安全端焊接殘余應(yīng)力對裂紋尖端力學(xué)參量的影響

郭 瑞，薛 河，崔英浩

(1.西安科技大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，陜西 西安 710054；2.布魯內(nèi)爾大學(xué) 工程設(shè)計(jì)與自然科學(xué)學(xué)院，英國 倫敦 UB8 3PH)

0 引 言

中國在運(yùn)行和在建的核電站以壓水堆型為主，反應(yīng)堆建造過程中各種關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的連接廣泛采用焊接方式。壓水堆一回路存在眾多由異種金屬焊接而成的安全端，由于其工作環(huán)境為高溫高壓輻照水環(huán)境，極易產(chǎn)生由水化學(xué)因素、材料因素和力學(xué)因素共同導(dǎo)致的環(huán)境致裂[1]，其中以應(yīng)力腐蝕開裂(SCC)為代表的環(huán)境致裂是影響核電設(shè)備長期安全運(yùn)行的關(guān)鍵問題之一[2]。國際上核電先進(jìn)國家長期運(yùn)行的經(jīng)驗(yàn)表明，以應(yīng)力腐蝕開裂為代表的環(huán)境致裂已成為壓水堆構(gòu)件失效的主要原因之一[3-4]。

自發(fā)現(xiàn)壓水堆一回路中異種焊接件的SCC以來，針對焊接件SCC行為和機(jī)理，研究者采用實(shí)驗(yàn)[5-6]、分析和模擬[7]等手段圍繞材料微觀結(jié)構(gòu)[8]、殘余應(yīng)力[9]和水化學(xué)[10-11]等主要影響因素開展了研究，研究發(fā)現(xiàn)，焊接過程所產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力是導(dǎo)致應(yīng)力開裂的主要原因[12]。同時(shí)，這些異種金屬焊接構(gòu)件由于焊接母材的顯著差異[13]，焊接和焊后處理中會產(chǎn)生一系列材料和力學(xué)問題[14]。安全端中應(yīng)力腐蝕開裂裂紋受殘余應(yīng)力、材料不均勻性和組織不均勻性等眾多因素的影響，使得裂紋尖端力學(xué)氛圍變得復(fù)雜。

焊接殘余應(yīng)力主要是由焊接結(jié)構(gòu)在焊接過程中材料相變和熱脹冷縮產(chǎn)生的殘余應(yīng)變形成的[15]，有時(shí)會達(dá)到甚至超過材料的屈服應(yīng)力[16]，且核電站安全端的工作載荷相對較小，焊接殘余應(yīng)力便成為SCC裂紋擴(kuò)展的主要驅(qū)動載荷。國外對于核電關(guān)鍵結(jié)構(gòu)中殘余應(yīng)力對其中SCC裂紋尖端的影響已有較深入的研究。Fricke等人通過數(shù)值模擬手段模擬焊接過程Hayashi等利用數(shù)值模擬手段對壓水堆和沸水堆中安全端焊接接頭殘余應(yīng)力與SCC裂紋擴(kuò)展速率的影響關(guān)系做了研究和對比；Zhao Lingyan等通過對壓水堆安全端焊接接頭受力學(xué)性能不均勻性影響的SCC裂尖應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行了分析，認(rèn)為材料失配會導(dǎo)致其中裂尖局部應(yīng)力和塑性應(yīng)變的變化[17]；另外侯娟等通過實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，異種金屬焊接接頭中焊接界面可能導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展速率和方向的改變[18]，可知力學(xué)性能不均勻性對于焊件中的裂紋有很大影響。

有限元(FEM)軟件作為一種數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)工具，現(xiàn)已被學(xué)術(shù)界廣為接受[19]。文中利用ABAQUS有限元軟件模擬核電反應(yīng)堆一回路壓力容器安全端焊接接頭裂紋裂尖力學(xué)場，研究壓力容器安全端異種金屬焊接結(jié)構(gòu)中焊接殘余應(yīng)力對擴(kuò)展裂紋尖端力學(xué)參量的影響。

1 模型的建立

壓水堆一回路壓力容器安全端焊接接頭示意圖，如圖1所示，焊接管壁厚度74 mm，按材料共可劃分為5個(gè)區(qū)域。對如圖1所示的幾何模型做合理簡化，將焊接部位簡化為長160 mm，寬74 mm的二維平面應(yīng)變模型，寬度方向模擬焊接結(jié)構(gòu)中的管壁厚方向，如圖2所示。

