不同體系焊材對(duì)復(fù)合鋼管道維修焊縫疲勞性能的影響

陳 坤，宋怡漾，蘆麗莉，李潮偉

中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院，四川 成都 610041

0 前言

以田灣核電站為代表的WWER（Water-Water Energy Reactor）核電廠一回路管道系統(tǒng)大量采用復(fù)合鋼管道，即在低合金鋼管道內(nèi)壁堆焊奧氏體不銹鋼耐蝕層形成的復(fù)合層管道。該型復(fù)合鋼管道需要長(zhǎng)時(shí)間服役在高溫高壓的環(huán)境下，其焊縫熔敷區(qū)及熱影響區(qū)的疲勞性能優(yōu)劣嚴(yán)重影響著復(fù)合鋼管道的使用壽命。

典型的復(fù)合鋼管道接頭結(jié)構(gòu)形式如圖1所示[1-2]。該復(fù)合鋼管道接頭由市場(chǎng)應(yīng)用很少的俄標(biāo)焊材制備，而核電常用的焊材為美標(biāo)焊材，供應(yīng)廠家較多、技術(shù)成熟度高。由于分屬不同的技術(shù)體系，美標(biāo)焊材是否適用于WWER部件，尚缺乏試驗(yàn)研究及應(yīng)用驗(yàn)證。宋怡漾[3]等人采用不同成分的不銹鋼焊材在508-Ⅲ鋼和ER347復(fù)合鋼管預(yù)堆邊進(jìn)行堆焊試驗(yàn)，結(jié)果表明，采用高Ni不銹鋼焊材焊接的堆焊層的組織形貌、顯微硬度及能譜分析結(jié)果均支持熔合區(qū)存在部分馬氏體轉(zhuǎn)變或一定量的碳化物，且焊層間出現(xiàn)了再熱裂紋。朱海東[4]結(jié)合實(shí)際施工中復(fù)合鋼管道預(yù)堆邊出現(xiàn)的缺陷和問題，提出了一種新的技術(shù)改進(jìn)方式，既保證了復(fù)合鋼管道焊接的有效性，又能提高施工效率。鄧江勇[5]選用含奧氏體元素鎳含量較高的焊接材料進(jìn)行了預(yù)堆焊隔離層焊接，最終獲得理想的具有較高抗裂性能和沖擊性能的焊接接頭。其他科研人員[6-8]對(duì)復(fù)合鋼結(jié)構(gòu)的焊接工藝與組織性能也進(jìn)行了相關(guān)的研究，但未有關(guān)于復(fù)合鋼管道維修焊縫疲勞性能的研究報(bào)道。

圖1 復(fù)合鋼管道接頭結(jié)構(gòu)形式示意Fig.1 Structural form diagram of composite steel pipe joint

綜上所述，對(duì)不同體系焊材在復(fù)合鋼焊縫維修技術(shù)上的應(yīng)用以及復(fù)合鋼焊縫維修技術(shù)的國(guó)產(chǎn)化研究具有一定的指導(dǎo)意義。為了美標(biāo)體系焊材應(yīng)用在WWER部件上具有理論依據(jù)性，文中分析俄標(biāo)和美標(biāo)兩種體系焊材對(duì)復(fù)合鋼管道維修焊縫的疲勞性能的影響。

1 試驗(yàn)材料及試樣

1.1 試樣制備

采用經(jīng)焊接工藝評(píng)定的工藝參數(shù)、同種材料制備典型的復(fù)合鋼管道焊接接頭，如圖2所示。對(duì)制備的焊接接頭進(jìn)行挖補(bǔ)，使用經(jīng)過焊接工藝評(píng)定的工藝參數(shù)及不同體系焊材完成挖補(bǔ)焊縫的制備，最終完成制備的焊縫如圖3所示。

