吳 瑤，齊孟雪，趙會友

（中國礦業(yè)大學(xué)（北京），北京100083）

塑性損傷對焊接接頭熱影響區(qū)韌性的影響

吳 瑤，齊孟雪，趙會友

（中國礦業(yè)大學(xué)（北京），北京100083）

基于小沖桿試驗法對25Cr2Ni2MoV百萬千瓦級核電汽輪機(jī)焊接轉(zhuǎn)子深窄間隙埋弧焊接頭熱影響區(qū)進(jìn)行了力學(xué)性能評估。通過有限元方法模擬得到焊接轉(zhuǎn)子接頭的殘余應(yīng)力分布及塑性應(yīng)變的演變過程，并引進(jìn)非線性塑性損傷理論進(jìn)行汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子接頭韌性分析。小沖桿試驗結(jié)果表明，埋弧焊熱影響區(qū)斷裂韌性沿著深度方向存在差異，斷裂韌性呈現(xiàn)為“中間高兩端低”分布特征。由于焊接過程中塑性應(yīng)變累積，熱影響區(qū)塑性損傷程度不同，材料塑性儲備能變化導(dǎo)致接頭熱影響區(qū)韌性差異。

斷裂韌性；小沖桿試驗；數(shù)值模擬；塑性損傷

0 前言

隨著中國經(jīng)濟(jì)的高速發(fā)展以及環(huán)境保護(hù)的壓力，大容量高參數(shù)的發(fā)電機(jī)組成為我國電力發(fā)展的主要方向之一[1]。汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子是影響整個機(jī)組安全性的關(guān)鍵部件，利用焊接方法制造百萬千瓦級核電汽輪機(jī)低壓轉(zhuǎn)子已成為轉(zhuǎn)子制造領(lǐng)域的重要研究方向。

低壓焊接轉(zhuǎn)子長期服役于高溫高壓的惡劣工況，需對汽輪機(jī)焊接轉(zhuǎn)子進(jìn)行力學(xué)性能尤其是強(qiáng)韌性的檢測與評估。目前國內(nèi)外對焊接非均勻接頭的強(qiáng)韌性測試依然采用常規(guī)試驗方法，而焊接接頭各微區(qū)力學(xué)性能存在差異，導(dǎo)致測試結(jié)果存在較大散差。小沖桿試驗法作為一種新型的材料微區(qū)力學(xué)性能測試方法，能較準(zhǔn)確地確定微區(qū)材料的力學(xué)性能[2]。本研究對25Cr2Ni2MoV百萬千瓦級核電低壓轉(zhuǎn)子埋弧焊熱影響區(qū)取樣并進(jìn)行小沖桿試驗，獲得轉(zhuǎn)子接頭不同位置的焊接熱影響區(qū)斷裂能，結(jié)果顯示沿著焊縫深度方向斷裂能不同。

為研究焊接轉(zhuǎn)子小沖桿試驗中不同位置熱影響區(qū)斷裂能差異產(chǎn)生的原因，采用熱-彈塑性有限元模型進(jìn)行焊接數(shù)值模擬。目前已有相關(guān)文獻(xiàn)通過有限元法研究了焊接中溫度場與殘余應(yīng)力分布[3-6]，重點關(guān)注厚板窄間隙焊中殘余應(yīng)力數(shù)值模擬，但

尚未深入分析塑性應(yīng)變及其對材料性能的影響。本研究以此為背景，利用商用Abaqus有限元軟件，建立熱-彈塑性有限元模型對焊接轉(zhuǎn)子的殘余應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行了數(shù)值模擬。同時引入非線性連續(xù)塑性損傷力學(xué)分析焊接接頭熱影響區(qū)斷裂韌度差異的原因。相關(guān)研究對評價百萬千瓦級核電低壓焊接轉(zhuǎn)子接頭熱影響區(qū)性能和服役安全性具有重要的參考意義。

