劉柯，楊光，曾澤群，魏巍，楊鑫華

（1.大連交通大學(xué)，遼寧 大連 116028；2.遼寧省軌道交通裝備焊接與可靠性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116028）

0 前言

地鐵等城軌車輛的側(cè)墻不銹鋼外蒙皮與碳鋼立柱、橫梁等通常采用點(diǎn)焊接頭進(jìn)行連接，以綜合利用2 種材料的優(yōu)勢(shì)，降低焊接變形，提升焊接效率[1-4]。點(diǎn)焊接頭在服役過程中承受著循環(huán)往復(fù)的載荷，容易導(dǎo)致疲勞失效的發(fā)生[5]。其疲勞極限是工程設(shè)計(jì)中重要性能指標(biāo)，通常通過疲勞試驗(yàn)獲得。傳統(tǒng)的疲勞試驗(yàn)方案存在試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散、試樣需求數(shù)量大、歷時(shí)長(zhǎng)、成本高等缺點(diǎn)。提出高效、準(zhǔn)確的疲勞性能評(píng)估方法，可以提高試驗(yàn)效率、縮短研發(fā)周期，具有重要的工程意義[6]。

疲勞過程中伴隨著明顯的熱耗散現(xiàn)象。采用實(shí)時(shí)、直觀、非接觸、熱靈敏度高的紅外熱像技術(shù)監(jiān)測(cè)疲勞過程的溫升響應(yīng)，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)疲勞性能的快速評(píng)估是近年來(lái)發(fā)展起來(lái)的一種新思路[7-9]。Fargione 等人[10-11]借助紅外熱像儀收集到承受循環(huán)載荷試樣表面溫度演變的溫度-應(yīng)力數(shù)據(jù)，并通過不同方法進(jìn)行線性擬合，進(jìn)而預(yù)測(cè)該試樣疲勞極限。劉曉晴等人[12]采用紅外熱像技術(shù)監(jiān)測(cè)6061-T6 鋁合金高周疲勞試驗(yàn)過程中的溫度演化，利用溫度演化曲線的初始溫升斜率作為預(yù)測(cè)疲勞壽命的指標(biāo)，預(yù)測(cè)結(jié)果與疲勞試驗(yàn)結(jié)果相吻合。樊俊鈴等人[13]利用紅外熱像技術(shù)建立了快速預(yù)測(cè)焊接接頭疲勞參數(shù)和殘余壽命的模型，實(shí)現(xiàn)了定量熱像法對(duì)非均質(zhì)焊接接頭疲勞性能的評(píng)估。劉亞良等人[14]提出一種基于SUS301L-Q235B點(diǎn)焊接頭溫升斜率轉(zhuǎn)折點(diǎn)，并以此進(jìn)行了點(diǎn)焊接頭的疲勞極限快速預(yù)測(cè)。結(jié)果表明，預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)測(cè)試值一致程度較好，驗(yàn)證了模型的精確性。目前基于熱像方法建立的點(diǎn)焊接頭疲勞極限評(píng)估的模型仍有如下2 個(gè)不足：①?gòu)亩鄠€(gè)承受在不同載荷等級(jí)下的試樣提取的溫升數(shù)據(jù)，進(jìn)行疲勞極限預(yù)測(cè)，每個(gè)試樣的原始狀態(tài)及橫截面積等均不完全相同，計(jì)算的名義載荷一致性不高，溫升數(shù)據(jù)受試樣的差異影響較大；②選取的溫升值為試樣斷裂時(shí)的溫度變化，此時(shí)的試樣溫度變化受多重因素影響較大，與載荷值不存在較好的線性關(guān)系。

為解決上述問題，該研究嘗試以SUS301L-Q235B點(diǎn)焊接頭為研究對(duì)象，通過對(duì)單試樣進(jìn)行固定周次下的逐級(jí)加載，測(cè)定不同載荷等級(jí)下試樣表面溫度演化，并以穩(wěn)定的第2 階段溫升作為疲勞極限預(yù)測(cè)模型的特征值，建立基于溫升數(shù)據(jù)的點(diǎn)焊接頭疲勞極限預(yù)測(cè)模型，以期在有限的試樣和時(shí)間內(nèi)實(shí)現(xiàn)精確、快速的點(diǎn)焊接頭疲勞極限預(yù)測(cè)，從而為點(diǎn)焊接頭疲勞極限預(yù)測(cè)提供一種新方法。

