HR3C/T91异种耐热钢焊接接头界面蠕变失效有限元模拟
-
摘要: 利用有限元方法对HR3C/T91接头在温度为600℃、内压为42.26 MPa作用下的最大蠕变主应力、von Mises等效应力和应力三轴度进行数值分析,并采用温度—应力双参数加速试验对模拟结果进行验证. 结果表明,最大主应力峰值位于管接头内表面焊缝/T91界面附近区域,von Mises等效应力峰值同样位于内表面焊缝/T91界面附近区域,因而焊缝/T91界面区域内孔洞易于形核、扩张. 内表面应力三轴度峰值分别位于HR3C/焊缝和焊缝/T91界面处,与两界面重合. 内表面焊缝/T91界面处的应力三轴度数值较大,而焊缝/T91界面的蠕变强度较HR3C/焊缝弱,因此焊缝/T91界面为接头的薄弱环节,与加速试验结果一致.
-
0. 序言
304不锈钢因其具有良好的塑性[1]和耐腐蚀性能[2],广泛应用于核反应堆堆芯及周围结构材料[3]. 焊接作为核电设备制造以及维修过程中重要的环节,焊缝质量与核电设备的运行状态息息相关[4],因此对焊缝质量提出了更高的要求,激光焊接技术具有焊接质量高、污染少等优点,在核电站水下部件维修中具有良好的应用前景[5].
近年来,国内外学者对不锈钢水下激光焊接进行了大量研究,其中,YOU等人[6]完成了6 mm水深的不锈钢湿法激光焊接,结果表明,在相同的水深条件下,热输入较高的焊缝内部气孔较多,表面形貌较差;KE等人[7]对浅水环境下湿法激光数值模拟进行了研究,并通过试验证明在0 ~ 4 mm水深下,焊缝熔深大致相同,随着水深的增加,熔宽进一步减小,水深超过6 mm时,无法完成水下激光焊接;秦航等人[8]通过在母材表面预置辅助剂的方法将水下湿法激光焊接的有效水深增加至8 mm,当水深超过8 mm后,不能进行焊接;可见水下湿法激光焊接停留在4 mm左右的浅水阶段,要得到表面形貌较好、质量较高的焊缝,需进行水下局部干法激光焊接.
GUO等人[9]在对水下Nd:YAG激光焊接焊缝质量与光束能量的研究中指出,局部干燥环境的波动会带来驼峰,影响焊接质量;LI等人[10]对304不锈钢局部干法水下激光焊进行研究,发现随着激光功率的降低或焊接速度的提高,接头气孔率减小;ZHANG等人[11]利用自主研制的同轴喷嘴排水装置进行水下激光焊接,结果表明激光功率较大时,由于产生较多的等离子体,熔深的增加趋势会减慢;LUO等人[12]对不同水压下激光焊接中匙孔和熔池动力学进行了研究,结果表明随着水压的增加,更容易形成浅而稳定的匙孔,焊接气孔率降低,可得到质量较好的接头. 局部干法水下激光焊通过优化参数得到质量可靠的接头,既能作为水下维修抢险的储备技术,也能作为水下装备的维护技术,发展前景较大[13].
影响焊缝质量的工艺参数有很多,相较于其他学者对激光功率、焊接速度、水深等参数的单变量研究,文中主要利用正交试验探究各参数对焊缝截面参数以及气孔率影响的主次顺序,在此基础上探究正交试验获得的影响最大的参数对接头力学性能的影响规律.
1. 试验方法
试验所用母材为304不锈钢,化学成分及力学性能见表1和表2所示,正交试验焊接试样尺寸为200 mm × 100 mm × 8 mm,对接试验焊接试样尺寸为200 mm × 100 mm × 4 mm. 自主搭建的水下焊接平台如图1所示,试验中使用6 kW连续光纤激光器,激光头焦距为250 mm,利用水箱模拟水环境,焊接过程将激光焊炬固定在FANUC六轴机器人,按照预定轨迹进行焊接.
表 1 304不锈钢母材主要化学成分(质量分数,%)Table 1. Mine chemical composition of 304 stainless steel materialC Mn Si Ni Mo Cr Fe 0.071 1.53 0.57 9.73 2.77 17.51 余量 表 2 304不锈钢母材主要力学性能Table 2. Mechanical properties of 304 stainless steel material屈服强度
ReL/MPa抗拉强度
Rm/MPa断后伸长率
A(%)硬度
H/HV272 680 46 <210 在水下焊接过程中,利用自主设计的双层气体排水装置进行水下局部干法激光焊接. 图2为自主设计的双层气体排水装置结构示意图,其中外层气体为压缩空气,压缩空气通过金属筛网变得更加均匀,之后通过1 ~ 2 mm间隙在焊接区域的最外侧形成高速气帘,排开焊接区域的水环境,形成局部干燥环境;内层保护气为纯度99.99%的氩气,对焊接区域进行同轴保护;最外侧的约束装置对排水气体产生的气泡进行约束,限制气泡进行长大,起到更好的保护作用.
