低匹配對接接頭的抗沖擊等承載設計方法

董志波 盧偉澤 相靚宇 方洪淵

哈爾濱工業大學先進焊接與連接國家重點實驗室，哈爾濱，150001

0 引言

在傳統的焊接過程中，常采用與母材強度相等的焊接材料組成等強接頭。但對于高強鋼而言，等強接頭的冷裂傾向較為嚴重，在抗疲勞和韌性方面表現較差[1-4]。如果使用強度稍低的焊接材料組成高強鋼低匹配焊接接頭，則能夠解決冷裂的問題并增強韌性[5-6]。但該類接頭的缺點是母材與接頭無法達到等匹配的強度。

為了解決上述問題，方洪淵[7]提出了等承載能力的概念，舍棄了單純追求焊縫強度高的觀念，并提出了使焊接接頭與母材等承載的思想；趙智力等[8-10]提出了靜載條件下低匹配對接接頭的等承載設計方案，僅將母材和熔敷金屬的性能參量作為焊接接頭設計的初始參量，并制定了設計準則。

實際工程中的焊接結構不僅會處于靜載環境下，還可能處于沖擊環境下。沖擊載荷屬于動載，所產生的情況比靜載復雜，依據靜載設計的等承載接頭將不再適用[11]。因此，如何進行等承載設計，使沖擊載荷下接頭不先于母材發生破壞，具有重要的工程意義[12]。

對于承受沖擊載荷的焊接接頭，要建立其等承載關系，需要尋求能體現材料抗沖擊能力的純性能參量。沖擊功是衡量材料韌性的指標，可以表征材料在沖擊載荷作用下吸收塑性變形功和斷裂功的能力。但是，沖擊功是與試件幾何形狀有關的參量，不能直接用于等承載設計。

本文通過研究A921鋼極限抗沖擊能量與試件抗彎能力的關系，建立了母材與焊接接頭之間的抗沖擊等承載關系，并設計了低速沖擊條件下的抗沖擊焊接接頭。

1 沖擊試驗研究

以A921鋼試件為極限抗沖擊能量與抗彎能力規律的試驗材料，并采用Q345鋼作為驗證該規律的試驗材料。利用夏比沖擊試驗法，參照國家標準GB/T 229—2007對材料進行線切割加工。沖擊試件的尺寸見圖1，其中長度為5.5 cm，設計不同的寬度與厚度，設寬度為B，厚度為H。在試件長度方向上中間位置加工出夾角為45°的V形缺口，缺口深度為0.2 cm，尖端曲率半徑為0.025 cm。

圖1 沖擊試件尺寸示意圖Fig.1 Diagram of impact specimen size

在室溫環境下使用JB-300B型擺錘沖擊試驗機進行試驗。該試驗機有兩種擺錘，小擺錘所施予的最大沖擊功為150 J，大擺錘所施予的最大沖擊功為300 J。為保證試驗結果的有效性，應使試驗時示數盤所顯示的沖擊功在量程的10%～90%之間，若超出此范圍則需對試驗數據進行特別標注。

為了解試驗材料A921高強鋼的沖擊性能以選擇合適的擺錘，取一標準件進行沖擊。使用大擺錘得到的沖擊功數值為202 J，表明該材料沖擊韌性較好，小量程將無法滿足要求，因此為統一標準，后續試驗皆采用大擺錘。

試驗后的沖擊斷裂試樣如圖2所示，若沖擊試驗所獲得的沖擊功為Akv(J)，則沖擊韌度akv(J/cm2)可由下式計算得到：

圖2 部分沖擊斷裂試樣Fig.2 Partial impact fracture sample

(1)

2 試驗結果與分析

夏比沖擊試驗所得到的A921鋼和Q345鋼不同幾何尺寸試件的沖擊功數據以及對應沖擊韌度值如表1所示。

表1 A921鋼和Q345鋼的沖擊試驗結果Tab.1 Results of the impact test of A921 and Q345

2.1 試件抗彎能力與沖擊韌度的關系

為使試件的抗彎能力可與沖擊韌度建立關聯，首先應尋求能夠表征抗彎能力的參量。根據材料力學相關知識，慣性矩和抗彎截面系數均與抗彎能力有關。試驗中沖擊試件的橫截面為矩形，其Z軸慣性矩IZ(cm4)和Z軸抗彎截面系數WZ(cm3)可分別表示為

(2)

(3)

從而采用試件的幾何尺寸間接地表征了抗彎能力。

試件的抗彎能力與沖擊韌度的關系可等價于幾何尺寸與沖擊韌度的關系。分別對A921鋼沖擊試件的H3B、H2B值與其對應沖擊韌度進行線性回歸分析，如圖3所示。自變量H3B、H2B的擬合關系式分別如下：

圖3 A921鋼沖擊韌度與抗彎能力的線性擬合Fig.3 Linear fitting of impact toughness and bending resistance of A921 steel

akv=93.61+137.86H3B

(4)

akv=76.10+155.75H2B

(5)

式(4)和式(5)擬合的相關系數分別為0.96和0.93，表明試件的沖擊韌度與表征其抗彎能力的H3B值有較好的線性擬合關系。定義akv0為材料的基礎韌度，系數k為材料沖擊韌度關于幾何尺寸變化速率的表征，則上述關系可表示為

akv=akv0+kH3B

(6)

