金属学报, 2020, 56(6): 840-848 DOI: 10.11900/0412.1961.2019.00298

核电站DMWJ中材料拘束的影响与优化

杨杰,, 王雷

上海理工大学能源与动力工程学院上海市动力工程多相流动与传热重点实验室 上海 200093

Effect and Optimal Design of the Material Constraint in the DMWJ of Nuclear Power Plants

YANG Jie,, WANG Lei

Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering, School of Energy and Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China

通讯作者: 杨 杰,yangjie@usst.edu.cn,主要从事金属材料损伤与断裂等方面的研究

责任编辑: 李海兰

收稿日期: 2019-09-10   修回日期: 2020-03-02   网络出版日期: 2020-05-25

基金资助: 国家自然科学基金项目.  51975378
国家自然科学基金项目.  51605292

Corresponding authors: YANG Jie, associate professor, Tel: (021)55272320, E-mail:yangjie@usst.edu.cn

Received: 2019-09-10   Revised: 2020-03-02   Online: 2020-05-25

Fund supported: National Natural Science Foundation of China.  51975378
National Natural Science Foundation of China.  51605292

作者简介 About authors

杨杰,男,1987年生,副教授,博士

摘要

选用新一代核电安全端52M镍基合金异种金属焊接接头(DMWJ)为研究对象,以热影响区中危险位置为初始裂纹所在位置,系统研究了热影响区(HAZ)、熔合区(FZ)和近界面区(NIZ)材料拘束对DMWJ断裂行为的影响,并在此基础上对DMWJ各区域的材料拘束进行优化设计。结果表明,对于热影响区裂纹,当单独改变裂纹所在HAZ区域的强度时,J-R阻力曲线随着HAZ区域材料拘束失配系数(Ms)的增加而单调增加;当单独改变裂纹周边FZ或NIZ区域的强度时,J-R阻力曲线随着FZ或NIZ区域Ms的增加先增加后降低再不变。材料拘束优化后,DMWJ的J-R阻力曲线均明显高于实际DMWJ的J-R阻力曲线,同时改变3个区域的材料拘束失配系数,当Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1.4:0.84时,得到了几倍于目前DMWJ的J-R阻力曲线。

关键词: 材料拘束 ; 异种金属焊接接头 ; 断裂行为 ; 优化设计

Abstract

The material constraint is an important factor affecting the fracture behavior of dissimilar metal welded joint (DMWJ). For accurately design, manufacture and structure integrity assessment, is necessary to clarify the influence of material constraint on the DMWJ. However, there is still a lack of a systematic research on the influence of material constraint on the fracture behavior of the DMWJ in the current nuclear power plants, and how to improve the fracture resistance of the DMWJ by the optimal design of the material constraint should be considered. In this work, a 52M nickel-based alloy DMWJ in nuclear power plants was selected, the initial crack which located in the heat affected zone (HAZ) was manufactured, and the fracture behaviors of the DMWJ under different material constraints of HAZ, fusion zone (FZ) and near interface zone (NIZ) were studied. In addition, the optimal design of the material constraint was investigated. The results show that for the HAZ crack, the J-resistance curves increase monotonously with increasing the strength of HAZ where the crack is located in. And the J-resistance curves increase firstly, then decrease and remain steady with increasing the strength of FZ and NIZ where the crack is nearby. The optimized DMWJs have higher J-resistance curves, and when Ms (HAZ): Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1.4:0.84, the optimized DMWJ has the highest J-resistance curve which is several times of the current J-resistance curve.

