1、第2章焊接結構的脆性斷裂 1本章重點: 2.1 結構的脆性斷裂事故及其特征2.2 金屬材料脆性斷裂的能量理論 2.3 金屬材料脆性斷裂及其影響因素 2.3.1 金屬材料斷裂的基本概念 2.3.2 典型的斷裂機制 2.3.3 影響金屬材料脆性斷裂的主要因素 2.4 焊接結構的特點和工藝因素對脆性斷裂的影響 2.4.1 焊接結構的特點對脆性斷裂的影響 2.4.2 焊接結構制造工藝的特點對脆性斷裂的影響2.5 焊接結構防脆性斷裂設計原則及相關的評定方法2.6 防止焊接結構發生脆性斷裂的途徑 22.1 結構的脆性斷裂事故及其特征 自從焊接結構廣泛應用以來，許多國家都發生過一些焊接結構的脆性斷裂事故。雖

2、然發生脆性斷裂事故的焊接結構數量較少,但其后果是嚴重的，甚至是災難性的。所以脆性斷裂引起世界范圍有關人員的高度重視。目前脆性斷裂事故已趨于減少，但并未杜絕。 例如：1972年1月美國建造的大型輪船，船長189m，建成9個月后在紐約的杰佛遜港斷成兩截并沉沒；1979年12月18日我國吉林液化石油氣廠的球罐連鎖性爆炸(死傷86人，損失約627萬元)；1992年1月26日我國黑龍江省某糖廠的4000m3糖蜜罐的罐體突然破裂。 下面再介紹幾起典型焊接結構脆性斷裂事故，以便了解脆性斷裂的概貌，并可得到相關經驗。 3典型脆性斷裂事故 橋梁：最典型的是1938年3月比利時阿爾拜特運河上Hesselt橋的斷塌

3、事故。這座橋是用st-42轉爐鋼焊制成，跨度為74.52m,僅使用14個月，就在橋上僅有一輛電車和一些行人的載荷作用下發生斷塌。事故發生時氣溫為-20，6min橋身就突然斷為三截。 時過不久，1940年1月該運河上另外兩座橋梁又發生局部脆性斷裂。總計從19381940年在所建造的50座橋梁中共有10余座出現脆性斷裂事故。加拿大、法國也發生過類似的事故。 輪船：在第二次世界大戰期間，美國制造的4694艘船中，在970艘船上發現有1442處裂紋，這些裂紋多出現在萬噸級的“自由型”貨輪上，其中24艘甲板橫斷，1艘船舶的船底發生完全斷裂。另有8艘從中腰斷為兩截，其中4艘沉沒。 另外，Schenecta

4、dy號T-2型油輪1942年10月建成，在1943年1月16日在裝備碼頭停泊時發生突然斷裂事故。當時海面平靜，天氣溫和，其甲板的計算應力只有70MPa。 4 儲罐：在1944年前后，發生幾起球形和圓筒形容器的脆性斷裂事故。如1944年10月美國的液化天然氣儲藏基地的球罐和圓筒形儲罐，這些罐的內層用質量分數為3.5的Ni鋼制成。事故是由圓筒儲罐引起的。首先在圓筒形罐13l2高處開裂并噴出氣體和液體，接著起火，然后儲罐爆炸，20min后1臺球罐因底腳過熱而倒塌爆炸，造成128人死亡，損失680萬美元。 上述我國在吉林液化石油氣廠的球罐爆炸事故，是一臺400m3球罐在上溫帶與赤道帶的環縫熔合區破裂并

5、迅速擴展為13.5m的大裂口，液化石油氣沖出形成巨大的氣團，遇到明火引燃，其附近的球罐被加熱，4h后發生爆炸，導致連鎖性爆炸，整個罐區成為一片火海。 一些著名的典型脆性斷裂事故的事例及成因見表2-1。5損壞日期結構類別、地點破壞簡況和主要原因1919年1月制糖容器(鉚接) 美國馬薩諸塞州波士頓高14m 直徑30m 入孔處開始，安全系數不足，強度不足，可看到典型指向裂紋源的人字紋。1944年10月圓筒形壓力容器(直徑24m，高 13m) 美國俄亥俄州雙層容器，內層用質量分數為3.5的Ni鋼制成。選材不當，低溫脆性斷裂。1962年原子能電站壓力容器法國chlon由厚100mm的錳鉬鋼焊制，環焊縫熱

6、影響區出現嚴重裂紋沿母材擴展。1965年儲氨罐英國 用厚度為150mm的Mn-Cr-Mo-V鋼板和鍛鋼制造，從一側的10mm三角形裂紋處引起破壞，應力退火溫度控制不好，造成脆化及鍛鋼件偏析帶。1968年4月球形容器(容積2226m3) 日本德山厚29mm、800MPa級的高強度鋼，修補時，焊接熱輸入過大，造成熔合區脆化。1974年12月圓筒形大型石油儲罐日本 用厚12mm的600MPa級強度鋼焊制。在環形板與罐壁拐角處的底角部有13m長的裂紋，使大量油溢出。 1975年5月容積為1000m3的球罐我國岳陽石油化工廠用厚34mm的15MnVR鋼焊制。制造時存有較大角變形、錯邊、咬邊。一半焊縫采用

