夏比冲击试验方法标准现状及影响因素综述

宋 北，郭 枭，姜英龙，曹宇堃，王 博，杨昊泉

(哈尔滨焊接研究院有限公司，哈尔滨 150028)

0 引言

压力容器是具有潜在泄漏和爆炸危险的承压类特种设备，量大面广，在国民经济各领域和国防事业中发挥着不可替代的作用[1]。目前，对于低温压力容器，压力容器规范要求依据基于强度的许用应力进行结构设计，为防止发生脆断，要求材料及焊接接头具有一定韧性[2]。对于压力容器用钢焊接接头，其过热区晶粒一般较为粗大且晶界和晶内化学成分和组织非常不均匀，往往是焊接接头甚至装备的薄弱环节[3]。因此，在影响设备安全性的众多因素中，设备用钢及其焊接接头的性能尤为重要[4]。在使用过程中，除要求有足够的强度和塑性外，还要求有足够的韧性[5-8]，如在服役条件下，断裂韧性好的管线钢管不至于突然发生脆性断裂，从而使得管道安全得到保证[9]。夏比冲击试验方法是评价材料韧性的重要手段之一，用于评定金属材料及焊接接头在冲击载荷下的韧脆特性[10]。由于具有试样小、易加工、试验操作简单、试验时间短和费用低等优点，夏比冲击试验方法广泛用于科研和生产中，用以测定金属材料的冲击吸收能量[11]。但是，由于其在动态力下进行试验，影响夏比冲击试验结果准确性和分散性的因素包括试样尺寸、取样位置、摆锤锤刃半径等。相比于金属材料，影响焊接接头夏比冲击试验结果准确性和分散性的因素更多，还包括了缺口在接头微区的位置、组织的不均匀性等。

目前，国际及各国焊接接头夏比冲击试验方法标准均直接引用金属材料夏比冲击方法标准，中国现行夏比冲击试验方法标准为GB/T 229—2020《金属材料 夏比摆锤冲击试验方法》(以下简称GB/T 229)、美国标准为ASTM E23—2018《金属材料缺口试样标准冲击试验方法》(以下简称ASTM E23)、国际标准为ISO 148-1:2016《金属材料-夏比摆锤冲击试验-试验方法》(以下简称ISO 148-1)、日本标准为JIS Z 2242:2018《金属材料夏比摆锤冲击试验方法》(以下简称JIS Z 2242)。不同标准对于夏比冲击试验的要求不尽相同，因而按照不同标准进行的夏比冲击试验结果会存在一定的差异。本文结合上述标准综述焊接接头夏比冲击试验方法的研究现状，并对进一步提高和改进焊接接头夏比冲击试验方法与标准进行展望。

1 夏比冲击试验方法标准背景介绍

冲击载荷对材料的影响研究最早起源于1824年，研究学者讨论了铸铁的冲击力抵抗能力[12]。1849年，英国针对成立专门研究铁路行业铸铁材料应用的委员会，开始考虑冲击试验[13]。1857年，RODMAN设计了落锤试验设备用来检测枪钢[14]，在随后的30年里，该设备被广泛应用于铁路用钢及钢制产品检测。在1895～1922年，大量的国家及国际标准组织成立。1898年，RUSSELL[15]在报告中指出，目前还没有仪器具备定量化功能，而不只是定性,因此设计并制造了大型摆锤试验机。1905年，CHARPY首次提出了与目前仪器设备较为接近的设计概念,当时，冲击试验主要包括三种：落锤试验、摆锤试验、Flywheel。1922～1933年，ASTM E-1试验方法委员会在1922年举办了材料冲击试验专题研讨会。1923年，ASTM开始着手起草摆锤冲击试验方法标准，直到1933年，ASTM正式发布了E23-33T金属材料冲击试验暂行方法[16]。1934年，ASTM对E23进行了修订与补充。由于在二战期间，大量的舰船发生了失效断裂事故，因此对制造及材料规范中的冲击试验方法提出了迫切需求。1942～1946年，4 694支焊接舰船中有超过20%的出现了断裂，这加速了冲击试验方法的应用[16]。自1948年至今，夏比冲击试验方法在试样尺寸、摆锤锤刃形状及尺寸、试样与试验机支撑件间隙等多方面细节陆续得到了进一步补充与完善，试验的合理性与科学性得到大幅度加强。

