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        鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊接頭的應(yīng)力集中系數(shù)及影響因素

        2024-03-19 02:09:10季順成張學(xué)糧陳兵兵雷永平
        機(jī)械工程材料 2024年2期
        關(guān)鍵詞:包殼倒角軸向

        季順成,張學(xué)糧,林 健,魯 立,陳兵兵,雷永平,馮 剛

        (1.北京工業(yè)大學(xué)材料與制造學(xué)部,北京 100124;2. 中廣核鈾業(yè)發(fā)展有限公司,北京 100029;3. 蘇州熱工研究院有限公司,蘇州 215004)

        0 引 言

        核電作為一種環(huán)保、穩(wěn)定、高效的潔凈新能源,是我國重要的發(fā)電形式之一。目前,核電機(jī)組正處于快速建設(shè)發(fā)展中,預(yù)計(jì)到2035年,在運(yùn)和在建核電裝機(jī)容量合計(jì)將達(dá)到2×108kW[1]。燃料棒包殼是核燃料的第一道安全屏障,其安全性是核電服役安全的關(guān)鍵問題之一。燃料棒包殼常使用鋯合金材料并通過壓力電阻焊密封連接其管塞結(jié)構(gòu)[2],其接頭部位會(huì)形成內(nèi)外部擠出金屬,易產(chǎn)生應(yīng)力集中導(dǎo)致結(jié)構(gòu)斷裂失效[3]。填充燃料芯塊完成密封焊接后,需要對核燃料棒與燃料棒格架進(jìn)行組裝,從而得到完整的核燃料組件。在組裝過程中,需要通過拉棒工藝將燃料棒拉過層層格架;由于格架孔徑較小,同時(shí)為了減小核燃料棒在服役時(shí)的橫向移動(dòng),在格架上設(shè)有剛凸,所以在拉棒、換料等過程中燃料棒會(huì)受到較大的拉伸載荷[4-5]。在服役過程中,由于燃料棒內(nèi)部充有高壓氬氣,外部有高壓水蒸氣沖刷,接頭在承受內(nèi)壓時(shí)也會(huì)受到拉伸載荷作用。拉伸載荷易在應(yīng)力集中處誘發(fā)裂紋,導(dǎo)致燃料棒失效,影響核電運(yùn)行安全,因此研究鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊接頭的應(yīng)力集中問題是十分必要的。國內(nèi)外學(xué)者常采用有限元方法分析接頭應(yīng)力集中系數(shù),研究應(yīng)力集中影響因素和改善方法。衛(wèi)星等[6]使用ANSYS有限元軟件建立了鋼管混凝土桁架焊接T型管節(jié)點(diǎn)模型,研究了軸向拉力作用下管節(jié)點(diǎn)熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù),結(jié)果表明主管應(yīng)力集中系數(shù)受到節(jié)點(diǎn)幾何參數(shù)(尺寸、形狀等)的影響較大。HECTORS等[7]研究發(fā)現(xiàn),焊縫幾何形狀會(huì)極大影響應(yīng)力集中系數(shù)的大小和分布以及預(yù)期破壞位置。蔣永等[8]和何柏林等[9]得到了焊趾傾角和過渡圓弧半徑對鋼對接接頭應(yīng)力集中系數(shù)的影響規(guī)律。陳科等[10]采用橢圓形型線、雙曲率型線和流線形型線作為萬向十字軸的軸根過渡曲線,有效降低了萬向十字軸軸根的應(yīng)力集中。此外,通過優(yōu)化焊接處圓弧過渡結(jié)構(gòu)[11]、打磨過渡圓弧[12]、超聲沖擊處理[13]、降低表面粗糙度[14]等方法可以有效降低焊趾處的應(yīng)力集中,提高接頭疲勞壽命[15]。

        作者采用有限元方法建立了管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊接頭成形模型和焊后結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算模型,通過模擬確定了接頭應(yīng)力集中位置并計(jì)算其應(yīng)力集中系數(shù),考慮到內(nèi)部擠出金屬無法通過設(shè)計(jì)焊接夾具來調(diào)整,分析了內(nèi)部擠出金屬過渡角、端塞行進(jìn)量和包殼管內(nèi)壁倒角對應(yīng)力集中系數(shù)的影響規(guī)律,以期為鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊的接頭設(shè)計(jì)和制造工藝參數(shù)選擇提供理論參考。