7、酸性焊條焊接，造成焊縫和熱影響區塑性很差，在超載情況下爆炸。1962年1月直徑2 2m、高21m的水洗塔我國吉林化學工業公司用厚44mm的前蘇聯CT3鋼制成，介質為H2-CO2混合氣體，在正常操作條件下爆炸，裂成43個碎片，死傷多人，直接塊經濟損失272萬元。焊縫、熱影響區的沖擊韌度很低，造成低應力脆性斷裂。 1979年12月400m3石油液化氣儲罐(球罐) 我國吉林煤氣公司用厚28mm的15MnVR鋼焊制，北溫帶與赤道帶的環縫熔合線開裂，迅速擴展至13.5m，液化石油氣沖出至明火處引起爆炸。1992年1月4000m3糖蜜罐我國 罐底與罐壁的連接焊縫有較長的未焊透。罐體位置正處在風口，北面向風

8、，破裂時有偏北風，氣溫為 -17，南側和西南側罐體根部又被焦炭覆蓋，造成溫差，導致附加應力。在不利因素綜合作用下，使罐體突發脆性斷裂。表2-1 焊接結構脆性破壞的典型事例及成因6脆性斷裂特征 根據對脆性斷裂事故調查研究結果發現，具有如下特征： 1) 斷裂一般都在沒有顯著塑性變形的情況下發生，具有突然破壞的性質。 2) 破壞一經發生，瞬時就能擴展到結構大部或全體。因此，脆性斷裂不易發現和預防。 3) 結構在破壞時的應力遠遠小于結構設計的許用應力。 4) 通常在較低溫度下發生。 焊接結構的特點決定它的脆性斷裂可能性比鉚接結構大。焊接結構的應用范圍很廣，雖然發生的脆性斷裂事故不太多，但損失很大，有時

9、甚至是災難性的。 研究脆性斷裂問題對于保證焊接結構的可靠工作、推廣其應用范圍有重大意義。特別是隨著焊接結構向大型化、高強化、深冷方向的發展，對于進一步研究焊接結構的脆性斷裂問題就顯得更為迫切、更為重要。 脆性斷裂的根本原因：材料選用不當、設計不合理、制造時有缺陷等，因此，了解金屬材料的性質和焊接結構的特點是非常必要的。7研究和試驗表明，固體材料的實際斷裂強度只有它的理論斷裂強度110l1000。為什么會有這樣巨大的差異? 葛里菲斯(Griffith)認為，在任何固體材料里本來就存在著一定數量大小的裂紋和缺陷，從而導致固體材料在低應力下發生脆性斷裂。如果能使裂紋減少或者使其尺寸降低，則物體的強度

10、便會增加。他從理論上并用實驗證實了這一點。2.2 金屬材料脆性斷裂的能量理論8 葛里菲斯裂紋體模型 葛里菲斯取一塊厚度為1單位的“無限”大平板為研究模型，首先使平板受到單向均勻拉應力，(圖2-1)，然后將其兩端固定，以杜絕外部能源。設想在這塊平板上出現一個垂直于拉應力方向長度為2穿透板厚的裂紋。切開裂紋后，平板內儲存的彈性應變能將有一部分被釋放出來，其釋放量設為U。又由于裂紋出現后有新的表面形成，要吸收能量，設其值為W，此兩種能量可以分別計算出來。 (2-1) 另一方面，設裂紋的單位表面積吸收的表面能為， 則形成 裂紋所需總表面能為： W= 4 (2-2) 因此，裂紋體的能量改變總量為： (2

11、-3) 9 這個能量改變總量隨裂紋長度的變化曲線見圖2-2，其變化率為： (2-4) 變化率隨著裂紋長度而變化，見圖2-2b。裂紋擴展的臨界條件是： 此時系統能量隨的變化出現極大值。此前，裂紋擴展，其系統能量增加。即裂紋每擴展一微量所能釋放的能量裂紋每擴展一微量所需要的能量，因此裂紋不能擴展；此后，裂紋擴展其系統能量減少，即釋放的能量裂紋擴展所需要的能量，因此裂紋將繼續自動擴展，導致發生脆性破壞。 即：10 因此，可把 看成是使裂紋擴展的推動力，而2是裂紋擴展的阻力。 當推動力阻力時 ，裂紋自動擴展； 當推動力阻力時 ，裂紋不能自動擴展。 葛里菲斯是根據玻璃、陶瓷等脆性材料推導的能量公式。在金

12、屬材料中，當裂紋擴展時，裂紋前端局部地區要發生一定的塑性變形。X射線分析證實金屬斷裂表面有塑性變形的薄層。 奧羅萬(Orowan)提出，裂紋擴展所釋放的變形能不僅用于表面能，對于金屬材料，更重要的是用于裂紋擴展前的塑性變形能 p 。則在葛里菲斯能量方程里應以(p+)來代替 。裂紋擴展的臨界條件應為： (2-5) 根據試驗結果，塑性變形能p比大得多，因此可忽略不計，裂紋擴展的臨界條件： (2-6) 即塑性變形是阻止裂紋擴展的主要因素。由能量原理看出，結構的斷裂條件不僅決定于工作應力的大小，還取決于原始裂紋長度。這個結論和歐文(1rwin)分析裂紋前端應力應變場，考慮裂紋尖端應力集中，建立新的裂紋

