濕熱周浸環境下高強鋼對接焊縫的疲勞性能

郭宏超，蔡欣悅，李國強，王彥博，劉云賀

（1.西安理工大學土木建筑工程學院，陜西 西安 710048；2.同濟大學土木工程學院，上海 200092）

在海洋腐蝕環境與往復荷載耦合作用下，鋼結構極易引發腐蝕疲勞問題.相比于母材，接焊縫作為承重構件連接關鍵區域更易發生斷裂失效，其腐蝕疲勞行為是影響工程結構體系耐久性的重要組成因素［1-2］.Sheng等［3］對HRB500高強鋼筋接頭進行了高周疲勞試驗，結果表明其極限強度隨著鋼筋直徑的增加而逐漸減小，連接接頭相比母材更易發生疲勞破壞.Shiratsuchi等［4］通過考慮焊縫殘余應力和荷載作用的影響，結合焊縫區和熱影響區應力-應變曲線的差異性，提出了焊接接頭疲勞壽命的預測方法.喻宣瑞等［5］通過鹽霧腐蝕試驗探究了鋼絞線在不同應力幅作用下的腐蝕規律，基于三維Copula函數得到其聯合分布規律，并提出了蝕坑三維預測模型.俞宣瑞等［6］還通過模擬鋼絞線腐蝕規律，并根據灰度理論定量研究了應力幅對鋼絞線腐蝕的影響.Xin等［7］通過對S690高強度鋼板對接焊縫進行有限元分析，并與試驗結果進行對比，結果表明考慮殘余應力的有限元分析能更好地預測焊縫的疲勞壽命.目前，相關研究主要集中于酸雨、海洋大氣等環境下普通鋼材疲勞失效問題，對于銹蝕高強鋼力學性能研究較少.

本文通過濕熱周浸模擬海洋浪濺區腐蝕環境，對Q690高強鋼對接焊縫開展了疲勞性能試驗，分析了腐蝕損傷與焊縫缺陷對其疲勞性能的影響，并通過試件宏觀與微觀斷口形貌特征，揭示了其疲勞裂紋擴展變化規律.

1 試驗

1.1 試件設計

Q690D高強鋼，板厚10 mm，采取線切割方式，對接部位采用“V”形坡口焊，選取手工電弧焊，焊條型號為CHE857Cr.腐蝕試件和疲勞試件的尺寸見圖1（圖中試件可分為熱影響區和焊縫區）.

圖1 腐蝕試件和疲勞試件的尺寸Fig.1 Dimensions of the corrosion and fatigue specimens（size：mm）

1.2 腐蝕試驗

通過室內濕熱周浸加速腐蝕方案來模擬海洋浪濺區腐蝕環境.首先，將試件浸泡于NaCl溶液（質量濃度為26 g/L，pH值為6～7）水平液面以下10 mm處，液體與室內環境溫度保持一致，浸泡時間為6 h；隨之將試件取出，放置在室內環境下自然干燥6 h；最后，將試件置于35℃、相對濕度恒定于（95±3）%的濕熱箱內養護12 h.每隔2 d后重復上述操作，每隔20 d后取出1批試樣.經腐蝕時間t=0、20、40、60、100 d腐蝕后的試件，分別記為BW-0（未腐蝕鋼板）、BW-20、BW-40、BW-60、BW-80、BW-100.

1.3 力學試驗

為得到疲勞試驗所需Q690高強鋼對接焊縫力學性能參數，根據GB/T 228.1—2010《金屬材料拉伸試驗》第1部分：室溫試驗方法，對試件BW-0、BW-60和BW-100進行力學試驗，測得的力學性能參數見表1，表中fy、fu、Es、δ分別為屈服強度、抗拉強度、彈性模量、斷裂伸長率.

