焊接接头的断裂性能是焊接结构设计的主要参数之一。在对焊接结构断裂性能研究中发现，焊接结构 的组织不均匀性和力学不均匀性严重影响了焊接接头的断裂行为。传统上，将焊接接头简化为具有 母材和焊缝金属两种特性区的复合材料，根据母材和焊缝金属的屈服强度分为等组配、低组配和高 组配。在线弹性和小范围屈服阶段强度组配对焊接接头断裂性能影响较小，而在大范围屈服及全面 屈服阶段强度组配及屈服后的强化性能对焊接接头断裂性能有很大的影响。这已被许多研究工作所 证明［１～４］。这一影响可分为对焊接接头的断裂韧性和裂纹扩展驱动力两个方面。从裂纹扩展 驱动力方面来分析，在以母材为基准的条件下，可以看出，在高组配情况下，由于母材的优先屈服 的保护作用而导致焊缝裂纹的扩展驱动力下降。在低组配情况下，焊缝区会产生应变集中而导致裂 纹扩展驱动力的增大［３］。而以焊缝金属为基准讨论时，可能会得出相反的结论［５］。本文拟 对焊缝裂纹扩展驱动力进行分析。裂纹尖端张开位移（ＣＴＯＤ）是弹塑性断裂力学的重要参数之 一，由于它直接反映了裂纹尖端的状况，因而特别适用于力学性能不均匀的焊接接头，尤其是对存 在高应变区的压力容器中焊接接头的断裂力学分析。由于直接测量和计算ＣＴＯＤ较为困难，在现 行的焊接结构完整性评定中，一般是利用三点弯曲标准试件测得断裂韧性δＣ，而裂纹扩展驱动力 的计算主要采用的是基于Ｄ—Ｂ模型的ＣＴＯＤ计算公式和基于宽板拉伸试验基础上得出的经验公 式，即ＣＴＯＤ设计曲线。在分析中，设计曲线是将总应变与ＣＴＯＤ联系在一起的。而实际应变 分析显示，在高组配时，焊缝中的实际应变要小于总应变，因而设计曲线可能过高地估计了焊缝区 的实际应变，即过高地估计了裂纹扩展驱动力，而低组配时，焊缝中的实际应变要大于总应变，因 而设计曲线可能过低地估计了焊缝区的实际应变，即过低地估计了裂纹扩展驱动力。此外，英国标 准ＰＤ６４９３—９２版将设计曲线改为ＣＴＯＤ与作用应力相关联，这可能对焊接接头强度组配 对裂纹扩展驱动力的影响带来一些变化。本文利用有限元模拟实验的方法对含有中心焊缝裂纹的焊 接宽板试件进行了分析，得出了一些有用的结论。１模型建立传统上中心裂纹焊接宽板拉伸试件可 简化为图１中心裂纹焊接宽板拉伸试件图１所示，并简单认为焊接接头是由焊缝金属和母材金属两 部分组成。模拟焊接宽板试件取平面应变情况，几何尺寸为６００ｍｍ×３２０ｍｍ，裂纹长度ａ 为８ｍｍ（ａ／Ｗ＝０．０２５），焊缝宽度２Ｈ为２０ｍｍ，应变测试点距裂纹距离Ｌ为２００ ｍｍ。假设焊缝金属和母材金属均符合线性硬化规律，即σ＝Ｅε（ε≤εＹ）ＥεＹ＋（ε－ε Ｙ）Ｅｔ（ε≥εＹ）｛（１）式中，Ｅ为弹性模量；Ｅｔ为屈服后的应变强化常数；σ为应力； ε为应变。母材金属材料参数：Ｅ＝２０００００ＭＰａ，σＹＥ＝５００ＭＰａ，Ｅｔ＝２００ ０ＭＰａ。焊缝金属为高组配、等组配、低组配３种情况。高组配焊缝金属取两种情况：①σＹＷ ＝６５０ＭＰａ（组配系数Ｍ＝σＹＷ／σＷＳ＝１．３），其它参数同母材；②Ｍ＝１，Ｅｔ＝ ２５００ＭＰａ，其它参数同母材。低组配焊缝金属取两种情况：①σＹＷ＝３５０ＭＰａ（Ｍ＝ ０．７），其它参数同母材；②Ｍ＝１，Ｅｔ＝１５００ＭＰａ，其它参数同母材。