不锈钢，而新型奥氏体．铁素体双相不锈钢(简称双相不锈钢)兼有奥氏体和铁素体不锈钢的综合特性，不仅具有高强度和韧性，还保持有高的抗点腐蚀和缝隙腐蚀能力及对应力腐蚀不敏感的优点，并具有良好的焊接性【7】。随着焊接技术的发展，采用双相不锈钢构件已成为目前1i锈钢应用的发展趋势。焊接接头的疲劳性能是影响焊接结构的重要特性，与结构铡焊接接头比较，不锈钢焊接的疲劳数据相对较少，尤其对双相不锈钢焊接接头，其疲劳数据更为缺乏。为此本章采用不同的接头型式对双相钢和奥氏体不锈钢的疲劳性能进行了试验研究，并将其疲劳试验结果进行比较，分析讨论了焊接材料和接头型式对疲劳强度的影响。2．2疲劳试验2．2．1试样的制备制备试样采用厚度为7mm的SAF2205双相不锈钢和厚度为8ram的1Crl8Ni9Ti奥氏体不锈钢两种材料，它们的化学成分和力学性能见表2—1、表2—2。试验选取四种不同型式的焊接接头：A型一带纵向立板角焊缝接头，B裂一纵向侧平面角接板接头，C型一带纵向圆管角焊缝接头，D型一开坡口承载十字接头，其中A型和B型接头的材料为SAF2205，C型和D型接头的材料为1Crl8Ni9Ti。各接头的几何尺寸如图2—1、图2—2、图2—3、图2-4所示。表2-1试验材料的化学成分Table2—1Chemicalcompositionoftestmaterials 天津人学硕士学位论文表2-2试验材料的力学性能Table2-2Mechanicalpropertiesoftestmaterials酗2-1带纵向立板角焊缝接头(A型)试件的儿何形状的尺寸Fig2-1GeometricalcharacteristicofweldedjointsA匕=亡=《耋旺=口；7卜30叫蚓2-2纵向侧平面角接板接头(B型)试件的几何形状的尺寸Fig．2—2GeometricalcharacteristicofweldedjointsB0 第二章刁i锈铡焊接接头疲劳性能试验|_lJ|。究·⋯一一一190～一——一HI8f60』图2—3带纵向圆管角焊缝接头(c型)试什的儿何形状的尺寸Fig．2—3GeometricalcharacteristicofweldedjointsC—H7卜j——110一一HP一——一一190一一一一一"蚓2-4开坡口承载十’字接头(D犁)试件的几何形状的尺寸Fig．2—4GeometricalcharacteristicofweldedjointsD各试样采用传统手工电弧焊的方法进行焊接，SAF2205钢采用寸)32mm的E2209—17型焊条，1Crl8Ni9Ti钢采用巾3．2ram的E308—16焊条。试样按接头型式分为四组，其采用的材料及焊接．。E艺如表2．3示。T。∞l 天津大学硕士学位论文表2-3各纲采川的材料及焊接11艺TaNe2-3Materiatsandweldingprocedureused2．2．2局部几何尺寸的测量对焊后四种接头试件的局部几何尺寸进行测量，所测量的几何尺寸包括：焊脚宽度、焊脚高度、焊趾角度和焊趾半径等参数。此数据的测量为第三章和第四章的有限元计算建模提供依据。2．2．2．1带纵向立板角焊缝接头(A型)试件的几何尺寸测量对图2-5所示各几何参量进行测量，每个试件上一F有两道环形的焊缝，每道焊缝测6个数据，共有10个试件，可测量10×2×6=120个焊脚宽度(B)和120个焊脚高度(H)。结果见表2-4和表2—5。从表2-4、2-5最后一行可以看出，各个试件的B平均值范围为7．06mm～8．24mm，H的平均值范围为5．13mm～691mm。I，＼十¨Il图2-5带纵向立板角焊缝接头(A型)试件几何参数示意蚓Fig．2—5ThediagramofthegeometryforweldedjointsA 第二章小锈铡焊接接头疲劳性能试骗研究表2-5带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊脚高度(H)的测量结粜Table2-5MeasuringresultsofweldheightsforjointsA3 ～——————————立型型墼堂竺生兰采用硅橡胶复形的方法【81测量焊趾半径(p)和焊趾角度(}1)，咫体方法血¨F：先沿焊缝涂上配制奸的硅橡胶，待固化后取下。将取F的硅橡胶沿垂直jJi焊缝的方向进行切片，每个焊缝取10个切片，然后用工具显微镜(50×)测浸切』}卜各点的坐标。分别建立计算p和0的方程，把测量出来切片上的各点牮标值代入力程，求出p和。的值，这墨我们编制了MATt。AB程序来实删D和‘】|!|筑十算。图2_6(a)、(b)分别为p和q的计算值按其出现的频玖：自：方图。从圈中看出，将近80％fl勺p值在0．3mm～0．6mm之削，约90％。值在30。～50。之n；iJ；各试件p和。的测量平均值见．表2-6。表2-6带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊趾、r径(p)和焊趾角度(o)测蚓．结果TabIe2、6MeasuringresultsoftheradiusandangleatweldtoesiteforjointsA—————————————————————————————一⋯翌坠⋯～j一～一三⋯——三～——上～一—i!!⋯⋯一⋯8一～910均值p0．560．390．570．43o．54o．46o．54o舶o35o．磊型塾二坚』二L翌一竺型型型竺竺型R妯usof03e。f涮d刚1Tn◆AngIe吖toeofWdd7／degree(a)(b)劁2—6带纵向立板角焊缝接头(A型)试件焊趾t!径平¨焊趾角度出现频次分布幽Fig．2-6ScaRerdiagramoffrequenciesOfoccurfeticeforwcldedjoinbA2．2·2·2纵向侧平面角接板接头(B型)试件的几何尺寸测量对图2—7所示各几何参量迸行测量，与其它焊缝不闷的是此焊缝存在个搭接长度，如图2_7中L所示。每个试件上下有四道焊缝，每道焊缝测3个B和H，1个L，共有10个试件，可测量10X4X3=120个焊脚宽度(B)、120个焊脚∞巧∞循∞5O一享一∞uc磐J九80芍忻∞石LjmnbaJ=|謦■"I"■I。■■●■。●■■丑。■●■■丑。I¨}l，，}，，n。嚣Ⅱ"∞5O一享一∞oc∞巴j80芍圻m石cm3矿∞J一 第二章不锈钢焊接接头疲劳性能试验州究高度(H)和lOx4×1=40个搭接长度(L)。测量结果见表2-7，2-8，2-9从表2-6、2-7和2-8最后一行可以看出，各个试件的B平均值范围为10，35ram11．22mm，H的平均值范围为1．44mm～1．93ram，L的平均值范围为3．58--5，71。表2—7纵向侧平面角接板接头(B型)试件焊脚宽度(B)的测量结果Table2-7MeasuringresultsofweldwidthsforjointsB5 墨堡查兰!塑±兰竺丝苎—————————————————一袭2．8纵向侧平面角接板接头(B型)试件焊脚商发(H)n句测量结果酬。12345678910．一塑!L一——一一——H，0．801．240．361．051751351．601911461·22H．1．621．901．441．901．271．622．501·950．85H，1．631．502．471．601．081．341．092．611．401·58Hd2．261．981．341．961．912．140,932．121．711,32H。1．722,001．601,602．101,461,901-581·85H．．1．290,861,381．371．351．821401411632．20H，1021001．001．711．031．701．651．881．511·86HH1．531．732，191．751．651．691．662,521．351．90H。2．311．952．161．821,572131171,931．56117H．n1．181．301．351．291．122．061．151,61t,35l·02H¨1．601．721．901．701．801．811．501．372111—90旦!!!：!!丝丝!：!!型上堕j竖J旦—唑旦垫笪坚!：型望!：i!坐!：i!!翌J苎—竖—兰L羔L表2．9纵向侧平面角接板接头(B型)试件措接氏度(L)的测量结果谢I+12345678910．塑!一————一L．4833．514．803．804．265．504．205．363．30405L24．183．393．823．394056．093．665·703·504·46k3．873．353．904．324．596．234．525．023·4l4·09———La————4—,79———5—．0—4———3．—57———4—．