Keywords: material constraint ; dissimilar metal welded joint ; fracture behavior ; optimal design

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本文引用格式

杨杰, 王雷. 核电站DMWJ中材料拘束的影响与优化. 金属学报[J], 2020, 56(6): 840-848 DOI:10.11900/0412.1961.2019.00298

YANG Jie, WANG Lei. Effect and Optimal Design of the Material Constraint in the DMWJ of Nuclear Power Plants. Acta Metallurgica Sinica[J], 2020, 56(6): 840-848 DOI:10.11900/0412.1961.2019.00298

在核电设备中,异种金属焊接接头(DMWJ)广泛应用于一回路系统以连接核电压力容器接管嘴和安全端。然而,由于服役环境苛刻、焊接结构材料显微组织复杂、存在焊接缺陷和残余应力等特点,DMWJ成为核电站服役部件中的薄弱环节[1]。在很多国家核电站的DMWJ里,均发现了不同类型、不同位置的缺陷[2,3]。为此,世界各国都将核电站DMWJ作为重点设计、制造、运行监测与检测的关键部件,各国学者也对此展开了细致的研究工作。

在DMWJ力学性能的表征方面,Ming等[4,5,6,7]通过光学显微镜(OM)、扫描电子显微镜及其能谱仪(SEM/EDS)和电子背散射衍射系统(EBSD)等对三代核电接管安全端DMWJ进行了详细的显微表征。Dong等[8,9]通过慢应变速率拉伸实验,研究了DMWJ的微观结构与晶间应力腐蚀开裂(IGSCC)敏感性的相关性。Wang等[10,11]采用小型平板和三点弯曲试样对DMWJ分别进行了拉伸力学性能实验和不同位置的断裂力学实验,并对不同位置处的断裂模式进行了研究。Blouin等[12]对2种DMWJ进行了低温力学性能表征实验,并测试了不同类型、不同尺寸试样的断裂韧性。Chen等[13,14]通过OM和SEM表征接头微观结构,发现马氏体/焊缝金属边界为熔合边界,而马氏体的形成主要取决于合金元素的分布。Jahanzeb等[15]通过微观观测技术对DMWJ未变形和变形试样的微观结构分别进行了表征,并研究了微观结构对接头硬度不均匀性的影响。

在DMWJ不同位置裂纹的断裂行为方面,各国学者也进行了详细的研究,发现当初始裂纹位于母材或焊缝中心时,裂尖塑性区、损伤区呈对称分布,裂纹基本沿初始裂纹面向前以直线形式扩展,J积分阻力曲线(J-R阻力曲线)较高[16];当初始裂纹位于界面及近界面区时,裂尖塑性区、损伤区呈非对称分布,此时裂纹扩展路径有显著偏离现象,裂纹倾向于向界面两侧屈服应力低的一侧偏转,J-R阻力曲线较低[17,18];当初始裂纹位于熔合线位置时,裂尖两侧形成基本对称的塑性区,随着裂纹的起裂与扩展,塑性区逐渐变得不对称,裂纹扩展路径也随之发生偏转[19,20];当初始裂纹位于热影响区时,裂尖两侧形成非对称的塑性区,局部区域裂纹起裂后,裂纹迅速向焊缝界面偏转,裂纹扩展路径和扩展速率与其微观组织密切相关[19,20,21]

在几何拘束对DMWJ裂尖力学场与断裂行为的影响方面,Kim等[22]定量表征了面内拘束和面外拘束对裂纹尖端应力三轴度的影响,发现对于高拘束几何试样,试样厚度对裂纹尖端应力三轴度的影响明显,而对于低拘束几何试样,这种影响则不明显。Østby等[23,24]研究了浅裂纹拉伸试样和深裂纹弯曲试样的韧性裂纹扩展行为,发现对于深裂纹弯曲试样,裂纹扩展阻力随着试样宽度的增大而减小,而浅裂纹拉伸试样则相反。本文作者等[25,26,27]曾以核电安全端DMWJ中热影响区裂纹和熔合区裂纹为研究对象,对面内拘束、面外拘束及其交互作用下异种金属焊接接头的断裂机理进行了研究。发现随着面内、面外拘束的增加,DMWJ的断裂机理从延性断裂经由混合断裂转变为脆性断裂,并导致J-R阻力曲线快速降低。

