吳進1, 楊杰,1, 陳浩峰2

異種金屬焊接接頭(DMWJ)是核電壓力容器中的薄弱環節,在使用過程中通常會以腐蝕疲勞、應力腐蝕、延性/脆性損傷及斷裂等形式失效[1,2]。為了保證核電壓力容器的安全,需要對DMWJ的斷裂行為進行詳細的研究。

拘束是影響DMWJ斷裂行為的重要因素之一。拘束可以看作結構對裂尖區材料塑性變形的阻礙,與三向應力狀態密切相關,可分為幾何拘束和材料拘束,拘束的變化會引起DMWJ裂紋擴展阻力、裂紋擴展路徑、斷裂韌性、斷裂機理、裂尖應力-應變場等一系列改變。?stby等[3,4]選擇具有不同幾何拘束的試樣,對DMWJ裂紋擴展阻力進行了研究。研究發現,對于深裂紋彎曲試樣,裂紋擴展阻力隨著試樣寬度的增大而減小,而淺裂紋拉伸試樣則相反。Yang等[5]研究了材料拘束對DMWJ裂紋擴展路徑的影響。研究發現,極限抗拉強度失配較大的試樣容易發生界面裂紋擴展,而彈性模量失配對裂紋擴展影響不大,不同界面裂紋傾向于偏離初始方向進入Alloy 182。Jang等[6]重點研究了裂紋位于不同位置時DMWJ的斷裂韌性。Yang等[7~9]曾以核電安全端DMWJ中熱影響區裂紋和熔合區裂紋為研究對象,對不同幾何拘束作用下DMWJ的斷裂機理進行了研究。研究發現,隨著幾何拘束的增加,DMWJ的斷裂機理從延性斷裂經由混合斷裂轉變為脆性斷裂,并導致J-R (其中,J為J積分,是圍繞裂紋尖端區應力-應變場任意迥路的能量線積分,它反映裂紋尖端由于大范圍屈服而產生的應力和應變集中程度；R為阻力)曲線的快速降低。查媛媛等[10]進一步研究了拘束參數Ap (斷裂時等效塑性應變等值線所圍繞區域的面積與參考面積的比值)對高匹配窄間隙DMWJ中幾何拘束和材料拘束的統一表征能力,以及參數Ap與接頭不同位置裂紋斷裂韌性的可關聯性。Zhu等[11]研究了材料拘束對核電站DMWJ裂尖應力-應變場的影響。Younise等[12]研究了材料非均質性和拘束狀態對DMWJ裂尖應力-應變場的影響。Xue等[13]研究了DMWJ力學非均勻性對裂尖應力-應變場的影響。

殘余應力同樣是影響DMWJ斷裂行為的重要因素之一。為了對殘余應力進行準確的測量,Mathar[14]于1933年最先提出使用盲孔法測量殘余應力,美國材料試驗協會也頒布了殘余應力測量的標準(ASTM E837-01e1)。為了研究和理解殘余應力對斷裂行為的影響,Mahmoudi等[15]采用面外局部壓縮(LOPC)技術重現了殘余應力,并通過對2種鋁合金Al 2650和Al 2024的室溫斷裂實驗,研究了殘余應力的影響。研究發現,拉伸殘余應力可使Al 2650的起始斷裂韌性降低一半左右,當局部壓縮產生壓縮殘余應力時抗撕裂性增加。Chen等[16]通過數值分析的方法研究了殘余應力單獨作用、殘余應力與初始載荷聯合作用2種情況下殘余應力對蠕變損傷和裂紋萌生的影響。研究表明,在殘余應力松弛過程中,缺口處累積了蠕變應變和損傷,殘余應力對裂紋萌生的影響與破壞應變和載荷有關。