圖2 復(fù)合鋼管道焊接接頭Fig.2 Welded joint of composite steel pipe

圖3 焊接試件Fig.3 Welding test piece

不銹鋼覆層的焊材為直徑1.0 mm的ER347焊絲，采用自動(dòng)氬弧焊工藝；用于隔離層堆焊的焊材為直徑2.0 mm的CB-07X25H13不銹鋼焊絲，采用手工氬弧焊工藝；用于過渡層堆焊的焊材為直徑2.0 mm的CB-10X16H25AM6高鎳不銹鋼焊絲，采用手工氬弧焊工藝；用于保護(hù)層堆焊的焊材為直徑2.0 mm的CB-04X19H11M3奧氏體不銹鋼焊絲，采用手工氬弧焊工藝；對(duì)接焊材采用不銹鋼焊材СВ-04X19H11M3和ЭА-400/10T，采用氬電聯(lián)焊工藝；挖補(bǔ)焊縫用焊材為直徑2.0 mm的CB-06X15H60M1 5鎳基合金焊絲和直徑2.4 mm的ERNiFe-7A鎳基合金焊絲，采用手工氬弧焊工藝。具體焊接參數(shù)如表1 ～表6所示，相關(guān)原材料化學(xué)成分如表7所示。

表1 不銹鋼覆層焊接工藝參數(shù)Table 1 Welding parameters of stainless steel cladding

表2 隔離層堆焊焊接工藝參數(shù)Table 2 Buttering parameters

表3 過渡層堆焊焊接工藝參數(shù)Table 3 Surfacing parameters of transition layer

表4 保護(hù)層堆焊焊接工藝參數(shù)Table 4 Surfacing parameters of protective layer

表5 對(duì)接焊焊接工藝參數(shù)Table 5 Butt welding parameters

表6 美標(biāo)/俄標(biāo)焊材挖補(bǔ)工藝參數(shù)Table 6 Repair welding parameters ofAmerican standard/Russian standard welding materials

表7 原材料化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 7 Chemical composition of raw materials（wt.%）

1.2 疲勞試樣取樣

采用圖4所示的板狀漏斗試樣，漏斗根部名義寬度為4 mm，名義厚度為1.5 mm。根據(jù)焊接接頭和疲勞試樣實(shí)際尺寸，熔敷區(qū)和熱影響區(qū)試樣均沿接頭的環(huán)向取樣，試樣厚度方向如圖5所示。熔敷區(qū)和熱影響區(qū)試樣端面在接頭徑向的疲勞取樣位置如圖6所示，應(yīng)確保漏斗試樣根部位于待考察的熔敷區(qū)或熱影響區(qū)。樣品實(shí)物如圖7所示。

圖4 板狀漏斗疲勞試樣構(gòu)形與尺寸Fig.4 Configuration and size of plate funnel fatigue sample

圖5 疲勞試樣環(huán)向取樣示意Fig.5 Schematic diagram circumferential sampling in direction of fatigue sample

圖6 疲勞試樣徑向取樣示意Fig.6 Schematic diagram of radial sampling of fatigue sample

圖7 疲勞試樣實(shí)物Fig.7 Physical drawing of fatigue sample

2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)設(shè)備為美國(guó)MTS 809（25 kN）電液伺服材料試驗(yàn)機(jī)。MTS632.53F-14高溫應(yīng)變引伸計(jì)（標(biāo)距12 mm，軸向測(cè)量范圍-10% ～20%）用于板狀試樣的低周疲勞試驗(yàn)應(yīng)變控制。試驗(yàn)機(jī)載荷傳感器和應(yīng)變引伸計(jì)精度為0.5級(jí)。通過計(jì)算機(jī)對(duì)試驗(yàn)過程進(jìn)行閉環(huán)控制和實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)采集。為確保板狀試樣在疲勞試驗(yàn)過程中的良好對(duì)中性，將對(duì)中器裝置（見圖8）用于板狀試樣的對(duì)中安裝。試樣安裝過程中，在緊固試樣與夾具時(shí)，保證試樣平直且和夾具在同一對(duì)稱軸上。圖9為試樣安裝現(xiàn)場(chǎng)。

圖8 對(duì)中裝置Fig.8 Centering device

圖9 試樣安裝Fig.9 Installation of sample

3 試驗(yàn)方法

如圖10所示，在跨漏斗兩側(cè)間距為12 mm的A點(diǎn)和B點(diǎn)處安裝應(yīng)變引伸計(jì)以控制包含漏斗變形在內(nèi)的軸向應(yīng)變。詳細(xì)試驗(yàn)步驟為：①測(cè)量試樣的寬度、厚度等尺寸，并做好記錄。②安裝專用夾具，安裝過程中保證試樣的對(duì)中性。③應(yīng)用MPT軟件對(duì)試樣進(jìn)行應(yīng)變控制下的循環(huán)加載。每個(gè)試樣的循環(huán)應(yīng)力幅下降約20%或出現(xiàn)明顯裂紋時(shí)停止加載。④試驗(yàn)疲勞曲線包括4 ～6級(jí)應(yīng)變水平，每條疲勞曲線不少于12個(gè)有效試樣，最長(zhǎng)壽命控制在3萬次以內(nèi)，應(yīng)變速率為0.005/s。

