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LD2铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验

赵衍华, 张丽娜, 蔡菁青, 王炜, 郭盛斌, 沈岩

赵衍华, 张丽娜, 蔡菁青, 王炜, 郭盛斌, 沈岩. LD2铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验[J]. 焊接学报, 2023, 44(8): 123-128. DOI: 10.12073/j.hjxb.20221008002
引用本文: 赵衍华, 张丽娜, 蔡菁青, 王炜, 郭盛斌, 沈岩. LD2铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验[J]. 焊接学报, 2023, 44(8): 123-128. DOI: 10.12073/j.hjxb.20221008002
ZHAO Yanhua, ZHANG Lina, CAI Jingqing, WANG Wei, GUO Shengbin, SHEN Yan. LD2 Al alloy and stainless steel inertia friction welding and high/low temperature cycling tests[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2023, 44(8): 123-128. DOI: 10.12073/j.hjxb.20221008002
Citation: ZHAO Yanhua, ZHANG Lina, CAI Jingqing, WANG Wei, GUO Shengbin, SHEN Yan. LD2 Al alloy and stainless steel inertia friction welding and high/low temperature cycling tests[J]. TRANSACTIONS OF THE CHINA WELDING INSTITUTION, 2023, 44(8): 123-128. DOI: 10.12073/j.hjxb.20221008002

LD2铝合金与不锈钢惯性摩擦焊及高低温循环试验

详细信息
    作者简介:

    赵衍华,博士,研究员;主要研究方向为先进焊接技术的研发与工程化应用;Email: zaneyanhua@sohu.com

  • 中图分类号: TG 453.9

LD2 Al alloy and stainless steel inertia friction welding and high/low temperature cycling tests

  • 摘要: 采用惯性摩擦焊实现了LD2铝合金/0Cr18Ni9不锈钢异种金属的高质量连接,通过焊后加工的方式获得接头强度可达铝合金母材的96%. 对获得的优质铝/钢接头进行工艺研究,对比分析了高低温循环试验前后接头界面组织、密封性、承压力及硬度等性能. 结果表明,采用优化焊接工艺可获得无缺陷铝/钢异种金属焊接接头,界面金属间化合物层厚度约为500 ~ 600 nm,且分布均匀、连续;焊接接头发生了元素扩散,界面形成了富硅的FeAlx相;接头断裂形式以韧性断裂为主的混合断裂;密封性和承压能力良好;高低温循环试验后的接头界面显微组织、密封性和承压能力基本无变化;高温循环后,时效强化导致铝合金侧的硬度值较初始和低温状态提升约10%.
    Abstract: The sound LD2 Al alloy/0Cr18Ni9 stainless steel dissimilar metal joint was achieved by inertia friction welding. The joint strength after post-welding processing could reach 96% of that of the aluminum alloy base metal. The process study was conducted on the sound Al/steel joint. The interface microstructure, tightness, pressure-bearing capacity, and the hardness of the joints before and after the high/low-temperature were comparatively analyzed. The results show that the optimized welding process can obtain defect-free Al/steel dissimilar metal joints. The distribution of the interface intermetallic compounds (IMCs) layer was uniform and continuous, with the thickness of about 500 ~ 600 nm. The element diffusion was observed at the joint interface, with the generation of Si rich FeAlx phase. The joint fracture type was the mixed fracture dominated by ductile fracture. The joints showed sound tightness and pressure-bearing capacity. After the high/low temperature cycling tests, the interface microstructure, tightness, and pressure-bearing capacity of the joints were barely changed. Compared with the initial joints and the joints after the low temperature cycling test, the hardness of LD2 Al alloy increased by about 10% due to aging strengthening.
  • 海底管道和立管是深海油气开发装备中的关键构件. 管体长期处于恶劣的海洋环境中,在内部压力、波浪、海流和浮体运动等因素引起的交变载荷作用下,管体环焊缝附近容易出现疲劳裂纹. 圆管环向外表面裂纹是海底管道和立管最常见的裂纹形式之一,表面裂纹逐步扩展,可能会导致管体断裂,甚至会造成灾难性事故[1]. 因此,圆管环向外表面裂纹SIFs是含裂纹圆管构件疲劳寿命预测与断裂评估的重要指标,裂纹尖端SIFs的准确计算,对海底管道和立管的服役安全性保障具有重要的工程应用价值.