13、擴展臨界條件是完全一致的。在此基礎上發展了斷裂力學。112.3 金屬材料脆性斷裂及其影響因素2.3.1 金屬材料斷裂的基本概念 斷裂：是指金屬材料受力后局部變形量超過一定限度時，原子間的結合力受到破壞，從而萌生微裂紋，繼而發生擴展使金屬斷開。 斷口：斷裂表面的外觀形貌，它記錄著有關斷裂過程的許多信息。多晶體金屬材料的斷裂途徑，可以是穿晶、沿晶斷裂、混晶斷裂。 不同斷裂機制可應用斷裂方式、斷裂性態、斷裂形貌等術語來描述。 (1) “方式”是指在多晶體材料中斷裂路徑的走向，它可以是穿晶或沿晶界的。穿晶方式可以是循解理面、滑移面或晶體學面的分離等。從宏觀上看，穿晶斷裂可以是延性斷裂，也可以是脆性斷裂

14、(低溫下的穿晶斷裂)；沿晶斷裂則多數是脆性斷裂。它是晶界上一薄層連續或不連續的脆性第二相、夾雜物破壞晶界的連續性造成的。如應力腐蝕、氫脆、淬火裂紋等均是沿晶斷裂。 (2) “性態”是表達斷裂前材料的變形能力。延性是指在斷裂前材料產生一定的塑性變形；脆性則指斷裂前不發生或很少發生塑性變形。 脆性和延性的概念是相對的，它依賴于所采用的標準和所采用的判斷方法，還依賴于材料。 12 (3) “形貌” 是指用肉眼或在顯微鏡下在斷口上所見到的現象。描述形貌的典型用詞如“纖維狀”、“人字紋”、“海灘波紋狀”等。 對應不同的斷裂機制：解理斷裂或剪切斷裂等，它們的斷裂方式、性態和斷裂形貌是不一樣的。通常解理斷裂

15、總是呈現脆性的，但有時在解理斷裂前也顯示一定的塑性變形。所以，解理斷裂和脆性斷裂不是同義詞。前者是指斷裂機制，后者則指斷裂的宏觀形態。132.3.2典型的斷裂機制 (一) 解理斷裂 在正應力作用下所產生的穿晶斷裂，通常沿特定晶面即解理面分離。解理斷裂多見于體心立方、密排六方金屬和合金中(在鋼中，100面為解理面)，面心立方晶體很少發生。 解理斷裂機制：當材料的塑性變形過程嚴重受阻(例如低溫、高應變速率及高應力集中情況下)，材料不易發生變形被迫從特定的結晶學平面(解理面)發生分離的斷裂。金屬中的夾雜物、脆性析出物、其他缺陷對解理裂紋的產生有重要影響。 解理斷裂通常呈現脆性，不產生或產生很小的宏觀

16、塑性變形。 圖2-3 人字條紋示意圖D擴展方向O裂源 S剪切唇R放射條紋宏觀形貌：解理斷口平齊，斷口上的結晶面在宏觀上呈無規則取向，當斷口在強光下轉動時，可見到閃閃發光的小平面為“小刻面”。另外，解理斷口具有人字條紋或放射狀條紋，人字紋尖峰指向裂紋源，如圖2-3。14解理斷口的微觀形貌常出現的有河流狀、舌狀、扇形花樣等。在河流花樣中，河流匯合方向就是裂紋擴展方向，如圖2-4。 解理裂紋擴展所消耗的能量較小，其擴展速度與在該介質中的縱向聲波速度c0相當。 例如：鋼的c0=5020ms，觀測到的c0值為0.130.32范圍，往往造成脆性斷裂構件的瞬時整體破壞。 圖2-4解理斷口的微觀特征-河流狀花

17、樣。圖2-4 解理斷口的微觀特征-河流狀花樣(一) 解理斷裂15（二）剪切斷裂 剪切斷裂是在切應力作用下，沿滑移面的滑移方向而造成的斷裂。 剪切斷裂分為兩種情況： （1）滑移或純剪斷：常發生于純單晶體。 金屬在外力作用下沿最大切應力的滑移面滑移，至一定程度而斷裂。 （2）微孔聚集型斷裂：多發生于鋼鐵等工程結構材料。 在外力的作用下，因強烈滑移、位錯堆積，在局部地方常產生顯微空洞，這種空洞在切應力作用下不斷長大、聚集連接，并同時產生新的微小空洞，最后導致整個材料斷裂。 16 剪切斷裂的斷口宏觀形貌：纖維狀，顏色發暗，有滑移變形的痕跡。 純剪切斷口：其斷口平面與拉伸軸線成45角，表面平滑，圖2-5