圖10 板狀漏斗試樣應(yīng)變測(cè)量示意Fig.10 Schematic diagram of strain measurement of plate funnel sample

4 數(shù)據(jù)分析方法

材料的循環(huán)穩(wěn)定應(yīng)力幅-應(yīng)變幅關(guān)系可以采用Ramberg-Osgood模型表示：

式中σa和εa分別為循環(huán)加載下材料的應(yīng)力幅和應(yīng)變幅；E、K和n分別為材料的彈性模量、循環(huán)應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)和循環(huán)應(yīng)力強(qiáng)化指數(shù)。

為了獲得薄板漏斗試樣在循環(huán)加載狀態(tài)下的應(yīng)力-應(yīng)變等效換算關(guān)系，需要給出其循環(huán)穩(wěn)定應(yīng)力幅-應(yīng)變幅關(guān)系作為有限元分析的輸入材料本構(gòu)關(guān)系。對(duì)于薄片漏斗試樣，難以從試驗(yàn)中直接測(cè)量破壞局部（漏斗根部）的應(yīng)力幅與應(yīng)變幅。劉勤等[10]給出了薄片漏斗試樣在循環(huán)加載條件下，載荷幅Pa和加載線上位移幅ha之間的半解析關(guān)系：

式中k是與K、n、E和λ相關(guān)的常數(shù)。λ為幾何因子相關(guān)的函數(shù)，且λ=W/R，其中W為試樣寬度，R為試樣漏斗半徑。對(duì)于本研究所采用的試樣λ=3。三階矩陣的值如表8所示。

表8 三階矩陣的系數(shù)值[4]Table 8 Coefficient value of third-order matrix

以函數(shù)Pa=ηha-e（ha-e為純彈性位移）回歸Pa-ha試驗(yàn)曲線的線性段，可獲得線性系數(shù)η；以函數(shù)Pa=Cha-pm′（ha-p為純塑性位移）回歸Pa-ha的純塑性段，可獲得塑性指數(shù)m和塑性系數(shù)C。根據(jù)式（2） ～式（6）可得循環(huán)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系式的材料常數(shù)E、K、n的表達(dá)式：

通過式（1） ～式（7）可由Pa-ha曲線求得σa-εa曲線，并以此作為循環(huán)穩(wěn)定后的材料單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。

參照標(biāo)準(zhǔn)GB/T 15248—2008，可以得到材料的低周疲勞Manson-Coffin模型：

5 試驗(yàn)結(jié)果與分析

5.1 俄標(biāo)焊材試驗(yàn)結(jié)果

5.1.1 熔敷區(qū)（HA-S1）試驗(yàn)結(jié)果

表9為熔敷區(qū)試樣在室溫下的低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果。綜合各個(gè)試樣循環(huán)穩(wěn)定階段的遲滯回線，得到熔敷區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線，如圖11所示。

表9 熔敷區(qū)低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 9 Low cycle fatigue test results of deposited zone

圖11 熔敷區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線Fig.11 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of deposited zone specimen at room temperature

圖12為熔敷區(qū)試樣在常溫下各級(jí)應(yīng)變水平對(duì)應(yīng)應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系曲線。熔敷區(qū)試樣彈性和塑性應(yīng)變幅與倍壽命關(guān)系曲線分別如圖13、圖14所示，圖15為熔敷區(qū)試樣總應(yīng)變幅與倍壽命的試驗(yàn)曲線以及與Man-son-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線的對(duì)比結(jié)果。可以看到，Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，模型參數(shù)如表10所示。

圖12 熔敷區(qū)試樣在室溫下應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系Fig.12 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof deposited sample at room temperature

圖13 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεTe/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.13 ΔεTe/2-2Nf relation curve of deposited sample at room temperature

圖14 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεTp/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.14 ΔεTp/2-2Nf relation curve of deposited sample at room temperature