1 紅外熱成像理論

一切溫度高于絕對(duì)零度（-273 ℃）的物體都會(huì)向外發(fā)出紅外輻射。根據(jù)Stefan-Boltzmann 定律，如果把物體看成能夠吸收所有的入射能量的黑體，則在全波長(zhǎng)范圍內(nèi)積分可得到黑體的總輻射度為

式中：M(λ,T)為黑體的光譜輻射度，有

式 中：σ=5.67 × 10-8W/(m2·K4) 為Stefan-Boltzmann常數(shù)；c1與c2均為輻射常數(shù)。

事實(shí)上，絕大部分材料都不是黑體材料而是灰體材料，黑體材料發(fā)射率等于1 而灰體材料發(fā)射率要小于1。灰體材料表面能夠反射一部分外界入射波長(zhǎng)較長(zhǎng)的輻射，因此灰體材料發(fā)出的總輻射量Map由自身發(fā)射和外界反射兩部分組成?？傒椛淞縈ap可由紅外探測(cè)器直接獲取，但是很難辨別總輻射量Map中自身發(fā)射和外界反射各自所占的比例，所以通常假設(shè)物體為黑體。為了便于直觀理解，將總輻射量Map轉(zhuǎn)換成常用的溫度單位，稱之為表觀溫度，符號(hào)為Tap，即

式中：表觀溫度Tap為紅外探測(cè)儀測(cè)量到的物體表面溫度。在實(shí)際測(cè)溫中，探測(cè)儀與物體表面距離較近，所以可忽略大氣對(duì)測(cè)溫的影響，故表觀溫度Tap的精度主要取決于被測(cè)物體的表面發(fā)射率[15]。

紅外熱成像技術(shù)即通過紅外傳感器接收一定距離內(nèi)的被測(cè)目標(biāo)發(fā)射出的紅外輻射（熱量），再通過信號(hào)處理系統(tǒng)將這種熱量轉(zhuǎn)化為帶有溫度數(shù)據(jù)的可視化圖像[16]，如圖1 所示。

圖1 紅外熱成像原理圖

2 基于穩(wěn)定溫升預(yù)測(cè)疲勞極限理論

2.1 能量耗散理論

從熱力學(xué)角度來(lái)看，疲勞損傷是一個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)不可逆的能量耗散過程，其絕大部分能量以熱量的形式耗散，所以能量耗散的重要表征為試件表面溫度升高。在不可逆過程的經(jīng)典熱力學(xué)原理和結(jié)論的基礎(chǔ)上可建立疲勞產(chǎn)熱過程的局部熱效應(yīng)方程。根據(jù)能量守恒原理和熱力學(xué)定律，對(duì)于高周疲勞過程中的任意周次，試樣標(biāo)距內(nèi)的局部熱效應(yīng)方程可表示為[9,17]式中：ρ為材料密度；C是比熱容；T代表著溫度變化率；div(kgradT) 代表著由熱傳導(dǎo)引起的能量損失率；d是能量耗散；sthe，sic以及re分別代表著熱彈性源、內(nèi)熱源和外熱源。

2.2 疲勞溫升進(jìn)程

經(jīng)典的高周疲勞溫升進(jìn)程如圖2 所示，其總體上可分為3 個(gè)階段：第1 階段，初始溫度迅速升高階段；第2 階段，因載荷穩(wěn)定，溫升值趨于穩(wěn)定、平緩；第3階段，則是由于斷裂前的裂紋擴(kuò)展導(dǎo)致斷裂截面的應(yīng)力急劇增加，使得溫度急劇升高。值得指出的是，圖2 中第2 溫升階段放大框中的溫度波動(dòng)為熱彈性效應(yīng)的影響，僅引起溫度在小范圍內(nèi)的上下波動(dòng)，不會(huì)影響疲勞溫升的平均值變化[18]。