圖1 幾何模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of geometric model

圖2 模型幾何尺寸示意圖(mm)Fig.2 Schematic diagram of model geometric measurement(mm)

壓水堆一回路壓力容器安全端焊接接頭軸向殘余應(yīng)力場分布曲線，如圖3所示。

圖3 導(dǎo)入應(yīng)力法模擬軸向殘余應(yīng)力Fig.3 Simulation of axial residual stress by the method of stress import

為避免因材料力學(xué)不均勻?qū)е碌念A(yù)加的殘余應(yīng)力場分布的變化，文中采用有限元軟件預(yù)定義分析場在如圖2的二維模型上施加模擬溫度場，同時(shí)對模型中的所有區(qū)域的材料均定義為同一種線彈性材料，并定義y方向的膨脹系數(shù)，并對y方向兩側(cè)施加全約束邊界條件，得出軸向焊接模擬殘余應(yīng)力分布。另建立完全相同的有限元模型，材料按照見表1的核電一回路安全端焊接接頭真實(shí)情況定義。保持y方向兩側(cè)邊界約束保持不變，通過預(yù)定義場導(dǎo)入均質(zhì)線彈性材料模型中擬出的殘余應(yīng)力場，作為本課題研究的有限元模型。通過與原始標(biāo)準(zhǔn)數(shù)據(jù)作比較[9]，得出圖3，顯然，通過導(dǎo)入應(yīng)力場得出的殘余應(yīng)力分布是比較合理的。

表1 焊接接頭試樣的材料性能Tab.1 Material property of welded joint specimen

為了研究裂紋長度對核電一回路壓力容器安全端殘余應(yīng)力場下的裂尖應(yīng)力應(yīng)變的影響，故在如圖2所示的幾何模型中182焊材區(qū)域每5 mm分別建立裂紋模型，得出裂紋存在或擴(kuò)展到該點(diǎn)時(shí)殘余應(yīng)力場對于其裂尖應(yīng)力應(yīng)變場的影響。本文所有模型均采用同樣的裂紋尖端網(wǎng)格細(xì)化，以保證數(shù)據(jù)模擬結(jié)果的精確性。單元采用平面應(yīng)變CPE8R型，模型單元數(shù)量約30 000.

2 計(jì)算結(jié)果及分析

圖4～圖8為裂紋擴(kuò)展到長度為5，10，15，20，25，30 mm時(shí)裂尖處直徑1 mm范圍內(nèi)的應(yīng)力應(yīng)變和J積分分布。

圖4 距內(nèi)壁不同長度裂紋尖端Y向拉伸應(yīng)力分布Fig.4 Tensile stress distributions on Y direction at different length crack tips from inner wall

如圖4(a)～(c)所示，當(dāng)裂紋長度小于15 mm時(shí)，裂紋尖端Y向拉伸應(yīng)力隨著裂紋長度的增大而增大；如圖4(c)～(f)中當(dāng)裂紋長度大于15 mm，裂紋尖端Y向拉伸應(yīng)力隨著裂紋長度的增大而減小，這與焊接結(jié)構(gòu)中的焊接殘余應(yīng)力分布趨勢一致，從而說明焊接殘余應(yīng)力對于焊縫中裂紋尖端的應(yīng)力分布有很大的影響。

另外觀察圖4中的(e)和(f)，可明顯看出(e)中，Y向拉伸應(yīng)力分布在焊縫兩側(cè)不均勻，這是由于此處的焊接軸向殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，裂紋均靠近焊接界面，焊接結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能不均勻性導(dǎo)致其應(yīng)力分布的不均勻；而(f)中，Y向拉伸應(yīng)力全部低于200 MPa，小于材料的屈服應(yīng)力。