        1 接頭應(yīng)力集中系數(shù)的數(shù)值模擬

        1.1 焊接模型

        使用Abaqus有限元分析軟件建立鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊接模型,尺寸參數(shù)及接頭網(wǎng)格模型如圖1所示。軸對稱模型(1/2模型)由鋯合金端塞、包殼管和純銅電極夾具組成。端塞為實(shí)心圓棒,端設(shè)有30°的凸臺(tái),電極夾具為空心圓柱體,電極內(nèi)壁緊貼端塞或包殼管外壁,包殼管伸出電極的長度為1 mm。接頭附近網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,最小網(wǎng)格尺寸為0.035 mm,模型共計(jì)19 972個(gè)單元,20 467個(gè)節(jié)點(diǎn)。

        采用順序耦合的方式對模型進(jìn)行電-熱-力三場耦合,模擬鋯合金管塞結(jié)構(gòu)接頭成形過程。首先進(jìn)行電-熱耦合,采用DCAX4E單元類型,在端塞側(cè)電極夾具兩端施加800 A的集中電流,將包殼管側(cè)電極夾具邊緣設(shè)為零電勢面,端塞與包殼管接觸位置設(shè)置接觸電阻,電流可以通過接觸面產(chǎn)生電阻熱,以達(dá)到焊接溫度;隨后進(jìn)行熱-力耦合,采用CAX4R單元類型,將包殼管側(cè)末端固定,在端塞末端施加1 500 N的均布載荷,將電-熱模擬結(jié)果中的網(wǎng)格溫度賦予網(wǎng)格,最終實(shí)現(xiàn)電-熱-力三場耦合,完成對焊接過程的全流程模擬。參考文獻(xiàn)[16],模擬時(shí)相關(guān)材料的物理、力學(xué)性能見圖2。

        圖2 試驗(yàn)合金的物理及力學(xué)性能Fig.2 Physical and mechanical properties of test alloy: (a) heat conductivity, density, specific heat capacity, conductivity and (b) thermal expansion coefficient, elastic modulus, yield strength

        1.2 焊接模型驗(yàn)證

        采用Gleeble 1500D型熱模擬試驗(yàn)機(jī)對鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊過程進(jìn)行熱模擬試驗(yàn),載荷為1 500 N,測溫點(diǎn)位于距端塞凸臺(tái)1 mm處,測溫點(diǎn)溫度為750 ℃,升溫時(shí)間為0.3 s,焊接時(shí)間為0.5 s;通過輸入大電流在端塞和包殼管的接觸面上快速產(chǎn)生較大的電阻熱,使接頭處迅速達(dá)到塑性狀態(tài),在力和熱的共同作用下發(fā)生變形,形成原子間結(jié)合,完成焊接。試驗(yàn)結(jié)束后采用線切割法將接頭沿軸線切開,制取金相試樣,經(jīng)打磨、拋光、HNO3+H2O+HF(體積比為9…9…2)溶液腐蝕后,采用Gemini SEM 300型掃描電子顯微鏡觀察形貌。采用電-熱-力耦合模型[16]模擬接頭形貌,如圖3所示,可見:試驗(yàn)所得接頭宏觀形貌與模擬宏觀形貌吻合,在包殼管內(nèi)外側(cè)均出現(xiàn)擠出金屬;試驗(yàn)和模擬所得內(nèi)部擠出金屬高度分別為146,132 μm,兩者相對誤差為9.58%,外部擠出金屬高度分別為449,481 μm,兩者相對誤差為6.65%。由上可知,宏觀形貌試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果相差較小,說明可以通過電-熱-力耦合模型模擬壓力電阻焊接過程,得到接頭形貌。

        圖3 試驗(yàn)與模擬所得接頭宏觀形貌Fig.3 Test (a) and simulation (b) results of macro morphology of joint

        1.3 應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算方法

        應(yīng)力集中是一種結(jié)構(gòu)局部最大應(yīng)力大于平均應(yīng)力的現(xiàn)象,在承載狀態(tài)下應(yīng)力集中點(diǎn)處易產(chǎn)生裂紋,進(jìn)而導(dǎo)致斷裂。應(yīng)力集中系數(shù)Kt的計(jì)算公式[13]如下:

        (1)

        式中:σmax為最大應(yīng)力值;σ0為平均應(yīng)力值。

        有限元模擬得到接頭在拉伸載荷作用下軸向應(yīng)力分布云圖,并根據(jù)式(1)計(jì)算得到應(yīng)力集中系數(shù)。

        將接頭網(wǎng)格模型中的端塞和包殼管單元導(dǎo)入應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算模型(見圖4),將端塞末端固定,在包殼管末端施加200 MPa的軸向拉伸應(yīng)力,接頭焊接面采用綁定約束,采用CAX4R單元類型。同時(shí),僅保留內(nèi)部擠出金屬部分,簡化應(yīng)力集中計(jì)算模型中與研究關(guān)聯(lián)較小的基體部分,建立應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算簡化模型,研究應(yīng)力集中系數(shù)的影響因素,材料參數(shù)及邊界條件等保持不變。

