胡鑫，李艷青，黃進(jìn)浩

(中國船舶科學(xué)研究中心,深海載人裝備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,無錫,214082)

0 序言

為解決焊接結(jié)構(gòu)對整體結(jié)構(gòu)在循環(huán)載荷下的疲勞壽命的削弱問題[1-3]，通常需要對焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊后處理，以改善焊縫拐角處切口形狀并引入壓縮殘余應(yīng)力.當(dāng)前常見的焊后處理技術(shù)有：錘擊、打磨、非熔化極氣體保護(hù)焊(tungsten insert gas welding,TIG 焊)熔修以及高頻機(jī)械沖擊(high frequency mechanical impact，HFMI)等，其中HFMI 以可靠、有效、易操作的特點(diǎn)在工程領(lǐng)域備受青睞.技術(shù)的發(fā)展也助推HFMI 的手段的多樣化，包括高頻沖擊、超聲噴丸、超聲速沖擊、氣動沖擊等[4].

目前國內(nèi)外對于HFMI 處理的鋼制焊接接頭疲勞試驗(yàn)和評估兩個(gè)方向的研究取得了一定的進(jìn)展.Deguchi 等人[5]對經(jīng)超聲速沖擊處理后的焊接接頭疲勞強(qiáng)度進(jìn)行試驗(yàn)研究，結(jié)果表明處理后的焊接接頭疲勞S-N曲線相較于未處理接頭具有更低的傾斜度，因此小應(yīng)力范圍下疲勞壽命的提升更為顯著，同時(shí)利用超聲噴丸處理在疲勞壽命上獲得的獲益與應(yīng)力比相關(guān).Yildirim 等人[6]通過對應(yīng)力比R=0.1、承受軸向疲勞載荷的3 種焊接接頭形式、共計(jì)228 個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)的綜合性分析發(fā)現(xiàn)，經(jīng)高頻沖擊處理后的接頭疲勞強(qiáng)度隨著材料屈服強(qiáng)度的增加而增加，并推薦材料靜屈服強(qiáng)度每增加200 MPa，則疲勞等級FAT 增加12.5%(視為增加一個(gè)疲勞等級).Wang 等人[7]對幾種經(jīng)超聲噴丸處理后的接頭疲勞強(qiáng)度開展試驗(yàn)研究，基于名義應(yīng)力系統(tǒng)，推薦S-N曲線斜度取為10，并擬合出了Q235B 材料的接頭疲勞等級FAT 與應(yīng)力比R之間的線性方程.上述試驗(yàn)研究均集中于單軸疲勞方向.針對HFMI處理的鋼制接頭的疲勞評估，一般做法是將材料屈服強(qiáng)度劃分若干個(gè)區(qū)間，賦予每個(gè)區(qū)間不同的FAT值[4,6,8].然而，其至少存在兩點(diǎn)不足：①忽略了應(yīng)力比對疲勞壽命的影響；②由于推薦FAT 值的“跳躍性”，這種疲勞評估方法將會有一定的偏差，尤其當(dāng)材料屈服強(qiáng)度處于區(qū)間的左右邊界時(shí)，偏差將更為顯著.鑒于此，廣泛選取了經(jīng)HFMI 處理的接頭疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)，接頭材料具有不同的屈服強(qiáng)度，試驗(yàn)在不同應(yīng)力比條件下開展.將缺口應(yīng)力法與SWT(smith-watson-topper)與Walker 兩種精度較高的平均應(yīng)力修正模型相結(jié)合，并采用ABAQUS 有限元軟件對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了重新分析，提出了能同時(shí)考慮不同屈服強(qiáng)度和應(yīng)力比的疲勞評估模型，具有一定的工程實(shí)際應(yīng)用價(jià)值.

1 缺口應(yīng)力法與平均應(yīng)力修正模型

1.1 缺口應(yīng)力法

缺口應(yīng)力法是源于Radaj 等人[9]提出的微觀支持理論，即焊趾(或焊根)局部范圍內(nèi)的平均應(yīng)力是影響焊接接頭疲勞的主要因素.為了便于分析，一般采取在缺口處構(gòu)建一個(gè)半徑為 ρf的圓弧，如圖1 所示.基于線彈性理論，用圓弧段上應(yīng)力最大值代表微結(jié)構(gòu)約束長度范圍內(nèi)的應(yīng)力平均值.虛擬半徑 ρf滿足式(1).