表1 試件BW-0、BW-60和BW-100的力學性能參數Table 1 Mechanical performance parameters of specimen BW-0，BW-60 and BW-100

1.4 疲勞試驗

加載設備為MTS322疲勞試驗機，儀器設有壓力容積補償器.根據GB/T 3075—2008《金屬材料疲勞試驗軸向力控制方法》，選取等幅正弦波的荷載控制方式進行往復加載，頻率為30 Hz，應力比R=Pmin/Pmax=0.1（Pmin、Pmax分別為最小荷載、最大荷載）.試驗加載制度示意圖見圖2（圖中P為荷載，t′為加載時間）.各組試件的疲勞試驗按照加載系數換算后的應力水平由大到小依次開展，加載應力需結合疲勞強度確定，而初始應力σ0一般為（0.6～0.8）fy，最大應力水平為屈服強度的0.7倍；再根據實測結果，重新調整加載系數，以得到不同應力水平下的真實疲勞壽命.若循環200萬次尚未失效，疲勞試驗機停止加載.

圖2 試驗加載制度示意圖Fig.2 Schematic diagram of test loading system

2 結果與分析

2.1 腐蝕現象及結果分析

不同腐蝕時間試件的形貌圖見圖3.為研究不同腐蝕時間Q690高強鋼對接焊縫試件的腐蝕損傷程度，選取質量損失率ηs、平均腐蝕速率ζ對其進行定量測評.ηs、ζ的計算式為：

圖3 不同腐蝕時間試件的形貌圖Fig.3 Morphologies of specimens under different corrosion time

式中：m0、m分別為腐蝕前、后試件的質量，g；h為平均腐蝕深度，μm.

通過計算并擬合可得到ηs-t、ξ-ηs曲線，結果見圖4.由圖3、4可見：質量損失率與腐蝕時間呈線性關系，當腐蝕時間為100 d時，試件質量損失率為8.46%；在腐蝕初期，試件表面分布大量銹蝕物，且分布范圍極為不均勻；隨著腐蝕時間的增加，腐蝕速率隨著質量損失率的增大而連續降低，而熱影響區的損傷速率先比焊縫區大，后比焊縫區小；腐蝕初期，焊縫區、熱影響區均未出現蝕坑，鋼材損傷程度相對較輕；腐蝕后期，試件表面生成較厚的堆積產物，致密銹層對基體內部起到較好的保護功能，腐蝕過程開始沿著兩側水平方向快速拓展，造成蝕坑寬度明顯增大.由于高溫冷卻后，熱影響區的晶粒長大，導致其平均腐蝕速率明顯增大.當腐蝕時間為100 d時，焊縫區和熱影響區的平均腐蝕速率分別為1.14、1.22 mm/a，根據室內模擬海洋浪濺區腐蝕速率的實測結果可知，本文所選方案具有較好的適用性，能夠反映實際海洋環境下的鋼材腐蝕行為［8］.

圖4 ηs-t、ζ-ηs擬合曲線Fig.4 Fitting curves ofηs-t andζ-ηs

2.2 疲勞試驗結果分析

對試件BW-0、BW-60、BW-100進行疲勞試驗，其最大應力水平Smax與循環次數N的關系式為［9］：

式中：β、C為焊接試件的疲勞系數.

對式（3）進行對數變換，并考慮95%置信率后，得到：

式中：a、b分別為lgSmax-lgN曲線的待定參數；σ為標準誤差.根據GB50017—2017《鋼結構設計標準》，選取容許應力法確定結構最大應力水平Smax；根據ANSI/AISC 360-16《Specification for structural steel buildings》，由試件的疲勞類別也可得出Smax.采用95%置信率、GB50017—2017和ANSI/AISC 360-16規范對Smax-N的試驗數據進行擬合，結果見圖5，其擬合曲線的關系式見表2.由圖5可見：當Smax較小時，試件BW-100的試驗結果與擬合曲線存在差異性，但是試驗數據點基本符合擬合曲線的變化趨勢，表明Q690高強鋼具有較好的安全儲備；隨著腐蝕周期的持續增加，擬合曲線與95%置信率曲線間距逐漸增大，腐蝕損傷造成試驗數據與曲線偏離度增大.