    对于含表面裂纹的圆管构件,采用有限元方法能够求解不同形状裂纹的SIFs[2-3]. LI等人[2]通过三维有限元方法分析了远端拉伸和弯矩载荷作用下圆管环向外表面裂纹的SIFs,并以此提出了经验公式. WANG等人[3]采用J积分法计算了6种不同载荷条件下圆管环向外表面裂纹和内表面裂纹的SIFs. 有限元方法通常对每一个裂纹尺寸和载荷条件都需要单独创建模型,建模过程复杂,计算成本高. 此外,海底管道和立管环焊缝由于受应力集中和焊接残余应力的影响,焊趾附近存在复杂的高阶应力分布,导致现有的SIFs经验公式往往存在不适用的问题[4].

    权函数法是求解受载裂纹体SIFs的一种高效、可靠的手段[5]. 权函数只与裂纹体的几何参数有关,而与裂纹体所受载荷无关. 裂纹体的权函数确定后,可用来求解任意载荷作用下的SIFs,所需计算仅是权函数和裂纹面应力分布乘积的积分. 针对圆管表面裂纹学者提出了不同形式的权函数. 况正等人[6]提出了用于计算圆管轴向外表面裂纹最深点和表面点SIFs的一维权函数. 龚宝明等人[7]采用有限元方法计算了圆管环向外表面裂纹最深点在不同应力分布载荷下的SIFs,并且推导了表面裂纹最深点的一维权函数. 然而,上述研究未曾涉及圆管环向外表面裂纹表面点的SIFs计算和权函数的推导,限制了权函数法在管道环向外表面裂纹扩展预报中的应用. 此外,一维权函数仅适用于应力分布沿着圆管壁厚单向变化的情况,对于管道环焊缝附近存在明显的双向变化应力场则不再适用. 针对双向应力场中的平面裂纹问题,WANG等人[8]提出了一种通用二维权函数,并将其应用到无限体和半无限体中椭圆形埋藏裂纹SIFs的求解过程中. 在此基础上,YUAN等人[9]和GU等人[10]先后提出了适用于不同形状范围的有限平板半椭圆表面裂纹二维权函数.然而,目前公开的关于圆管环向外表面裂纹的二维权函数的研究结果较少.

    文中采用有限元方法计算不同圆管厚径比、裂纹形状比和裂纹深度比的圆管环向外表面裂纹的SIFs,作为参考解,推导表面裂纹最深点和表面点的二维权函数. 通过在裂纹面分别施加高阶应力分布载荷和环焊缝残余应力进行计算,与有限元结果进行对比,验证文中提出的二维权函数的有效性.

    任意形状的平面裂纹,如图1所示. 裂纹前缘任意一点P'(x', y')的SIFs K,可通过对该裂纹体的二维权函数m (x, y; P')和无裂纹体,在假想裂纹面位置的应力分布σ (x, y)的乘积沿裂纹面面积S的积分得到,即

    图  1  一般平面裂纹示意图
    Figure  1.  Illustration for a general planar crack
    $$ \begin{gathered} K\left( {{\text{P}}{\text{'}}} \right) = \iint {\sigma \left( {x,y} \right)} \cdot m\left( {x,y;{\text{P}{{\text{'}}}}} \right)dS \end{gathered} $$ (1)

    式中:σ (x, y)为无裂纹体在假想裂纹面位置的应力;m (x, y; P')为P (x, y)点处的单位点载荷在P'点处诱导的SIFs.