试样焊接结束后,将试样垂直于焊缝方向切割获得金相件(图3),金相件经研磨、抛光后,用配制的腐蚀液(10 gFeCl3,30 mLHCl,120 mLH2O)进行腐蚀,利用Image J软件对试样熔宽、熔深以及气孔率进行测量,利用Minitab软件对试验结果进行分析. 接头拉伸试验在Instron万能试验机上进行,拉伸试样从焊接接头垂直于焊缝方向获得(图3),一组试样3个件.
2. 试验结果与分析
2.1 正交试验设计及分析
为模拟焊接过程中的核电环境,通过在水箱中加入不同质量的硼酸调控硼酸浓度. 为探究激光功率(A)、焊接速度(B)、水深(C)以及硼酸浓度(D)对焊缝横截面形貌和气孔率的影响规律,选择L9(34)的正交试验表,设计了表3中的四因素三水平的正交试验.
表 3 工艺参数因素水平Table 3. Factor levels of welding parameters试验
编号激光功率A
P/kW焊接速度B
v/(m·min−1)水深C
h/mm硼酸浓度D
ω/(mg·L−1)1 2.7 0.4 10 1000 2 2.7 0.8 20 2000 3 2.7 1.2 30 3000 4 3.0 0.4 30 2000 5 3.0 0.8 10 3000 6 3.0 1.2 20 1000 7 3.3 0.4 20 3000 8 3.3 0.8 30 1000 9 3.3 1.2 10 2000 正交试验获得的焊缝熔宽、熔深以及气孔率结果见表4,为了进一步分析激光功率、焊接速度、硼酸浓度和水深对焊缝熔宽、熔深和气孔率影响的主次关系,对正交试验获得的结果进行极差分析见表5,其中k表示在不同因素的不同水平下熔宽、熔深、气孔率的平均值,极差越大表示该因素的水平波动对试验结果影响越显著.
表 4 正交试验结果Table 4. Result of orthogonal test试验结果 熔宽
w/mm熔深
H/mm气孔率
α(%)5.29 3.86 3.38 3.21 3.41 3.93 2.79 3.33 1.44 5.90 4.71 6.96 3.32 4.54 0.82 2.60 3.61 1.88 6.28 4.75 2.01 3.21 4.67 0.87 3.08 3.45 0.73 表 5 正交试验极差分析结果Table 5. Range analysis results of orthogonal test分析指标 因素 A B C D 熔宽 k1 3.763 5.828 3.706 3.900 k2 3.944 3.248 4.068 4.031 k3 4.192 2.826 4.132 3.971 极差 0.429 3.002 0.426 0.132 主次顺序 2 1 3 4 熔深 k1 3.538 4.443 4.053 3.958 k2 4.293 4.213 3.862 3.928 k3 4.295 3.470 4.211 4.239 极差 0.757 0.973 0.350 0.311 主次顺序 2 1 3 4 气孔率 k1 2.917 4.117 0.643 2.043 k2 3.220 1.873 2.607 3.873 k3 1.163 1.350 3.090 1.823 极差 2.057 2.767 2.447 2.050 主次顺序 3 1 2 4 根据表5正交试验的极差分析结果可知,4个因素对熔宽影响由大到小依次为B(焊接速度)—A(激光功率)—C(水深)—D(硼酸浓度);对熔深影响由大到小依次为B(焊接速度)—A(激光功率)—C(水深)—D(硼酸浓度);对气孔率影响由大到小依次为B(焊接速度)—C(水深)—A(激光功率)—D(硼酸浓度).