对高组配、等 组配、低组配焊接接头试件，以及全高组配焊缝材料（σＹＥ＝σＹＷ＝６５０ＭＰａ）和全低组 配焊缝材料（σＹＥ＝σＹＷ＝３５０ＭＰａ）进行了计算，其中，等组配焊缝金属材料参数与母 材相同，即以纯母材试件进行计算。根据对称性，选取１／４试件（３００ｍｍ×１６０ｍｍ）进 行有限元模拟试验分析，采用非线性有限元程序，利用八节点平面应变等参单元进行网格剖分，单 元总数为１２７４个。并对裂尖区采用加密处理，裂尖区域单元最小尺寸为０．０６６ｍｍ。使用 载荷增量法进行计算。有限元网格及裂尖加密网格见图２。图２有限元网格的划分（ａ／Ｗ＝０． ００２５）（ａ）计算网格划分（ｂ）裂纹尖端网格的细化２试验结果与讨论以焊接宽板拉伸的测 试点的标称应变和基本应力两种情况与无量纲ＣＴＯＤ的关系曲线加以比较，并对现行国际上两种 最常用的ＣＴＯＤ设计曲线（以Ｂｕｄｅｋｉｎ的ＣＴＯＤ设计曲线为代表的以应变为基本参量的 设计曲线、以ＰＤ６４９３—９１初级缺陷评定方案为代表的以应力为基本参量的设计曲线［５］ ）进行研究，，用计算结果进行比较分析。Ｂｕｒｄｅｋｉｎ的ＣＴＯＤ设计曲线公式为＝δσ Ｙ２πａＥ＝（εεＹ）２（εεＹ≤０．５）δσＹ２πａＥ＝εεＹ－０．２５（εεＹ≥０ ．５）（２）式中，δ为裂纹尖端张开位移；为无量纲裂纹尖端张开位移。ＰＤ６４９３—９１ 初级缺陷评定公式为δ＝Ｋ２ＩδＹＥ（δδＹ≤０．５）Ｋ２ＩσＹＥ（σσＹ）２（σσＹ－ ０．２５）（σσＹ≥０．５）（３）式中，ＫＩ为裂纹尖端强度因子。对于中心裂纹焊接宽板试 样而言ＫＩ＝σπａ（４）联立式（３）和式（４）可得与式（２）相类似的ＰＤ６４９３—９１ 初级缺陷评定公式＝δσＹ２πａＥ＝（σσＹ）２（σσＹ≤０．５）δσＹ２πａＥ＝σσ Ｙ－０．２５（εεＹ≥０．５）（５）假设模拟试样符合平面应变条件，根据ＥＲＰＩ的推荐取 极限载荷Ｐｙ＝４３（Ｗ－ａ）σＹ（６）图３裂纹变形轮廓图在等组配情况下，Ｐ／Ｐｙ＝１． ０８时计算得出的裂纹变形情况见图３。为了避免加载点屈服区的影响，取应变测试点Ｌ为２００ ｍｍ，裂纹尖端张开位移直接由４５°角测得，并根据＝δσＹ２πａＥ（７）换算为用表示 的无量纲ＣＴＯＤ值，可得图４～图１０。由于材料的屈服极限对裂纹尖端张开位移以及测试点的 应变都有较大的影响，因而，相对于测试点的应变或作用力而言，母材与焊缝金属的屈服强度组配 对裂纹扩展驱动力曲线均有所不同（图４～图６）。在同一载荷作用下，材料的屈服强度越高，测 试点的应变值和ＣＴＯＤ值均越小，高组配焊缝的应变值和ＣＴＯＤ值要小于低组配焊缝，这也说 明了直接用母材或焊缝金属的材料性质来分析焊缝裂纹的扩展驱动力会带来较大的误差（图５～图 ６）。由于Ｐ—δ曲线的可比性不强，需根据各自的屈服应力值或屈服应变值的相对关系来考虑强 度组配的影响。由图７可以看出，在同等的标称应变的情况下，低组配焊缝会使得焊缝裂纹扩展驱 动力增大，这说明对低组配焊缝较大的应变存在于焊缝金属中。而对于高组配焊缝，由于母材优先 屈服的保护图４测试点应变与ＣＴＯＤ的关系图５作用载荷与ＣＴＯＤ的关系图６作用载荷与测试 点应变的关系作用，则会得出相反的结论。由式（７）可以得出，在以母材为基准时，在焊缝材料 断裂韧性与母材相近的条件下，高组配焊缝会使极限裂纹尺寸有所增加，低组配焊缝会使极限裂纹 尺寸有所减小。