不同形式P92釬焊接頭蠕變損傷有限元模擬

史建蘭 張偉亞 羅 云 金有海

(中國(guó)石油大學(xué)(華東) a. 機(jī)電工程學(xué)院； b. 化學(xué)工程學(xué)院)

不同形式P92釬焊接頭蠕變損傷有限元模擬

史建蘭*a張偉亞b羅 云b金有海b

(中國(guó)石油大學(xué)(華東) a. 機(jī)電工程學(xué)院； b. 化學(xué)工程學(xué)院)

基于有限元軟件研究一系列鎳基平板釬焊接頭的蠕變損傷和蠕變斷裂，同時(shí)對(duì)蠕變壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。考慮了由制造產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，服役過(guò)程中的熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力，利用FORTRAN語(yǔ)言，基于Norton公式和延性耗竭模型編寫子程序計(jì)算蠕變損傷，評(píng)估不同接頭形式對(duì)殘余應(yīng)力和蠕變損傷的影響。結(jié)果表明，殘余應(yīng)力主要產(chǎn)生在不連續(xù)部位，同時(shí)蠕變損傷急劇累積，加速裂紋萌生和斷裂。增加搭接面積可在一定程度上增加接頭壽命。

接頭形式 釬焊 蠕變損傷 有限元

鎳基釬焊接頭以其良好的蠕變特性廣泛應(yīng)用于高溫環(huán)境中，釬焊接頭制造精度高，操作簡(jiǎn)單，在緊湊高效型換熱設(shè)備中大量應(yīng)用[1]。釬焊接頭是斷裂的薄弱部位，是分析研究的重點(diǎn)[2]。釬焊接頭在承受外載時(shí)要具備和母材相同的承載能力。影響接頭強(qiáng)度的因素包括：材料環(huán)境、材料表面狀況、不同熱膨脹系數(shù)、釬焊溫度及接頭形式等[3]。其中，接頭形式影響較大。對(duì)接接頭受力均勻，節(jié)省材料，結(jié)構(gòu)較輕，廣泛應(yīng)用于焊接結(jié)構(gòu)[4]。在釬焊結(jié)構(gòu)中，多數(shù)情況釬料金屬的強(qiáng)度低于母材的強(qiáng)度，難以達(dá)到和母材同等的強(qiáng)度，同時(shí)難以保證對(duì)準(zhǔn)和釬縫均勻。T形接頭和偏角接頭同樣難以滿足等強(qiáng)度設(shè)計(jì)。平板釬焊接頭可以通過(guò)增加接觸面積，即搭接接頭來(lái)保證等強(qiáng)度[5]。

接頭形式對(duì)釬焊結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響不可忽視。王穎等采用有限元模擬接頭形式對(duì)殘余應(yīng)力的影響，發(fā)現(xiàn)不同的接頭形式可以產(chǎn)生不同的殘余應(yīng)力[6]。宋冬利等研究了不同搭接接頭形式、膠粘劑毛邊和拉伸剪切強(qiáng)度的測(cè)試方法對(duì)拉伸剪切強(qiáng)度的影響[7]。試驗(yàn)結(jié)果表明：降低應(yīng)力集中、采用剝離應(yīng)力小的接頭形式可有效提高膠接強(qiáng)度。蘆新建研究了焊接接頭形式對(duì)CO2焊未焊透的影響，從而確立合理的接頭形式和坡口尺寸[8]。釬焊后，接頭處產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力，對(duì)蠕變損傷有較大的影響[9]，蔣文春等針對(duì)釬焊板翅結(jié)構(gòu)做了大量研究，但是接頭形式對(duì)板翅結(jié)構(gòu)蠕變的影響研究尚不明確[10]。

筆者通過(guò)有限元模擬一系列常見平板釬焊接頭，研究不同形式接頭的受力情況、蠕變及其損傷分布?？紤]由于制造產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，工件運(yùn)行過(guò)程中的熱應(yīng)力，機(jī)械載荷對(duì)工件受力和蠕變的影響。

1 蠕變損傷模型

蠕變本構(gòu)方程遵循Norton方程：

(1)

式中B、n——與溫度相關(guān)的常數(shù)；

σ——應(yīng)力，MPa。

P92和BNi-2在600℃下的蠕變常數(shù)可參考文獻(xiàn)[11]，筆者基于延性耗散模型定義一個(gè)蠕變損傷參數(shù)：

(2)

(3)

其中σm為靜水壓力(平均主應(yīng)力)，εf為單軸蠕變失效應(yīng)變。

2 有限元模型

采用ABAQUS有限元模型軟件來(lái)模擬。首先，模擬由制造產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，運(yùn)行過(guò)程中的熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力;然后，蠕變損傷情況通過(guò)編譯子程序來(lái)得到；最后，討論接頭形式對(duì)蠕變損傷的影響。