由强度失配引起的材料拘束作为影响DMWJ断裂行为的重要因素,也引起了人们的关注。Zhang等[28]定义了参数M以对材料拘束对裂尖应力场的影响进行表征,Betegón等[29]定义了参数βm以对高配焊接接头对裂尖应力应变场的影响进行表征,薛河和孙剑伟[30]研究了不同屈服强度匹配对DMWJ裂尖微观区域应力应变的影响;Rakin等[31]研究了不同高配、低配下高强度低合金钢焊接接头的断裂行为;本文作者等[32,33,34]定义了统一拘束参数Ap以对几何拘束与材料拘束进行统一表征,并研究了材料拘束的影响范围。

以上研究为构建适用于DMWJ的结构完整性评定方法奠定了基础。然而,针对现役核电站DMWJ中材料拘束的影响,尚缺乏系统性的研究。且此基础上,如何通过对DMWJ的材料拘束进行优化设计以提高其抗断裂能力还需要进一步研究。鉴于此,本工作以核电站DMWJ为研究对象,系统研究了DMWJ中热影响区(HAZ)、熔合区(FZ)和近界面区(NIZ)强度失配引起的材料拘束对DMWJ断裂行为的影响。并在此基础上,对核电站DMWJ各区域的材料拘束进行了优化设计。

1 异种金属焊接接头与试样设计

1.1 异种金属焊接接头

选用新一代核电安全端52M镍基合金DMWJ,其与核电压力容器接管嘴及安全端的连接示意图如图1所示。

图1

图1   异种金属焊接接头与核电压力容器接管嘴及安全端的连接示意图

Fig.1   Connection diagram of the dissimilar metal welded joint (DMWJ) with nozzle and safety end of nuclear pressure vessel

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该DMWJ材料中,接管嘴材料为SA508Gr.3Cl.2低合金钢(简称为A508);安全端过渡短管材料为F316LN奥氏体不锈钢(简称为316L);隔离层和对接焊缝材料均采用52M/ERNiCrFe-7A镍基合金,但焊接工艺不同。制造DMWJ时,先对A508接管嘴进行预热,预热温度为125 ℃,然后通过热丝非熔化极气体保护焊在A508接管嘴上进行多道堆焊,堆焊形成的隔离层宽度约为20 mm,将堆焊形成的隔离层材料记为52Mb。堆焊后,对52Mb隔离层进行焊后热处理。热处理工艺为在610 ℃下退火15 h,之后炉冷到300 ℃。完成热处理后,对52Mb隔离层进行100%涡流无损检测。检测满足质量要求后,进一步进行52Mb隔离层与316L安全端过渡短管之间的对接多道焊。对接多道焊采用多道自动脉冲钨极惰性气体保护焊进行,形成的多道焊缝宽度大约为16 mm,将对接多道焊形成的焊缝材料记为52Mw。焊接完成后,再次对焊缝进行100%涡流无损检测,达到质量要求后,即完成52M镍基合金DMWJ的制作,如图2a所示。A508、316L、52Mb和52Mw 4种材料的化学成分如表1[35]所示。

图2

图2   异种金属焊接接头及A508/52Mb界面附近子区域的细分

Fig.2   The DMWJ (a) and different subareas near the A508/52Mb interface (b) (HAZ—heat affected zone, FZ—fusion zone, NIZ—near interface zone; unit: mm)


表1   异种金属焊接接头4种材料的化学成分[35] (mass fraction / %)

Table 1  Chemical compositions of the four materials used for fabrication of the DMWJ[35]

MaterialCSPSiMnNiCrMoCuAlTiCoFeNb
A5080.2000.0010.0050.201.360.960.170.47----Bal.-
316L0.0250.0010.0050.521.7311.6917.892.43----Bal.-
52Mb0.020<0.0010.0030.140.2560.3928.910.010.010.670.560.019.03<0.01
52Mw0.0250.0010.0040.180.2458.0029.180.010.020.750.530.0210.23<0.01