表2 S max-N擬合曲線的關系式Table 2 Relationship of S max-N fitting curves

N=200萬次時，試件的最大應力水平見表3.由圖5與表3可見：腐蝕后的Q690高強鋼對接焊縫試驗Smax-N曲線均位于規范曲線上方；考慮95%置信率后，未腐蝕試件BW-0的最大應力水平分別是GB50017—2017、ANSI/AISC 360-16規范理論值的1.89、2.35倍；Q690高強鋼對接焊縫在200萬次疲勞極限范圍內保持良好的力學特性；試件BW-100的最大應力水平比BW-0減小了32.7%，其曲線與GB50017—2017規范設計曲線合攏效果較好，且最大應力水平比ANSI/AISC 360-16規范對應的未腐蝕時最大允許限值偏高58.39%，Smax富余度較高.

圖5 試件的S max-N的關系曲線Fig.5 Relationship curves of S max-N of specimens

表3 試件的最大應力水平Table 3 S max of specimens（N=2 000 000 times）MPa

2.3 斷口分析

2.3.1 斷口宏觀形式

當金屬材料失效后，斷口位置殘留服役期間各階段的裂紋擴展形態，能夠反映材料微觀組織結構、外界環境等與力學性能的變化關系.疲勞斷口由裂紋萌生階段、裂紋穩定擴展階段、裂紋快速擴展至失效階段3個部分組成［10］.試件斷口宏觀對比圖見圖6.由圖6可見：試件斷口與初始截面尺寸大致相等，無明顯頸縮現象；試件瞬斷前的破壞面平直光滑，無明顯凹陷異常形貌分布，由此可知初始裂紋向基體內部以平緩路徑逐漸延伸；裂紋擴展面與端部持力方向保持垂直，在循環交替載荷作用下，使得擴展裂紋快速張拉與閉合，平面失效區域遺留較多的疲勞條帶；由于受到裂紋穩定擴展階段疲勞拉力的影響，在斷口邊緣處產生呈棱狀撕裂的剪切唇，試件有效截面最大應力已經超過最大限值.對于未腐蝕試件BW-0，其疲勞失效發生在焊縫連接處，而高溫焊接工藝引起材料軟化，導致熱影響區微觀組織發生變化，材質硬度低于母材區，疲勞性能變差，容易發生疲勞失效.

圖6 試件斷口宏觀對比圖Fig.6 Macro comparison diagrams of specimen fractures

2.3.2 斷口微觀分析

試件斷口微觀掃描圖見圖7.由圖7可見，對試件BW-0：失效斷口主要由裂紋源區、裂紋擴展區和瞬斷區組成；裂紋源區表面較為平整，可清晰看到河流狀散射條紋，方向指向于材料內部焊縫連接缺陷及邊緣蝕坑處，焊縫區裂紋擴展方式與熱影響區具有明顯差異；裂紋擴展區有大量的疲勞條紋，裂紋分布呈平行條帶狀，伴有微解理與二次裂紋生成，這是由對接焊縫試件的微觀結構不均勻造成的；瞬斷區內填充分布大量韌窩，在裂紋快速擴展至失效階段，斷口不易發生相對滑移現象.在試件疲勞總壽命中，瞬斷過程極短，因此無法直觀察覺，即試件會快速發生疲勞斷裂.

圖7 試件斷口微觀掃描圖Fig.7 Micro fracture scanning images of specimens

隨著腐蝕損傷程度的增加，試件BW-60、BW-100在高應力水平下的疲勞條紋數量減少，損傷累積明顯提高；瞬斷區的韌窩數量明顯減少，分布范圍差異性提高，并且各組斷口微觀掃描結果均未發現尺寸偏大的韌窩分布.在循環加載時，不均勻腐蝕損傷與高溫熔焊會引起試件表面局部區域的內應力增大，導致其整體塑性變差，疲勞壽命降低.Q690高強鋼對接焊縫的失效機理與焊接尺寸、加工工藝及腐蝕環境等因素有關.