為了更深刻地理解DMWJ的斷裂行為,需同時納入拘束與殘余應力的影響。然而,在已有的研究中,僅Song等[17~19]研究了殘余應力對不同拘束DMWJ蠕變損傷、裂紋起裂和擴展行為的影響；Qian和Niffenegger[20]研究了拘束和溫預應力對材料斷裂韌性的影響；Liu等[21]研究了焊接殘余應力對單邊缺口彎曲試樣和拉伸試樣近端應力場的影響。鑒于此,本工作以核電安全端DMWJ為研究對象,選用含中心裂紋的三點彎曲(SENB)試樣,分別在試樣左右兩面、上下兩面、前后兩面、左右上下前后六面施加不同載荷以在裂尖產生不同的應力,通過restart方法,將該應力作為殘余應力引入SENB試樣,系統研究了考慮殘余應力時不同拘束下DMWJ的斷裂行為及殘余應力與拘束效應的交互作用。以期深入理解殘余應力與拘束效應的交互作用,得到不同拘束下DMWJ的J-R曲線隨殘余應力的變化規律,進一步得到不同拘束下的最優殘余應力,為DMWJ的抗斷裂設計與制造提供參考。

1 異種金屬焊接接頭與試樣設計

1.1 異種金屬焊接接頭

選用核電安全端52M鎳基合金DMWJ,該DMWJ用于連接接管嘴和安全端。其中,接管嘴材料為SA508Gr.3Cl.2低合金鋼(簡稱為A508)；安全端過渡短管材料為F316LN奧氏體不銹鋼(簡稱為316L)。隔離層和對接焊縫材料均采用52M/ERNiCrFe-7A鎳基合金(4種材料的化學成分見文獻[22]),但焊接工藝不同。將堆焊形成的隔離層材料記為52Mb,將對接多道焊形成的焊縫材料記為52Mw,如圖1所示。

圖 1

圖 1   52M鎳基合金異種金屬焊接接頭

Fig.1   Dissimilar metal welded joint (DMWJ) of the nickel base alloy 52M (52Mb—buttering material manufactured by 52M/ERNiCrFe-7A, 52Mw—weld material manufactured by 52M/ERNiCrFe-7A)

按照力學性能的不同,可將該DMWJ A508/52Mb界面附近區域分為熱影響區(HAZ)、熔合區(FZ)和近界面區(NIZ) 3個區。并按照微觀組織和硬度的分布將HAZ進一步細分為A、B、C和D 4個子區域,將NIZ進一步細分為F和G 2個子區域,FZ為單一的E區,如圖2所示。

圖2

圖2   A508/52Mb界面附近子區域的細分示意圖

Fig.2   Schematic of different subareas near the A508/52Mb interface (HAZ—heat affected zone, FZ—fusion zone, NIZ—near interface zone; unit: mm)

A508、316L、52Mb和52Mw 4種材料的彈性模量分別為202.41、156.15、178.13和178.13 GPa,A~G各子區域材料的彈性模量為180 GPa,所有材料的Poisson比均為0.3[22,23]。4種材料和子區域的真應力-真應變曲線見文獻[24]。

1.2 試樣設計

選用SENB試樣對不同殘余應力、不同拘束下DMWJ的斷裂行為進行研究。SENB試樣的取樣與尺寸示意圖如圖3所示。SENB試樣的寬度W = 14.4 mm,厚度B = 12 mm,跨距L = 57.6 mm (L = 4W),F為載荷,通過對試樣上方加載輥施加向下6 mm的位移控制。在加載輥下壓之前,分別在試樣的左右兩面、上下兩面、前后兩面、左右上下前后六面施加不同載荷(0、1、5、10、20、50、100和150 MPa)以在裂尖產生不同的應力,并通過restart方法,將該應力作為殘余應力引入SENB試樣。SENB試樣的初始裂紋位于A508/52Mb界面位置,通過改變初始裂紋長度a (a / W = 0.2、0.3、0.5、0.6和0.7)得到不同的拘束。

圖3

圖3   SENB試樣的取樣與尺寸示意圖

Fig.3   Schematics of sampling (a) and geometry (b) of the single edge-notched bend (SENB) specimen (a—crack depth, B—specimen thickness, W—specimen width, L—distance between the two support points, F—load)

1.3 殘余應力的施加

在ABAQUS軟件中,將建好的模型Model (即從1.1節中的DMWJ中提取1.2節中的SENB試樣,并對SENB試樣建立的模型)進行復制為Model-copy；分別在不同拘束試樣模型Model的左右兩面、上下兩面、前后兩面、左右上下前后六面施加不同載荷,通過有限元數值計算得到不同載荷下的裂尖應力場；通過軟件中重啟動(restart)的方法,將Model中得到的裂尖應力場作為殘余應力導入Model-copy中(僅導入應力場而不導入應變場),從而實現Model-copy中殘余應力的施加。