图4给出了各因素相应表. 从熔宽均值响应表可以看出,激光功率从2.7 kW增加到3.3 kW,熔宽是逐渐增加的;焊接速度从0.4 m/min增加到1.2 m/min,熔宽是逐渐减小的;水深和硼酸浓度发生变化时,熔宽变化趋势不明显. 从熔深均值响应表可以看出,激光功率从2.7 kW增加到3.3 kW,熔深逐渐增加,但是增加逐渐趋于稳定;焊接速度从0.4 m/min增加到1.2 m/min,熔深逐渐减小;水深从10 mm增加到30 mm,熔深变化趋势不明显;硼酸浓度从1 g/L增加到3 g/L ,熔深变化趋势不明显. 从气孔率均值响应表可以看出,激光功率从2.7 kW增加到3.3 kW,气孔率先增加后减小;焊接速度从0.4 m/min增加到1.2 m/min,气孔率逐渐降低;水深从10 mm增加到30 mm,气孔率逐渐增加;硼酸浓度从
1000 mg/L 增加到3000 mg/L ,气孔率先增加后减小.综合分析各参数对焊缝横截面以及气孔率的影响,发现对焊缝熔宽、熔深影响最大的是焊接速度,其次是激光功率. 这主要是因为焊接速度较小时,激光在母材表面的作用时间较长,单位时间内母材吸收的激光能量较多,激光能量可以到达母材更深处,熔化金属较多,故熔深和熔宽发生较大变化;当激光功率变大时,功率密度的增加会产生更多的等离子体,激光匙孔的面积和深度都会变大[14],但是较多的等离子体会阻碍激光能量的传输,影响焊缝的熔宽和熔深;对接头气孔率影响最大的是焊接速度,然后是激光功率. 在激光匙孔焊基础上,匙孔诱导气孔是最常见的缺陷,在焊接速度较大时,匙孔前壁蒸发过程中产生的金属蒸气击到匙孔后壁并阻止其坍塌,当焊接速度较小时,蒸发压力不足以保持打开的小孔,发生匙孔坍塌(图5),进而产生气孔;在较低焊接速度下(<1.8 m/min),匙孔前壁的蒸发压力与激光功率无关,只与焊接速度有关[15];局部干燥环境中含有复杂的气体环境,包括保护气体、金属蒸气、等离子体和水蒸气,而随着水深的增加,局部干燥环境内的水蒸气增多,会不可避免的扰动匙孔,造成匙孔的不稳定而产生坍塌,形成气孔. 因此在试验条件下,焊接速度对气孔率影响最大.
通过正交试验发现,焊接速度对熔宽、熔深和气孔率的影响要大于激光功率的影响,在后续的试验中,以利用此结果去优化焊接参数.
2.2 焊缝成形分析
由正交试验得出,对接头焊缝成形和气孔率影响最大的是焊接速度和激光功率,而焊缝成形和气孔率在一定程度上决定了焊缝强度,在此基础上,设计了表6的对接试验,探究激光功率和焊接速度对焊缝横截面形貌以及力学性能的影响规律.
表 6 焊接工艺参数Table 6. Welding paraments激光功率 P/kW 焊接速度 v/(m·min−1) 水深 h/mm 2.9 0.8 20 3.0 0.8 20 3.1 0.8 20 3.2 0.8 20 3.3 0.8 20 3.0 0.6 20 3.0 0.7 20 3.0 0.9 20 3.0 1.0 20 3.0 0.8 0 如图6所示,随着焊接速度的增加,焊缝氧化加重,焊缝正面从凹陷到凸起,最后变为光滑平整,焊缝背面的连续性变差,同时焊缝截面形状由X形逐渐向Y形转变. 对焊缝熔化区的面积进行了测量,随着焊接速度的增加,焊缝熔化区的面积逐渐减小. 焊接速度增加,焊接线能量减小,熔化的金属量减少,一方面体现为熔化区面积的减小,另一方面体现为截面形状的变化.
当焊接速度为0.6 m/min时,焊缝表面为蓝紫色,焊缝正面出现了凹坑,没有飞溅,背面较为连续;当焊接速度为1.0 m/min时,焊缝的连续性变差,氧化严重,正面有咬边缺陷,背面不够连续,焊缝熔透情况不够均一. 这是因为焊接速度增加,焊接热输入减少,从而熔化的金属量变少,蒸发的金属量也减少,正面凹坑深度降低. 同时因为焊接速度的增加,在移动过程中,外层气流和内层气流波动较大,营造的局部干燥环境不够稳定,相比焊接速度慢时,会有更多的水侵入的可能性,所以氧化比较严重. 结合焊缝表面形貌以及横截面参数,选定焊接速度0.8 m/min.
如图7所示,随着激光功率的增加,焊缝表面成形良好,有轻微的氧化,焊缝正面由凸起逐渐变为凹坑,且凹坑的深度越来越大;同时发现,焊缝的截面形状没有发生变化,一直保持Y形,对焊缝熔化区面积进行了测量,激光功率的增大,焊缝熔化区面积逐渐增加.
当激光功率为2.7 kW时,试样未焊透,且焊缝正面有凸起;当激光功率为2.8 kW时,试样焊透,焊缝正面有部分凸起,边缘凹陷;当激光功率为2.9 kW,焊缝正面由凸起转变为了凹坑,说明此时有较多的金属蒸发;当激光功率为3.1 kW时,由于焊接热输入较大,能使更多的金属蒸发,没有过多的金属去填充凹坑,所以正面凹坑深度变大,而激光功率过大导致焊缝背面熔化过多,试样焊漏. 凹坑深度增加的原因是:激光功率增大金属熔化量和熔池金属蒸发量增加,由于保护气和水的冷却作用,焊缝金属的凝固速度更快,材料本身不能有效补偿蒸发的焊缝金属,所以正面凹坑的深度有所增加,选出合适的工艺参数为2.8 ~ 3.0 kW.