1 小沖桿試驗方法

1.1 模擬件結(jié)構(gòu)和材料

選用百萬千瓦級核電汽輪機(jī)低壓焊接轉(zhuǎn)子1∶1模擬件，如圖1所示，焊件外徑900 mm、內(nèi)徑約600mm、寬約243mm。母材為25Cr2Ni2MoV耐熱鋼，其化學(xué)成分如表1所示。模擬件打底和底部焊縫采用填絲氬弧橫焊（TIG），后續(xù)坡口的填充采用埋弧平焊，焊絲為2.5％Ni低合金鋼。

模擬件采用與實際產(chǎn)品相同的坡口設(shè)計、裝配、預(yù)熱和焊接等生產(chǎn)工藝進(jìn)行制造，并用于小沖桿試驗。

圖1 焊接轉(zhuǎn)子模擬件示意

表1 25Cr2Ni2MoV母材化學(xué)成分％

1.2 小沖桿試驗過程

小沖桿試驗基于現(xiàn)有的萬能試驗機(jī)，自主設(shè)計符合小沖桿試驗要求的工裝夾具，如圖2所示，將其裝置于島津AG-X立式電子萬能試驗機(jī)中進(jìn)行試驗。

圖2 小沖桿試驗工裝夾具

取樣時，先沿著轉(zhuǎn)子模擬件徑向方向截取試板（見圖1），經(jīng)表面磨拋并用高溫過飽和苦味酸溶液腐蝕，在母材及熱影響區(qū)測繪的基礎(chǔ)上，再從試板上線切割截取熱影響區(qū)切片試樣，如圖3所示?？紤]到試樣的尺度效應(yīng)以及制樣方便性，采用的小沖桿試驗試樣為方形薄片。熱影響區(qū)取樣區(qū)域及位置如圖3、圖4所示，在熱影響區(qū)取樣方案中，1號、3號和5號試樣對應(yīng)埋弧焊焊縫熱影響區(qū)的上部、中部和下部，2號試樣對應(yīng)埋弧焊熱影響區(qū)上部和中部之間的位置，4號試樣對應(yīng)埋弧焊熱影響區(qū)中部和底部之間的位置。每個位置處各取2個試樣，分為a、b兩組。取樣后經(jīng)過磨拋處理得到小沖桿試樣。

圖3 焊接接頭金相照片

圖4 小沖桿試驗試樣取樣位置

在試驗機(jī)上設(shè)置小沖桿試驗參數(shù)，以壓縮位移控制模式進(jìn)行加載，試驗加載速率為，直至卸載。依次進(jìn)行各試樣的小沖桿試驗，記錄并保存其載荷-位移曲線。

1.3 試驗結(jié)果

小沖桿試驗共進(jìn)行兩組10個試樣的測試，同一組試樣均在試板同側(cè)。小沖桿試樣在掃描電鏡下的斷裂形貌俯視圖如圖5所示，沿著圖中虛線方向?qū)⒃嚇忧虚_得到試樣斷口金相圖，如圖6所示。小沖桿斷裂失效位置在偏離試樣中心一定距離的位置處，隨著載荷位移的增加，試樣出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象，最終因局部嚴(yán)重頸縮而發(fā)生斷裂失效。

圖5 試樣斷裂形貌俯視圖

圖6 試樣斷口截面金相圖

借助Matlab軟件，對原始載荷-位移曲線進(jìn)行誤差修正，消除因上下模具對中狀況不理想所導(dǎo)致的摩擦載荷積累。修正前后載荷位移曲線如圖7所示，修正曲線中Fmax為最大載荷，F(xiàn)f為失穩(wěn)載荷，該曲線包含了彈塑性變形等力學(xué)性能信息。對修正的有效載荷-位移曲線進(jìn)行面積積分得到小沖桿試樣斷裂能，如表2所示。

圖7 載荷-位移曲線

表2 小沖桿斷裂能

焊縫各個部位的熱影響區(qū)小沖桿斷裂能重復(fù)測試結(jié)果較穩(wěn)定?？傮w而言，埋弧焊中部焊縫熱影響區(qū)斷裂能高，上部和下部焊縫熱影響區(qū)斷裂能較低。在惡劣工況下，工件外部力學(xué)性能尤為重要,需進(jìn)一步分析導(dǎo)致斷裂能差異的內(nèi)在原因。