5.1.2 熱影響區(qū)（HAZ-S1）試驗(yàn)結(jié)果

圖15 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線及Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線Fig.15 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of deposited sample at room temperature

表10 熔敷區(qū)試樣在室溫下的Manson-Coffin模型參數(shù)Table 10 Manson-Coffin model parameters of deposited sample at room temperature

表11為熱影響區(qū)材料（HAZ-S1）在室溫下的低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果。

表11 熱影響區(qū)低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 11 Low cycle fatigue test results of heat affected zone

綜合各個(gè)試樣循環(huán)穩(wěn)定階段的遲滯回線，得到熱影響區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線，如圖16所示。

圖16 熱影響區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線Fig.16 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of d heat affected zone specimen at room temperature

圖17為熱影響區(qū)試樣在常溫下各級(jí)應(yīng)變水平對(duì)應(yīng)應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系曲線，圖18為熱影響區(qū)試樣彈性應(yīng)變幅與倍壽命關(guān)系曲線，圖19為熱影響區(qū)試樣塑性應(yīng)變幅與倍壽命關(guān)系曲線，圖20為熱影響區(qū)試樣總應(yīng)變幅與倍壽命的試驗(yàn)曲線以及與Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線的對(duì)比結(jié)果。可以看到，Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，模型參數(shù)如表12所示。

圖17 熱影響區(qū)試樣在室溫下應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系Fig.17 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof heat affected zone sample at room temperature

圖18 熱影響區(qū)試樣在室溫下的ΔεTe/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.18 ΔεTe/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

圖19 熱影響區(qū)試樣在室溫下的ΔεTp/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.19 ΔεTp/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

圖20 熱影響區(qū)試樣在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線及Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線Fig.20 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of heat affected zone sample at room temperature

表12 熱影響區(qū)試樣在室溫下的Manson-Coffin模型參數(shù)Table 12 Manson-Coffin model parameters of heat affected zone sample at room temperature

5.2 美標(biāo)焊材試驗(yàn)結(jié)果

5.2.1 熔敷區(qū)（HA-S2）試驗(yàn)結(jié)果

表13為熔敷區(qū)材料（HA-S2）在室溫下的低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果。

表13 熔敷區(qū)低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 13 Low cycle fatigue test results of deposited area

綜合各個(gè)試樣循環(huán)穩(wěn)定階段的遲滯回線，得到熔敷區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線，如圖21所示。

圖21 熔敷區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線Fig.21 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of deposited zone specimen at room temperature

圖22為熔敷區(qū)試樣在常溫下各級(jí)應(yīng)變水平對(duì)應(yīng)應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系曲線，圖23、圖24為熔敷區(qū)試樣彈性和塑性應(yīng)變幅與倍壽命關(guān)系曲線圖25為熔敷區(qū)試樣總應(yīng)變幅與倍壽命的試驗(yàn)曲線以及與Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線的對(duì)比結(jié)果。可以看到，Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，模型參數(shù)列于表14中。

圖22 熔敷區(qū)試樣在室溫下應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系Fig.22 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof deposited sample at room temperature

圖23 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεTe/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.23 ΔεTe/2-2Nf relation curve of deposited sample at room temperature

圖24 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεTp/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.24 ΔεTp/2-2Nfrelation curve of deposited sample at room tem‐perature

圖25 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線及Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線Fig.25 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of deposited sample at room temperature

表14 熔敷區(qū)試樣在室溫下的Manson-Coffin模型參數(shù)Table 14 Manson-Coffin model parameters of deposited sample at room temperature

5.2.2 熱影響區(qū)材料（HAZ-S2）試驗(yàn)結(jié)果

表15為熱影響區(qū)試樣在室溫下的低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果。綜合各個(gè)試樣循環(huán)穩(wěn)定階段的遲滯回線，得到熱影響區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線，如圖26所示。

表15 熱影響區(qū)低周疲勞試驗(yàn)結(jié)果Table 15 Low cycle fatigue test results of heat affected zone

圖26 熱影響區(qū)試樣在室溫下的多級(jí)等效循環(huán)滯回曲線Fig.26 Multistage equivalent cyclic hysteretic curve of d heat affected zone specimen at room temperature