2.1試樣幾何尺寸和網(wǎng)格劃分

釬焊接頭形式多樣，圖1為一系列常用平板釬焊接頭幾何尺寸，釬焊層厚度為0.05mm。釬焊接頭的網(wǎng)格劃分單元類型為C3D8R，為計(jì)算準(zhǔn)確，單元數(shù)控制約為40 000個(gè)。接頭形式按照順序依次用接頭A、B、C、D、E來(lái)命名。

圖1 平板釬焊接頭幾何尺寸

2.2蠕變和蠕變損傷分析

釬焊殘余應(yīng)力計(jì)算后，將平板釬焊接頭左部固定，右部施加100MPa的機(jī)械載荷。蠕變過(guò)程基于殘余應(yīng)力和機(jī)械載荷共同影響，初始蠕變時(shí)間設(shè)定為100 000h。蠕變速率基于公式(1)，蠕變損傷依照延性耗散模型(式(2)和式(3))。通過(guò)編譯子程序USDFLD實(shí)現(xiàn)蠕變損傷的計(jì)算。

2.3釬焊殘余應(yīng)力分析

釬焊過(guò)程中，試樣首先被加熱到850℃，保持30min，減少溫度梯度。然后加熱到釬焊溫度1 050℃，保持30min。最后試樣在加熱爐中空冷至常溫。釬焊后，會(huì)產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力，對(duì)蠕變損傷也會(huì)有很大的影響。由于釬焊層特別薄，在幾十微米范圍內(nèi)，因此無(wú)法通過(guò)實(shí)驗(yàn)來(lái)測(cè)試它的殘余應(yīng)力。

通過(guò)有限元方法來(lái)模擬釬焊過(guò)程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。在1 050℃，試樣處于無(wú)應(yīng)力狀態(tài)。殘余應(yīng)力產(chǎn)生在試樣從1 050℃ 降至 20℃過(guò)程中，假設(shè)總應(yīng)變可以分為3個(gè)部分，具體表達(dá)式為：

(4)

3 結(jié)果和討論

3.1應(yīng)力分析

工件在高溫下運(yùn)行要受到3種應(yīng)力的作用，制造過(guò)程中的殘余應(yīng)力，熱應(yīng)力和機(jī)械載荷。圖3為各個(gè)釬焊接頭的初始合應(yīng)力狀態(tài)。通過(guò)圖3a，可以發(fā)現(xiàn)接頭整體受力均勻，只有在局部位置有些許差異，平均應(yīng)力約為100MPa，等于被施加的機(jī)械載荷100MPa。圖3b表明，接頭B的合應(yīng)力狀態(tài)和殘余應(yīng)力狀態(tài)有很大不同，母材處最大主應(yīng)力為107MPa，釬焊層部位最大主應(yīng)力為29.7MPa。接頭D的應(yīng)力狀態(tài)處于一個(gè)非平衡狀態(tài)，圖3d表明在接頭底部主要為拉應(yīng)力，接頭上部在不連續(xù)部位產(chǎn)生132MPa的壓應(yīng)力。相對(duì)接頭D，接頭E結(jié)構(gòu)對(duì)稱，其最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在搭接金屬與接頭接觸的開始位置，如圖3e所示。接頭C在上述接頭設(shè)計(jì)中應(yīng)力狀態(tài)最差，最大拉應(yīng)力達(dá)到276MPa。綜上，可以發(fā)現(xiàn)，上述接頭應(yīng)力狀態(tài)均未超過(guò)屈服狀態(tài)。接頭B的受力狀態(tài)最好，接頭C應(yīng)力集中最明顯，應(yīng)該避免在接頭內(nèi)部增加搭接面積。

圖3 平板釬焊接頭最大應(yīng)力情況

3.2蠕變損傷分析

圖4為各個(gè)釬焊接頭在10 000h下的蠕變損傷。對(duì)接頭A，最大蠕變損傷為0.179，出現(xiàn)在釬料位置，這也表明裂紋將會(huì)在釬料處萌生。對(duì)接頭B，損傷分布較為均勻，主要分布在釬料處，在幅值上與接頭A類似。由于接觸面突變，接頭C在10 000h已然產(chǎn)生了蠕變裂紋，如圖4c所示。接頭D的最大蠕變損傷為0.226，出現(xiàn)在對(duì)接部位下半部，比接頭A和B的損傷都大。接頭E的最大損傷為0.450，出現(xiàn)在搭接材料與接頭接觸處，如圖4e所示。接頭對(duì)接部位是真正承載部位，對(duì)接部位的最大蠕變損傷為0.148，在上述接頭總?cè)渥儞p傷最小。接頭C的蠕變損傷已經(jīng)達(dá)到0.990，表明在10 000h裂紋已經(jīng)萌生。在應(yīng)力分析中，接頭C的應(yīng)力集中也是最大，表明蠕變損傷和受力狀態(tài)有關(guān)。