1.4 有限元數值計算

采用Gurson-Tvergaard-Needleman (GTN)損傷模型對不同拘束下DMWJ的斷裂行為進行有限元數值計算。有限元數值計算分為2個步驟：在Model中預加載荷得到裂尖應力場、在Model-copy中加載輥下壓得到斷裂行為,典型加載分別如圖4a和b所示。在第一步里,分別在試樣的左右兩面、上下兩面、前后兩面、左右上下前后六面施加不同大小的均布載荷(0、1、5、10、20、50、100和150 MPa),得到不同的應力場；通過restart重啟動將該應力場作為殘余應力導入模型后,在第二步里,通過對試樣上方加載輥施加向下6 mm的位移控制載荷,得到不同殘余應力、不同拘束下試樣的載荷-位移曲線及每一加載步對應的裂紋擴展長度,并進一步計算得到DMWJ的J-R曲線。

圖4

圖4   有限元數值計算的2個步驟

Fig.4   Two steps of finite element numerical calculation (RP—reference point)

(a) crack tip stress fields are obtained by preloading

(b) fracture behavior is obtained by pressing down the loading roller

GTN損傷模型中包含9個參數：q1、q2、q3、f0、fN、εΝ、SN、fC和fF (其中,q1、q2和q3為本構參數；f0為初始孔洞體積分數；fN、εΝ和SN為孔洞形核參數；fC為孔洞開始聚合的臨界孔洞體積分數；fF為失效孔洞體積分數)。該DMWJ的GTN參數已被準確標定,見文獻[25]。

2 殘余應力對不同拘束下DMWJ斷裂行為的影響

2.1 左右兩面加載對DMWJ斷裂行為的影響

在不同拘束SENB試樣的左右兩面施加不同大小的均布載荷所得SENB試樣的J-R曲線如圖5所示。由圖5可見,對于每一種具有不同拘束的SENB試樣,隨著預加載荷的增大,試樣的J-R曲線均呈現出逐漸升高的趨勢。在預加載荷較小時,J-R曲線的升高不明顯；當預加載荷達到一定值時,J-R曲線迅速升高。但對于具有不同拘束的SENB試樣,該值具有明顯的不同。對于a / W = 0.2和0.3的低拘束試樣,該值約為20 MPa,所對應的殘余應力分別為65.777和93.241 MPa；對于a / W = 0.5、0.6和0.7的高拘束試樣,該值明顯減小。此外,在高拘束下,J-R曲線的變化幅度更加明顯。2者都說明高拘束試樣的J-R曲線對殘余應力的變化更加敏感。當裂紋擴展長度為1 mm時,對于a / W = 0.2的低拘束試樣,施加150 MPa預加載荷時所得到的J-R曲線比不加預加載荷時增加了43.92%；對于a / W = 0.7的高拘束試樣,施加150 MPa預加載荷時所得到的J-R曲線比不加預加載荷時增加了141.00%。

圖5

圖5   左右兩面加載時不同拘束SENB試樣的J-R曲線

Fig.5   J-integral resistance (J-R)curves of the SENB specimens with loading on the left and right sides under different constraints

(a) a / W = 0.2 (b) a / W = 0.3 (c) a / W = 0.5 (d) a / W = 0.6 (e) a / W = 0.7

為了深入分析預加載荷對不同拘束SENB試樣J-R曲線的影響規律,提取不同載荷所引起的不同拘束試樣裂尖的Mises應力,該應力在restart后將作為裂尖的殘余應力,如圖6所示。由圖可見,隨著預加載荷的增加,裂尖Mises應力呈現先緩慢增加、再迅速增加、最后緩慢增加的趨勢,且隨著拘束的增加(a / W的增加),裂尖Mises應力逐漸增加,這與圖5中所呈現出的J-R曲線的變化規律一致。需要指出的是,此時裂尖三向應力均為壓應力,如表1所示,當外加載荷為50 MPa時,可根據數值計算結果通過軟件的查詢功能直接查出a / W = 0.2低拘束試樣在左右方向(即裂紋張開方向)所受壓應力為250.336 MPa,在上下方向(即載荷方向)所受壓應力為139.374 MPa；a / W = 0.7高拘束試樣在左右方向所受壓應力為648.487 MPa,在上下方向所受壓應力為415.037 MPa。這也是圖5中a / W = 0.7高拘束試樣J-R曲線增加更多、變化更大的原因。