圖27為熱影響區(qū)試樣在常溫下各級(jí)應(yīng)變水平對(duì)應(yīng)應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系曲線。圖28為熱影響區(qū)試樣彈性應(yīng)變幅與倍壽命關(guān)系曲線，圖29為熱影響區(qū)試樣塑性應(yīng)變幅與倍壽命關(guān)系曲線，圖30為熱影響區(qū)試樣總應(yīng)變幅與倍壽命的試驗(yàn)曲線以及與Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線的對(duì)比結(jié)果。可以看到，Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線與試驗(yàn)曲線吻合較好，模型參數(shù)如表16所示。

圖27 熱影響區(qū)試樣在室溫下應(yīng)力幅σTa與循環(huán)分?jǐn)?shù)N/Nf的關(guān)系Fig.27 Relationship between stress amplitude σTaand cycle fraction N/Nfof heat affected zone sample at room temperature

圖28 熱影響區(qū)試樣在室溫下的ΔεTe/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.28 ΔεTe/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

圖29 熱影響區(qū)試樣在室溫下的ΔεTp/2-2Nf關(guān)系曲線Fig.29 ΔεTp/2-2Nfrelation curve of heat affected zone sample at room temperature

圖30 熱影響區(qū)試樣在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線及Manson-Coffin模型預(yù)測(cè)曲線Fig.30 ΔεT/2-2Nfcurve and Manson-Coffin model prediction curve of heat affected zone sample at room temperature

表16 熱影響區(qū)試樣在室溫下的Manson-Coffin模型參數(shù)Table 16 Manson-Coffin model parameters of heat affected zone sample at room temperature

5.3 對(duì)比分析

表17為兩類焊材不同批次在室溫下的Manson-Coffin模型參數(shù)，圖31為熔敷區(qū)試樣第一批與第二批的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比結(jié)果，圖32為熱影響區(qū)材料第一批與第二批的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比結(jié)果。

表17 在室溫下的Manson-Coffin模型參數(shù)對(duì)比Table 17 Comparison of Manson-Coffin model parameters at room temperature

圖31 熔敷區(qū)試樣在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比Fig.31 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurve of sample in deposited zone at room temperature

圖32 熱影響區(qū)材料不同批次在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比Fig.32 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurves of different batches of heat affected zone materials at room temperature

可以看到，兩種焊材的熱影響區(qū)的低周疲勞性能非常接近，第一種焊材的熔敷區(qū)材料的低周疲勞性能略優(yōu)于第二種焊材的熔敷區(qū)材料的低周疲勞性能，但整體上兩種焊材的焊縫區(qū)材料的低周疲勞性能非常接近，說明不同體系焊材對(duì)維修焊縫區(qū)的低周疲勞性能影響很小。

圖33、圖34分別為第一批和第二批焊材的熔敷區(qū)和熱影響區(qū)材料的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比結(jié)果。可以看到，對(duì)于同種焊材而言，熔敷區(qū)的疲勞性能明顯優(yōu)于熱影響區(qū)的疲勞性能，最可能的原因是熱影響區(qū)的晶粒尺寸梯度變化大，在循環(huán)加載的條件下更易疲勞失效。

圖33 熔敷區(qū)與熱影響區(qū)在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比（俄標(biāo)）Fig.33 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurve of deposited zone and heat af‐fected zone at room temperature（Russian standard）

圖34 熔敷區(qū)與熱影響區(qū)在室溫下的ΔεT/2-2Nf曲線對(duì)比（美標(biāo)）Fig.34 Comparison of ΔεT/2-2Nfcurve of deposited zone and heat affected zone at room temperature（American standard）

6 結(jié)論

（1）不同體系焊材（美標(biāo)和俄標(biāo)）的熔敷區(qū)和熱影響區(qū)的低周疲勞性能非常接近，在維修此類復(fù)合鋼管道時(shí)，維修焊縫區(qū)的疲勞性能受到不同焊材體系的影響很小。

（2）實(shí)際此類復(fù)合鋼管道維修焊縫，絕大多數(shù)情況是在熱影響區(qū)出現(xiàn)疲勞失效，而同種焊材修復(fù)焊縫的熔敷區(qū)疲勞性能明顯高于熱影響區(qū)疲勞性能，這表明此類維修焊縫出現(xiàn)疲勞失效與其不同焊縫區(qū)域的疲勞性能差異性相關(guān)。