        圖4 在軸向拉伸載荷作用下的接頭應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算模型及簡化模型Fig.4 Calculation model (a) and simplified model (b) of stress concentration factor of joint under axial tensile load

        2 應(yīng)力集中系數(shù)的影響因素

        2.1 內(nèi)部擠出金屬過渡角

        內(nèi)部擠出金屬過渡角是接頭應(yīng)力集中系數(shù)的重要影響因素,過渡角定義如圖5(a)所示。采用應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算簡化模型計(jì)算不同過渡角下的接頭應(yīng)力集中系數(shù)。由圖5(b)可見:當(dāng)過渡角為10°時(shí),接頭的應(yīng)力集中系數(shù)最大,為2.082;過渡角為10°~60°時(shí),應(yīng)力集中系數(shù)整體呈下降趨勢,除了在30°處略有升高;過渡角為60°~120°時(shí),應(yīng)力集中系數(shù)上升;當(dāng)過渡角大于120°時(shí),應(yīng)力集中系數(shù)下降,在170°處最低,相較于最大值下降了31.0%。由此可知,過渡角對鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊接頭應(yīng)力集中系數(shù)影響較大,并呈現(xiàn)一定的規(guī)律性。

        圖5 內(nèi)部擠出金屬過渡角示意及接頭應(yīng)力集中系數(shù)隨過渡角的變化曲線Fig.5 Diagram of transition angle of internal extruded metal (a) and stress concentration factor vs transition angle curve of joint (b)

        2.2 端塞行進(jìn)量

        端塞行進(jìn)量是指焊接完成時(shí)端塞末端端面在壓力作用下的軸向位移量,在其他參數(shù)不變的情況下,端塞行進(jìn)量會(huì)對接頭形狀產(chǎn)生較大的影響。將端塞末端的載荷控制改為位移控制,總位移設(shè)為0.3 mm,與載荷控制下端塞的最終位移相同,采用應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算模型計(jì)算可得端塞行進(jìn)量分別為0.025,0.080,0.135,0.190,0.245,0.300 mm的接頭在拉伸載荷下的軸向應(yīng)力分布。由圖6可知:當(dāng)端塞行進(jìn)量為0.025 mm時(shí),內(nèi)部擠出金屬過渡角處的局部應(yīng)力較小(最大為327.3 MPa),應(yīng)力最大值出現(xiàn)端塞焊接面處,為359.9 MPa;隨著端塞行進(jìn)量增加,內(nèi)部擠出金屬過渡角處的最大應(yīng)力逐漸增大,當(dāng)端塞行進(jìn)量為0.3 mm時(shí)達(dá)到392.5 MPa。

        圖6 不同端塞行進(jìn)量焊接接頭在拉伸載荷下的軸向應(yīng)力分布Fig.6 Axial stress distribution of welded joints with different end plug displacement under tensile load

        由圖7可知:隨著端塞行進(jìn)量增加,內(nèi)部擠出金屬過渡角從172.19°逐漸降至143.14°,應(yīng)力集中系數(shù)增大,接頭熔合線長度增大;當(dāng)端塞行進(jìn)量為0.025 mm時(shí),熔合線長度為0.66 mm,未超過包殼管壁厚0.7 mm。這表明通過減小端塞行進(jìn)量可以增大過渡角,從而降低接頭的應(yīng)力集中系數(shù);但當(dāng)端塞行進(jìn)量過小時(shí),形成的熔合線長度較短,導(dǎo)致接頭承載能力下降。因此在選擇工藝參數(shù)時(shí),需要綜合考慮端塞行進(jìn)量對熔合線長度和應(yīng)力集中系數(shù)的影響,即在保證應(yīng)力集中系數(shù)滿足使用需求的條件下,盡量增大熔合線長度。

        圖7 不同端塞行進(jìn)量下接頭的應(yīng)力集中系數(shù)、內(nèi)部擠出金屬過渡角與熔合線長度Fig.7 Stress concentration factor, transition angle of internal extruded metal and fusion line length of joint under different end plug displacement