圖6

圖6   不同載荷所引起的不同拘束試樣裂尖的Mises應力

Fig.6   Crack tip Mises stress of specimens under different constraints caused by different loads

表1   不同面加載50 MPa時的裂尖三向應力 (MPa)

Table 1  Triaxial stresses (S11, S22, S33) at crack tip under loading 50 MPa on different sides

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當預加載荷為1 MPa時,不同拘束試樣的裂尖應力場如圖7所示。由圖可見,隨著拘束的增加,在相同的預加載荷下,試樣裂尖應力逐漸增加,這也是拘束影響試樣斷裂行為的本質所在,即通過影響裂尖應力場來影響試樣的斷裂行為。圖7的結果進一步為圖5中所呈現出的規律提供了佐證。

圖7

圖7   預加載荷為1 MPa時不同拘束試樣的裂尖應力場

Fig.7   Crack tip stress fields of specimens with different constraints under 1 MPa (S, Mises—Von Mises stress)

(a) a / W = 0.2 (b) a / W = 0.3 (c) a / W = 0.5 (d) a / W = 0.6 (e) a / W = 0.7

2.2 上下兩面加載對DMWJ斷裂行為的影響

寬范圍改變拘束,在a / W = 0.2和0.7時SENB試樣的上下兩面施加不同大小的均布載荷所得SENB試樣的J-R曲線如圖8所示。由圖可見,隨著預加載荷的增大,不同拘束SENB試樣的J-R曲線呈現逐漸升高的趨勢。與左右兩面加載類似,在預加載荷較小時,J-R曲線的升高不明顯；當預加載荷達到一定值時,J-R曲線迅速升高。但是與左右兩面加載不同的是,無論是對于a / W = 0.2的低拘束試樣,或是對于a / W = 0.7的高拘束試樣,在不同預加載荷下,J-R曲線的變化幅度相近。當裂紋擴展長度為1 mm時,對于a / W = 0.2的低拘束試樣,施加150 MPa預加載荷時所得到的J-R曲線比不加預加載荷時增加了18.24%；對于a / W = 0.7的高拘束試樣,施加150 MPa預加載荷時所得到的J-R曲線比不加預加載荷時增加了19.34%,比a / W = 0.2低拘束試樣略高。這與不同載荷所引起的裂尖Mises應力和三向應力有關,如圖9和表1所示。

圖8

圖8   上下兩面加載時a / W = 0.2和0.7拘束SENB試樣的J-R曲線

Fig.8   J-R curves of the SENB specimens with loading on the up and down sides under constraints of a / W = 0.2 (a) and 0.7 (b)

圖9

圖9   不同載荷所引起的不同拘束試樣裂尖的Mises應力

Fig.9   Crack tip Mises stress of specimens under different constraints caused by different loads

由圖9可見,隨著預加載荷的增加,雖然裂尖Mises應力都逐漸增加,但低拘束試樣和高拘束試樣之間相差不大,a / W = 0.7高拘束試樣的裂尖Mises應力略高,這也是低拘束和高拘束試樣J-R曲線增加幅度相近但a / W = 0.7高拘束試樣增加略多的原因。表1示出了當外加載荷為50 MPa時的裂尖三向應力,同樣可見,低拘束試樣和高拘束試樣裂尖三向應力相近,且在上下方向受壓應力,在左右、前后方向受拉應力。前后方向的應力對J-R曲線影響不大,在上下方向壓應力和左右方向拉應力的綜合作用下,試樣的J-R曲線略微增加但增加幅度不大。這也說明殘余應力對不同拘束下DMWJ斷裂行為的影響與殘余應力的方向相關。因為J-R曲線在此時略微增加,結合上下方向壓應力和左右方向拉應力的大小,可以發現對SENB試樣而言,裂尖三向應力中上下方向應力對J-R曲線影響最大。