18、b。 微孔聚集型斷裂斷口：又稱杯錐狀斷口。杯底部分與主應力方向垂直的平斷口，斷口平面并非平直，而是由許多細小的凹凸小斜面組成，這些小斜面又和拉伸軸線成45，圖2-5a。圖2-5 剪切斷裂宏觀形貌(從左至右表示斷裂過程) a) 微孔聚集型斷裂示意圖 b) 純剪斷的示意圖圖2-6 三種不同形狀的韌窩示意圖a) 正交韌窩 b) 剪切韌窩 c) 撕裂韌窩微觀特征：韌窩狀。 韌窩花樣的形貌在顯微空洞中生核、長大和聚集過程中，與其周圍的應力狀態和變形均勻性有關，一般出現三種不同形狀的韌窩花樣，圖2-6。 17三種不同形狀的韌窩-微觀形貌 正交韌窩形態：等軸或圓形窩，兩個相匹配的斷口表面上，韌窩的形狀是相同

19、的。形成原因是在拉應力作用下，最大主應力方向垂直斷口的表面，并且應力在整個斷口表面上的分布是均勻的，因此在垂直于主應力的杯底中心部分生核的顯微空洞向各方向均勻長大，最后形成等軸韌窩。圖a。 剪切韌窩形態：拋物線花樣，兩個相匹配的斷口表面上韌窩拉長方向是相反的。圖b。 撕裂韌窩形態：拋物線花樣，但兩個相匹配的斷口表面上韌窩拉長方向是一致的，圖c。其拉長韌窩的形成是由于顯微空洞在生核和長大過程中，四周所承受的應力和變形不均勻所致。 實際金屬材料的斷裂，由于內部及外部原因（缺陷、性能等）均較復雜，斷裂常常不是單一的機制，其斷口為混合形貌構成。 圖2-6 三種不同形狀的韌窩示意圖a) 正交韌窩 b)

20、剪切韌窩 c) 撕裂韌窩 另外，除面心立方材料外，所有其他點陣類型的金屬材料均同時存有解理面和滑移面，當外界條件變化時，便可能由解理斷裂向剪切型斷裂轉化，或者相反。這一點對于研究金屬斷裂問題是十分重要的。 18 綜上所述，金屬材料的脆性斷裂特征，除了2.1節介紹的4點外，還具有脆性斷裂的斷口形貌特征。 即：斷裂平面一般近似地垂直于板材表面，塑性變形很小，因此其厚度減少不多，一般不超過3。脆性斷裂斷口一般是發亮的晶粒斷口，斷口上常有人字紋或放射狀花樣。 另外，脆性裂紋一般為擴展速度極快的解理裂紋，因此很難預防。 192.3.3 影響金屬材料脆性斷裂的主要因素201. 應力狀態的影響 物體在受外載

21、時，不同的截面上產生不同的正應力和切應力。在主平面作用最大正應力max ，與主平面成45角的平面上作用有最大切應力max。max和max與加載方式有關，軟性系數=maxmax 表示應力狀態軟硬程度。 式中，為泊松比，而1。 當max max時，“軟性”應力狀態；當maxmax 時，“硬性”應力狀態。 在不同加載方式下，當max未達到抗拉強度前，max 先達到屈服點， （即max max）？ ，則發生塑性變形而形成延性斷裂。 反之，在max達到屈服點前，max先達到抗拉強度，（即maxmax ）？ ，則發生脆性斷裂。 因此，斷裂形式與加載方式亦即應力狀態有關。（按最大切應力理論）max =1(2

22、+3)（按第二強度理論）單軸應力三軸應力狀態21 圖2-7為構件受均勻拉應力時，其中一個缺口根部出現高值的應力和應變集中情況；缺口越深越尖，其局部應力和應變也越大。 三向應力產生機理：在受力過程中，缺口根部材料的伸長，必然引起沿寬度和厚度方向的收縮，但由于缺口尖端以外的材料受到的應力較小，引起收縮也較小；由于收縮不均勻，缺口根部收縮受阻，結果產生寬度和厚度方向的拉應力x和z，導致缺口根部形成三向應力狀態。 在三向應力情況下，材料的屈服點較單向應力時提高，即缺口根部材料的屈服點提高，從而使該處材料變脆。 因此，脆性斷裂事故多起源于具有嚴重應力集中效應的缺口處。 實驗證明，許多材料處于單向或雙向拉

23、應力時，呈現延性；當處于三向拉應力時，不發生塑性斷裂而呈現脆性。 在實際結構中，三向應力可能由三向載荷產生，但更多情況是由于結構的幾何不連續性引起的。雖然整個結構處于單向或雙向拉應力狀態下，但其局部地區由于設計或工藝不當，往往出現局部三向應力狀態的缺口效應。222溫度的影響 當TTk時，b s，無缺口試件單軸拉伸時，先屈服再斷裂，為延性斷裂，即處于塑性狀態；當TTk，若對材料加載，在破斷前只發生彈性變形，不產生塑性變形，材料呈現脆性斷裂，即處于脆性狀態。 韌脆轉變溫度Tk ：從一個狀態向另一個狀態轉變的溫度。Tk越低，則材料處于延性狀態的溫度范圍越廣；反之，一切促成Tk升高的因素，均將縮小材料