        2.3 包殼管內(nèi)壁倒角尺寸

        包殼管內(nèi)壁倒角為平面型倒角,如圖8所示,x,y分別為倒角寬度和倒角深度。設(shè)計(jì)了8種尺寸包殼管內(nèi)壁倒角,以研究其對應(yīng)力集中系數(shù)的影響。由圖9可見:倒角寬度對接頭形貌的影響較小,而隨著倒角深度增加,內(nèi)部擠出金屬體積逐漸減小,當(dāng)?shù)菇巧疃葹?.50 mm時(shí),內(nèi)部擠出金屬過渡較平滑,當(dāng)?shù)菇巧疃却笥?.50 mm時(shí),接頭產(chǎn)生間隙,強(qiáng)度受到影響;當(dāng)?shù)菇巧疃炔淮笥?.50 mm時(shí),應(yīng)力集中發(fā)生在內(nèi)部擠出金屬過渡角處,而當(dāng)?shù)菇巧疃却笥?.50 mm時(shí),應(yīng)力集中位置轉(zhuǎn)移至包殼管倒角面與端塞端面的過渡處。

        圖8 包殼管內(nèi)壁倒角尺寸Fig.8 Size of cladding tube inner wall chamfer

        圖9 不同倒角尺寸接頭在拉伸載荷作用下的軸向應(yīng)力云圖Fig.9 Axial stress cloud diagram of joints with different chamfer size under tensile load

        未倒角接頭的應(yīng)力集中系數(shù)為0.884,熔合線長度為1.963 mm。由圖10可知:當(dāng)?shù)菇巧疃炔淮笥?.50 mm時(shí),接頭的應(yīng)力集中系數(shù)相比未倒角接頭降低,其中倒角寬度為0.17,0.35 mm,倒角深度為0.50 mm時(shí)接頭的應(yīng)力集中系數(shù)降低效果最為顯著,分別降低了16.00%,11.56%,形成的內(nèi)部擠出金屬過渡角較大,分別為167.29°,163.59°,而未倒角接頭的過渡角僅為144.63°。由前文可知,當(dāng)內(nèi)部擠出金屬過渡角大于120°時(shí),接頭的應(yīng)力集中系數(shù)隨著過渡角的增大而降低。因此,可以通過設(shè)計(jì)包殼管的倒角形狀來降低接頭應(yīng)力集中系數(shù)。當(dāng)?shù)菇巧疃却笥?.50 mm時(shí),接頭的應(yīng)力集中系數(shù)顯著高于未倒角接頭,最大提高了91.49%,主要原因在于當(dāng)?shù)菇沁^深時(shí),包殼管變形量不足以形成內(nèi)部擠出金屬,應(yīng)力集中位置從過渡角處轉(zhuǎn)移至包殼管倒角面與端塞端面的過渡處,且由于在接頭處形成間隙,導(dǎo)致接頭處的過渡角較小,進(jìn)而造成接頭的應(yīng)力集中程度比未倒角時(shí)更高。

        圖10 不同倒角尺寸接頭的應(yīng)力集中系數(shù)和熔合線長度Fig.10 Stress concentration factor and fusion line length of joints with different chamfer size

        3 結(jié) 論

        (1) 采用Abaqus有限元分析軟件建立鋯合金管塞結(jié)構(gòu)壓力電阻焊接模型和接頭在軸向拉伸載荷作用下的應(yīng)力集中系數(shù)計(jì)算模型,模擬得到焊接后內(nèi)部擠出金屬高度和試驗(yàn)結(jié)果的相對誤差為9.58%,外部擠出金屬高度的相對誤差為6.65%,說明模型準(zhǔn)確。

        (2) 隨著內(nèi)部擠出金屬過渡角增大,接頭的應(yīng)力集中系數(shù)先降低,當(dāng)過渡角達(dá)到60°后增大,大于120°時(shí)又降低,當(dāng)過渡角為160°,170°時(shí),應(yīng)力集中系數(shù)相比最大值分別下降了20.9%,31.0%。

        (3) 隨著端塞行進(jìn)量增加,內(nèi)部擠出金屬過渡角降低,接頭應(yīng)力集中系數(shù)和熔合線長度增大。選擇工藝參數(shù)時(shí),在保證應(yīng)力集中系數(shù)滿足使用需求的條件下,盡量增加熔合線長度。

        (4) 當(dāng)包殼管內(nèi)壁倒角深度不大于0.50 mm時(shí),接頭的應(yīng)力集中系數(shù)相比未倒角接頭降低,最大降低了16.00%;倒角深度大于0.5 mm時(shí)應(yīng)力集中系數(shù)顯著高于未倒角接頭,最大提高了91.49%。包殼管內(nèi)壁倒角寬度對接頭形貌影響不大。

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