圖5為10 000h下各接頭釬縫位置最大Mises應(yīng)力?？梢钥闯鋈渥儸F(xiàn)象的存在，應(yīng)力松弛現(xiàn)象也隨之發(fā)生，在10 000h狀態(tài)下，各個(gè)接頭的最大應(yīng)力狀態(tài)大小接近，差別不大，但是各個(gè)接頭的損傷情況差異很大，可以從蠕變本構(gòu)方面考慮。

圖5 不同釬焊接頭10 000h時(shí)刻Mise應(yīng)力

以140MPa為基數(shù)，設(shè)定增長(zhǎng)倍數(shù)為β，應(yīng)力增加值為xMPa。則：

(5)

釬料的蠕變指數(shù)n為14.75[11], 則β與增加應(yīng)力的關(guān)系曲線如圖6所示?？梢钥闯觯S著應(yīng)力的增加，蠕變速率快速增加，裂紋萌生時(shí)間縮短。當(dāng)應(yīng)力相差為10MPa時(shí)，蠕變速率相差2.77倍。因此，這種高應(yīng)力下的蠕變敏感性增加，準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)蠕變規(guī)律與擬合參圖數(shù)密切相關(guān)。

圖6 增長(zhǎng)倍數(shù)與應(yīng)力關(guān)系曲線

3.3裂紋擴(kuò)展與壽命預(yù)測(cè)

當(dāng)蠕變損傷達(dá)到0.990，材料單元默認(rèn)為失效，單元應(yīng)力與損傷變化曲線如圖7所示。各個(gè)平板釬焊接頭的蠕變裂紋萌生和斷裂時(shí)間柱狀圖如圖8所示。平板釬焊接頭A，蠕變裂紋萌生時(shí)間為41 809h，蠕變斷裂時(shí)間為41 812h，從裂紋萌生到完全斷裂僅為3h(由于對(duì)接接頭受力均勻)。接頭B在53 168h完全斷裂，和接頭A類似，不同的是，接頭壽命得到了延長(zhǎng)。由于應(yīng)力集中，接頭C在366.4h就發(fā)生了蠕變裂紋萌生，蠕變斷裂時(shí)間相對(duì)接頭A也縮短為40 053h，因此，這種接頭C是不合理的。接頭D雖然增加了搭接面積，可是由于受力不均勻，蠕變損傷先出現(xiàn)在對(duì)接部分下半部，當(dāng)對(duì)接接頭完全斷裂后，搭接接頭對(duì)整個(gè)接頭的承載能力有限，認(rèn)為接頭失效。因此，搭接對(duì)蠕變壽命的增加并不明顯，蠕變裂紋萌生時(shí)間為42 605h，蠕變斷裂時(shí)間為42 858h。接頭E是一種較為理想的接頭形式，裂紋萌生時(shí)刻16 530h(裂紋萌生的位置為搭接位置初始接觸處)，在72 135h，裂紋擴(kuò)展到對(duì)接部位，整個(gè)接頭斷裂。綜上，接頭E是一種理想的形式。

圖7 單元應(yīng)力與損傷變化曲線

圖8 不同接頭裂紋萌生與斷裂時(shí)間

3.4討論

應(yīng)力集中和應(yīng)力分布不均都會(huì)加速蠕變損傷。接頭A是對(duì)接接頭具有代表性的一種形式，但是在抗蠕變方面并不是最好的形式。接頭B通過(guò)角度偏移一定程度上增加了釬焊面積，一定程度上延長(zhǎng)了蠕變壽命。接頭C在上述所有接頭中對(duì)蠕變的抵抗是最差的。接頭D增加搭接面積，延長(zhǎng)了蠕變壽命，但是受力不均。

為了討論搭接長(zhǎng)度對(duì)蠕變壽命的影響，接頭形式E在不考慮殘余應(yīng)力情況下重新設(shè)計(jì)為不同的搭接長(zhǎng)度。搭接長(zhǎng)度初步定為0、10、20、30mm。預(yù)測(cè)壽命隨時(shí)間變化的關(guān)系圖線如圖9所示，隨著搭接長(zhǎng)度的增加，蠕變斷裂的時(shí)間增加，而裂紋萌生的時(shí)間減小當(dāng)搭接長(zhǎng)度為0mm時(shí)，接頭退化為對(duì)接接頭A，蠕變斷裂和裂紋萌生的時(shí)間均為41 626h。隨著搭接長(zhǎng)度的增加，蠕變斷裂時(shí)間近似線性增加，說(shuō)明搭接長(zhǎng)度在增加蠕變壽命方面有重要作用。然而，隨著搭接長(zhǎng)度的增加，蠕變裂紋萌生時(shí)間減小，逐漸不變。