2.3 前后兩面加載對DMWJ斷裂行為的影響

寬范圍改變拘束,在a / W = 0.2和0.7時SENB試樣的前后兩面施加不同大小的均布載荷,所得SENB試樣的J-R曲線如圖10所示。由圖10可見,與左右兩面、上下兩面加載均不同,在前后兩面加載時,隨著預加載荷的增大,不同拘束SENB試樣的J-R曲線在基本保持不變的基礎上略有降低。通過對外加載荷為50 MPa時裂尖的三向應力狀態進行考察發現,此時裂尖在前后方向受壓應力,在左右和上下方向受拉應力,但拉應力均較小,如表1所示。對于SENB試樣,前后方向的應力對J-R曲線影響不大,在左右和上下方向較小拉應力作用下,試樣的J-R曲線呈現出在基本保持不變的基礎上略微降低的變化趨勢。對2種拘束試樣裂尖Mises應力進行對比發現,不同預加載荷所引起的裂尖Mises應力基本一致(此處不再通過圖片展示),這也是低拘束和高拘束下J-R曲線變化幅度相近的原因。

圖10

圖10   前后兩面加載時a / W = 0.2和0.7拘束SENB試樣的J-R曲線

Fig.10   J-R curves of the SENB specimens with loading on the front and back sides under constraints of a / W = 0.2 (a) and 0.7 (b)

2.4 六面加載對DMWJ斷裂行為的影響

寬范圍改變拘束,在a / W = 0.2和0.7時SENB試樣的左右上下前后六面同時施加不同大小的均布載荷,所得SENB試樣的J-R曲線如圖11所示。由圖11可見,在左右上下前后六面加載時,隨著預加載荷的增大,試樣的J-R曲線呈現出逐漸升高的趨勢。在預加載荷較小時,J-R曲線的升高不明顯；當預加載荷達到一定值時,J-R曲線迅速升高；且對于a / W = 0.7高拘束試樣,J-R曲線的變化更加明顯。這些均與左右兩面加載一致。當裂紋擴展長度為1 mm時,對于a / W = 0.2低拘束試樣,施加150 MPa預加載荷時所得到的J-R曲線比不加預加載荷時增加了78.14%；對于a / W = 0.7高拘束試樣,施加150 MPa預加載荷時所得到的J-R曲線比不加預加載荷時增加了242.66%。

圖11

圖11   六面加載時a / W = 0.2和0.7拘束SENB試樣的J-R曲線

Fig.11   J-R curves of the SENB specimens with loading on the six sides under constraints of a / W = 0.2 (a) and 0.7 (b)

通過對2種拘束試樣裂尖Mises應力進行對比發現,不同預加載荷所引起的裂尖Mises應力與左右兩面加載時呈現的規律(圖6)類似,隨著拘束的增加,裂尖Mises應力逐漸增加,且六面加載比左右兩面加載時整體偏高,這也是六面加載時試樣J-R曲線更高的原因。且此時裂尖三向應力均為壓應力,如表1所示。當外加載荷為50 MPa時,a / W = 0.2低拘束試樣在左右方向所受壓應力為297.622 MPa,在上下方向所受壓應力為212.761 MPa；a / W = 0.7高拘束試樣在左右方向所受壓應力為715.665 MPa,在上下方向所受壓應力為481.419 MPa。這也是圖11中a / W = 0.7高拘束試樣J-R曲線增加更多、變化更大的原因。

3 結論

(1) 殘余壓應力對于DMWJ J-R曲線的提高有著非常明顯的促進作用。當裂紋擴展長度為1 mm時,a / W = 0.2低拘束試樣J-R曲線最多增加了78.14%,a / W = 0.7高拘束試樣J-R曲線最多增加了242.66%。

(2) 與低拘束試樣相比,高拘束試樣的J-R曲線對殘余應力的變化更加敏感,這主要與裂尖Mises應力和三向應力有關。

(3) 殘余應力對不同拘束下DMWJ J-R曲線的影響也與殘余應力的方向相關。對于SENB試樣,左右和上下方向的應力對J-R曲線影響較大,前后方向的應力對J-R曲線影響不大。