2 焊接接头夏比冲击试验方法标准现状

2.1 金属材料夏比冲击试验方法标准

2.1.1 夏比冲击试验方法标准对比

夏比冲击试验方法方法标准应用广范，具体采标情况和适用范围见表1。目前，现行夏比冲击试验方法标准中，GB/T 229—2020和JIS Z 2242:2018均修改采用ISO 148-1:2016，可见夏比冲击试验方法标准主要分为ISO标准和美国标准两大类。其中ASTM E23标准自1933年首次发布以来，分别于2002年、2005年、2006年、2012年、2016年、2018年进行了修订。ISO 148-1标准于自1983年首次发布以来，分别于2006年、2009年、2016年进行了修订。

2.1.2 夏比冲击试验方法标准技术细节对比

夏比冲击试验方法标准技术细节对比见表2。可以看出，ISO 148-1与JIS Z 2242技术细节基本一致，而GB/T 229部分细节与ISO 148-1存在差异。为便于比较，主要对比分析GB/T 229，ISO 148-1，ASTM E23三个标准差异。

表2 夏比冲击试验方法标准技术细节对比

在缺口形状方面，相比ISO 148-1，GB/T 229增加了无缺口试样类型。ASTM E23规定了金属粉末结构材料用无缺口冲击试验要求。在适用范围方面，ASTM E23中除规定夏比冲击试验要求，还规定了悬臂梁式冲击试验要求。在试样方面，ASTM E23除与其他标准规定相同的小尺寸试样外，还增加了宽度为5.0 mm和3.0 mm及厚度为20 mm尺寸的试样。在试验温度方面，GB/T 229,ISO 148-1标准中试验温度包括室温、低温以及高温，对温度的具体范围未进行明确规定，ASTM E23中规定适用试验温度范围下限为-196 ℃，且目前已经安排项目开展液氦和液氢温度下不锈钢的冲击韧性试验研究。ASTM E23中规定温度公差为±1 ℃，GB/T 229，ISO 148-1标准中温度公差均为±2 ℃，相比较而言，ASTM E23规定更为严格。在试验结果方面，GB/T 229要求至少估读到0.5 J或0.5个分度单位，试验结果应至少保留两位有效数字，其他标准对于试验结果均无要求。GB/T 229，ISO 148-1标准中未规定冲击试验机的校准，ASTM E23中还涵盖了试验机校准要求。

2.1.3 夏比冲击试验方法标准尺寸与偏差对比

夏比冲击试验方法标准尺寸与偏差对比如表3所示。可以看出，与GB/T 229、ISO 148-1和JIS Z 2242相比，ASTM E23对于公差的要求更加严格，小尺寸试样厚度为20,7.5,5,2.5 mm的公差分别为±0.075,±0.075,±0.050,±0.025 mm。试样相邻纵向面夹角公差要求为±0.17°，并对缺口中心线作出要求。相比于ISO 148-1标准，GB/T 229将试样相邻纵向面夹角由±2°调整为±1°，这有助于提高检测结果的准确度。

表3 夏比冲击试验方法标准尺寸与偏差对比

2.2 焊接接头冲击试验方法标准

现行的焊接接头冲击试验方法标准有GB/T 2650—2008《焊接接头冲击试验方法》、ISO 9016:2012《金属材料焊缝破坏性试验 冲击试验 试样位置、缺口方向和检验方法》、AWS B4.0:2016《焊接机械性能标准试验方法》、ASTM A370—20《钢制品力学性能试验的标准试验方法》、JIS Z 3111:2005《熔敷金属拉伸冲击试验方法》。