圖2 高周疲勞典型溫升演化曲線

現(xiàn)階段建立點(diǎn)焊接頭疲勞極限預(yù)測(cè)模型，其選取的溫升值為試樣斷裂時(shí)的溫度變化，該溫度變化受多重因素影響，與載荷值不存在較好的線性關(guān)系。因此，該研究嘗試將更為穩(wěn)定的第2 溫升階段作為疲勞極限預(yù)測(cè)的特征值（圖2），并以此為疲勞極限預(yù)測(cè)模型構(gòu)建的索引，以期實(shí)現(xiàn)疲勞極限的精確、快速評(píng)估。

2.3 基于穩(wěn)定溫升的疲勞極限預(yù)測(cè)模型

Luong 提出的“雙線法”（圖3）是目前比較流行的疲勞極限快速預(yù)測(cè)方法[19]。與Risitano 法相比，此方法將載荷水平低于疲勞極限時(shí)的試樣表面溫度變化考慮在內(nèi)，以溫升突變點(diǎn)為臨界點(diǎn)，分別對(duì)臨界點(diǎn)前后數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到2 條斜率不同且相交的溫升-載荷直線。兩直線交點(diǎn)的橫坐標(biāo)即為預(yù)測(cè)的疲勞極限值。值得指出的是，所采用的溫升為穩(wěn)定溫升階段的溫升增量。

圖3 基于穩(wěn)定溫升的疲勞極限預(yù)測(cè)模型

3 試驗(yàn)方法

3.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用搭接雙面電阻點(diǎn)焊對(duì)板厚為3 mm 的SUS301L 奧氏體不銹鋼和Q235B 低碳鋼進(jìn)行焊接。焊接前需要對(duì)被焊部位進(jìn)行表面清理，清除表面污物與氧化膜，得到均勻分布的接觸電阻，從而保證焊接接頭質(zhì)量以及焊接過程的穩(wěn)定性。焊接完成后試件按照J(rèn)IS Z3140-2000，JIS Z3139-2000 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行外觀檢驗(yàn)、平滑度檢驗(yàn)以及斷面檢驗(yàn)。SUS301L 和Q235B鋼的化學(xué)成分和主要力學(xué)性能見表1、表2，搭接點(diǎn)焊焊接工藝參數(shù)見表3。

表1 SUS301L 和Q235B 鋼主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）

表3 SUS301L 奧氏體不銹鋼和Q235B 低碳鋼搭接點(diǎn)焊焊接工藝參數(shù)

3.2 試驗(yàn)設(shè)備及方法

剪切拉伸疲勞試驗(yàn)按照GB/T 15111—94《焊接頭剪切拉伸疲勞試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，疲勞試驗(yàn)機(jī)型為PLG-50 高頻疲勞試驗(yàn)機(jī)，試驗(yàn)在大氣常溫中進(jìn)行，載荷類型為單軸拉伸正弦載荷，應(yīng)力比為0.1，振動(dòng)頻率為80～200 Hz，指定周次為2 × 106次，疲勞試樣尺寸如圖4 所示。進(jìn)行疲勞試驗(yàn)的同時(shí)，使用Fluke 公司生產(chǎn)的Ti450 紅外熱像儀來(lái)監(jiān)測(cè)不銹鋼側(cè)熔核及塑性環(huán)表面的溫度變化。其主要參數(shù)如下：測(cè)量溫度范圍為-20～80 ℃；靈敏度小于等于0.03 ℃；圖像捕捉時(shí)間間隔為3 s。為了提高試樣表面的輻射率，疲勞試驗(yàn)前對(duì)試樣表面均做噴漆（黑色啞光漆）處理，熱像儀與被測(cè)試樣處于垂直關(guān)系，水平距離為0.7 m。為了使溫升測(cè)量結(jié)果更為精確，測(cè)溫之前對(duì)紅外熱像儀進(jìn)行標(biāo)定工作，紅外疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)如圖5 所示。