圖1 虛擬圓弧定義Fig.1 Definition of fictitious notch rounding

式中：ρ為結(jié)構(gòu)實(shí)際缺口半徑；S為約束因子；ρ*為微結(jié)構(gòu)約束長度.

理論上虛擬半徑的取值與諸多因素有關(guān)，為了便于實(shí)際的應(yīng)用，國際焊接學(xué)會推薦了統(tǒng)一化的取值方案[10]：板厚t≥5 mm 時(shí)，虛擬半徑 ρf取1 mm；板厚t＜5 mm 時(shí)，虛擬半徑 ρf取0.5 mm，以避免造成接頭承載能力出現(xiàn)過度削弱.

相比于名義應(yīng)力法與熱點(diǎn)應(yīng)力法，缺口應(yīng)力法考慮除焊趾(或焊根)實(shí)際缺口外所有的局部焊接特征對疲勞強(qiáng)度的影響，包括焊趾傾角、焊接錯(cuò)邊、焊縫輪廓、尺寸效應(yīng)等，因而評估精度較高.與此同時(shí)，該評估方法僅用一條S-N曲線就可以評估所有種類焊接接頭的疲勞壽命.

1.2 SWT 模型與Walker 模型

一般認(rèn)為，拉應(yīng)力會加速裂紋的萌生與擴(kuò)展，而壓應(yīng)力則相反.因此，相同的應(yīng)力幅作用下，應(yīng)力比R越大，則疲勞壽命越小.為了預(yù)測不同R下結(jié)構(gòu)疲勞壽命，幾種評估模型相繼被提出，其中SWT 模型與Walker 模型評估精度較高.兩種評估模型形式如下.

SWT 模型為

Walker 模型為

式中：σar為疲勞損傷參量；σmax為循環(huán)加載時(shí)應(yīng)力最大值；σa為循環(huán)加載時(shí)應(yīng)力幅值；γ為材料相關(guān)參數(shù)，其值越小，表示材料對平均應(yīng)力越敏感.

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)選取與分析

2.1 數(shù)據(jù)選取

鑒于材料屈服強(qiáng)度fy與應(yīng)力比R對HFMI 處理的焊接接頭疲勞壽命均有明顯影響，在選擇試驗(yàn)數(shù)據(jù)時(shí)遵循兩個(gè)基本原則：①焊接接頭的材料多樣化；②同一材料的焊接接頭需在不同的應(yīng)力比下開展試驗(yàn).在此基礎(chǔ)上，選取的經(jīng)HFMI 處理后的焊接接頭疲勞試驗(yàn)包含120 個(gè)疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)，材料屈服強(qiáng)度fy在272～ 719 MPa 之間，應(yīng)力比R在-1～ 0.5 范圍內(nèi).試驗(yàn)基本信息統(tǒng)計(jì)如表1 所示.

表1 試驗(yàn)基本信息Table 1 Basic information of fatigue tests

2.2 名義應(yīng)力系統(tǒng)下試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

圖2 為表1 中5 組試驗(yàn)的名義應(yīng)力疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù).從圖2 可以看出，應(yīng)力比R越大，疲勞壽命越短；材料屈服強(qiáng)度fy越高，疲勞壽命越長，這與焊后未處理接頭(as-welded)疲勞壽命特點(diǎn)表現(xiàn)出明顯差異.

圖2 名義應(yīng)力疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)Fig.2 Nominal stress test data.(a) cruciform joints;(b)longitudinal fillet joints;(c) butt joints

為了更進(jìn)一步描述HFMI 處理接頭疲勞壽命與R以及fy三者之間的關(guān)系，注意到各組試驗(yàn)均含有R=0.1 與R=0.5(其中Wang 等人[11]的試驗(yàn)中用R=0.45 的數(shù)據(jù)點(diǎn)近似代替R=0.5)這兩種工況，這為分析R與fy對疲勞壽命的影響創(chuàng)造了條件.按照以下3 個(gè)步驟對各組數(shù)據(jù)進(jìn)行分析工作.