6—0———4．—61—5．024．336,654．104．14一塑笪兰丝：：坠竺竺竺型竺L型坠-曼—型L采用硅橡胶复形的方法测量焊趾半径(p)和焊趾角度(0)，具体方法参见2．2．2．1。图2-8(a)、(b)分别为p和0的计算值按其出现的频次直方图。从图中lq以看出，约82％的p值在0．3romeo．7mm2_f日J，约94％t约。值在30。～50。之间。各试件p和0的测量平均值见表2-10。 第二章不锈钢焊接接头疲劳性能试验研究袭2．10纵向侧平面角接板缝接头(B型)试什焊趾半径(p)和焊趾角度(0)测量结果Table2—10MeasuringresultsoftheradiusandangleatweldtoesiteforjointsB削2-8纵向侧平面角接板接头(B型)试件焊趾半径和焊趾角度出现频次分布图Fig．2-8ScatterdiagramoffrequenciesofoccurrenceforweldedjointsB2．2．2．3带纵向圆管角焊缝接头(c型)试件几何尺寸测量对图2-9所示各几何参量进行测量，每个试件上下有两道环形的焊缝，每道焊缝测6个数据，共有10个试件，可测量10×2×6=120个焊脚宽度(B)和120个焊脚高度(H)。测量结果见表2．11，2—12。从表2-1l、2—12最后一行看出，各个试件B平均值范围为6．5lmm～7．78mm，H平均值范围为5．04mm～6．60mm。B图2-9带纵向圆管角焊缝接头(c§!)试件几何参数示意图Fig2—9ThediagramofthegeometryforweldedjointsC 天滓入学硕I：学位论文表2-12带纵向圆管角焊缝接头(C型)试件焊脚高度(H)的测最结果Table2-12MeasuringresultsofweldheightsforjointsC8 竺三里!：堡塑生垄堡苎堡茎丝丝苎竺鲨垄采用硅橡胶复形的方法测量焊趾半径(p)和焊趾角度(0)，具体方法参见2．2．2．1。图2—10(a)、(b)分别为p和0的计算值按其出现的频次直方图。从圈中可以看出，约90％的0值在0，3mm～O．6ram之间，约96％的0值在30。～45。之间。各试件p和。的测量平均值见表2—13。表2—13带纵向圆管角焊缝接头(c型)试件焊趾半径(p)和焊趾角度(o)测茸结果Table2-13MeasuringresultsoftheradiusandangleatweldtoesiteforiointsC塑垒：!呈圣璺!鱼Z墨竺!Q～均值pO．54O．430．490．540．550，46050O．57O．52O．48均值038．142038．738．641．742．440．537．437．240．0n203n4d5Q607n8n9RadiusoftoeofwetdWnrn(a)253。35404550AforeoftoeofwEide／degree(b)图2—10带纵向圆管角焊缝接头(c型)试件焊gtl：-t"径和焊趾角度出现频次分布图Fig．2‘10ScatterdiagramoffrequenciesofoccurrenceforweldedjointsC—————、P落斧＼沙I1)(Il张≯(＼。，＼堡箜!(a)整体几何尺寸圈(b)焊根来焊透缺陷尺寸幽因2一ll开坡口承载十字接头(D型)试件几何参数示意图Fig．2-11ThediagramofthegeometryforweldedjointsD94蚰∞}。∞怡协5o一享一8c翌与ooo芎∞m石cm3叮∞芷∞箱∞伯竹5O—S一8亡翌鲁ooo芍∞m石cmnbc∞正 天津大学硕十学位论文2．2．2．4开坡口承载十字接头(D型)试件的几何尺寸测量埘图2-1l(a)所示各几何参量进行测量，图中焊缝1、2、3、4表示焊接的先后顺序，这里我们将焊缝的先后顺序表出来是方便于第三章残余应力计算时建模时使用。每个试件四道焊缝，每道焊缝测3个数据，共有8个试件，。xr测量8×4×3=96个焊脚宽度(B)和96个焊脚高度(H)。测量结果见表2．14，2—15。从表2—14和表2．15最后一行可以看出，各个试件的B平均值范围为7．35mm～8．23ram，H的平均值范围为4．90mm～5．58ram。幽2．11(b)为焊根处局部几何放大图，由于焊接技术问题焊根处出现未焊透缺陷，经测量未焊透缺陷尺寸大体为宽度O．5mm、高度4mm。表2一14开破口承载十字接头(D型)试件焊脚宽度(B)的测量结果Table2-14MeasuringresultsofweldwidthsforjointsDNo．12345678BII8．507．607．757．308．207．808．157．18焊B128557．077．707．918．477．517．46682缝BI37827，818．327．268．257．188．537101均值BI8297．497927．498．317．508．057．03B2I8028．278．738．178．628．088．059．35焊B228．188．418167．058．728．057．839．80缝B238．368．957．607308．507．537．958302均值B28198．548．167．518．617．897．94915B318508．108．098208057．727．577．85焊B328148．137607．5l8．808．617．257．80缝B337．127．708067．628．318，637．948．013均值B37．927．987，927．788-398．327597．89B4I6．806．558．356．62740783745790焊B427．286．728．106．997．8l8．527_307．91缝B436．627．208367．907．598．047．5l7．184均值B一6．96．828．277．177．68．137-42766均值B7827718077．498．237．967．757．93 第一二章不锈制焊接接头疲劳性能试验研究表2—15开破口承载十字接头(D型)试件焊脚高度(H)的测量结果Table2-15MeasuringresultsofweldheightsforjoIntsDNo12345678HII5．255．154．756．207075195．03538焊HI25104．575．025226205．16490522缝H【34．915．334．965．756．255．025．015．021均值H．5．095．054885．726．515】24．985．2lH2l6415505356．404925204．995．25焊H”5．965725．766．605．604．425．01550缝--H235．976．155．206．025305585．285332均值H26．115．795．446．345275．075．09536H3I6．555274105．8l5．025414，554．90焊H326．404．794324．205．255．104305．15缝H336015．054．404．555135．454．695303均值H36325．044．274．855．135．324515．12H4I5．405．585．4l5．325．603．355．044．58焊H424．245．605．785．415-324．205054．86缝1-1434．705．576．405305．785．014925204均值H。4．785585．865．345．574．195．00488均值H5．585．365．115．575．624．924．905．14采用硅橡胶复形的方法测量焊趾半径(pI)、焊趾角度(0)和焊缝上部的焊趾半径(p2)，具体方法参见2．2．2．1。对于p2我们测了几个试件，其值均在O．5ram左右，所以将P2取为O．5mm。图2—12(a)、(b)分别为pI和。的计算值按其出现的频次直方图。从图中可以看出，约92％的p】值在O．5mm～1．7mm之间，约93％的。值在15。～35。之间。各试件p和。的测量平均值见表2—16。表2-16开破vI承载十字接头(D型)试什焊趾半径(P)和焊趾角度(o)测最结果Table2-16MeasuringresultsoftheradiusandangleatweldtoesiteforjointsD 灭津人学7峨士学位论文J_---一一-___一_瘸l麟蕊网乳总结上述测量结果，将四种接头的焊脚宽度(B)、焊脚高度(H)、焊趾半径(p)、焊趾角度(0)的平均值列于表2—17。从表中可以看出，接头型式不同，接头的几何参量也不同，B型接头的焊脚宽度(B)和焊脚高度(H)与其它三种型式接头相差较大，它的B值较大，H值较小；D型接头的焊趾半径(p)和焊趾角度(0)也与其它三种型式接头存在一定差异，其p较大，0值较小。