GB/T 2650—2008等同采用ISO 9016:2001，规定了对接接头冲击试验的取样和缺口方向等要求，适用于金属材料熔化焊和压焊接头的冲击试验。试样的符号由表示试样类型、位置和缺口方向的字母以及表示缺口距参考线RL距离(单位为mm)的数字组成。第1个字母表示试样类型(U型、V型)，第2个字母表示缺口位置(焊缝、热影响区)，第3个字母表示缺口方向(平行于焊缝表面、垂直于焊缝表面)，第4个字母表示缺口中心线距参考线的距离，第5个字母表示试样表面距焊缝表面的距离。ISO 9016:2012与2001版相比并无技术性差异。

AWS B4.0:2016中关于夏比冲击试验方法，需要提供试样类型和数量、母材的规格/牌号、焊材的规格/牌号、要求值的最大值或最小值、试样及缺口相对于焊缝或焊接方向的取样位置和取向、接头几何形状、试验温度、焊后热处理或机械处理等信息。

JIS Z 3111:2005与JIS Z 2242:2018相比，试样宽度尺寸公差为±0.05 mm，虽然对试样长度的尺寸公差要求同为±0.6 mm，但是JIS Z 3111:2005中对于1/2试样长度尺寸公差要求为±0.4 mm，可见相比JIS Z 2242:2018，JIS Z 3111:2005对于公差的要求更加严格。JIS Z 3111:2005对于冲击试验的温度和冲击吸收能量的值都有相应要求,试验温度为焊材的试验温度，冲击吸收能量如无特殊规定，应为3个值的平均值。

对于夏比冲击试验试样数量的要求,各试验方法标准中均未作出要求，而在焊接材料产品标准中关于试样数量的要求有相应规定，要求测定5个冲击试样的冲击吸收能量(KV2)。在计算5个冲击吸收能量(KV2)的平均值时，应去掉1个最大值和1个最小值。如果型号中附加了可选代号“U”，要求测定3个冲击吸收能量(KV2)平均值。

相比于金属材料，焊接接头宏、微观均为非均匀组织，以低合金钢焊接接头为例，至少包含了焊缝、部分熔化区、过热区、正火区、不完全正火区、回火区等多个区域，不同的区域冲击韧性存在显著差异，而且即便同一区域内，由于热循环特征，微观组织也呈梯度分布。众多研究[17-19]指出，用于分析宏观均质材料脆性断裂试验结果的标准中，曲线法不适用于宏观非均质材料。目前国际上有关断裂韧度的测试标准，仅有英国的BS 7448(断裂力学韧性试验)提及热影响区断裂韧度的测试，但仍然缺乏具体的取样手段和合格标准[20-21]。因此，相比于均质的金属材料，焊接接头冲击韧性试验影响因素更为复杂，断裂理论及评价研究基础更为薄弱。

3 夏比冲击试验影响因素分析

由于焊接接头组织具有宏、微观组织非均质的特点，其冲击吸收能量受缺口取样位置、缺口处微观组织等多方面因素影响，影响机理十分复杂。目前，针对夏比冲击试验影响因素的研究多以金属材料为主，基于金属材料开展的影响规律研究对于焊接接头研究具有参考作用，下面将目前国内外开展的夏比冲击试验影响因素研究现状进行综述。

3.1 试样尺寸

不同的夏比冲击试验方法标准中的试样尺寸均为55 mm×10 mm×10 mm，如无特殊规定，小试样厚度可为7.5,5,2.5 mm。GB/T 229中规定通过协议也可使用其他厚度试样。GB/T 229,ISO 148-1及JIS Z 2242标准中均注明，只有采用形状和尺寸均相同的试样才可以对结果进行直接比较，ASTM E23中附录A3规定，不同尺寸试样得到的试验结果无法进行直接比较。标准中均提到不同尺寸试样的结果不能直接比对，可见，试样尺寸对冲击吸收能量影响的复杂性。