3 損傷分析

腐蝕疲勞損傷［11］是指在腐蝕介質和循環載荷作用下，材料內部萌生細微裂紋，當損傷累積達到一定量后引起材料力學性能降低的過程.根據文獻［15-16］，得到腐蝕試件損傷變量D的演化方程［12］：

式中：β為材料參數；Nf為疲勞壽命.

試件的應力腐蝕壽命tc-最大應力水平（tc-Smax）曲線和最大應力水平-損傷變量（Smax-D）曲線見圖8，試件的應力腐蝕門檻值σth和材料參數β見表4.由圖8和表4可知：當Smax較小時，未腐蝕試件BW-0的應力腐蝕壽命相對較大；隨著Smax的增大，各試件應力腐蝕壽命隨之降低，且曲線逐漸靠攏；當Smax=500 MPa時，試件BW-0的tc-Smax曲線與試件BW-60、BW-100基本重合，腐蝕損傷對試件應力腐蝕壽命影響不明顯；與試件BW-0相比，試件BW-100的應力腐蝕門檻值σth降低了33.10%，且試件BW-100的tc-Smax曲線斜率在低Smax下較大，由此可見，在低Smax下，試件能夠在短期內發生斷裂失效；Q690高強鋼對接焊縫的損傷變量與Smax呈負相關，腐蝕疲勞損傷引起試件截面的有效尺寸減小，裂紋穩定擴展階段結束后，將迅速進入失效狀態.因此，試件的裂紋快速延伸至斷裂過程具有瞬時性，裂紋穩定擴展階段不易察覺.當Smax偏低時，各組試件的實測數據結果與Smax-D擬合曲線存在明顯偏差，這是因為在高溫加工過程中，材料微觀組織發生改變，冷卻后的晶體較為粗大，熱影響區和焊縫區含有初始損傷缺陷，在低Smax下，未腐蝕的連接部位能夠引起試件脆性斷裂.另外，相比焊縫缺陷而言，鋼材的實測最大應力水平受腐蝕損傷累積影響更大.處于交替往復荷載作用時，擴展裂紋可以通過腐蝕試件各區域的微觀晶粒分界面向內延伸，導致材料疲勞性能快速衰退，最終發生沿晶破壞.上述損傷現象對于結構安全性極為不利.

圖8 試件的應力腐蝕壽命-最大應力水平曲線和最大應力水平-損傷變量曲線Fig.8 Curves of t c-S max and S max-D of specimens

表4 試件的應力腐蝕門檻σth和材料參數βTable 4 σth andβof specimens

4 結論

（1）Q690高強鋼對接焊縫試件的質量損失率與腐蝕周期呈線性增長關系，由于質量損失增加，導致試件的力學性能明顯退化，焊縫區、熱影響區的平均腐蝕速率逐漸降低.

（2）根據高強鋼對接焊縫的最大應力水平-循環次數（Smax-N）曲線，考慮95%置信率后，腐蝕周期為100 d試件的Smax-N曲線與GB50017—2017規范設計曲線吻合，疲勞極限大于ANSI/AISC 360規范對應的未腐蝕時最大允許限值，相比規范值偏高58.39%.

（3）隨著最大應力水平的增長，不同腐蝕周期下試件的應力腐蝕壽命逐漸降低，腐蝕時間為100 d的試件應力腐蝕門檻值σth比未腐蝕試件下降了33.10%.損傷變量與應力水平呈負相關，腐蝕損傷在一定程度上對試件力學性能退化影響更大.

（4）Q690高強鋼對接焊縫瞬斷區的斷口形貌與損傷分析結果一致，在該區域內分布有大量韌窩，在裂紋快速擴展至失效階段，斷口不易發生相對滑移，試件會快速發生疲勞斷裂.