表2-17四种接头各几何尺寸平均值总表Table2-17Geometricalaveragedimensionsoffourweldedjoints2．2．3疲劳试验结果疲劳试验选取R=0．1的应力比在100KN高频疲劳试验机上进行拉伸疲劳试验，全部试样均为焊态。试验机的静载精度为满量程±O-2％，动载振幅波动度满量程为±2％，加载频率范围为100～143Hz。试验结果如表2．18示。从表中可以看出，A、B、c型接头试件的断裂位置均在焊趾，而D型接头试件的断裂位置住焊根。j||jj、tt·j—h一-E三_··【一00i?i?i642O8642O一岜8岳JJn。oo芑∞∞石岳nbo上 第__二章不锈钢焊接接头疲劳性能试验研究C220．O／198。0210．0／189．0205．O／184．5200．O／180．0195．01175．5190．o，17l国180．O，162．O175．0／1575170O，153．0O．467O．589O．540O．5560．860l。2291．1631．7851．437焊趾0160．01144．03200焊趾，23456789 天津人学10ii-学位论文2．3绘制s州曲线根据卜述疲劳试样所加载荷的名义应力范围4一和疲劳寿命Ⅳ，利用最小．乘法原理拟合各组试样的＆Ⅳ曲线，拟合公式如下：lgS=一BlgN，+A(2·1)式中S为所加载荷的名义应力范围厶口，Xz为疲劳寿命，B、A为拟合常数。一般的S-N曲线常用如下公式表示吼N=C。，／(Aa)⋯(2-2)式中ck为材料常数，m为S-N曲线的斜率。公式(2一1)和公式(2-2)中各参数的对应关系：m=1／B(2．3)C。，=10⋯(2．4)按照公式(2-1)拟合．州曲线，此曲线对应于50％存活概率。由于疲劳数据的随机性，需要对试验结果进行统计分析‘41，最常用的方法是采用具有近似2倍正负标准偏差的特征．孓Ⅳ曲线(在双对数坐标系中)。在大多数场合试验数据的差别应落在此分散带内，该分散带随循环次数的变化而变化。试验结果处理采用IIW推荐规范建议的方法进行，其中对应K指标的特征值(觚)是95％存活概率和两侧为相应75％置信度时的数值，特征值(j≮)可通过下述程序计‘算出：①推倒计算所得数据的以10为底的对数值，即应力范围4o、循环次数Ⅳ。②通过线性回归计算下式的m指数值和常数lgC．：肌lgAcr+lgN=lgC。(2-5)③通过晰．计算lgC,．的名义值％和标准偏差stdv。④假设置是试验数据的对数值，则计算特征值鲰的公式如下：X。：ZX,(2。6)stdv／∑∽，一X，)2～—■丁XK=X。一K·stdv24(2．7)(2．8) 第二章刁；锈钢焊接接头疲劳性能试验研究其巾H为试样数量，文献[4】给出对应卅j同n的K值关系列表，如列n一10，I叮取K=27。根据公式(2-3)、(2-4)计算出四种接头型式缓劳试样的材料常数nz和对应于50％存活率的c。。再根据公式(2-5)～(2-8)计算出特征值抓，这里采用通过编制了MATLAB的程序来实现上述计算过程，然后就可以计算出四利z接头型式疲劳试样对应于95％存活率的材料常数Ck，如表2．19所示。表2一19各拥试样s．N曲线的参数列表7Fable2-19ParametersofS-Ncurvefordifferentspecimens对应于50％存活率对应丁95％存活率接头疲劳强度特征疲劳强度型式Cnl凸口，。(2×瓯4ok(2×】0％ycles)10％ycles)A667617×102014870344×102‘’I3624B535184×1017112021．09×101710155C6．44234×1020152．931．39×1020141．00D4．526．69×10。512911405×1015114．28按照公式(2-1)的方法拟合四种接头型式疲劳试样对应50％存活率的孓Ⅳ曲线，再根据表2．19中的材料常数m和ck值绘制四种接头型式疲劳试样对应95％存活率的娶Ⅳ曲线，如图2．13、图2—14、图2—15和图2—16所示。1001051115107NumberofcyclestofailureN．(cycles)蚓2-13带纵向立板角焊缝接头(A型)试件的口"Ⅳ曲线Fig．2-13S—NcurvesofweldedjointsAⅢ珊瑚伽mⅢ伽一帮c|三一bqm矗亡吕J曲∞m暑∞ 火i聿大学顺I‘学位论文岔Q_三一与oo)C巴∞巴(，)2001801601401201001051酽107NumberofcyclestofailureNf(cycles)幽2．14纵向侧平面角接板接头(B型)试件的S-N曲线Fig．2—14S-Nc；ui"vesofweldedjointsB1000510610NumberofcyclestofailureNf(cycles)幽2-15带纵向圆管角焊缝接头(c型)试件的娶Ⅳ曲线Fig2-15S—NcurvesofweldedlointsCⅢ脚{弓瑚伽㈨伽一m乱三一bqm皿ceJ芑∞∞oJl∞ 笫一章不锈钢焊接接头疲劳性能试验研究·TestresultofweldedjointsD。。。。。。。——S—Nforthelivabilityof50％R．^ffnrtha¨v月⋯～nfgS％。二＼＼——＼、|、父一~ILl～太105107NumberofcyclestofailureN；(cycles)图2—16开坡口承载十字接头(D型)试件的母Ⅳ曲线Fig．2-16S—Ncurvesofwelded10intsD2．4结果分析焊接接头的量Ⅳ曲线表示了接头在不同循环载荷作用下名义应力幅值厶一与疲劳循环寿命Ⅳ的关系。疲劳．孓Ⅳ曲线将应力幅值4一和Ⅳ表示的区域分为两部分，位于娶Ⅳ曲线上部的区域为疲劳断裂区，下部为试样不发生疲劳失效区域。疲劳哥Ⅳ曲线将为焊接接头疲劳评定和设计提供可靠试验依据。大量试验表明，低合金结构钢焊接接头的疲劳．孓Ⅳ曲线主要依赖其接头型式，接头的应力集中和焊接残余应力是影响焊接接头疲劳性能的重要因素，为此国际焊接学会(IIW)在推荐的结构钢疲劳评定规范中，建议的譬Ⅳ曲线的斜率m为3，并规定Ⅳ=2×106的应力幅值△口为设计疲劳强度。由本文试验结果可看出，A、B、C、D四种接头的m与IIW推荐的m值有较大差异，其N=2x106对应于95％存活率的特征疲劳强度△9k也与IIW的疲劳强度FAT值(nw建议的A、B、C、D型接头的FAT值分别为80、50、80、45MPa)有明显差异。当焊接构件中具有高值残余应力时，构件疲劳强度与构件承受的应力范围有芙，而与应力循环比无关【4l。但对于薄板构件、小尺寸构件或应力消除构件，其疲劳强度值增高值与应力循环比有关。因此应对IIW提出的FAT值进行修正，对于钢材和铝材应采用疲劳增强系数厂(月)乘以相应待评构件的疲劳强度级别m啪猢御㈣Ⅲ伽㈨一哪也三一b司m研ceJ∞∞ob∞ 天津大学硕上学位论文数值(FAT)，具体可区分为下述三种情况：(1)基本金属和残余应力可忽略不计的成形构件：f(R)一1．6对于R<一1f(R)一-0．4R+1．2-1≤R≤O．5f(R)=1R>0．5(2)含有焊缝的小尺寸、薄壁简单结构元件：，(R)=1．3对于R<．1，(尺)=-0．4R+0．9—1≤R≤·0．25f(R)=lR>0．25(3)复杂的二维三维构件：具有高值残余应力的构件；厚板构件：r(R)=1任何R值均无增强影响本次试验采用的应力循环比R=0．1，如果用上述的情况(2)、(3)进行修订，A、B、C、D型接头的FAT值不变，还是80、50、80、45；如用情况(1)进行修订，则A、B、C、D型接头的FAT值应为92．8、58、92．8、52．2。即便如此，经过修订的FAT值也与本文试验结果(对应于95％存活率)存在较大的差异。这表明采用IIW的S-N曲线进行本文不锈钢焊接接头试样疲劳评定时，可能给出偏于安全的结果。如上所述，存在高值残余应力构件的疲劳增强系数f(异)为1，这表明IIW的疲劳试验结果是依据存在高残余应力的焊接构件确定的。对本文小尺寸疲劳试样而言，由于存在较低残余应力，其结果使得孓Ⅳ曲线具有较大m值和较高的疲劳强度。实际使用中，必须考虑焊接构件中高残余应力的影响。2．4．1不同材料焊接接头的疲劳强度比较在第一章13．3材料强度的影响中我们已指出：对焊接接头来说，大量的试验表明对抗拉强度在438～753MPa之间的不同钢种，其焊接接头(焊态)的疲劳强度与母材的抗拉强度的依赖性较小。从表2-19可以看出，在2X106循环次数下，对应于50％存活率，A型接头的疲劳强度4(7m=148．70MPa，B型接头的疲劳强度厶口。=112．02MPa，C型接头的疲劳强度△口。=152．93MPa，D型接头的疲劳强度厶O"m=129．