提取裂紋裂尖0.02 mm處應(yīng)力值繪制裂尖Y向拉伸應(yīng)力分布曲線，如圖5所示，與普通Ⅰ型裂紋不同，該結(jié)構(gòu)中的裂尖應(yīng)力并非隨裂紋長度的增大而持續(xù)增加。在裂紋長度達(dá)到10 mm之前，裂紋尖端Y向拉伸應(yīng)力隨裂紋長度的增大而增大，裂紋長度大于10 mm后，裂尖應(yīng)力隨裂紋長度的增大而減小。且從圖中可知當(dāng)a=30 mm時(shí)，裂尖拉伸應(yīng)力為負(fù)值，無裂尖奇異性，即裂尖受到壓應(yīng)力影響，說明殘余應(yīng)力不再驅(qū)動該裂紋。對照圖3繪出的殘余應(yīng)力分布曲線，可知距離管內(nèi)壁10～30 mm范圍內(nèi)焊接殘余應(yīng)力為遞減趨勢，且在20～60 mm范圍內(nèi)焊接殘余應(yīng)力均為負(fù)值，可知?dú)堄鄳?yīng)力分布趨勢與裂紋尖端拉伸應(yīng)力分布趨勢呈正相關(guān)關(guān)系。

圖5 裂紋尖端區(qū)域Y向拉伸應(yīng)力分布曲線Fig.5 Tensile stress distribution on Y derection curve at crack tips

圖6 距內(nèi)壁不同長度裂紋尖端Y向塑性應(yīng)變分布Fig.6 Tensile plastic strain distributions on Y directionat different length crack tips from inner wall

如圖6(a)～(f)所示，核電一回路壓力容器安全端焊接接頭中長度在5～30 mm區(qū)間的裂紋，其裂尖Y向拉伸塑性應(yīng)變隨裂紋長度的增大而減小，當(dāng)裂紋長度達(dá)到25 mm時(shí)，裂尖1 mm范圍內(nèi)的Y向拉伸塑性應(yīng)變已經(jīng)很小，裂紋長度達(dá)到30 mm時(shí)，裂尖Y向拉伸塑性應(yīng)變?nèi)康陀?.此處關(guān)注圖中的(f)，其裂尖Y向塑性拉伸應(yīng)變已小于0，由此可推測，此裂尖處不再受到Y(jié)向拉伸應(yīng)力，認(rèn)為該結(jié)構(gòu)中30 mm裂紋不受軸向焊接殘余應(yīng)力驅(qū)動。

提取裂紋裂尖0.02 mm處應(yīng)變值繪制裂尖Y向拉伸塑性應(yīng)變分布曲線。如圖7所示，長度為5 mm的裂紋裂尖區(qū)域Y向拉伸應(yīng)變最大。裂尖Y向拉伸塑性應(yīng)變整體趨勢為隨著裂紋長度的增大而減小，該趨勢與結(jié)構(gòu)中焊接殘余應(yīng)力分布趨勢總體一致，說明焊接殘余應(yīng)力對結(jié)構(gòu)中裂尖應(yīng)變有重要影響。注意長度為30 mm的裂紋，其裂尖區(qū)域Y向拉伸塑性應(yīng)變?yōu)?，說明軸向焊接殘余應(yīng)力已不再驅(qū)動該裂紋擴(kuò)展。

圖7 裂紋尖端區(qū)域Y向拉伸塑性應(yīng)變分布趨勢Fig.7 Tensile plastic strain distribution on Y direction trend curve at crack tips

提取這6個(gè)不同長度裂紋的J積分值，繪制曲線，如圖8所示。長度小于10 mm的裂紋擴(kuò)展驅(qū)動力隨裂紋長度增大而增大，之后隨著裂紋長度的增加，裂紋擴(kuò)展驅(qū)動力逐漸降低，最終在裂紋長度為30 mm時(shí)降至0，裂紋可能停止擴(kuò)展。

圖8 焊縫中6個(gè)取樣長度裂紋J積分趨勢Fig.8 J-integral distribution for 6 sample length cracks in welding line

3 結(jié) 論

1)一回路壓力容器安全端殘余應(yīng)力非均布，其中裂紋裂尖拉伸應(yīng)力先升高，后逐漸降至負(fù)值。拉伸塑性應(yīng)變隨裂紋長度的增大而減小。J積分分布與殘余應(yīng)力分布最為接近，但略有滯后；

2)壓力容器安全端軸向裂紋受軸向焊接殘余應(yīng)力作用，各力學(xué)參量在裂紋擴(kuò)展到壁厚的40%時(shí)均降至0，可能導(dǎo)致SCC裂紋擴(kuò)展停滯。

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