與沖擊韌度不同，基礎韌度是材料在一定沖擊載荷下的常量屬性，與試件的幾何尺寸無關，可表征材料本身的塑韌性。由此可知，不同材料在試件尺寸不同時其沖擊韌度沒有可比性，但是其基礎韌度具有可比性。

2.2 材料抗沖擊性能對比分析

以Q345材料為研究對象，對其沖擊試件的H3B值與對應沖擊韌度進行線性回歸分析，其表達式如下：

akv=47.24+34.99H3B

(7)

式(7)擬合的相關系數為0.93，表明線性關系良好，從而驗證了試件沖擊韌度與H3B值之間規律的有效性，并說明該規律在其他材料中具備一定的可推廣性。

對比分析式(4)與式(7)可以發現，A921鋼的基礎韌度akv0約為Q345鋼akv0的2倍，A921鋼的系數k遠大于Q345鋼的系數k。依據兩種材料akv0與k的差異，結合沖擊試驗，可分析比較二者的抗沖擊性能。

從akv0值方面分析，A921鋼的韌性優于Q345鋼的韌性。從k值方面分析，Q345鋼試件在承受沖擊載荷以解理斷裂為主的范圍內，隨著試件幾何尺寸的增大，單位面積消耗的能量變化不大；A921鋼試件在承受沖擊載荷而斷裂時，裂紋尖端擴展的塑性變形及試件整體的大塑性變形將消耗較多的能量，而且塑性變形量隨試件尺寸的增大而增大，相比于韌度較小的材料，A921鋼試件的沖擊韌度隨尺寸變化的趨勢更明顯。

因此，如果兩材料均滿足式(6)所示的關系，則可以借助式(6)全面地對比材料的沖擊韌性，并預測不同尺寸試件在一定沖擊載荷下的力學響應。

3 接頭抗沖擊等承載設計方法

對構件進行沖擊載荷下的等承載設計時，應保證焊接接頭斷裂所吸收的沖擊功AkvW與母材失效所吸收的沖擊功AkvB相同，確保構件可以在母材抗沖擊能力范圍內安全服役，使接頭不先于母材發生破壞，因此，沖擊載荷下等承載設計的實現條件可表示為

AkvW=AkvB

(8)

結合接頭熔敷金屬抗彎能力與沖擊韌度的關系，根據式(6)和式(8)可得

AkvB=(akv0+kH3B)HB

(9)

其中一定尺寸的母材失效所消耗的沖擊功AkvB可由試驗獲得。對于工程中在一定條件下服役的構件來說，焊接接頭的寬度B往往已根據實際情況設計完成，因而可通過尋求接頭的最佳厚度H來滿足等承載。解出方程中僅有的一個未知量H，即為滿足沖擊載荷下等承載設計的接頭最小厚度。

在沖擊環境下服役的接頭也會受到拉伸靜載等其他載荷的影響，因此，除了實現沖擊載荷下的等承載設計外，還要考慮提高接頭承受其他載荷的能力，做好接頭與母材過渡處的形狀優化，將危險區向母材轉移。如在設計沖擊載荷下對接等承載接頭時可加入減小焊趾、焊根等處應力集中系數的形狀優化方法。

對圖4所示的A921鋼低匹配對接接頭進行沖擊載荷下的抗沖擊等承載設計，接頭幾何參數包括板厚2t、余高高度h、余高寬度w0、過渡處寬度wr、焊趾半徑r等。在靜載條件下等承載設計的基礎上，提出了沖擊載荷下低匹配接頭的抗沖擊等承載設計流程，如圖5所示。

圖4 1/4對接接頭幾何參數示意圖Fig.4 1/4 geometric parameter diagram of butt joint

圖5 沖擊等承載對接接頭設計流程Fig.5 Design process of butt joints for equal load-carrying of impact resistance

首先，按照前述方法計算得到沖擊載荷條件下的最小接頭厚度Hmin；另一方面，根據靜載條件下的等承載接頭設計方法，可計算得到接頭的最小余高高度hmin，其表達式如下：

(10)

其中，μMMR為屈服強度匹配比。將由hmin構成的接頭厚度2(t+hmin)與Hmin進行比較，選取二者中的較大者作為滿足安全設計的數值，從而得到余高高度h。而后，根據下式可以計算得到接頭處的焊趾半徑r：

(11)

式中，Ktoe為焊趾處的應力集中系數；a為形狀系數。

蓋面焊道寬度w的計算表達式如下：

(12)

若以最大主應力進行計算，則余高寬度w0和過渡處寬度wr可分別表示為

(13)

(14)

4 結論

(1)通過對A921鋼試件進行夏比沖擊試驗，發現材料的沖擊韌度與表征抗彎能力的幾何尺寸H3B值之間具有良好的線性關系。

(2)通過對比分析A921鋼與Q345鋼抗彎能力與沖擊韌度的關系式，表明該規律具有對比材料沖擊韌性并預測不同尺寸試件受到一定沖擊載荷作用時力學響應的能力。

(3)以沖擊功為承受沖擊載荷能力的參量，提出了A921鋼低匹配對接接頭在沖擊載荷作用下的抗沖擊等承載設計方法。