    平面裂纹二维权函数与加载点P (x, y)到裂纹前缘的最短距离s以及P点到P'点的距离ρ有关,即

    $$ \begin{gathered} m\left( {x,y;{\text{P}{\text{'}}}} \right) = \frac{{\sqrt {2s} }}{{{\text{π} ^{3/2}}{\rho ^2}}}w\left( {x,y;{\text{P}{\text{'}}}} \right) \end{gathered} $$ (2)

    式中:w (x, y; P')为反映裂纹体几何形状和边界条件的影响的几何函数.

    不同表面裂纹权函数参数示意图,如图2所示.针对图2(a)中的无限体中椭圆形埋藏裂纹,WANG等人[8]提出了通用二维权函数,即

    图  2  不同表面裂纹权函数参数示意图
    Figure  2.  Illustration of different surface cracks and parameters of weight functions. (a) embedded elliptical crack; (b) inner axial surface crack in a cylinder
    $$ \begin{gathered} m\left( {x,y;{\text{P}{\text{'}}}} \right) = \frac{{\sqrt {2s} }}{{{\text{π} ^{3/2}}{\rho ^2}}}\left[ {1 + M\left( {\theta ,\frac{a}{c}} \right)\left( {1 - \frac{{r(\varphi )}}{{R(\varphi )}}} \right)} \right] \end{gathered} $$ (3)

    式中:θ为P'点在裂纹前缘位置的极坐标角度;a椭圆形裂纹沿局部坐标y的半轴长;c为椭圆形裂纹沿局部坐标x方向的半轴长;φ为加载点P的极坐标角度;r为加载点P的极坐标半径;R为O点与Q点之间距离;M为权函数系数.

    对于图2(b)中圆管厚径比T/Ri = 0.25的圆管轴向内表面裂纹,GOOGARCHIN等人[11]提出考虑了裂纹深度比a/T的影响的二维权函数,即

    $$ \begin{gathered} m\left( {x,y;{\text{P}}'} \right) = \frac{{\sqrt {2s} }}{{{\text{π} ^{3/2}}{\rho ^2}}}\left[ {1 + M\left( {\theta ,\frac{a}{c},\frac{a}{T}} \right)\left( {1 - \frac{{r\left( \varphi \right)}}{{R\left( \varphi \right)}}} \right)} \right] \end{gathered} $$ (4)

    式中:T为圆管壁厚;Ri为内壁半径.

    对比式(3)和式(4)可知,不同形状裂纹体二维权函数的推导,本质上是权函数系数M的求解,而权函数系数M是裂纹前缘上P'点位置与裂纹体形状参数的函数. 圆管环向外表面裂纹权函数参数,如图3所示. 对于圆管环向外表面裂纹,考虑圆管厚径比T/Ri影响,文中提出的二维权函数为

    图  3  圆管环向外表面裂纹权函数参数
    Figure  3.  Illustration of weight function parameters for an external circumferential surface crack in a cylinder. (a) cross-section view; (b) external circumferential surface cracked cylinder
    $$ \begin{gathered} m(x,y;{\text{P}}') = \frac{{\sqrt {2s} }}{{{\text{π} ^{3/2}}{\rho ^2}}}\left[ {1 + M\left( {\frac{\xi }{h},\frac{a}{c},\frac{a}{T},\frac{T}{{{R_{\text{i}}}}}} \right)\left( {1 - \frac{{r(\varphi )}}{{R(\varphi )}}} \right)} \right] \end{gathered} $$ (5)

    式中:$\xi/h $为P'点在裂纹前缘的归一化坐标;a/c为裂纹形状比;a/T为裂纹深度比;T/Ri为圆管厚径比.

    P'点的归一化坐标ξ/h在0.0(最深点A)到1.0(表面点B)之间变化. 求解未知权函数系数M时,需要已知的载荷下的SIFs作为参考解,可通过自行创建含裂纹圆管有限元模型计算得到.