11MPa；对应于95％存活率，A型接头的疲劳强度△O"k=136．24MPa，B型接头的疲劳强度AO"k=101．55MPa，C型接头的疲劳强度 第二章习；锈钢焊接接头疲劳性能试验研究△口k=141．00MPa，D型接头的疲劳强度厶。k=114．28MPa。其中A、B型接头的材料为SAF2205，C、D型接头的材料为1Crl8Ni9Ti。对于A、B型接头与C、D型接头的疲劳强度不同，材料强度的不同可能会有’一定的影响，但接头型式、缺陷等其它因素应起主要作用。2．4．2接头型式对疲劳强度的影响焊接结构中，在接头部位由于传力线受到干扰，因此发生应力集中现象。一般来说，不同的接头型式引起的应力集中程度不同，进而影响接头的疲劳强度【4l。对相同材料不同种接头型式间的尽Ⅳ曲线进行了比较，图2．17为SAF2205钢的A型和B型接头的娶Ⅳ曲线对比图，图2一18为1Crl8Ni9Ti钢的c型和D型接头的．孓Ⅳ曲线(对应于50％存活率)对比图。从图2—17、2-18中可以看出接头型式对采用名义应力幅值△一。表示的疲劳强度有较大影响，即焊态接头疲劳寿命与接头型式直接相关。对给定焊接材料而言，疲劳强度应是表示焊接接头抗疲劳断裂能力大小的度量，它应只与焊接接头的材料特性有关，而不应依赖于结构的几何因素。上述结果表明，采用名义应力幅值厶一表示焊接接头的疲劳强度具有明显的局限性，厶一不仅与材料特性有关，还与接头型式有很大宙△善昌∞2巴芑220200806040∞重120崩100-TestresultofweldedjointsA——S～ofweldedjointsA。TestresultofweldedjointsB⋯S-NofweldedjointsB1酽NumberofcyclestofailureNf(cycles)图2-17A型和B型接头的量Ⅳ曲线对比圈Fig．2-17S-NcurveofweldedjointsAandB 天津大学颂上学位论文冒Q．兰一昌a，冒巴∞嚣三c，)NumberofcyclestofailureN。(cycles)图2-18C型和D型接头的口_Ⅳ曲线对比例Fig．2—18S—NcurveofweldedlointsCandD依赖性，这是造成目自U基于名义应力疲劳评定规范十分烦琐的根本原因。近年来所提出的疲劳评定局部法就是为解决上述问题所做的努力。试验表明除D型接头外，对非承载焊接接头，所有的疲劳破坏均发生在承载截面的焊趾部位，可见焊趾是决定焊态接头疲劳性能的关键部位，对上述试样焊趾半径进行大量检测，发现各试件焊趾半径平均值基本在O．4mm～0，6mm之间变化，可见焊趾是产生应力集中最严重的区域。对D型接头，由于焊缝为承城角焊缝，焊缝根部未焊透导致疲劳断裂位置都在焊根处，经检测此时焊根缺陷尖端半径基本为O．5mm，而焊趾半径平均值基本为0．8mm～1．2mm，造成承载截面焊缝根部应力集中明显比较严重，这是导致疲劳破坏的根本原因。2．5本章小结1．对四种型式的焊接接头的局部几何尺寸进行了测量，为第三章和第四章的疲；符评定提供了依据。其测量结果为，带纵向立板角焊缝接头(A型)：各个试件的焊脚宽度(B)平均值范围为7．06mm～8．24mm，焊脚高度(H)的平均值范围为5．13mm～6．9lmm，焊趾半径(P)的平均值范围为0．35mm～0．57ram，焊趾角度(e)的平均值范围为35。～45。；纵向侧平面角接板接头(B型)：各个试件的焊脚宽度(B)平均值范围为10．35ram11．22mm，焊脚高度(H) 第_二章ji锈钢焊接接头疲劳性能试验{|{1=究的平均值范围为1．44mm～1．93mm，搭接长度(L)的平均值范围为3．58～5．71，焊趾半径(p)的平均值范围为O．48mm～0．60mm，焊趾角度(o)的平均值范围为34．1。～44．7。；带纵向圆管角焊缝接头(c型)：各个试件的焊脚宽度(B)平均值范围为6．51mm～7．78mm，焊脚高度(H)的平均值范围为5．04mm6．60mm，焊趾半径(P)的平均值范围为O．43mm～0．57mm，焊趾角度(0)的平均值范围为37．2。～42．4。；开坡1：3承载十字接头(D型)：各个试件的焊脚宽度(B)平均值范围为7．35mm～8．23mm，焊脚高度(H)的平均值范围为4．90mm～5．58mm，焊趾半径(P)的平均值范围为0．88mm～1．13mm，焊趾角度(o)的平均值范围为18．2。～21．9。。由此看出，接头型式不同，接头的几何参量存在一定的差异。2．对焊接接头试样进行拉伸疲劳试验，应力比R=0．1，A、B、C型接头的断裂位置在焊趾处，D型接头的断裂位置在焊根处。3．绘制尽Ⅳ曲线，在2×106循环次数下，对应于50％存活率：A型接头的疲劳强度厶O"m=148．70MPa，B型接头的疲劳强度厶口。=112．02MPa，C型接头的疲劳强度4Gm=152．93MPa，D型接头的疲劳强度厶Gm=129．11MPa：对应于95％存活率：A型接头的疲劳强度4Ok=136．24MPa，B型接头的疲劳强度4Gk=101．55MPa，C型接头的疲劳强度厶O"k=141．00MPa，D型接头的疲劳强度厶口k=11428MPa。4．SAF2205钢、1Crl8Ni9Ti钢焊接试样的m与N=2x106疲劳强度与IIW推荐的疲劳性能有较大差异，采用IIW的量Ⅳ曲线对本文不锈钢焊接试样疲劳评定时，将给出偏于安全的结果。5．采用名义应力幅值绘制的娶Ⅳ疲劳曲线对接头型式有很大的依赖性，而与母材的强度关系不大。6对非承载角焊缝，焊趾部位是影响接头疲劳性能的关键因素，而对承载焊缝，焊根未焊透缺陷对疲劳行为的影响更严重。 灭津大学倾士学位论文第三章DangVan准则评定不锈钢焊接接头的疲劳性能3．1理论基础㈩在疲劳试验中，基于宏观尺寸可以认为试样金属是均质的各相同性的，并且认为在试验过程中金属材料是弹性的。但是从微观尺度上看，金属由排列不规则的单晶体组成，在疲劳试验中，某些晶粒由于相对于载荷处于不利地位，因而产生塑性变形，而这种局部塑性变形将最后产生疲劳微观裂纹。有鉴于此，为了更好地更准确地对焊接接头疲劳强度进行评定，法国焊接研究所提出了在疲劳强度评定中应用局部法准则来预测疲劳极限和在焊缝焊趾和根部不发生裂纹成核门槛值。在应用局部法时，首先需要知道与构件形状尺寸特征相关的焊缝内各裂纹敏感区的局部应力状态，其次需要知道焊缝的几何尺寸，以及外部宏观动载应力状态。在大量研究工作基础上法国金属研究所DangVan提出了用于角焊缝的局部疲劳极限准则，我们称之为DangVan准则。它认为在疲劳裂纹形成阶段，微裂纹总是沿着最大剪切应力方向的滑移面扩展，这个剪切面是由微观剪切应力和静水压力所形成得最4；利平面，由此该准则提出疲劳极限于局部最大剪切应力r。和静水压力只。的关系为：f。。。+晓只。。。=∥咒。。=；p．。+盯。。)fmax==仃￡4(3．1)(3-2)(3-3)式中：一Lnl为疲劳循环的平均局部主应力，一La为疲劳循环的局部主应力振I幅。根据实验，DangVan提出口=O．62，卢=124．5MPa。口、∥是材料常数。DangVan准则由法国焊接研究所通过大量的角焊缝构件的弯曲、拉伸、拉伸加弯曲试验，证实是可靠的。但上述结果将残余应力的影响包含在。、∥常数中(即采用焊态试样结果)，没有将残余应力因素分离出来。为定量表示焊接残余应力的影响，J．JJanosch提 第三币DangVan准则评定不锈钢焊接接头的疲劳性能出vr下述的持久限表达式(修正的DangVan准则1(3-4)(3-5)式中，tr(O"res)为拉伸残余应力值，口。、、口。。、口。：是X，Y，Z方向的残余应力【8】，此时由试验确定常数Ct’=O．62，∥+=155MPa。评定准则为：若式(3-4)成立时，焊缝在2×106次循环次数下不会发生断裂；若式(3-5)不成立时，焊缝在2×106次循环次数以内将发生断裂。本章采用DangVan准则评定开坡口承载十字接头(D型)的疲劳性能，由于焊接操作原因，此种接头内部存在未焊透缺陷，虽然试件尺寸不大，但应存在一定的残余应力，所以我们对D型接头的残余应力进行计算，然后用式(3-4)对接头疲劳性能进行评定。3．2残余应力的计算焊接残余应力是焊接过程中构件不均匀受热和冷却而产生的，在平行于焊缝的方向，焊缝区承受拉应力，该拉应力被其它区域的压应力平衡，而且焊缝区的拉应力往往达到材料的屈服应力。基于焊接残余应力的这一特点，焊接结构在静载和疲劳载荷下工作时，残余应力的影响是完全不同的。就疲劳而言‘，焊接结构中焊接接头几何非连续性和焊接缺陷等引起应力集中的部位经常位于高残余拉应力区。焊接残余应力是形成各种焊接裂纹的重要因素，在一定条件下会影响焊件的强度、刚度、受压时的稳定性、加工精度和尺寸稳定性等等。因此，有些设计方法在某些情况下需考虑残余应力值。