曹声驹[22]在-120～80 ℃的试验温度范围内研究了不同试样尺寸对冲击吸收能量等效比值的影响，结果表明对于具有韧脆转变特征的船用CCS H32D和10MnNiCrMoV钢板而言，在上平台区，小尺寸试样与标准试样冲击吸收能量比值接近截面积比值，线性关系最为显著；在下平台区，二者差别很小，比值在1左右，甚至存在小尺寸冲击吸收能量大于标准试样的情况；在韧脆转变过渡区，二者比值介于截面积比值与1之间。陈佳荣等[23]在-100～200 ℃的试验温度范围内针对S355J2W 钢板研究结果也表明，用小尺寸试样测定冲击吸收能量值，在下平台区与试样截面尺寸基本无关，在韧脆转变区，用小尺寸试样和标准试样测定的相同温度下的冲击吸收能量比值逐渐降低，到上平台时，比值为试样截面积的比值。黎智辉[24]的研究结果同样表明，在下平台完全脆性断裂区，小尺寸试样与标准试样的冲击吸收能量相差不大，试样尺寸对冲击试验结果影响小。史红兵等[11]的研究结果表明碳素钢和低合金钢及其焊接接头的夏比V型缺口冲击吸收能量与试样尺寸之间存在显著线性相关关系，相关系数R2=0.986 4，这可能与其-50～25 ℃试验温度范围较高有关。邱晓刚等[25]指出在韧脆混合断裂区，小尺寸试样与标准试样的冲击功不能相互换算的根本原因是裂纹扩展功随试样宽度的变化不成线性关系。

综上所述，显然试样尺寸对夏比冲击吸收能量会造成显著影响，但具体影响规律与机制与试验温度、断裂模式等有关。目前，已有文献研究结果普遍认为，在上平台区，试样尺寸对冲击吸收能量的影响呈显著线性关系，在下平台区，试样尺寸对冲击吸收能量无显著影响，在韧脆转变过渡区，影响介于二者之间。值得注意的是，试样尺寸对冲击吸收能量的影响十分复杂，具体影响取决于缺口处应力拘束状态、承载面积等多因素的耦合作用。如试样尺寸(宽度或厚度)增大，一方面会增大承载的面积，有利于增大冲击吸收能量；但是，与此同时随着试样尺寸的增大，尤其是厚度，会加剧缺口处的应力集中程度，导致易于发生脆性断裂，进而减小冲击吸收能量。对试样尺寸变小，则相反。对于均质金属材料尚且如此；对于非均质的焊接接头，在确定考核指标、比较结果等处理不同试样尺寸的冲击吸收能量关系时，应慎之又慎。

3.2 摆锤锤刃半径

夏比冲击试验方法标准中规定的摆锤锤刃半径为2 mm和8 mm。ASTM E23要求使用锤刃半径为8 mm摆锤，除非指定2 mm摆锤锤刃，二者对比见图1。GB/T 229,ISO 148-1及JIS Z 2242标准中均注明，采用2 mm或8 mm的摆锤锤刃得到的试验结果可能有差异，ASTM E23中注明，对于某些材料摆锤锤刃半径会对结果产生显著影响。

图1 不同摆锤锤刃半径对比

LUCON[26]的研究结果表明，冲击吸收能量在200 J以下，摆锤锤刃半径对冲击吸收能量的影响不大，二者关系呈高度线性关系，如下式：

KV2mm=1.009KV8mm+0.643R2=0.996

(1)

但冲击吸收能量在200 J以上，在塑性变形、严重变形的试样与摆锤两侧及端部接触处相对尖锐的角的共同作用下，试样和铁砧相对多的摩擦等因素所致，8 mm摆锤锤刃半径会导致更高的冲击吸收能量，二者关系如下式：