24、塑性狀態的范圍，增大材料產生脆性斷裂的趨勢。因此Tk是衡量材料抗脆性破壞的重要參數。 金屬在高溫時，具有良好的變形能力，當溫度降低時，其變形能力就減小，金屬這種低溫脆化的性質稱為“低溫脆性”。它是金屬材料屈服點隨溫度降低急劇增加的結果。 任何金屬材料都有兩個強度指標s和b 。b隨溫度變化很小，而s卻對溫度變化十分敏感。溫度降低，屈服點急劇升高，故兩曲線相交于一點，交點對應的溫度為Tk -韌脆轉變溫度(見圖2-8)。塑性狀態脆性狀態233加載速度的影響 提高加載速度能促進材料脆性破壞，其作用相當于降低溫度。原因：鋼的屈服點不僅取決于溫度，而且還取決于加載速度或應變速率。即隨著應變速率的提高，材料

25、的屈服點提高。 在同樣加載速率下，當結構中有缺口時，應變速率可呈現出加倍不利影響。由于應力集中的影響，應變速率比無缺口結構高得多，從而大大降低材料的局部塑性。這也說明為什么結構鋼一旦產生脆性斷裂，就很容易產生擴展現象。 原因：當缺口根部小范圍金屬材料發生斷裂時，則在新裂紋尖端處立即受到高應力和高應變的載荷。即：一旦缺口根部開裂，就有高的應變速率，而不管其原始加載條件是動載還是靜載，此后隨著裂紋加速擴展，應變速率更急劇增加，致使結構最后破壞。延性-脆性轉變溫度與應變速率的關系，圖2-9。244材料狀態的影響 1) 厚板在缺口處容易形成三向拉應力，因為沿厚度方向的收縮應力和變形受到較大限制，形成平

26、面應變狀態；而薄板材料，在厚度方向能比較自由地收縮，故厚度方向的應力較小，接近于平面應力狀態。 平面應變狀態的三向應力使材料變脆。 圖2-10 脆性斷裂開始溫度與板厚的關系(1) 厚度的影響 厚度對脆性破壞的不利影響可由以下兩種因素來決定：2) 冶金因素：一般說來，生產薄板時壓延量大，軋制終了溫度較低，組織細密； 相反，厚板軋制次數較少，終軋溫度較高，組織疏松，內外層均勻性較差。 圖2-10 可見，鋼板越厚，其低溫脆性傾向越顯著。 25(2) 晶粒度的影響 晶粒直徑越小其韌脆轉變溫度越低，如圖2-11。圖2-11 韌脆轉變溫度和鐵素體晶粒直徑的關系26 (3) 化學成分的影響 有害元素：鋼中的

27、C、N、O、S、P均增加鋼的脆性。圖2-12 ，隨著含C量的增加，鋼的韌脆轉變溫度提高。有益元素： 合金元素Mn、Ni可以改善鋼的脆性，降低韌脆轉變溫度。 （圖2-13）V、Ti元素在加入量適當時，也有助于減少鋼的脆性。272.4 焊接結構特點和工藝因素對脆性斷裂的影響 焊接結構脆性斷裂事故的發生，除了由于材料選用不當之外，結構的設計和制造不合理也是發生脆性斷裂的重要原因。在60個脆性破壞事故的實例中，有1l例是由于設計不佳所致，9例是由于焊接缺陷所致。可見，焊接結構的設計和制造在脆性斷裂事故中的重要性。 在設計中盡量避免和降低應力集中，并在制造過程中加強管理和檢查，防止工藝缺陷，是減少和消除

28、脆性破壞事故的重要措施。 為了合理設計和制造焊接結構，必須對焊接結構的特點有充分的了解。282.4.1 焊接結構的特點對脆性斷裂的影響 1焊接結構比鉚接結構剛度大 焊接為剛性連接，連接構件不能產生相對位移。而鉚接則由于接頭有一定相對位移的可能性，而使其剛度相對降低，在工作條件下，足以減少因偶然載荷而產生附加應力的危險。 在焊接結構中，由于在設計時沒有考慮到這一因素，往往能引起較大的附加應力。特別是在溫度降低而材料的塑性變壞時，這些附加應力常常會造成結構的脆性破壞。 附加應力的例子： 1947年12月，原蘇聯曾發生幾個4500m3儲油器的局部脆性斷裂事故。溫度不均所造成的附加應力是這些儲油器破壞

29、的重要原因。當大氣溫度下降到-42后，一方面由于材料本身的塑性降低，另一方面由于容器的內外溫度不同，底部和筒身的溫度不一樣，筒身的向風面與背風面的溫度也有差別，在筒身就形成復雜的附加應力場，因而造成結構的破壞。29 另外，焊接結構比鉚接結構剛度大，所以對應力集中特別敏感，如果設計中采用應力集中系數很高的搭接接頭，或采用驟然變化的截面，當溫度降低時,結構就有發生脆性斷裂的危險。 美國“自由輪” ，當采用鉚接結構時，雖然應力集中很大，但并未發生過脆性破壞事故。而在采用焊接結構后，卻發生了一系列脆性破壞事故。 研究發現：除材料選用不當外，船體設計不合理也是造成其破壞的重要原因之一。圖a最初設計由于拐