圖4 疲勞試驗(yàn)尺寸示意圖

圖5 紅外疲勞試驗(yàn)系統(tǒng)

采用多級(jí)載荷模式對(duì)單個(gè)試樣進(jìn)行逐級(jí)加載，載荷譜如圖6 所示加載的初始載荷為2 kN，應(yīng)力增量為0.5 kN（圖6），每應(yīng)力級(jí)循環(huán)周次為80 000 次。到達(dá)固定周次后，待試樣恢復(fù)至室溫再將載荷增加0.5 kN重復(fù)試驗(yàn)（由于試樣溫升較低，幾分鐘即可恢復(fù)至室溫）。單個(gè)試樣的優(yōu)點(diǎn)是：①試樣截面面積相同，計(jì)算得到的溫升增量可比性好；②可提供的數(shù)據(jù)量較大，采用最小二乘法擬合的結(jié)果可信度更高；③試驗(yàn)成本和時(shí)間進(jìn)一步壓縮，可實(shí)現(xiàn)疲勞極限的快速預(yù)測(cè)。此外，采用單試樣測(cè)試疲勞極限是基于以下假設(shè)開展的：①因循環(huán)載荷引起的加工硬化效應(yīng)可以忽略；②因熱彈性效應(yīng)引起的溫度波動(dòng)不會(huì)影響穩(wěn)定階段平均溫升值。

圖6 多級(jí)載荷譜

采用紅外熱像儀實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)整個(gè)疲勞過程的溫度演化，將紅外熱像儀采集的紅外熱像圖用SmartView軟件分析處理，提取出被測(cè)部位及環(huán)境溫度，并計(jì)算溫升ΔT（取每應(yīng)力級(jí)的最后一分鐘的溫升變化平均值作為該應(yīng)力級(jí)的溫升ΔT）。以載荷水平F為橫坐標(biāo)，溫升ΔT為縱坐標(biāo)，再用origin 對(duì)所提取的數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行線性擬合，兩條曲線的交點(diǎn)即為該試樣的預(yù)測(cè)疲勞極限。為了驗(yàn)證上述預(yù)測(cè)疲勞極限的準(zhǔn)確性，采用傳統(tǒng)升降法進(jìn)行疲勞試驗(yàn)，升降法試驗(yàn)根據(jù)GB/T 15111—94《點(diǎn)焊接頭剪切拉伸疲勞試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。

4 結(jié)果與討論

4.1 溫升演化

不同載荷下的溫升變化如圖7 所示，當(dāng)載荷低于疲勞極限時(shí)，試樣的溫升是由黏性效應(yīng)、滯彈性效應(yīng)和內(nèi)摩擦等非塑性行為引起的，它對(duì)疲勞損傷累積沒有影響，溫升變化不大，僅在小幅度范圍內(nèi)波動(dòng)；當(dāng)試樣承受載荷在疲勞極限以上時(shí)，材料內(nèi)部的局部區(qū)域會(huì)產(chǎn)生不可逆的微觀塑性變形，導(dǎo)致試樣溫升變化明顯且隨著載荷的增加持續(xù)上升。由圖可以看出該試樣溫升突變點(diǎn)為黃色部分，所以該試驗(yàn)取載荷水平為5 kN 的溫升為“雙線法”的臨界點(diǎn)。整個(gè)疲勞過程的溫度波動(dòng)可歸結(jié)為熱彈性效應(yīng)，如圖7 放大框中所示。

圖7 不同載荷水平下溫升演化

4.2 疲勞極限預(yù)測(cè)

通過對(duì)紅外熱像疲勞試驗(yàn)獲取的熱像數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到每個(gè)應(yīng)力等級(jí)下的溫升ΔT，再應(yīng)用第3.3節(jié)中所陳述的基于穩(wěn)定溫升的疲勞極限預(yù)測(cè)模型，即可完成疲勞極限的預(yù)測(cè)，其預(yù)測(cè)結(jié)果如圖8 所示。