圖9 預(yù)測(cè)壽命隨搭接長(zhǎng)度的關(guān)系

4 結(jié)論

4.1接頭形式對(duì)殘余應(yīng)力的幅值和分布的影響不可忽視。通過(guò)比較接頭A和B，可以發(fā)現(xiàn)偏移角的存在可以減小殘余應(yīng)力的產(chǎn)生。比較接頭C、D、E可以發(fā)現(xiàn)，不連續(xù)部位會(huì)造成應(yīng)力集中，甚至?xí)^(guò)材料的屈服應(yīng)力，從而降低工件的強(qiáng)度。

4.2接頭形式對(duì)蠕變和蠕變損傷有很大的影響，蠕變損傷在接頭不連續(xù)部位急劇增加，因此接頭不連續(xù)部位應(yīng)該合理處理。

4.3釬焊接頭的蠕變壽命可以通過(guò)設(shè)計(jì)不同的結(jié)構(gòu)形式來(lái)延長(zhǎng)。通過(guò)比較接頭A、B、C可以發(fā)現(xiàn)通過(guò)釬縫角度偏移可以增加接頭的蠕變壽命。相對(duì)普通的釬焊接頭，可以通過(guò)增加搭接面積來(lái)增加蠕變壽命，在增加搭接面積的過(guò)程中要避免應(yīng)力集中。

4.4通過(guò)增加搭接面積，蠕變壽命增加，蠕變裂紋萌生的時(shí)間減小。蠕變壽命和搭接面積呈現(xiàn)線性關(guān)系。

[1] 蔣文春, 鞏建鳴, 陳虎,等. 不銹鋼板翅結(jié)構(gòu)蠕變的有限元分析[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2007, 43(5):539～545.

[2] 丁友勝, 王亮, 崔新亭. 基于熱-應(yīng)力耦合場(chǎng)有限元分析的釬焊板翅結(jié)構(gòu)性能研究[J]. 化工機(jī)械, 2014，41(6):802～806.

[3] 朱艷.釬焊[M]. 哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社, 2012.

[4] 李鳳輝, 李曉延,嚴(yán)永長(zhǎng). SnAgCu無(wú)鉛釬料對(duì)接接頭時(shí)效過(guò)程中IMC的生長(zhǎng)[J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2007，41(z2) ：66～70.

[5] 石常亮, 何鵬, 馮吉才,等. 鋁/鍍鋅鋼板CMT熔釬焊界面區(qū)組織與接頭性能[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2006, 27(12):61～64.

[6] 王穎, 何鵬, 馮吉才, 等. 接頭形式對(duì)陶瓷/金屬連接殘余應(yīng)力的影響[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2007, 28(4): 13～16.

[7] 宋冬利, 李赫亮, 李智超. 接頭形式對(duì)膠接強(qiáng)度的影響[J]. 遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2000, 19(4):426～429.

[8] 蘆新建. 焊接接頭形式對(duì)CO2焊未焊透的影響[J]. 焊接技術(shù), 1989，(1):1～4.

[9] 蔣文春, 鞏建鳴, 涂善東,等. 不銹鋼板翅結(jié)構(gòu)釬焊殘余應(yīng)力對(duì)蠕變的影響[J]. 焊接學(xué)報(bào), 2007, 28(5):5～8.

[10] 蔣文春, 鞏建鳴, 陳虎,等. 不銹鋼板翅結(jié)構(gòu)釬焊殘余應(yīng)力及其影響因素[J]. 金屬學(xué)報(bào), 2008, 44(1):105～111.

[11] Jiang W, Zhang W, Zhang G, et al. Creep Damage and Crack Initiation in P92-BNi2 Brazed Joint[J]. Materials & Design, 2015, 72: 63～71.

[12] Cocks A C F, Ashby M F. Creep Fracture by Coupled Power-Law Creep and Diffusion under Multiaxialstress[J]. Metal Science, 1982, 16(10): 465～474.

*史建蘭，女，1979年2月生，碩士研究生。山東省青島市，266580。

TQ050.4+1

A

0254-6094(2016)05-0676-06

2016-01-03，

2016-01-23)

FESimulationofCreepDamagesinP92BrazingJoints

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