    采用有限元软件ANSYS创建了圆管环向外表面裂纹有限元模型,如图4所示. 裂纹形状比a/c = 0.2,0.4,0.6,0.8和1.0、裂纹深度比a/T = 0.1,0.2,0.4,0.6和0.8和圆管厚径比T/Ri = 0.02,0.05,0.1和0.2. 含环向外表面裂纹的圆管三维有限元模型共100个. 采用对称边界条件创建了1/4裂纹体模型,裂纹面上的应力分布载荷通过面压力的形式进行加载. 材料模型设定为线弹性体,杨氏模量为206 GPa,泊松比为0.3. 有限元模型采用SOLID186高阶体单元进行网格划分,裂纹前缘采用1/4节点奇异单元进行细化处理. 采用位移外插法计算各模型裂纹最深点A ($\xi/h $ = 0.0)和表面点B ($\xi/h $ = 1.0)处的SIFs. 通过裂纹前缘最小网格尺寸的收敛性验证,确定了当最小网格尺寸为1/50a时,SIFs计算结果可达到收敛.

    图  4  圆管环向外表面裂纹有限元模型
    Figure  4.  Finite element model for an external circumferential surface crack in a cylinder. (a) 1/4 symmetric model; (b) local enlargement of Fig.4(a)

    为了验证有限元模型计算结果的准确性,采用SHOHEIB等人[12]的SIFs结果作为参照,在裂纹面施加均布应力载荷,求得的SIFs K作无量纲化处理,边界修正因子为

    $$ F = \frac{K}{{{\sigma _0}\sqrt {\dfrac{{\text{π} a}}{Q}} }} $$ (6)

    式中:σ0为名义应力;Q为第二类椭圆积分近似解.

    圆管厚径比为0.1的边界修正因子有限元结果,如表1所示. 圆管厚径比为0.2的边界修正因子有限元结果,如表2所示. 所有最深点A和表面点B处的计算结果,相对误差均在7%以内,表明圆管环向外表面裂纹的有限元建模方法是可行的. 与参考文献[12]相比,文中扩大了裂纹形状比a/c、裂纹深度比a/T和圆管厚径比T/Ri的形状适用范围,认为所创建的表面裂纹模型具有与已验证结果同等的计算精度,为文中二维权函数的求解和验证提供参考解.

    表  1  厚径比为0.1的边界修正因子有限元结果
    Table  1.  Boundary correction factors calculated by finite element models for T/Ri= 0.1
    裂纹形状比
    a/c
    裂纹深度比
    a/T
    最深点A (ξ/h = 0.0) 表面点B (ξ/h = 1.0)
    边界修正因子
    有限元结果
    FFEM
    边界修正因子
    参考解
    Fref
    误差
    δ(%)
    边界修正因子
    有限元结果
    FFEM
    边界修正因子
    参考解
    Fref
    误差
    δ(%)
    0.5 0.2 1.092 1.094 −0.18 0.866 0.876 −1.14
    0.5 0.4 1.166 1.173 −0.60 0.947 0.965 −1.87
    0.5 0.6 1.258 1.273 −1.18 1.081 1.120 −3.48
    0.5 0.8 1.315 1.342 −2.01 1.248 1.309 −4.66
    1.0 0.2 1.044 1.039 0.48 1.104 1.174 −5.96
    1.0 0.4 1.069 1.061 0.75 1.158 1.229 −5.78
    1.0 0.6 1.095 1.083 1.11 1.233 1.320 −6.59
    1.0 0.8 1.112 1.091 1.92 1.323 1.432 −4.12
    参考文献[12] 参考文献[12]
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    表  2  厚径比为0.2的边界修正因子有限元结果
    Table  2.  Boundary correction factors calculated by finite element models for T/Ri=0.2
    裂纹形状比
    a/c
    裂纹深度比
    a/T
    最深点A (ξ/h = 0.0) 表面点B (ξ/h = 1.0)
    边界修正因子
    有限元结果
    FFEM
    边界修正因子
    参考解
    Fref
    误差
    δ(%)
    边界修正因子
    有限元结果
    FFEM
    边界修正因子
    参考解
    Fref
    误差
    δ(%)
    0.5 0.2 1.091 1.096 − 0.46 0.866 0.877 − 1.25
    0.5 0.4 1.162 1.177 − 1.27 0.941 0.962 − 2.18
    0.5 0.6 1.253 1.284 − 2.41 1.065 1.108 − 3.88
    0.5 0.8 1.324 1.372 − 3.50 1.226 1.282 − 4.37
    1.0 0.2 1.044 1.038 0.58 1.128 1.174 − 3.92
    1.0 0.4 1.070 1.056 1.33 1.163 1.226 − 5.14
    1.0 0.6 1.099 1.077 2.04 1.241 1.314 − 5.56
    1.0 0.8 1.120 1.083 3.42 1.342 1.421 − 5.56
    参考文献[12] 参考文献[12]
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    以均布应力$ \sigma (x,y{\text{)}} = {\sigma _0} $条件下最深点A和表面点B的SIFs有限元结果作为参考解Kref,将所提出的二维权函数表达式(5)带入式(1)可得