(1)提取R=0.1(R=0.5)下各組試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)，明確名義應(yīng)力范圍Δσ與R的對應(yīng)關(guān)系.

(2)各組試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)逐一進(jìn)行線性回歸分析，得到存活率PS=50%的S-N曲線，獲取相應(yīng)的疲勞等級FAT(循環(huán)次數(shù)N=2×106次所對應(yīng)應(yīng)力范圍).

(3)將得到的FAT 值和相對應(yīng)的屈服強(qiáng)度fy作為一個(gè)新的數(shù)據(jù)點(diǎn)，并將這些數(shù)據(jù)點(diǎn)再做一次回歸分析，進(jìn)而得到FAT 與fy的關(guān)系式.

圖3 為FAT，R，fy三者之間的關(guān)系，并可以用方程(4)描述.

圖3 不同R 與fy 下的疲勞等級Fig.3 Fatigue level with different R and fy values

式中：M(R)為與應(yīng)力比R有關(guān)的參數(shù).當(dāng)R=0.1時(shí)，M(R)可取為190 MPa；當(dāng)R=0.5 時(shí)，M(R)可取為120 MPa.

3 缺口應(yīng)力系統(tǒng)下的疲勞評估

3.1 有限元模型

利用ABAQUS 2018 軟件進(jìn)行有限元建模，模型全部采用二次六面體單元.沿著焊接接頭的表面與靠近焊趾的方向，網(wǎng)格密度逐漸增大.由于所有試件板厚均大于5 mm，故采用1mm 的虛擬半徑.根據(jù)國際焊接學(xué)會關(guān)于網(wǎng)格劃分的推薦[10]，需保證焊縫局部區(qū)域網(wǎng)格小于0.25 mm，模型網(wǎng)格劃分情況如圖4 所示，非承載式角焊縫接頭焊趾焊根處有限元?jiǎng)澐旨?xì)節(jié)如圖5 所示.依據(jù)試驗(yàn)中的試樣夾緊及加載位置對有限元模型施加約束與載荷，基于線彈性理論進(jìn)行有限元分析,并采用最大主應(yīng)力強(qiáng)度準(zhǔn)則進(jìn)行疲勞評估.

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element models

圖5 非承載式角焊縫接頭劃分細(xì)節(jié)Fig.5 Mesh details for unloaded fillet joints

有限元計(jì)算結(jié)果如表2 所示，其中對于對接接頭，考慮到其在焊接過程中容易產(chǎn)生焊接錯(cuò)邊，對計(jì)算結(jié)果乘以1.1 的修正系數(shù).

表2 有限元計(jì)算結(jié)果Table 2 Finite element results

結(jié)合圖2 中名義應(yīng)力數(shù)據(jù)，利用式(5)和式(6)得到循環(huán)加載時(shí)缺口應(yīng)力系統(tǒng)下的兩個(gè)應(yīng)力參量.

式中：σmax為循環(huán)加載應(yīng)力最大值；σa為循環(huán)加載應(yīng)力幅值；Δσn為循環(huán)加載名義應(yīng)力范圍.

結(jié)合式(2)、式(5)和式(6)可以得到SWT 模型的疲勞損傷參量而Walker 模型的疲勞損傷參量的取值關(guān)鍵在于參數(shù)γ，其值可通過以下方法來確定.

式中：Nf為疲勞壽命；A與b均是通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)在對數(shù)坐標(biāo)系下擬合確定的參數(shù).

結(jié)合式(7)和式(8)可得式(9).

對式(9)左右兩邊取對數(shù)可得式(10).