30、角處為一尖角，應力集中很大；圖b改進后的設計由于采用圓滑過渡的拐角，應力集中得到緩和。改進后的設計承載能力增加到1.4倍，而所需破壞能量增加25倍。圖2-14 “自由輪”甲板艙口設計對比a) 最初設計 b) 改進后設計30 2焊接結構具有整體性 這一特點為設計制造合理的結構提供了廣泛的可能性，因此整體性強是焊接結構的優點之一，但是如果設計不當，或制造不良，這一優點反而可能增加焊接結構脆性斷裂的危險。 因為由于焊接結構的整體性，它將給裂紋的擴展創造十分有利的條件。當焊接結構工作時，一旦有不穩定的脆性裂紋出現，就有可能穿越接頭擴展至結構整體，而使結構整體破壞。 而鉚接結構，當出現不穩定的脆性裂紋后

31、，只要擴展到接頭處，就可自然止住，避免更大災難的出現。因此在某些大型焊接結構中，有時仍保留少量的鉚接接頭。 例如：在一些船體中，甲板與舷側頂列板的連接就是采用鉚接連接。312.4.2 焊接結構制造工藝的特點對脆性斷裂的影響 焊接過程可給焊接結構的接頭帶來如下一些不利的影響： 1兩類應變時效引起的局部脆性 2焊接接頭金相組織改變對脆性的影響 3焊接缺陷的影晌 4焊接殘余應力的影響 321兩類應變時效引起的局部脆性 在焊接結構制造過程中，一般包括切割、冷熱成形(剪切、彎曲、矯正等)、焊接等工序，其中一些工序可能提高鋼材韌-脆轉變溫度，使材料變脆。 （1）在焊接結構生產過程中的剪切、冷作矯形、彎曲等

32、，經過冷加工產生一定的塑性變形，隨后又經160450溫度范圍的加熱就會引起應變時效，導致脆化。 （2）在焊接時，近縫區某些刻槽，即缺口尖端附近或多層焊道中已焊完焊道中的缺陷附近，金屬受到熱循環和熱塑變循環(150450 )的作用，產生焊接應力-應變集中，導致較大的塑性變形，引起應變時效，稱為動應變時效(熱應變脆化)。 鋼的應變時效定義：塑性變形時或變形后，固溶狀態的間隙溶質（C、N）與位錯交互作用，“釘扎”位錯阻止變形的物理本質，從而導致強度提高，韌性下降的力學冶金現象。 33 許多碳-錳低強度結構鋼對應變時效脆化比較敏感，它將大大降低鋼材的塑性，提高材料的韌-脆轉變溫度，促進焊接結構的脆性破

33、壞。 應變時效導致焊接結構脆性破壞的實例很常見的。例如：某儲油罐的脆性破壞事故，破壞始于罐體和底板的連接處，擴展后達到頂部。 檢查后表明：這種鋼材對應變時效非常敏感，離鋼材剪切邊緣不同距離處缺口韌性有急劇的變化。鋼板本身的轉變溫度為-8，但距剪切邊緣6mm處，轉變溫度為+53，距剪切邊緣20mm處為+36。 主要原因：剪切引起冷作應變，隨后進行的焊接工序引起應變時效所致。因此，該對焊接接頭的應變時效區應充分注意。 應變時效:34 試驗結果：以冷彎變形(20預彎)試件的轉變溫度為最低，而250預彎的轉變溫度為最高。 焊后熱處理(550650)可以消除兩類應變時效對低碳鋼和一些合金結構鋼的影響，恢

34、復其韌性。因此，對應變時效敏感的鋼材，焊后熱處理不但可以消除焊接殘余應力，而且可以消除應變時效的脆化影響，對防止結構脆性斷裂是有利的。圖2-15 不同溫度下預應變對COD值的影響1母材 2+20預彎，250下時效12h3150預彎 4350預彎 5250預彎對比兩類應變時效：動應變時效對脆性的影響往往更為不利。 圖2-15是某碳-錳鋼在不同溫度下預應變對斷裂時COD值(裂紋張開位移)的影響。試驗分4組進行，一組是在20下預彎，再在250下時效12h(模擬冷變形引起的應變時效)，其他三組試件分別在150、250和350下熱彎(模擬動應變時效)。所有試件的預彎處理是先使缺口張開約0.1mm，然后向