2 有限元模型

小沖桿試驗結(jié)果反映埋弧焊不同位置熱影響區(qū)斷裂能存在差異，為此建立了汽輪機(jī)焊接轉(zhuǎn)子窄間隙多層多道焊有限元模型。通過數(shù)值模擬方法分析焊接過程中應(yīng)力分布情況及應(yīng)變規(guī)律。

2.1 有限元模型建立

焊接過程溫度從室溫開始上升至2 000℃，然后冷卻到室溫。如圖8所示，伴隨著溫度變化，材料的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱、密度、膨脹系數(shù)、彈性模量、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度等性能均會發(fā)生變化，其中高于1 000℃的數(shù)據(jù)用外推法獲得?？紤]到焊接過程中的相變作用，通過線膨脹量變化來表征馬氏體與奧氏體相變應(yīng)變。

對于環(huán)形幾何軸對稱焊接接頭，在剛度拘束較大時，其二維軸對稱有限元模型與完全三維有限元模型的結(jié)果一致[7]。本研究采用軸對稱有限元模型，如圖9所示，采用結(jié)構(gòu)化技術(shù)與掃略化技術(shù)對幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，焊縫及熱影響區(qū)網(wǎng)格細(xì)化，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)的母材網(wǎng)格尺寸適當(dāng)增大。整個模型包括6 685個單元（節(jié)點數(shù)6 633個），其中焊縫區(qū)包含

4 602個單元。熱分析單元類型為DCAX4單元，彈塑性單元類型為CAX4R單元。

圖8 材料屬性隨溫度變化關(guān)系

圖9 有限元軸對稱模型

邊界條件包含熱邊界條件與位移邊界條件。轉(zhuǎn)子所有外邊界均與周圍空氣進(jìn)行對流換熱，參考轉(zhuǎn)子焊接生產(chǎn)夾持情況，轉(zhuǎn)子外邊緣施加位移拘束。在模擬計算中，采用生死單元技術(shù)，依次激活焊道單元并施加瞬態(tài)熱載荷獲得隨時間變化的溫度場。焊縫單位長度輸入的能量為

式中Q為焊縫單位體積上的有效能量輸入；U、I分別為電壓與電流；V為相應(yīng)焊道的單位體積；η為熱效率。

在熱源加載中，為保證焊縫金屬完全熔化，通過調(diào)整各焊道的熱輸入及焊接電弧停留時間，使得焊縫金屬溫度達(dá)到1800℃時，正好出現(xiàn)一個合理的熱影響區(qū)（溫度在AC1以上的區(qū)域）。在彈塑性分析中，將各節(jié)點溫度歷史作為熱載荷施加到結(jié)構(gòu)模型中?？紤]到在加熱和冷卻過程中材料將發(fā)生奧氏體與馬氏體相轉(zhuǎn)變，在此采用Abaqus子程序來實現(xiàn)相變過程模擬。

2.2 有限元模擬結(jié)果

計算獲得了切向應(yīng)力及軸向應(yīng)力的分布規(guī)律，如圖10所示?？梢钥闯?，焊縫區(qū)切向應(yīng)力為拉應(yīng)力，峰值拉應(yīng)力出現(xiàn)在外圓焊縫處，近焊縫母材處于壓應(yīng)力狀態(tài)。沿著焊件厚度方向，軸向應(yīng)力較小，總體呈現(xiàn)壓應(yīng)力狀態(tài)，峰值拉應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)圓表面即TIG打底焊區(qū)域。這與實測結(jié)果分布規(guī)律一致。