3.2 疲勞評估結(jié)果

圖6～ 圖9 為基于缺口應(yīng)力法的SWT 模型與Walker 模型的試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)分布情況，對各組試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行線性回歸分析，分別計(jì)算得到存活率PS=97.7%/50%/2.3%的疲勞評估S-N曲線以及數(shù)據(jù)分散帶帶寬Tσ，其是衡量數(shù)據(jù)點(diǎn)離散性的一個(gè)重要參數(shù).Tσ表達(dá)式為

圖6 文獻(xiàn)[11]試驗(yàn)疲勞評估結(jié)果Fig.6 Fatigue assessment results of reference[11].(a) SWT model;(b) Walker model

圖7 文獻(xiàn)[12-13]試驗(yàn)疲勞評估結(jié)果Fig.7 Fatigue assessment results of reference[12-13].(a) SWT model;(b) Walker model

圖8 文獻(xiàn)[14]試驗(yàn)疲勞評估結(jié)果Fig.8 Fatigue assessment results of of reference[14].(a) SWT model;(b) Walker model

圖9 文獻(xiàn)[15]試驗(yàn)疲勞評估結(jié)果Fig.9 Fatigue assessment results of of reference[15].(a) SWT model;(b) Walker model

表3 為SWT 模型與Walker 模型評估結(jié)果.表3 的分析結(jié)果呈現(xiàn)4 個(gè)特征：①與名義應(yīng)力系統(tǒng)相比，無論是SWT 模型還是Walker 模型，各組試驗(yàn)不同應(yīng)力比下的數(shù)據(jù)點(diǎn)分布未出現(xiàn)明顯的分層，同時(shí)分散帶帶寬較窄，數(shù)據(jù)點(diǎn)離散性較好；②相較SWT 模型，Walker 模型分析的數(shù)據(jù)分散帶更窄，因此利用該模型得到的S-N曲線進(jìn)行疲勞評估的精度較高；③Walker 模型中的參量γ因材料而異(有研究認(rèn)為γ與材料屈服強(qiáng)度有關(guān)，相關(guān)關(guān)系仍尚不明確，表3 中γ與fy也沒有明顯相關(guān)關(guān)系)；④無論哪種模型，材料不一致時(shí)，分析得到的S-N曲線斜度m也不同(從目前數(shù)據(jù)分析的結(jié)果上看m隨著屈服強(qiáng)度fy增大而減小).鑒于以上4 個(gè)特征可以推斷，使用Walker 模型進(jìn)行評估的前提條件是被研究對象的母材需要有相同材料制成的接頭疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為支撐.當(dāng)需要評估的鋼制焊接接頭缺乏同種材料接頭的疲勞數(shù)據(jù)時(shí)，考慮到SWT 模型形式固定，將所有試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)利用SWT 模型置于一個(gè)分析系統(tǒng)中，得到如圖10 所示的評估結(jié)果.從圖10 可以看出，不同R與不同fy的數(shù)據(jù)點(diǎn)分布沒有出現(xiàn)明顯分層，這意味著該模型能綜合反映二者對疲勞壽命的影響.經(jīng)線性回歸分析后，得到存活率PS=97.7%的S-N曲線，其FAT=325 MPa，斜度m=6.5.

圖10 SWT 模型下試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)評估結(jié)果Fig.10 Fatigue assessment results based on SWT model

表3 SWT 模型與Walker 模型評估結(jié)果Table 3 SWT model and Walker model evaluation results

4 結(jié)論

(1)經(jīng)HFMI 處理的鋼制焊接接頭的疲勞壽命與應(yīng)力比R、材料屈服強(qiáng)度fy有很強(qiáng)的相關(guān)性，更小的應(yīng)力比和更高的屈服強(qiáng)度將具有更長的疲勞壽命.名義應(yīng)力系統(tǒng)下，疲勞等級FAT 與R，fy三者之間可以近似用關(guān)系式FAT=0.1fy+M(R)來描述，M(R)是與R有關(guān)的參數(shù).

(2)當(dāng)被研究對象的母材有相同材料制成的接頭疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)作為支撐時(shí)，可以使用精度較高的Walker 模型并結(jié)合缺口應(yīng)力法進(jìn)行評估.

(3) SWT 模型疲勞損傷參量形式固定，能綜合反映應(yīng)力比R與屈服強(qiáng)度fy對疲勞壽命的影響，線性回歸得到了SWT 模型下存活率PS=97.7%的S-N曲線，其FAT=325 MPa，斜度m=6.5，用該SN曲線進(jìn)行疲勞評估時(shí)不限制被研究對象的加載應(yīng)力比和母材材料的屈服強(qiáng)度.