常用的残余应力测量方法按其原理可分为：应力释放法(切条法、小孔法、套孔法等)和无损测量法(X射线法、电磁测量法、超声波测量法)两大类16J。实际上实验方法1i可能获得一个一般焊件残余应力分布的完整图形，而对某一特殊焊件的测量结果可能不能再用在其他焊件上。早在20世纪30年代末就有人积极研究焊接过程的较完整的分析模型，目r掎认为采用有限元计算残余应力是最有效的方法口】。本章采用ANSYS有限元软件建立三维(3D)模型计算D型接头的焊接残余应力。由于在第二章中已经对开坡口承载十字接头(D型)的几何形状、尺寸和焊卢<|l门叫％q+●一3盯卜‰口、∥¨帆 天津大学硕十学位论文接工艺都做了具体的介绍，这里我们就不再重复。3．2．1材料性能的确定计算残余应力之前要先确定材料的热物理性能和力学性能。，温度的关系。目前材料手册中还没有1Crl8Ni9Ti的高温性能，这里材料的高温性能是参考文献[11]、[13]得到的。在600。C或700。C以一}．钢铁的弹性模量很小，温度在分界点以上所需应变对最终残余应力状态影响不大，因此材料的高温性能对最终的计算结果影响不大㈣。3．2．1．1热物理性能密度：7930(Kg／m3)。比热：见表3．1。热导率：见表3-1。换热系数：见表3．1。表3．1材料的热物理性能Table3-1Thermalpropertiesofmaterials温度(℃)比热口+。p，则试件在2×106次循环次数下发生断裂。4．2体积法在双相不锈钢焊接接头疲劳评定中的应用双相不锈钢焊接接头是指第二章中前两种接头型式，即带纵向裒板角焊缝接头(A型)和纵向侧平面角接板接头(B型)。这两种接头型式的几何示意图、焊缝几何尺寸、焊接工艺参数及疲劳试验结果在第二章已有详细的叙述。在F喜一 第pU章体积法评定小锈钢焊接接头的疲劳性能(b)B，r幽4-5A型接头试t"1‘3的有限元模型Fig．4—5FiniteelementmeshofjointsANo．3(a)A型fblB7¨I到4-6B型接头试件3的有限元模型Fig4—6FiniteelementmeshofjointsBNo面的文章里我们将这两种接头简称为：A型接头和B型接头。4．2．1有限元计算依据实测尺寸对试件建立三维的有限元模型。采用8节点实体单元划分网格，A型接头和B型接头试件的最小单元尺寸为0．114～O137mm。图4．5是A型接头试件3的有限元模型，单元总数为15998，节点总数为18189，最小单元尺、』一为0．132mm；其中(a)是其八分之一有限元网格分和，(b)是焊缝局部区域网格放大图。图4-6是B型接头试件1的有限元模型，单元总数为10926，节 天津大学硕士学位论文点总数为12522，最小单元尺寸为0、124mm：其中(a)是其1／8有限元网格分朽，(b)是焊缝局部区域网格放大图。计算需材料性能：屈服强度。Y3450MPa，弹性模量E=200000MPa，泊松比v=0．35，应力一应变曲线见图4—7。采用ANSYS软件进行有限元计算，图4-8(a)、(b)分别为A型接头试件3和B型接头试件1的最大主应力分布情况。从中可以看出焊趾处应力集中最大。在厚度方向l：，从“最大应力”点出发，沿着垂直于局部最大主应力方向定义一条路径r，如图4-9所示，(a)、(b)分别对应于A、B型接头。沿着路径r的至一图4．7应力一应变关系曲线Fig4-7stress-straincurve图4-8A型接头和B裂接头的应力分希睛况Fig．4-8StressdistributionofweldedjointsAandB 笫四章体积法评定不锈钏焊接接头的疲劳性能方向被认为是疲劳裂纹扩展的方向。根据路径r的最大主应力分布函数(即一。，)结合公式(4-9)计算应力梯度x的分布函数，图4．10(a)、(b)分别为A型接头试件3和B型接头试件1延路径r方向的最大主应力及应力梯度的双log曲线，参照图4-2可求出图4—10所示试件的有效距离xeff值，然后根据公式(4—8)计算疲劳缺口减缩系数玛j根据厨的计算值及试件的名义应力一⋯：结合公式(4．7)tu‘‘计算出有效距离体积内的平均应力值一删。。局部参量计算结果见表4-1。芝一点(a)A型(b)B型图4-9A型和B型接头垂直于最火主应力方向的路径Fig．4—9Pmhperpendiculartothedirectionwithlocalmax．stressofweldedAandB(a)A型=一(b)B型图4-10A型和B型接头的最入主应力及应力梯度的双log曲线Fig．4-10Max．stressandrelativestressgradientinabi-logarithmicdiagramforweldedAandB 天津大学硕．1：学位论文表4．1A型和B型接头局部参量计算结果Table4．1CalculationresultoflocalparametersforweldediointsAandB接头型号编号x。∥(ram)蝎口。。。1。(MPa)106512．60514820．6322．68506530．6532．704867406322．73479，150．6532．76459．5—60．6302．75445．5706732．59407．980．6292．77423890．6302．784003100．6632．77374．04．2．2绘制s州曲线根据表4-1中O"avclt。的计算结果并结合第二章表2—17疲劳试验结果中各试件的失效循环次数N做经体积法评定后的gⅣ曲线(对应50％的存活率)，如图4．11所示。由此图得，在2×106次循环次数下局部特征疲劳强度，A型接头：口‘。l。=407．9MPa，B型接头：0+avelo=414．7MPa，其平均值o+avel。=411．3MPa。4．3体积法在奥氏体不锈钢焊接接头疲劳评定中的应用奥氏体不锈钢焊接接头指得是第二章中后两种接头型式，即带纵向圆管角焊 笙!!至堡塑鲨堡塞!：塑型塑茎鲨兰堕丝堑。些堂——(oQ主一星}bLn)苟E哪∞△面oNumberofcyclestofailureN。《cycles)幽4—11A型雨IB型接头体积法评定结果pⅣf{1j线Fig4-I1S-NcurveofvolumetricapproachesforweldedAandB缝接头(c型)和开坡口承载角焊缝十字接头(D型)。这两种接头型式的几何示意图、焊缝几何尺寸、焊接工艺参数及疲劳试验结果在第二章已有洋细的叙述。在下面的文章星我们将这两种接头简称为：C型接头和D型接头。4．3．1有限元计算(a)C型(b)C’“图4—12C型接头试什2的有限元模，肛Fig．4-12FiniteelementmeshofjointscNo2 依据实测尺寸对试件建立三维的有限元模型。采用8节点实体F¨二划分网格，c型接头和D型接头试件的最小啦元尺寸为0．110～o140mm。圈4一12是C型接头试件2的有限元模型，单元总数为12444，节点总数为14340，最小t、n几尺寸为0117ram；其中(a)是其八分之一有限元例格分布，(b)是焊缝局部区域网格放大图。图4—13是D型接头试件1的有限元模型，·n元总数为j2180，节点总数为14067，最小堆元尺寸为O．139mm；其中(a)是其1／8有限元网格分布，(b)是焊缝局部区域网格放大图。计算需材料性能：屈服强度o。=275Mpa，弹性模量E=200000Mpa，泊松比v--030，应力一应变曲线见陶4-14。图4-13D掣接头试件2的有限元模型Fig．4—13FiniteelementmeshofjointsDNo幽4-14应力一廊变关系曲线Fig4—14stress—strainctlrve 第心章体积浊评定不锈钢焊接接头的坡劳性能采用ANSYS软件进行有限元计算，图4—15为C型接头试件2的最大主应力分布情况，图4．16为D型接头试件1的最大主应力分布情况，其中图4．16(a)是应力分布整体图，图4．16(b)是焊根处应力分布局部放大图。从中可以看出焊趾处的应力集中最大。在厚度方向上，从“最大应力”点出发，沿着垂直于局部最大主应力方向定义一条路径r，如图4．17所示，(a)、(b)分别对应于C、D型接头。沿着路径r的方向被认为是疲劳裂纹扩展的方向。根据延路径r的最大主应力分布函数(即口。)结合公式(4-9)计算应力梯度x的分布函数，图图4-15C型接头的应力分布情况Fig．4·15StressdistributionofweldedjointsC图4—16D型接头的应力分布情况Fig．4-16StressdistributionofweldedjointsD 天津大学硕二P学位论文4—18(a)、(b)分别为c型接头试件2和D型接头试件1的延路径r方向的最大丰应力及应力梯度的双log曲线，参照图4．2可求出图4．17所示试件的有效距离。