圖8 載荷-溫升曲線圖

擬合曲線ΔT1，ΔT2的函數(shù)表達(dá)式為

聯(lián)立ΔT1和ΔT2可得4.883 kN 即為紅外疲勞試驗(yàn)所預(yù)測(cè)的疲勞極限。從圖中可以觀察到，溫升響應(yīng)在4.883 kN 附近出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，這表明當(dāng)載荷小于該值時(shí)，結(jié)合Representative volume element（RVE）模型理解，材料內(nèi)部的微結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)主要由滯彈性運(yùn)動(dòng)引起，不構(gòu)成損傷累積；而當(dāng)載荷值大于4.883 kN時(shí)，其材料內(nèi)部的微結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)主要由與損傷累積相關(guān)的非彈性行為引起，構(gòu)成材料內(nèi)部的損傷增加。因此，結(jié)合該模型可以更好地理解基于溫升響應(yīng)轉(zhuǎn)折預(yù)測(cè)疲勞極限的物理意義。

為了驗(yàn)證熱像法的經(jīng)確定，采用傳統(tǒng)的升降法對(duì)點(diǎn)焊接頭的疲勞極限進(jìn)行了測(cè)定。根據(jù)GB/T 24176—2009《金屬材料疲勞試驗(yàn)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)方案與分析方法》的標(biāo)準(zhǔn)，最少需要4 個(gè)不同的子樣對(duì)來(lái)解釋升降法試驗(yàn)，具體試驗(yàn)結(jié)果的升降圖如圖9 所示。

圖9 升降圖

對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)據(jù)分析，找到圖中4 對(duì)子樣對(duì)（8 個(gè)試樣）對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)再取平均值就可以得到升降法測(cè)定的疲勞極限 σf，即 σf=5.00 kN。

4.3 誤差分析

將紅外熱像法得出的疲勞極限預(yù)測(cè)值與傳統(tǒng)試驗(yàn)評(píng)估值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，2 種方法得到的疲勞極限差值為0.117 kN，誤差僅為2.34%。

為了驗(yàn)證模型的適用范圍，對(duì)其他板厚組合的SUS301L-Q235B 點(diǎn)焊接頭也進(jìn)行紅外疲勞試驗(yàn)以及傳統(tǒng)升降法試驗(yàn)。將2 種方法得到的疲勞極限值進(jìn)行對(duì)比，并計(jì)算誤差，比較結(jié)果見表4。

表4 其他板厚組合下疲勞極限值

由表4 可知，紅外熱像法預(yù)測(cè)值與傳統(tǒng)方法試驗(yàn)值之間誤差較小，表明該模型對(duì)不同板厚組合的點(diǎn)焊接頭也適用，模型的準(zhǔn)確性得到了進(jìn)一步驗(yàn)證。值得注意的是：傳統(tǒng)升降法最少需要4 個(gè)子樣對(duì)（8個(gè)試樣）來(lái)完成疲勞極限的測(cè)定，文中進(jìn)行的4 組升降法所用試樣均不少于10 個(gè)。采用文中所論述的方法僅需要1 個(gè)試樣即可完成疲勞極限的測(cè)定，節(jié)省了大量的試驗(yàn)成本，且具有較高的精度。

5 結(jié)論

（1）以3 mm+3 mm SUS301L-Q235B 點(diǎn)焊接頭為研究對(duì)象，建立了1 種基于溫升響應(yīng)的疲勞極限快速預(yù)測(cè)模型，該模型僅使用一個(gè)試樣即可完成疲勞極限的快速預(yù)測(cè)。經(jīng)與傳統(tǒng)方法的試驗(yàn)值對(duì)比，誤差僅為2.34%，驗(yàn)證了模型的精度。

（2）將預(yù)測(cè)值與傳統(tǒng)方法的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，該模型可對(duì)不同板厚組合的點(diǎn)焊接頭實(shí)現(xiàn)疲勞極限的快速、精確預(yù)測(cè)，從而極大降低試驗(yàn)成本。