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按照力学性能的不同,将该焊接接头A508/52Mb界面附近区域分为HAZ、FZ和NIZ 3区,并按照微观组织和硬度的分布将HAZ进一步细分为A、B、C、D 4个子区域,将NIZ进一步细分为F、G 2个子区域,FZ为单一的E区,如图2b所示。

1.2 材料的力学性能

A508、316L、52Mb和52Mw 4种材料的弹性模量分别为202410、156150、178130和178130 MPa,图2b中A~G各子区域材料的弹性模量为180000 MPa。所有材料的Poisson比均为0.3,真应力-真应变曲线如图3所示[10]

图3

图3   异种金属焊接接头中所有材料及各子区域的真应力-真应变曲线

Fig.3   The true stress-strain curves of the four materials composed of the DMWJ and different subareas


1.3 试样设计

选用单边缺口弯曲(SENB)试样对不同材料拘束下DMWJ的断裂行为进行数值计算。SENB试样的取样示意图与尺寸示意图如图4所示。其中初始裂纹位于A508/52Mb界面左侧1.5 mm的位置,即HAZ区域中B子区域与C子区域的交界处,如图4b和2b所示。该位置为DMWJ中断裂阻力最低即最容易发生断裂的位置之一[11,16]。SENB试样的宽度W=14.4 mm,厚度B=12 mm,初始裂纹长度a=7.2 mm (a/W=0.5),试样跨距L=57.6 mm (L=4W),F为载荷,通过对试样上方刚体施加向下6 mm的位移控制。

图4

图4   SENB单边缺口弯曲试样的取样与尺寸示意图

Fig.4   The sampling (a) and geometry (b) of the single edge-notched bend (SENB) specimen (L—distance between the two support points, W—specimen width, B—specimen thickness, F—load)

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分别单独改变HAZ、FZ和NIZ的真应力-真应变曲线以获得不同的材料拘束。在相同真应变下,将变化后材料的真应力与变化前材料的真应力的比值定义为材料拘束失配系数(Ms)。Ms取值为:0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1.0、1.2、1.4、1.6、1.8和2.0。Ms<1时,即在目前DMWJ的基础上降低某一区域的强度;Ms>1时,即在目前DMWJ的基础上增加某一区域的强度;Ms=1时,即为目前DMWJ的实际性能。需要强调的是,在单独改变3个区域中某一区域的真应力-真应变曲线时,该区域内各子区域的真应力-真应变曲线同比例变化,其它2个区域保持不变。

2 有限元数值计算

采用嵌含有Gurson-Tvergaard-Needleman (GTN)损伤模型的ABAQUS软件对不同条件下DMWJ的断裂行为进行有限元数值计算,该方法被广泛应用于模拟材料的损伤断裂过程。GTN损伤模型中包含9个参数:q1q2q3f0fNεΝSNfCfF,其中q1q2q3为本构参数;f0为初始孔洞体积分数;fNεΝSN为孔洞形核参数;fC为孔洞开始聚合的临界孔洞体积分数;fF为失效孔洞体积分数。该DMWJ的GTN参数已被准确标定并与实验进行了对比验证,如表2[36]所示。

表2   不同材料的Gurson-Tvergaard-Needleman (GTN)损伤参数[36]

Table 2  The Gurson-Tvergaard-Needleman (GTN) damage parameters of different materials[36]

Materialq1q2q3εΝSNfNf0fCfF
A5081.512.250.30.10.0020.000080.040.25
316L1.5Variable2.250.30.10.0020.0000010.040.25
52Mb1.5Variable2.250.30.10.0020.0000010.040.25
52Mw1.512.250.30.10.0020.000150.040.25
HAZ1.512.250.30.10.0020.000150.040.25
FZ1.512.250.30.10.0080.000800.010.15
NIZ1.512.250.30.10.0020.000040.040.25

Note:q1, q2 and q3 are the constitutive parameters; f0 is the initial void volume fraction; fN, εΝand SN are the void nucleation parameters; fC is the critical void volume fraction; fF is final failure parameter