因而仅考虑焊接接头的等韧性设计是不可取的，应采用既考虑韧性变化又考虑裂纹 扩展驱动力变化的等强度设计。且不论对于那种组配的焊接接头，利用Ｂｕｅｄｅｋｉｎ的ＣＴＯ Ｄ设计曲线确定的焊缝裂纹扩展驱动力均有一定的安全系数，高组配焊缝使安全系数有所增加，而 低组配焊缝使安全系数有所下降。对于材料屈服后，应变硬化指数的不同组配也会得出相同的结论 （见图８）。分析图９可知，对以应力为基本参量的ＣＴＯＤ曲线，虽然其应用起来较为简单，但 当Ｐ／Ｐｙ达到一定值时，作用力的少量变化会造成裂纹扩展驱动力的很大变化，因而用应力为基 本参量来考察全面屈服条件下的裂纹扩展情况是不合适的，以应力为基准的ＰＤ６４９３—９１初 级评定方程对于存在高应变的焊接接头的研究是有问题的。图７强度组配对计算结果的影响图８应 变硬化指数对计算结果的影响图９强度组配对计算结果的影响以焊缝金属屈服极限或母材屈服极限 为基准分析强度组配对驱动力的影响会得出相反的结论（ａ）（ｂ）图１０屈服强度的不同取值对 δ曲线的影响（图１０），这在用应力为参量分析强度组配对驱动力的影响时，由于分别以母材为 基本参量和以焊缝金属为基本参量会得出相悖的结论［４，５］。我们认为以应变为基本参量分析 强度组配对焊缝裂纹扩展驱动力的影响能得到较好的验证。３结论（１）就单一材料的宽板拉伸而 言，随着屈服极限增大，δ—ε曲线变缓，即相对于应变而言，裂纹扩展驱动力减小。（２）焊接 接头强度组配的变化对焊缝裂纹扩展驱动力有很大影响，高组配由于母材的优先屈服保护作用，使 焊缝裂纹扩展驱动力下降，低组配由于较大的应变存在于焊缝金属中，使焊缝裂纹扩展驱动力上升 。同时，应变硬化指数的不同组配也会得出相同的结论。（３）以应力变化分析强度组配对裂纹扩 展驱动力的影响时，以焊缝金属材料参数为基本参量和以母材为基本参量会得出相反的结论。（４ ）不论对于哪种组配的焊接接头，利用Ｂｕｅｄｅｋｉｎ的ＣＴＯＤ设计曲线确定的焊缝裂纹扩展 驱动力均有一定的安全系数。（５）用应力为基本参量来考察全面屈服条件下的裂纹扩展情况是不 合适的，尤其是在考虑存在高应变的焊接接头断裂问题的情况下。因而，以应力为基准的ＰＤ６４ ９３—９１初级评定曲线难以用于全面屈服后的焊接接头的裂纹扩展驱动力分析。（６）在焊缝材 料断裂韧性相近的条件下，高组配焊缝会使极限裂纹尺寸有所增加，低组配焊缝会使极限裂纹尺寸 有所减小，因而焊接接头的等韧性设计是不可取的，应采用既考虑韧性变化又考虑裂纹扩展驱动力 变化的等强度设计。薛河男，１９６１年生。西安矿业学院（西安市７１００５４）机械系副教授 。现为西安交通大学机械工程学院焊接研究所在职博士研究生。主要从事矿山机械运行技术管理、 强度分析及焊接结构强度理论方面的研究工作。发表论文２０余篇。史耀武北京市１０００２２北京工业大学强度组配对焊接宽板拉伸试验影响的研究@薛河@史耀武有限元,裂纹扩展驱动力,强度组配,裂纹尖端张开位移,设计曲线利用有限元模拟试验的方法对中心裂纹焊接宽板试件进行了研究，可以看出焊缝金属与母材的不同强度组配显著影响了其焊缝裂纹扩展驱动力。并对两种不同
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