2.3 接头力学性能分析
对接头进行力学性能测试,图8为不同激光功率下的拉伸性能,发现断裂位置均处于焊缝处,且没有明显的颈缩现象,说明在最大应力时,焊缝出现了断裂,激光功率的变化对焊缝抗拉强度和断后伸长率的影响如图8所示:激光功率升高带来了焊缝的抗拉强度的下降,且在功率为2.9 kW时,焊缝的抗拉强度达到了最大值673 MPa,大于国家标准GB/T 24511—2017规定的标准值(≥585 MPa),断后伸长率呈现了先下降后上升的变化趋势,激光功率为2.9 kW时,断后伸长率达到了最大值45%,符合国家标准GB/T 24511—2017的要求值(≥40%).
晶粒较小的尺寸塑性和韧性较好,当激光功率为2.9 kW时,此时的激光功率适中,晶粒尺寸小于3.0 ,3.1 ,3.2 ,3.3 kW等功率,所以此时的焊缝韧性、塑性较好,焊缝抗拉强度达到最大值673 MPa,断后伸长率达到了最大值45%;若继续增大激光功率,焊缝熔化的金属过多导致过度熔透,出现凹陷缺陷(图9),存在应力集中点,同时由于热输入过大使焊缝晶粒粗化,对焊缝的抗拉强度产生影响. 根据焊缝的力学性能得出,在此条件下最优的激光功率为2.9 kW.
图10为不同焊接速度下的拉伸性能,随着焊接速度的增加,焊缝的抗拉强度先下降后上升,而断后伸长率出现了上升、下降、上升、下降的波动趋势,当焊接速度为0.9 m/min时,抗拉强度达到了最大值682 MPa,断后伸长率也达到了最大值51%.
焊接速度过小,激光匙孔不够稳定,在焊缝内部产生坍塌出现小孔、外部产生咬边的缺陷,在拉伸时存在应力集中(图9),影响拉伸性能的稳定性,降低其抗拉强度. 而焊接速度过大时,热源作用于母材的时间变短,能量无法使焊缝金属完全熔化,焊缝底部存在未熔透;根据焊缝的力学性能得出,在此条件下最优焊接速度为0.9 m/min.
3. 结论
(1) 304奥氏体不锈钢水下激光焊中,对焊缝熔宽、熔深影响最大的是焊接速度,其次是激光功率;对焊缝气孔率影响最大的是焊接速度,其次是水深;硼酸浓度对焊缝熔宽、熔深、气孔率影响不大.
(2) 304奥氏体不锈钢激光焊接中,激光功率较大时,易产生凹陷存在应力集中点,导致接头力学性能较差,此条件下合适的激光功率为2.9 kW.
(3) 304奥氏体不锈钢激光焊接中,焊接速度较小时,因为匙孔不稳定产生较多的气孔,导致接头力学性能较差,此条件下合适的焊接速度为0.9 m/min.
-
[1] 杨 富, 章应霖, 任永宁, 等. 新型耐热钢焊接[M]. 北京: 中国电力工业出版社, 2006.[2] 郑 楷, 徐德生, 张雪莲, 等. 超(超)临界火电机组T91和TP347H焊接性分析[J]. 焊接学报, 2010, 31(6): 53-60.Zheng Kai, Xu Desheng, Zhang Xuelian,et al. Welding performance analysis of ultra(ultra) supercritical thermal power units T91 and TP347H[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2010, 31(6): 53-60.[3] 葛利玲, 刘 阳, 井晓天, 等. 加速时效对T91/T23异种钢TLP接头组织与性能的影响[J]. 焊接学报, 2010, 31(8): 89-92.Ge Liling, Liu Yang, Jing Xiaotian,et al. Effect of accelerating ageing on microstructure and properties of TLP joint of T91/T23 dissimilar steel[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2010, 31(8): 89-92.[4] Lundin C D. Dissimilar metal welds-transition joints literature review[J]. Welding Journal, 1982, 61(s2): 58-63.[5] 史春元, 田锡唐, 陈子刚. 异种钢接头沿界面蠕变脆断的力学控制参量[J]. 焊接学报, 1995, 16(4): 185-189.Shi Chunyuan, Tian Xitang, Chen Zigang,et al. Research on the controlling parameters of interfacical creep fracture of dissimilar metal welds[J]. Transactions of the China Welding Institution, 1995, 16(4): 185-189.[6] Cane B J. Mechanistic control regimes for intergranular cavity growth in 2.25 Cr-1Mo steel under various stresses and stress states[J]. Metal Science, 1981, 15(7): 302-310.
计量
- 文章访问数: 253
- HTML全文浏览量: 4
- PDF下载量: 61