够值，然后根据公式(4-8)计算疲劳缺口减缩系数巧j根据嘭的计算值及试件名义应力G。n。结合公式(4—7)计算出有效距离体积内的平均应力值a。m局部参量计算结果见表4．2。——二=二=Z一1二=一(a)C型(b)D型图4-17C型和D型接头垂直于最大主应力方向的路径Fig．4-17Pathperpendiculartothedirectionwithlocalmax．stressofweldedCandD图4-18c型乖ID型接头的最大主应力及应力梯皮的似log曲线Fig．4—18Max．stressandrelativestressgradientinabi—logarithmicdiagramforweldedCandD 第四章体积法评定卅i锈钢焊接接头的疲劳性能9100．6130．6582．232．31209．1332．64．3．2绘制争^，曲线根据表4—2中oavelo的计算结果并结合第二章表2—17疲劳试验结果中各试件的失效循环次数Ⅳ做经体积法评定后的＆Ⅳ曲线(对应50％的破坏概率)，如图4．19所示。由此图得，在2×106次循环次数下，c型接头：口+ave]o=341．4MPa，D型接头：o+avel。=340。5MPa，其平均值口’删。=341．OMPa。经体积法评定后两种型式接头的疲劳极限几乎相同，从图中我们也可以看出这两种型式的接头的§Ⅳ曲线基本重合。那么，我们就可以用c型接头的疲劳极限341．4MPa来评定D型接头的疲劳性能，其结果与试验结果相符：反之同理，即用D型接头的疲劳极限340．5MPa来评定C型接头的疲劳性能，其结果也应与试验结果相符。毒鬻淼篡㈣型墨瑟搿荤黧爱燃靴一一糈一，：，。，。。。羞c 天津大学硕士学位论史翌ioo320-ResultofweldedjointsC——S—NofweldedjointsC。ResultofweldedjointsD飞—S·NofweldedjointsDLJ一，＼bL——、冬慕105106107NumberofcyclestofailureNf(cycles)图4—19C型和D型接头体积法评定结果BⅣ曲线Fi94-19S-NcurveofvolumetricapproachesforweldedCandD4．4修正的体积法4．4．1修正原理在上述讨论的体积法中我们采用最大主应力一。计算局部参量，考虑到DangVan准则中局部复合参量更为合理有效，它表示疲劳破坏不仅与局部切应力振幅有关，还与局部最大静水压力有关，疲劳裂纹起始是这些参数共同作用的结果，因此将其与DangVan准则相结合(DangVan准则请参见第三章3．1)，得到下面的公式：flo，dn=f⋯+oZ。。。只m。=；(盯抽+盯，。)1fmax==仃，o(4—10)(4．11)(4．12)其中，口一0．62，“【，。为ANSYS计算结果的局部最大主应力，口l。、为ANSYS计算结果局部最大主应力振幅。缺口减缩系数断及应力梯度x的计算公式不变。一m＆邑导乎童∞uJB．J ——塑型皇堡堡鲨堡塞j：堕塑生堡堡塾塑些塑丝堕4．4．2局部参量计算袭4—3A型和B掣接头修正后同部参量计算结粜Table4-3CalculationresultofmodifiedlocalparametersforweldedAandB燧苎型芏塑曼!盟．』t!婴!墅皇!划!!坚!!110．6511893742O6322．0338373O．6532．0637084O6322．00351050．6532．013347606302．0l325．670．6731．89297．780．6292．02309．1906302．03292．310O．6632．02272710．5092．36403204492．4840183O4712．49381．040．4672．53375．7。50．5022．54354．360．6412．53330．270．4862．70340．280．6392．52306290．4242．773241100．4872．69290．5根据有限元的计算结果并结合公式(4—10)、(4一11)、(4—12)计算出修正后卢。。。In函数，然后再根据公式(4—7)、(4-8)和(4—9)计算参量x、厨及卢删。的值。由于∥。I“是经修正后得到的结果，我们将其称为特征疲劳参量。在这罩我们只对双相不锈钢的焊接接头进行评定，其采用的有限元模型及网格划分均与4．2中相同，因为在4．2．1中对这些参量的计算方法已进行了具体的说明，在此就不再介绍。修正后的局部参量计算结果见表4．3。从表中可以看出，有效距离。∥没有明显得变化，而缺口减缩系数野和特征疲劳参量声。J。与修正前相比都有明显得降低。67 天津大学硕=L学位论文4．4．2绘制譬Ⅳ曲线根据表4—3巾卢删。的计算结果并结合第：章表2—17疲劳试验结果中各试件的失效循环次数N做经修正的体积法评定oⅣ曲线(对应50％的存活率)，如图4．20所示。由此图得，在2×106次循环次数下，A型接头：p4。⋯=298．OMPa，B型接头：p‘。。。㈣=302．1MPa，对上述两种接头型式其体积法特征疲劳强度基本一致，其平均值卢+avellJ=3001MPa。由此可见，对本文的两种接头形式，局部特征疲劳强度不依赖于接头形式而变化。NumberofcyclestofailureN。(cycles)幽4—20A犁和B型拔头修正的体积法评定结果s．Ⅳ曲线Fig．4-20S-NculweofmodifiedvolumetricapproachesforweldedAandB4．5体积法评定的影响因素讨论4．5．1有限元网格尺寸对计算结果的影晌在体积法中，采用有限元法计算局部参量a酬n或疲劳缺口缩减系数巧，其单元尺寸的选取适当与否势必会影响其最终计算结果，对此我们进行了研究。表4．3数据为A型接头试样3(p=0．57ram)在选取不同的最小单元尺寸的疲劳缺口缩减系数厨的变化情况。可以看出，对给定的焊趾半径，随最小单元尺富△苫一B耍《．1卫∞E∞JBcI而uo-1 {}}I凹章体积法评定不锈钢焊接接头的披劳性能寸e。、的减小，x。圹不断增大，厨不断增加，当e。。减小至O．132ram后，琦的变化不大。最小单元尺寸e⋯=0．132mm时，有限元模型的单元总数为15998，节』_总数为18189，最小单元尺寸emin—O．097ram时，有限元模型的中．元总数为32120，节点总数为35388，比最小单元尺寸e。。=0．132mm时都增大了一倍左右，那么，计算结果应该大大降低。然而从表4．3中可以看出采用最小单元尺寸enlin=O．097mm和emin=0．132mm时，口ave]a的计算结果相差1i大。所以，考虑到计算精度和计算结果的有效性，采用体积法进行疲劳评定时，为得到合理的评定结果，建议选取最小单元尺寸emin≤0．14ram进行计算。表4-3不同单元网格下参量计算结果Table4．3Calculationresultsofdifferentmin．elementsizes4．5．2接头几何尺寸对计算结果的影响表4-4表示在给定最小单元尺寸emin=0．132mm焊趾半径p≤1．0mm时厨的计算结果，在较小的焊趾半径下，肠与p的依赖性不大。这与疲劳缺1]缩减系数膨所表示的物理含义一致，肠不仅与应力峰值有关，而且还与应力梯度和材料有关，因而较小的焊趾半径不应影响艮的数值。这里我们选取p≤10mm的依据是等效缺口应力法原理。等效缺口应力法原理的基本思路是将焊趾或焊根当作缺口来处理。但是应用于机械工程的缺口应力概念不能直接应用于焊接接头，这是因为焊缝根部及焊趾形状参量的不规则性，它具有统计规律和分散度。不过大量的研究表明如果将不规则缺口形状用半径为lmm的等效缺口代替，则可得到稳定的等效缺口应力。目前IIW有关文件建议缺口半径在一般情况下定为1mmfl“。那么，也就是说当p≤1．0mm时局部焊趾半径的变化，不应对疲劳评定局部法中局部参量计算结果有明显的影响。 天津大学坝Ij学位论文表4-4最小单元尺寸为O，132ram的不同焊趾、r径b)d部参昔计算结果Table4-4Calculationresultofdifferenttoeradiusforemi。=O．132ram4。5．3焊接接头型式对s州曲线的影响将上述双相不锈钢焊接接头的评定结果BⅣ曲线和奥氏体不锈钢焊接接头的评定结果DⅣ曲线分别与它们的疲劳试验结果即名义应力．孓Ⅳ曲线比较，将本章的图4—11和图4—19分别与第二章的图2．17和图2．18进行比较。可以看出，对A、B及C、D接头型式，采用名义应力范围△口表示的s．N曲线(对应50％的存活率)具有明显的分散性，而采用体积法计算的局部平均应力A“。恻。范围表示A型与B型接头的s．