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所建立的典型GTN损伤模型如图5所示。其中网格采用线性减缩积分三维单元(C3D8R),裂纹尖端最小网格尺寸为0.1 mm×0.1 mm[23]。通过有限元数值计算,可得到试样的载荷-位移曲线及每一加载步对应的裂纹扩展长度,并可根据ASTM E1820标准进一步计算得到DMWJ的J-R阻力曲线。此外,还可通过直接观测得到试样在断裂过程中裂纹的整条扩展路径。

图5

图5   SENB单边缺口弯曲试样的整体网格与裂尖局部网格

Fig.5   The whole meshes of the SENB specimen (a) and the local meshes at the crack tip (b)


3 核电站DMWJ中材料拘束改变对断裂行为的影响

3.1 HAZ材料拘束改变对断裂行为的影响

单独改变HAZ区域内各子区域真应力-真应变曲线所得到的不同材料拘束下DMWJ的J-R阻力曲线和裂纹扩展路径如图6所示。

图6

图6   HAZ区域材料拘束改变对J-R阻力曲线与裂尖扩展路径的影响

Fig.6   The effects of material constraint changing in HAZ on the J-resistance (J-R) curves (a) and crack growth paths (b) (Δa—crack extension, Ms—ratio of the strength after deformation to the strength before deformation under the same strain)


图6a中可以看出,在HAZ区域,随着Ms的不断增大即HAZ区域强度的不断增加,J-R阻力曲线不断增高:Ms=0.5时J-R阻力曲线最低,Ms=2.0时J-R阻力曲线最高,且似乎并没有达到极限。由于裂纹位于HAZ区域内,改变HAZ区域的强度将会对DMWJ抗断裂能力有直接的影响,且在现有基础上提高HAZ区域的强度将明显有助于DMWJ抗断裂能力的提升。

图6b中可以看出,所有的裂纹扩展路径均向左侧偏转,这是因为位于裂纹左侧的B区域的强度低于裂纹右侧C区域强度的缘故。在改变HAZ区域的强度时,4个子区域A、B、C、D的强度同时增加或减小,B区域的强度始终低于C区域,且随着Ms同比例的增加,二者的强度差越来越大,这也是裂纹扩展路径的偏转角度随Ms的增加而逐渐增大的原因。

3.2 FZ材料拘束改变对断裂行为的影响

单独改变FZ区域内各子区域真应力-真应变曲线,得到不同材料拘束下DMWJ的J-R阻力曲线和裂纹扩展路径,如图7所示。

图7

图7   FZ区域材料拘束改变对J-R阻力曲线与裂尖扩展路径的影响

Fig.7   The effects of material constraint changing in FZ on the J-R curves (a) and crack growth paths (b)


图7a中可以看出,与改变HAZ区域材料拘束不同,随着FZ区域Ms的不断增大即FZ区域强度的不断增加,J-R阻力曲线呈现出先增加后降低最后趋于稳定的变化趋势。在FZ区域,Ms=0.7时J-R阻力曲线最高;当1.6>Ms>0.7时,J-R阻力曲线随着Ms的增大而降低;而Ms≥1.6时J-R阻力曲线趋于稳定,不再随着FZ区域Ms的增大而改变,且此时J-R阻力曲线最低。这说明对于HAZ裂纹而言,在现有基础上适当降低FZ区域的强度反而有助于DMWJ抗断裂能力的提升,而一味提高FZ区域的强度对DMWJ抗断裂能力的提高无益,甚至会起反作用。

图7b中可以看出,受裂纹两侧材料拘束的影响,所有的裂纹扩展路径依然向左侧偏转,且随着Ms的增加,裂纹右侧的强度逐渐增加,裂纹扩展路径偏转角度也随之增加。当裂纹偏转至A子区域与B子区域界面时,因A子区域的强度高于B子区域,裂纹又向强度较低的右侧偏转。当Ms≥1.6时,裂纹的扩展路径几乎一致。与之明显不同的是,当Ms=0.6时,位于裂纹右侧E子区域的强度明显降低,此时裂纹在局部材料拘束的影响下先向左侧偏转,再转向右侧,最终沿着平行于初始裂纹的方向扩展。