KV2mm=130.27e0.002KV8mmR2=0.779

(2)

具体结果见图2[26]。

图2 2，8 mm摆锤锤刃半径对不同冲击吸收能量水平NIST校准试样的影响

美国标准技术研究院(NIST)在文献中[27]指出,公开发表的文献一致认为，在足够高(大多数学者认为冲击吸收能量在200 J)的冲击吸收能量水平下，相比2，8 mm摆锤锤刃半径会增大冲击吸收能量，也有研究表明，在150～200 J，摆锤锤刃半径的影响可以忽略。NANSTAD等[28]研究了2,8 mm摆锤锤刃半径对3种冲击吸收能量水平的NIST标准试样的影响，结果表明，NIST标准试样在16 J和102 J水平下，二者相当，但在217 J水平下，2 mm的冲击吸收能量低于8 mm约11%。也有研究[29]表明，2,8 mm摆锤锤刃半径对20,67,105 J的冲击吸收能量的影响，结果表明，能量水平越高，二者差异越大。

材料的冲击吸收能量主要有弹性变形能量、塑性变形能力、撕裂变形能量三部分组成。于秀娥等[30]指出，相比较而言，8 mm摆锤锤刃半径比2 mm摆锤锤刃半径对试样的接触面积大，试样中参与弹性变形和塑性变形的体积范围更大，因此，在上平台或过渡区，同一温度下，8 mm摆锤锤刃半径下冲击吸收能量比2 mm更大，但这种差异随着温度的降低而逐渐降低。

选用不同半径的摆锤锤刃可能会引起同一组试样的冲击结果不同，特别是低能量的冲击试样，2 mm摆锤锤刃半径得到的结果可能高于8 mm摆锤锤刃半径得到的结果。金钰明等[31]研究结果表明，低、中、高能量的3种钢材的对比试验都呈现出较为明显的差异，但是该种差异在上、下平台附近时逐步缩小。采用8 mm摆锤锤刃半径测得的冲击吸收能量要比采用2 mm 摆锤锤刃半径测得的高。

蔺卫平等[32]针对X70管线钢的研究表明，采用8 mm摆锤锤刃半径时冲击吸收能量比采用2 mm摆锤锤刃半径高。冲击能量水平越高，两者的差值越大；随着试验温度的降低，差值逐渐变小。对于吸收能量较低的油套管，使用不同冲击摆锤锤刃半径对吸收能量的影响不明显。张宏伟等[33]对摆锤锤刃半径对核电用SA-508Gr.3Cl.1钢和SA-182F216LN钢冲击吸收能量影响进行研究，结果如图3[33]所示，图中“国标”、“美标”分别对应2 mm摆锤锤刃半径、8 mm摆锤锤刃半径。

图3 摆锤锤刃半径对冲击吸收能量的影响

由图3(a)可知，对于SA-508Gr.3Cl.1钢，在-100～-40 ℃范围，采用8 mm摆锤锤刃半径时冲击吸收能量与采用2 mm摆锤锤刃半径基本一致，在-40～60 ℃范围伴随着温度的升高，冲击吸收能量水平的不断提高，二者的差异越来越大，这种趋势与LUCON等[27]的研究结论基本一致；对于图3(b)的SA-182F216LN钢，在-196～60 ℃范围，冲击吸收能量水平始终维持在300 J以上，因此采用8 mm摆锤锤刃半径时冲击吸收能量始终高于采用2 mm摆锤锤刃半径。在-196～-80 ℃范围内，二者差值温度的升高越来越大，这种趋势同样符合LUCON等[27]的研究结论。