35、里彎曲到原來尺寸。動應變時效35 2焊接接頭金相組織改變對脆性的影響焊接過程是一個不均勻的加熱過程，在快速加熱和冷卻的條件下，使焊縫和近縫區發生了一系列金相組織的變化，因而改變接頭部位的缺口韌性。圖2-16，該接頭的焊縫和熱影響區具有比母材高的轉變溫度，所以，它們成為焊接接頭的薄弱環節。 圖2-16 某碳-錳鋼焊接接頭不同部位的COD試驗結果1母材 2母材熱應變時效區 3細晶粒熱影響區4粗晶粒熱影響區 5焊縫36 案例：日本德山球形容器的脆性斷裂事故是由于采用過大的焊接熱輸入。 該容器采用HT80高強度鋼焊接，板厚為30mm，焊后進行水壓試驗時破裂。按工藝規定，應采用的焊接熱輸入為48kJcm

36、，但由于冬季施工，焊接時采用的預熱溫度偏高，焊接熱輸入也偏大。分析表明，脆性斷裂起源點的焊接熱輸入為80kJcm，大大超過規定的熱輸入，致使焊縫和熱影響區的韌性顯著降低。 圖2-17 不同焊接熱輸入對某碳-錳鋼焊接接頭的熱影響區沖擊吸收功的影響對于確定的鋼種和焊接方法，熱影響區的顯微組織主要取決于焊接熱輸入。因此，合理地選擇焊接熱輸入是十分重要的，尤其是對高強度鋼。實踐證明：高強度鋼，過小焊接熱輸入易造成淬硬組織而引起裂紋；過大焊接熱輸入又易造成晶粒粗大和脆化，降低其韌性。 圖2-17，隨著焊接熱輸入的增加，該區的韌-脆轉變溫度相應地提高，增加脆性斷裂危險性。可采用多層焊，以適當的焊接參數焊接

37、，減小焊接熱輸入，獲得滿意的韌性。2焊接接頭金相組織改變對脆性的影響（續）373焊接缺陷的影晌 在焊接接頭中，焊縫和熱影響區最容易產生各種缺陷。據調查，40的脆性斷裂事故是從焊縫缺陷處開始的。焊接缺陷(裂紋、未焊透、夾渣、咬邊、氣孔等)都可成為脆性斷裂的發源地。吉林某液化石油氣廠的球罐破壞事故，斷裂的發源地就在焊縫的焊趾部位。 焊接缺陷都是應力集中部位，尤其是裂紋，裂紋的影響程度不但與其尺寸、形狀有關，而且與其所在部位有關。 如果裂紋位于高值拉應力區就容易引起低應力破壞。若在應力集中區(如壓力容器接管處)產生焊接缺陷就更加危險.所以，最好將焊縫布置在應力集中區以外。38 4焊接殘余應力的影響

38、焊接過程存在的不均勻溫度場，因而冷卻后結構中必然產生焊接殘余應力。 根據日本的大板試驗：當工作溫度材料的韌-脆轉變溫度時，拉伸殘余應力對結構的強度無不利影響； 當工作溫度材料的韌-脆轉變溫度時，拉伸殘余應力對結構的強度有不利影響。拉伸殘余應力將和工作應力疊加共同起作用，在外加載荷很低時，發生脆性破壞，即低應力破壞。 拉伸殘余應力具有局部性質，它只限于在焊縫及其附近部位,離開焊縫區其值迅速減小。所以，此峰值拉伸殘余應力有助于斷裂的產生。隨著裂紋的增長離開焊縫一定距離后，殘余應力急劇減小。當工作應力較低時，裂紋可能中止擴展；當工作應力較大時，裂紋將一直擴展至結構破壞。 39裂紋穿過兩平行焊接接頭的

39、開裂路徑圖2-18，由于焊縫距離近，所以兩平行焊縫間的殘余應力為拉應力，在試件上有一個較寬的殘余拉應力區。因此，在40.2MPa的均勻拉應力下脆性開裂穿過整個試件的寬度。圖2-19，焊縫間有較大的殘余壓應力，因此，在29.4MPa平均應力下，裂紋在壓應力區中拐彎并停止。 圖2-18 近距離平行焊接接頭試件的開裂路徑和縱向殘余應力分布a) 殘余應力分布圖 b) 試件圖40殘余應力對脆性斷裂裂紋擴展方向的影響 圖2-20，若試件未經退火，試驗時也不施加外力，沖擊引發裂紋后，裂紋在殘余應力作用下，將沿平行焊縫方向擴展(N30W-3)。 隨著外加應力的增加，開裂路徑越來越接近與外加應力方向垂直的試件中

40、心線。 如果試件殘余應力經退火完全消除，則開裂路徑與試件中心線重合(N30WR-1)。 412.5 焊接結構防脆性斷裂設計原則及相關的評定方法2.5.1 焊接結構防脆性斷裂的設計準則 焊接結構脆性斷裂是瞬時完成的，但它仍是由兩個階段組成。即在結構某個部位，例如焊接或冶金缺陷處（焊接冷、熱裂紋、咬邊、未焊透等）首先產生一脆性裂紋(即不穩定裂紋)-裂紋的產生；然后該裂紋以極快的速度擴展，部分或全部地貫穿結構件，造成脆性失效。-裂紋的擴展 失穩擴展的裂紋在一定條件下可能停止下來，即止裂。例如：當裂紋進入拉應力較低的區域，沒有足夠的能量來維持裂紋進一步擴展；或者裂紋進入到韌性較好的材料(或同一材料，但