需要特别指出的是,当FZ区域Ms=0.5时,其裂纹扩展路径如图8所示。可以看出,在裂纹扩展约0.5 mm后,在初始裂纹右侧的E子区域内萌生了一条新的裂纹,在之后的加载过程中,裂纹一直沿着新裂纹扩展。这可能是因为当Ms=0.5时,E子区域的强度过低的缘故。鉴于这种扩展方式未必适用J-R阻力曲线的计算,FZ区域Ms=0.5时试样的J-R阻力曲线和扩展路径便未呈现在图7中。

图8

图8   材料拘束失配系数Ms=0.5时的裂纹扩展路径

Fig.8   The crack growth path at Ms=0.5 (VVF—void volume fraction)

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3.3 NIZ材料拘束改变对断裂行为的影响

单独改变NIZ区域内各子区域真应力-真应变曲线所得到的不同材料拘束下DMWJ的J-R阻力曲线和裂纹扩展路径如图9所示。

图9

图9   NIZ区域材料拘束改变对J-R阻力曲线与裂尖扩展路径的影响

Fig.9   The effects of material constraint changing in NIZ on the J-R curves (a) and crack growth paths (b)


图9a中可以看出,与FZ区域材料拘束改变非常一致,随着NIZ区域Ms的不断增大即NIZ强度的不断增加,J-R阻力曲线呈现出先增加后降低最后趋于稳定的变化趋势。在NIZ区域,Ms=0.6时,J-R阻力曲线最高;1.4>Ms>0.6时,J-R阻力曲线随着材料拘束失配系数的增大而降低;Ms≥1.4时,J-R阻力曲线趋于稳定,不再随着材料拘束失配系数的增大而改变,且此时J-R阻力曲线最低。这同样说明对于该HAZ裂纹而言,在现有基础上适当降低NIZ区域的强度反而有助于DMWJ抗断裂能力的提升,而一味提高NIZ区域的强度同样对DMWJ抗断裂能力的提高无益。

通过对比HAZ、FZ、NIZ区域材料拘束改变所引起的J-R阻力曲线的变化可以看出,当改变裂纹所在区域HAZ区域的强度时,所带来的J-R阻力曲线的改变最为明显,J-R阻力曲线随着该区域材料拘束失配系数的增加而单调增加;当改变裂纹周边区域FZ、NIZ区域的强度时,J-R阻力曲线随着该区域材料拘束失配系数的增加先增加后降低再不变。对本DMWJ而言,适当增加HAZ区域的强度,降低FZ、NIZ区域的强度有助于J-R阻力曲线的提高。

图9b中可以看出,当Ms=0.5时,裂纹向右侧偏转,这应该是受到右侧NIZ区域强度过低的影响,此时NIZ区域的强度仅为原来的一半,即便裂纹左侧子区域B的强度低于右侧子区域C,裂纹依然向右侧偏转。当Ms=0.6时,右侧NIZ的强度有所提升,此时裂纹在扩展过程中出现了分叉现象,如图10所示。裂纹扩展过程中的分叉现象一般发生在脆性材料中或动载荷加载下的延性材料中,而在准静态加载下的延性材料中较为少见。在脆性材料中或动载荷加载下,这种分叉现象产生的机制与裂纹的扩展速率[37]或裂尖能量释放率[38]有关。本工作中发生的准静态加载下焊接接头中的裂纹分叉现象可能与裂纹左右两侧均存在非常明显的强度失配且左右两侧的强度失配又相对均衡有关。当NIZ区域Ms=0.6时,位于裂纹右侧的F、G子区域的真应力-真应变曲线与位于裂纹左侧的B子区域的真应力-真应变曲线相近,且均弱于中间的C区域,这使得裂纹同时具有向2个方向扩展的动力,从而在裂纹扩展过程中形成了2条裂纹。2条裂纹竞争起裂,最终裂纹主要向左侧扩展,左侧裂纹稍长,右侧裂纹稍短。