综上所述，摆锤锤刃半径对冲击吸收能量的影响因材料冲击吸收能量水平、试验温度不同，表现出不同的规律。对于高冲击吸收能量水平的材料，在上平台或过渡区范围内，同一温度、8 mm摆锤锤刃半径下，冲击吸收能量比2 mm摆锤锤刃半径更大，且材料冲击吸收能量水平越高，两者差值越大，但这种差异随着温度的降低而逐渐降低。对于低冲击吸收能量水平的材料，二者差异不大。对于非均质的焊接接头，热影响区、熔合区、焊缝等不同微区的冲击吸收能量存在显著差异，而在同一微区内，组织也并不均匀，以热影响区为例，由于不同位置经历的热循环过程不同，晶粒尺寸、第二相等微观组织会存在显著差异，因此，在处理摆锤锤刃半径对焊接接头冲击吸收能量的影响时，至少应避免因取样位置差异对结果造成的影响与干扰。

3.3 缺口尺寸

缺口的形状和尺寸对冲击试验结果的影响十分明显，缺口类型或缺口深度不同时，由于应力状态不同而引起脆化倾向有不同的差异。有研究[34]表明，缺口根部半径影响最大；缺口深度影响次之；缺口角度影响较弱。

(1)缺口根部半径。

与缺口根部半径相比，随缺口根部尖锐度的增大，应力集中趋于严重，冲击吸收能量明显下降；反之，当缺口根部半径增加时，冲击吸收能量增加。冲击吸收能量随缺口深度的增加而降低[7，35-36]。

(2)缺口深度。

基于冲击吸收能量的韧脆转变温度取决于缺口尺寸，尤其与缺口深度、缺口根部半径密切相关。研究结果表明，缺口深度减小，会造成冲击吸收能量增大，导致韧脆转变温度上升。相比于缺口深度2 mm，深度为1.5,1 mm的韧脆转变温度分别上升70，90 ℃。缺口深度/根部半径比值与应力集中程度密切相关。上平台能量仅取决于缺口深度，这是由于上平台能量主要取决于韧带尺寸，因此在上平台区，缺口形状实际并不重要[37]。

3.4 加工方法

KOESTER等[38]研究了缺口加工方法对低冲击吸收能量水平(15 J)、高冲击吸收能量水平(94 J)的影响，结果表明,两种类型的缺口结果一致性良好，但均值存在微小差异，可能是由于二者加工的缺口在韧带尺寸、缺口根部半径、表面撕裂以及组织轻微变形差异造成。相比较而言，拉刀加工的缺口根部相对平整，具体见图4[38]。

图4 加工方法对缺口根部形貌的影响

FINK[39]的研究结果表明,在磨、拉、铣三种缺口加工方法中，磨削加工的缺口最为光滑，缺口横截面一致性最好;拉床加工的缺口冲击吸收能量相对低，这与其加工的表面粗糙度及表面撕裂有关；铣床加工缺口与磨床较为接近，冲击吸收能量相对较高。尽管存在差异，但三种加工方法均在可接受的公差范围内。

4 结语

(1)从目前国际及各国标准来看，焊接接头夏比冲击试验基本按金属材料夏比冲击验方法执行。相比较而言，美国标准对冲击试样尺寸及公差等方面的要求更为严格，试验温度范围也更为明确。

(2)对于金属材料，已经开展的研究表明，试样尺寸、摆锤锤刃半径及缺口尺寸等因素均对夏比冲击吸收能量产生影响。与金属材料相比，焊接接头冲击试验影响因素更多，也更为复杂，焊接行业应进一步加强焊接接头冲击韧性试验基础研究力度与规模，以满足未来高端装备制造需求。

(3)随着焊接技术的进步，以高能束焊接工艺为代表的先进工艺焊接工艺应用越来越广泛，相比于传统弧焊焊接接头，其接头焊接热影响区宽度更窄，组织不均匀性梯度更大，对于焊接接头开展适用于宏观非均质及微区的冲击韧性测试方法的需求越来越迫切。与此同时，随着储能等新兴产业的大力发展，对液氦、液氢温度的冲击试验要求日益增多，开展现有标准对超低温冲击试验的适应性研究十分必要。