圖10 切向與軸向應(yīng)力分布云圖（單位：MPa）

采用小孔法測量轉(zhuǎn)子模擬件接頭外圓焊接殘余應(yīng)力，外圓焊接殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與模擬件測試結(jié)果的比較如圖11所示。切向最大應(yīng)力出現(xiàn)在焊縫區(qū)處，由于焊道的原因，會出現(xiàn)一定波動。沿著母材方向切向殘余應(yīng)力迅速下降為壓應(yīng)力，然后逐漸上升為拉應(yīng)力。軸向最大應(yīng)力出現(xiàn)在母材近焊縫處，在焊縫處出現(xiàn)下凹的分布規(guī)律，并且沿著母材方向逐漸減小至零。

通過試驗對比可以發(fā)現(xiàn)，有限元熱-彈塑性模

擬結(jié)果準(zhǔn)確，與測試結(jié)果吻合較好，驗證了有限元計算結(jié)果的可靠性。

圖11 切向與軸向應(yīng)力測量與模擬值對比（單位：MPa）

基于上述有限元模型，獲取焊接過程中等效塑性應(yīng)變以分析其塑性應(yīng)變歷史。圖12為焊縫熱影響區(qū)一節(jié)點等效塑性應(yīng)變隨焊接溫度循環(huán)的變化規(guī)律。初始階段材料處于彈性狀態(tài)，不存在塑性應(yīng)變區(qū)。隨著溫度循環(huán)的推移，由于熔池熔化凝固及近焊縫金屬升溫冷卻的作用，該區(qū)域的塑性應(yīng)變量逐漸累積增加，直至焊接終止時塑性應(yīng)變最終分布的殘余狀態(tài)。焊接轉(zhuǎn)子模擬件中塑性應(yīng)變?yōu)橐粋€非線性的累積過程，等效塑性應(yīng)變是整個焊接過程中塑形應(yīng)變的累積結(jié)果。

圖12 溫度-等效塑性應(yīng)變歷程

3 焊接熱影響區(qū)韌性分析

小沖桿試驗斷裂能表征了試樣斷裂前消耗的總能量，在一定程度上反映了微區(qū)試樣的斷裂韌性。Mao[8-9]等人針對多種材料采用兩種不同尺寸的小沖桿試樣進(jìn)行了大量試驗研究，推導(dǎo)出韌性材料斷裂韌性和等效斷裂應(yīng)變之間存在線性關(guān)系。Bulloch對四種CrMoV鋼進(jìn)行了不同溫度下的小沖桿試驗，通過計算擬合給出了斷裂應(yīng)變與小沖桿斷裂能的線性關(guān)系式[10]。小沖桿斷裂能可間接表征和評估基于雙軸斷裂應(yīng)變的斷裂韌性，焊接轉(zhuǎn)子熱影響區(qū)小沖桿斷裂能差異實質(zhì)是斷裂韌性的差異。

Lemaitra[11]等人在實驗的基礎(chǔ)上，通過一些近似處理，建立了一種各向同性的塑形損傷理論，推導(dǎo)得出如下韌性損傷準(zhǔn)則

式中ω為損傷變量；ωc為損傷閾值；εR和εω分別為一維條件下?lián)p傷開始時的應(yīng)變和產(chǎn)生宏觀裂紋時的應(yīng)變；p為累積塑性應(yīng)變；ν為泊松比；σm為靜水壓力為等效應(yīng)力。

由式（2）可知，損傷變量與累積塑性應(yīng)變表現(xiàn)出線性正相關(guān)性，即材料的累積塑性應(yīng)變增加將加劇其損傷程度。在初始材料損傷閾值一定的情況下，材料斷裂韌性與其塑性儲備量有關(guān)。

對應(yīng)前述小沖桿試驗取樣位置，從上述轉(zhuǎn)子彈塑性有限元模型中獲取埋弧焊對應(yīng)位置熱影響區(qū)等效塑性應(yīng)變，即為累積塑性應(yīng)變。等效塑性應(yīng)變大于零表明材料發(fā)生了屈服，并以等效塑性應(yīng)變的相反數(shù)表征材料塑性應(yīng)變儲備。環(huán)形模擬件埋弧焊不同位置焊縫熱影響區(qū)小沖桿試驗斷裂能與對應(yīng)熱影響區(qū)塑性應(yīng)變儲備比較如圖13所示。從焊接轉(zhuǎn)子埋弧焊不同部分熱影響區(qū)斷裂能變化規(guī)律可知，中間部分?jǐn)嗔秧g性優(yōu)于上部和下部的斷裂韌性。同時，焊后熱影響區(qū)不同部位塑性應(yīng)變儲備存有差異，埋弧焊中部塑性應(yīng)變儲備大，上部與下部塑性應(yīng)變儲備較小。