41、溫度較高，韌性增加)受到較大的阻力，無法繼續擴展。 材料都有脆性裂紋引發的臨界溫度即開裂溫度，止住裂紋擴展的止裂溫度。開裂和止裂溫度的高低可用來衡量材料的抗開裂性能和止裂性能，即開裂和止裂的臨界溫度越低，材料的抗開裂性能和止裂性能就越好。 一般來說，對應變速率敏感的材料，如C-Mn型中低強度鋼，其抗開裂性能的轉變溫度止裂性能的轉變溫度；對于高強度鋼由于它對應變速率不敏感，其開裂和止裂溫度相差不多或相同。但是在任何情況下，止裂轉變溫度不會低于（）它的開裂轉變溫度。 42 脆性斷裂是由兩個階段組成，因此防止結構發生脆性破壞有兩個設計準則：一、防止裂紋產生準則(“開裂控制”)；二、止裂性能準則(“擴

42、展控制”)。 前者是要求焊接結構最薄弱的部位即焊接接頭處，具有抵抗脆性裂紋產生的能力，即抗開裂能力；后者要求如果在這些部位產生了裂紋，其周圍材料應具有將其迅速止住的能力。后者比前者要求苛刻些。 開裂控制：國際焊接學會于20世紀70年代提出，防止焊接結構脆性破壞事故，主要著眼點應放在焊接接頭的抗開裂能力上(即開裂控制)，并以此作為設計依據。 擴展控制：對于中低強度鋼，由于殘余應力的作用，脆性裂紋一旦產生，一般向母材方向擴展。因此，要求母材具有一定的止裂性能。 近年來，焊接接頭各部分（如焊縫）的止裂性能又受到人們的重視。因為在高強度鋼種的應用日益增多，由于焊接殘余應力作用的減弱，或工作應力的提高以

43、及焊接冶金因素等原因，接頭中的裂紋完全有可能沿焊縫方向擴展，最后造成結構破壞，因此，要求焊縫或接頭各部位具有止裂能力。防脆性斷裂的兩個設計準則432.5.2 斷裂的評定方法 （1）轉變溫度方法（本書采用的方法） 即確定材料的韌-脆轉變溫度特性。 （2）斷裂力學方法 用KIC、c、JIC等力學指標，作為安全設計的依據。2.5.3 典型試驗方法介紹 1. 抗開裂性能試驗 反映裂紋產生前韌度參量指標的試驗。 2. 止裂性能試驗 測量脆性裂紋產生后韌性指標的實驗。442.6 防止焊接結構發生脆性斷裂的途徑 造成結構脆性斷裂的基本因素： （1）材料在工作條件下韌性不足； （2）結構上存在嚴重的應力集中(

44、設計上或工藝上)； （3）過大的拉應力(工作應力、殘余應力和溫度應力等)。 有效地減少或控制其中某一因素，結構發生脆性斷裂的可能性可顯著降低或排除。 防止結構脆性斷裂的三個途徑： 1. 正確、合理地選用材料 2. 采用合理的焊接結構設計 3. 合理安排結構制造工藝45 2.6.1 正確、合理地選用材料 基本原則：既要保證結構的安全使用，又要考慮經濟效果。應使所選用的鋼材和焊接用材料保證在使用溫度下具有合格的缺口韌性。即要保證結構在工作條件下，焊縫、熱影響區、熔合區等薄弱部位具有足夠的抗開裂性能，也要使母材具有一定的止裂性能。 另外，在選材時還要考慮材料費用和結構總體費用的對比關系。 當某些結構

45、材料費用與結構整體費用相比所占比重很少時，選用優良韌性材料是值得的；而對一些結構，材料費用是結構的主要費用時，就要對材料費用和韌度要求之間的關系作詳細的對比、分析研究。另外，選材時還要考慮到一旦結構斷裂其后果的嚴重性。 實驗方法：通常采用夏比沖擊試驗方法進行材料的選擇和評定。沖擊試驗是在不同溫度下對一系列試件進行試驗找出其韌-脆性特性與溫度的關系。常用的有夏比V形和夏比U形缺口沖擊試驗。目前多采用夏比V形缺口沖擊試驗。由于沖擊試驗方法簡單，試件小，容易制備，費用低，不論作為材料質量控制，還是事故分析研究，各國普遍采用。 462.6.2 采用合理的焊接結構設計 設計有脆性斷裂傾向的焊接結構，注意以下幾個原則： 1盡量減少結構或接頭部位的應力集中； 2盡量減少結構的剛度； 3不采用過厚截面； 4重視附件或不受力焊縫的設計 。471盡量減少結構或接頭部位的應力集中 1) 在一些構件截面改變的地方，必須設計成平緩過渡，不要形成尖角，圖2-38。圖2-38 尖角過渡和平滑過渡的接頭 a) 不可采用 b）可以采用圖2-39 封頭設計時合理與不合理的接頭a）不合理 b）合理2) 在設計中應盡量采用應力集中系