Ⅳ曲线及c型与D型接头的s-Ⅳ曲线都基本重合，这泌明体积法局部平均应力Aoaveln是具有一定普遍意义的疲劳控制参量，可以将上述两种接头型式的oJv曲线统一起来：即由A0avetO表示的焊接接头特征疲劳强度与接头型式无关。这将为简化焊接接头疲劳评定规范提供重要依据。从以上的分析知，体积法克服了名义应力评定法的局限性：“名义应力”参量不是一个具有普遍意义的疲劳控制参量，它与具体的结构尺寸等因素直接相关，因而所测量的娶Ⅳ曲线只是一种具体结构的疲劳性能，而不具有普遍适用性。那么，我们可以得出下面的结论：用于体积法评定的局部参量是一个具有普遍意义的疲劳控制参量，它与接头型式和焊缝的几何尺寸的依赖性不大。4．5．4不同材料的影响对比42中双相钢及4．3中奥氏体钢的特征疲劳极限的计算结果：双相不锈钢，A型接头：口+。，。旧=407．9Mpa，B型接头：d’。。In=406．0Mpm奥氏体不锈钢，C型接头：口’aveD=341．4Mpa，D型接头：口’。。。【n=340．5Mpa。可以看出，基于体积法评定结果奥氏体钢的疲劳极限比双相钢的低。主要原因是：双相钢的屈服强度450MPa比奥氏体钢的屈服强度275MPa高，这必将影响有限元计算的最终结果。从实际的有限元计算结果也可以看出双相钢的最大主应力比奥氏体的高。 第四章体积法评定不锈钢焊接接头的玻劳性能4．6本章小结1．采用体积法对双相不锈钢的两种接头：带纵向立板角焊缝接头(A型)和纵向侧平面角接板接头(B型)的疲劳寿命进行评定。评定结果为，在2×106次循环次数下，A型接头：口+。。fn407，9Mpa，B型接头：口‘“。=414．7Mpa。平均值口’a。。m=411．3Mpa；疲劳缺口缩减系数，A型接头：厨=2．59～2．78，B型接头：砖=3．23～3．80。2．采用体积法对奥氏体不锈钢的两种接头：带纵向圆管角焊缝接头(C型)和开坡口承载角焊缝十字接头(D型)的疲劳寿命进行评定。评定结果为：在2×106次循环次数下，C型接头：口4avel。=341．4Mpa，D型接头：口+酬。=340．5Mpa。平均值口’。。卜=341．0Mpa。疲劳缺口缩减系数，C型接头：K尸1．90～2．3I，D型接头：五≯2．23～2．68。3．结合DangVan准则对体积法进行修正，采用修正的体积法再次对带纵向立板角焊缝接头(A型)和纵向侧平面角接板接头(B型)的疲劳寿命进行评定。评定结果为：在2x106次循环次数下，A型接头：∥+。唧，=298．0Mpa，B型接头：∥avcln3-302．1Mpa。平均值卢’酬。=300．1Mpa。疲劳缺口缩减系数，A型接头：J(尸1．89～2．06，B型接头：』(尸2．36～2．77。4．采用体积法进行疲劳评定时，为得到合理的评定结果，建议选取最小单元尺寸e⋯≤O，14mm迸行计算。5．对焊态焊接接头，体积法局部平均应力△O"aveln参量是具有一定普遍意义的疲劳控制参量，可以将本文两种接头形式的S-N曲线统一起来；由△O"avel表示的焊接接头疲劳强度与接头型式无关。 天津大学硕h学位论文第五章结论不锈钢材料在焊接领域得到了越来越广泛的应用，评定不锈钢焊接结构的疲劳性能成为人们研究的一个主要问题。焊接接头疲劳强度评定的局部法是近年来发展起来的⋯种新的评定方法。本文主要采用局部法巾的两种方法：体积法和DangVan准则对四种焊接接头(A型一带纵向立板角焊缝接头，B型一纵向侧平面角接板接头，c型一带纵向圆管角焊缝接头，D型一丌坡口承载十字接头)的疲劳性能进行评定，其中A型和B型接头材料为双相不锈钢SAF2205．C型和D型接头材料为奥氏体不锈钢1Crl8Ni9Ti。得到有关结论如下：1．对焊接接头试样进行拉伸疲劳试验，应力比R=0．1。四种焊态接头在2×106循环次数下的疲劳强度为：对应于50％存活率，A型接头的疲劳强度4口。=148．70MPa，B型接头的疲劳强度4口。=】12．02MPa，C型接头的疲劳强度厶口。=t52．93MPa，D型接头的疲劳强度厶口。=129．11MPa：对应于95％存活率，A型接头的疲劳强度△。k=136．24MPa，B型接头的疲劳强度△口k=10I．55MPa，C型接头的疲劳强度△(Tk=141．00MPa，D型接头的疲劳强度4O"k=114．28MPa。采用名义应力幅值绘制的譬Ⅳ疲劳曲线对接头型式有很大的依赖性，而与母材的强度关系不大。对非承载角焊缝，焊趾部位是影响接头疲劳性能的关键因素，而对承载焊缝，焊根未焊透缺陷对疲劳行为的影u向更严重。2．计算开坡口承载十字接头(D型)的残余应力，研究了各焊缝焊根及其周围的残余应力分布特征，为采用DangVan准则评定D型接头的疲劳性能提供依据。计算及分析结果为：四道焊缝纵向残余应力相比较，焊缝2焊根处的残余应力最大，焊缝1焊根处的残余应力最小：沿焊根方向的横向残余应力值逐渐降低，其分布情况符合横向应力的分布情况；焊缝1焊根处沿X、Y、Z三方向的残余应力值d。=13529MPa、口。=68．75MPa、口：=91．28MPa，焊缝2焊根处沿X、Y、Z三方向的残余应力值口。=337．28MPa、口，=195．68MPa、口：=323|22MPa，焊缝3焊根处沿X、Y、Z三方向的残余应力值口。=175．8lMPa、口。一12314MPa、。产321．19MPa，焊缝4焊根处沿X、Y、Z三方向的残余应力值 第五幸结论34567口x=280．13MPa、(7v=l476．92MPa、盯z=321．19MPa。采用DangVan准则对开坡口承载十字接头(D型)的疲劳寿命进行评定，评定结果为在2×106循环次数下疲劳极限∥+。。。=285．69MPa，与DangVan准则的建议值鼻”=155MPa相比有一定的差距。这表明有限元计算中模型的单元网格的划分会对计算结果产z￡明显的影响，由于建立详细的三维有限元模型计算局部参量存在较大困难，这样对实际复杂三维结构应用DangVan准则进行疲劳评定具有一定局限性。采用对具体结构进行大量计算建立局部参量近似计算公式的方法有可能解决t述问题，这需要进一步深入研究。采用体积法对四种接头强度进行评定。评定结果为：在2×106次循环次数下，双相不锈钢的两种接头，A型接头：口avel。-----407．9MPa，B型接头：口avep-=414．7MPa，平均值口avelt。=4113MPa；奥氏体不锈钢的两种接头，C型接头：G’删。=341．4MPa，D型接头：口+aveIn=340．5MPa，平均值口+avel=341．0MPa。考虑到DangVan准则中局部复合参量更为合理有效，结合DangVan准则对体积法进行修正，采用修正的体积法再次对A型B型的疲劳寿命进行评定。评定结果为：在2×106次循环次数下其特征疲劳强度为，A型接头：口’。I。=298．0MPa，B型接头：∥+删。=302，1MPa，平均值p。。。I。=300．1MPa。对焊态焊接接头，体积法局部平均应力△c7ave[1l参量是具有一定普遍意义的疲劳控制参量，可以将本文两种接头形式的s．N曲线统一起来：由△Gavem表示的焊接接头疲劳强度与接头型式无关。然而这利·方法对有限元有限元网格大小有一定的依赖性，为得到合理的评定结果，建议选取最小单元尺寸e。。≤014ram进行计算。同时焊接接头材料的不同也会影响评定结果。总结评定过程可得到，采用体积法和DangVan准则进行焊接接头的疲劳强度评定时，大致可分为一下几步：①根据焊接接头局部几何尺寸的实际测量结果，建立各个试件的三维有限元模型。②根据所采用的局部法，确定各自的局部参量，如口。、一。。⋯③根据所采用的局部法准则，给出预测结果。 灭津尢学倾士学位论文参考文献【1]张其枢，堵耀庭，不锈钢焊接，北京：机械工业出版社，2000，1～120[2][德]D．拉达伊，焊接结构疲劳强度(郑朝云，张式程)，北京：机械工业出版社，1994，14～17[3】杨新岐，张艳新，霍立兴，张玉凤，焊接接头疲劳评定的局部法研究现状，焊接学报，2003，24(3)：82～86[4】霍立兴，焊接结构的断裂行为与评定，北京：机械工业出版社，2000，221～352[5]壬文先，低相变点焊条及其在改善焊接接头疲劳性能中的应用研究：f博士学位论文1，天津；天津大学，2002[6]中国机械工程学会焊接学会，焊接手册，第3卷，焊接结构，北京：机械工程出版社，1992，64～79，94～102[7]张其枢，堵耀庭．不锈钢焊接北京：机械工业出版社，2000，3，93～120[8]陈俊梅，局部法在焊接接头疲劳强度评定中的应用研究：(博士学位论文]，天津；天津大学，2000[9]DavidTaylor，NiallBarrett，Somenewmethodsforpredictingfatigueinweldedioints，IntJFatigue，2002，24：509～517[10】ShahramSarkani，VesselinTritchkov，GeorgeMichaelov，Anefficientapproachtbrcomputingresidualstressinweldedjoints，FiniteElementinAnalysisandDesign，2000，35：247～268[11]J．