圖13 塑性應(yīng)變儲備與小沖桿斷裂能比較

從微觀的角度看，在焊接生產(chǎn)過程中，伴隨著塑性變形，材料內(nèi)部將形成大量的微觀缺陷（如微裂紋和微孔洞），這些微缺陷的存在導(dǎo)致實際的有效承載面積減小。當(dāng)其累積塑性損傷較大時，材料內(nèi)微觀缺陷長大擴(kuò)展，塑性應(yīng)變儲備相應(yīng)減少。埋弧焊上部與下部熱影響區(qū)塑性儲備少，合理解釋了對應(yīng)位置小沖桿試驗韌性偏低的原因。

在多層多道焊中，轉(zhuǎn)子材料處于復(fù)雜熱力學(xué)環(huán)境，對其韌性評定中需考慮生產(chǎn)中的塑性損傷。對于金屬成形等大變形問題，應(yīng)嚴(yán)格依據(jù)生產(chǎn)工藝來確定許用的塑性應(yīng)變量。

4 結(jié)論

（1）進(jìn)行了25Cr2Ni2MoV百萬千瓦級核電汽輪機(jī)低壓焊接轉(zhuǎn)子1∶1模擬件埋弧焊熱影響區(qū)小沖桿試驗，獲得不同位置熱影響區(qū)斷裂能分布規(guī)律；使用掃描電鏡觀察小沖桿試樣斷口，推導(dǎo)了小沖桿試樣斷裂失效過程。

（2）針對小沖桿試驗測試結(jié)果，采用軸對稱有限元法對汽輪機(jī)轉(zhuǎn)子焊接過程進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得埋弧焊熱影響區(qū)累積塑性應(yīng)變分布。

（3）引入塑性損傷力學(xué)評估焊接熱影響區(qū)韌性損傷。材料的塑性損傷在焊接過程中累積，進(jìn)而影響焊接構(gòu)件的宏觀力學(xué)性能。材料塑性儲備是影響汽輪機(jī)焊接轉(zhuǎn)子韌性的主要因素之一。

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Influence of plastic damage on fracture toughness of weld heat affected zone

WU Yao，QI Mengxue，ZHAO Huiyou
（China University of Mining&Technology，Beijing 100083，China）

Small punch test has been researched and applied to mechanical properties of heat affected zone（HAZ）of deep narrow gap submerged arc welding joint in million kilowatt nuclear power steam turbine rotor made of 25Cr2Ni2MoV steel.The finite element method is used tosimulate the distribution ofresidual stresses and the evolution ofplastic strain in such components.And nonlinear plastic damage theory is introduced to the analysis of the toughness of steam turbine rotor joint.The results of the small punch test show that the fracture toughness varies along the depth direction in the welding heat affected zone of submerged arc welding.The fracture toughness appears as the characteristics of high intermediate and low at two ends.Due to the accumulation of plastic strain in welding process，the degree of plastic damage in the weldingHAZis different.Then plasticity-reserve contributes tothe weldingHAZtoughness variation.

fracture toughness；small punch test；numerical simulation；plastic damage

TG407

A

1001-2303（2016）10-0096-06

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.10.20

獻(xiàn)

吳瑤，齊孟雪，趙會友.塑性損傷對焊接接頭熱影響區(qū)韌性的影響[J].電焊機(jī)，2016，46（10）：96-101.

2015-12-14；

2016-06-25

吳瑤（1989—），男，湖北天門人，在讀碩士，主要從事焊接數(shù)值模擬的研究工作。