图10

图10   Ms=0.6时裂纹的扩展路径

Fig.10   The crack growth path of un-deformed meshes (a) and deformed meshes (b) at Ms=0.6

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这种竞争机制增加了DMWJ的断裂阻力,形成了最高的J-R阻力曲线,如图9a所示。当Ms>0.6后,右侧区域强度增加,裂纹开始向左侧偏转,且随着Ms的增加,裂纹扩展路径偏转角度也随之增加。当Ms≥1.4时,所有裂纹的扩展路径几乎一致。

4 核电站DMWJ中材料拘束的优化设计

由以上结果可以看出,单独变化HAZ、FZ和NIZ区域的材料拘束时,当:

Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1:1;

Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=1:0.7:1;

Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=1:1:0.6

时,分别得到了最高的J-R阻力曲线。

为了寻找DMWJ各区域材料拘束的最佳匹配,在上述结果的基础上,同时改变各区域的材料拘束,进行了如下9组设计:

(1) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:0.7:0.6;

(2) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:0.7:1;

(3) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1:0.6;

(4) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=1:0.7:0.6;

(5) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=1.4:0.7:0.42;

(6) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=0.84:0.42:0.6;

(7) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1.4:2;

(8) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:2:1.2;

(9) Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1.4:0.84。

然而,只有第7~9组得到了有效的J-R阻力曲线。将其与单独变化HAZ、FZ和NIZ区域材料拘束时所得的J-R阻力曲线以及实际焊接接头的J-R阻力曲线进行对比,结果如图11所示。

图11

图11   不同材料拘束优化设计所得到的J-R阻力曲线

Fig.11   The J-R curves under different optimized material constraints


图11可以看出,无论是对各区域材料拘束进行单独优化还是整体优化,材料拘束优化后DMWJ的J-R阻力曲线均明显高于实际DMWJ的J-R阻力曲线,这说明对DMWJ进行优化设计是必要的。

Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1.4:0.84时所得到的J-R阻力曲线最高,达到了目前焊接接头J-R阻力曲线的几倍之多,此匹配可以作为该DMWJ的最佳匹配。通过对比还可以看出,Ms (HAZ)=2时所得到的J-R阻力曲线均明显高于Ms (HAZ)=1时,这说明对于该DMWJ中的HAZ裂纹,提高裂纹所在区域即HAZ区域的强度,对提高J-R阻力曲线效果最为显著。

最后,必须说明的是,在焊接过程中,仅改变其中一个子区域的性能而保持其它子区域的性能不变很难实现。但本研究结果可为实际焊接接头的优化设计提供一定的方向与参考,为提高DMWJ的可靠性提供一定的借鉴。

5 结论

(1) 对于HAZ裂纹,当单独改变裂纹所在HAZ区域的强度时,J-R阻力曲线随着HAZ区域材料拘束失配系数Ms的增加而单调增加;当单独改变裂纹周边FZ或NIZ区域的强度时,J-R阻力曲线随着FZ或NIZ区域Ms的增加先增加后降低再不变。

(2) 对本DMWJ而言,单独变化HAZ、FZ、NIZ区域的强度时,适当增加HAZ区域的强度、降低FZ与NIZ区域的强度有助于J-R阻力曲线的提高;同时改变HAZ、FZ、NIZ区域的强度时,当Ms (HAZ):Ms (FZ):Ms (NIZ)=2:1.4:0.84时,得到了几倍于目前DMWJ的J-R阻力曲线。材料拘束优化后DMWJ的J-R阻力曲线均明显高于实际DMWJ的J-R阻力曲线,对DMWJ进行优化设计是必要的。

(3) 在裂纹左右两侧均存在非常明显的强度失配且左右两侧的强度失配又相对均衡的影响下,裂纹在扩展过程中将会出现分叉现象。分叉后2条裂纹竞争起裂,这种竞争机制将增加DMWJ的断裂阻力,形成高的J-R阻力曲线。

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