J，Janosch，CapterpiUarinc，IIW’RoundRobin’ProtocolforResidualStressandDistortionPrediction，IIWRoundRobinPhaseIIProtocol，IIW—XⅨV—RSDP．59．OO，l～12【12】J．J．Janoseh，Capterpillarin，IIWRoundRobinPhaseIIProtocol—first3Dmodelingresults，IIWRoundRobinPhaseIIProtocol，IIW—XⅨIIⅨv_RSDP．77—03，1～l0[13]董俊惠，管道环焊缝接头焊接应力应变数值模拟：[博士学位论文]，天津；天津大学，2000 参考文献[14】P．Dong，Astructuralstressdefinitionandnumericalimplementationforfhtigueanalysisofweldedjoints，InternationalJournalofFatigue，2001，23：865～876[15]B．Atzori，GMeneghetti，Fatiguestrengthoffilletweldedstructuralsteels：finiteelements，straingaugesandreality，InternationalJournalofFatigue，2001，23：713～72l[16]RDong，J．K．Hong，FractureMechanicsTreatmentofResidualStressesinDefectAssessment，InternationalInstituteofWelding，2003，July：6～11、[17]A．Ohta，YMaeda，N．Suzuki，RESIDUALSTRESSEFFECTONFATIGUESTRENGTHOFNON—LOAD—CARRYINGCRUCIFORMWELDEDJOINTSOFSM570QSTEELFORWELDEDSTRUCTURES，JournaloftheIntemationalInstituteofWelding，2002，46：20～25【18】[德]D．拉达伊，焊接热效应(熊第京等)，北京：机械工业出版社，1997，、155～158[19]董俊惠，霍立兴，张玉风，低碳钢管道焊接残余应力有限元分析，焊接，2000，12，1l～15[20]张艳新，焊接接头疲劳评定的局部法研究：[硕士学位论文]，天滓；天津大学，2002[21]FuchsHO，StephensRI，Metalfatigueinengineering，JohnandSons，1980『22]赵少汴，结构抗疲劳设计方法，机械强度，1979[23]郑楚红，高周疲劳设计方法应力场强法的研究：[博士学位论文】，北京；清华大学，1984[24]刘宏伟，应变场强法研究：[硕士学位论文]，北京；清华大学，1986[25J姚卫星，金属材料疲劳行为的应力场强法描述，崮体力学学报，1997(3)：38～48[26]YaoWX，Stressfieldintensityapproachforpredictingfatiguelife，InternationalJournalofFatigue，1993，15(3)：243～249[27]YaoWX，Onthenotchedstrengthofcompositelaminates，CompositeScienceandTechnology，1992，45：105～1lO[28]PluvinageG，Applicationofnotcheffectinhighcyclefatigue，Proceedingsofthe9thIntemafionalConferenceonFracture，Advanceinfractureresearch，75 天津大学硕士学位论文v013：Fatigueofmetallicandnon—metallicmaterialandstructures，1997：1239～1250【29lPluvinageG，Applicationofnotchfracturemechanicstofractureemanatingfromstressconcentrators，AdvancesinComputationalEngineeringCongressofComputationalEngineeringSciences，1997：213～218[30】ShiSQ，PulsMP，Asimplemethodofestimatingthemaximumnormalstressandplasticzonesizeatashallownotch，IntJPressureVesselPiping，1995(64)：67～71[31】ZhengM，NiemiE，Analysisofthestressconcentrationfactorforashallownotchbytheslip—linefieldmethod，IntJFatigue，1997(19)：191～194[32]AdibH．Theoreticalandnumericalaspectsofthevolumetricapproachforfatiguelifepredictioninnotchedcomponents．Int．J．ofFatigue，2003，25：67-76．[33】G．Qilafku，N．Kadi，J．Dobranski，Z．Azari，M．GjonajandGPluvinage．Fatigueofspecimenssubjectedtocombinedloading．Roleofhydrostaticpressure．IntJ．Fatigue，2001，23：689～701．[34]C．M．Sonsino，D．madaj，U．BrandtandH．PLehrke．FatigueassessmentofweldedjointsinA1Mg4．5Mnaluminiumalloy(AA5083)bytheapproaches．Int．J．Fmigue，1999，21：985-999．f35]梁晓燕，罗金华，杜汉斌，基于ANSYS平台焊接模拟中不同焊接热源的比较，电焊机，2003，33(3)：29～33[36]陈俊梅，霍立兴，张玉风等，十字接头焊接残余应力的有限元计算，中国机械工程学会焊接学会，第三届计算机在焊接中的应用技术交流会，上海：中国焊接协会，2000，121～124[37]吴爱萍，任家烈，方慧珍等，箱型结构焊接残余应力的数值模拟研究，中国机械工程学会焊接学会，第三届计算机在焊接中的应用技术交流会，上海：中国焊接协会，2000，182～18776 发表的论文1．吴冰，学报，2吴冰，强度，攻读硕士学位期间发表的主要论文杨新岐，贾法勇，霍立兴，用局部法评定焊接接头的疲劳性能，焊接2003，24(6)：5l～54杨新岐，贾法勇，霍立兴，／{i锈钢焊接接头疲劳强度试验研究，机械已录用。3．吴冰，杨新岐，贾法勇，霍立兴，双相不锈钢焊接接头疲劳评定体积法研究焊接学报，已送审。 数调』致谢本文足在导师杨新岐副教授的亲切关怀和悉心指导下完成的。在硕士论义课题的研究期间，导师从选题，指导本人进行课题研究、论文的撰写及生活等诸多方面都给予了极大的关心和支持。老师渊博的专业知识、敏锐的科研眼光、高深的学术造诣、严谨的治学态度和锐意进取的科研精神使作者受益终身。在课题研究、论文的撰写过程中以及平时生活中，霍立兴教授、张玉凤教授始终给予作者无微刁；至的关怀和帮助。两位先生的渊博的专业知识、敏锐的科研眼光、高深的学术造诣、严谨的治学态度和锐意进取的科研精神同样令作者受益匪浅、奉论文的顺利完成还得到本课题组的荆洪阳教授、王东坡副教授和王文先博士后的诸多点拨和无私的帮助，在我遇到困难和挫折时给予我鼓励和支持。值此论文完成之际，谨向尊敬的师长致以最诚挚的感谢和崇高的敬意!在试验及课题研究过程中，特别感谢贾法勇博士对作者的帮助和指导。同时论文的完成还与同组的各位：张莉博士、金晓军博士、邓彩艳博士、卢庆华硕士、谷侃锋硕士等给与作者的诸多方便和鼎力相助是密不可分的。同时还得到了孙栋高级工程师的热情帮助。在此一并向各位表示衷心的感谢!在此特向我的家人和朋友们表示由衷的感谢，感谢你们给我无尽的爱与关怀!吴冰2003年12月于天津大学'