    $$ \left\{\begin{array}{l} M\left(\dfrac{\xi}{h}, \dfrac{a}{c}, \dfrac{a}{T}, \dfrac{T}{R_{\mathrm{i}}}\right)=\dfrac{K_{\mathrm{ref}}\left(\mathrm{P}{\text{'}}\right)-I_1}{I_2} \\ I_1=\displaystyle\iint \sigma_0 \dfrac{\sqrt{2 s}}{\pi^{3 / 2} \rho^2} \mathrm{~d} S\\ I_2=\displaystyle\iint \sigma_0 \dfrac{\sqrt{2 s}}{\pi^{3 / 2} \rho^2}\left(1-\dfrac{r(\varphi)}{R(\varphi)}\right) \mathrm{d} S \end{array}\right. $$ (7)

    为了求解不同裂纹形状对应的权函数系数M,采用Matlab软件编写了裂纹面区域网格划分与数值积分程序. 数值积分网格,如图5所示. 对裂纹面区域采用四边形网格进行分割,采用Gauss-Legendre方法对式(7)中的I1I2进行数值积分. 对裂纹形状比a/c为0.2~1.0,裂纹深度比a/T 为0.1~0.8,圆管厚径比T/Ri为0.02~0.20的环向外表面裂纹最深点A(ξ/h=0.0)和表面点B(ξ/h=1.0)对应的权函数系数M进行了求解.

    图  5  数值积分网格
    Figure  5.  Mesh used for numerical integration

    系数M的计算数据进行了多项式拟合,拟合优度R2均大于0.99 ,得到参数化公式为

    $$ \left\{\begin{array}{l} M\left(\dfrac{\xi}{h}=0.0, \dfrac{a}{c}, \dfrac{a}{T}, \dfrac{T}{R_{\mathrm{i}}}\right)=A_1\left(\dfrac{a}{T}\right)^4+A_2\left(\dfrac{a}{T}\right)^3+A_3\left(\dfrac{a}{T}\right)^2+A_4\left(\dfrac{a}{T}\right)+A_5 \\ A_i=B_{i 1}\left(\dfrac{a}{c}\right)^4+B_{i 2}\left(\dfrac{a}{c}\right)^3+B_{i 3}\left(\dfrac{a}{c}\right)^2+B_{i 4}\left(\dfrac{a}{c}\right)+B_{i 5}, \quad i=1,2,3,4,5 \\ B_{i j}=C_{i j 1}\left(\dfrac{T}{R_i}\right)^3+C_{i j 2}\left(\dfrac{T}{R_i}\right)^2+C_{i j 3}\left(\dfrac{T}{R_i}\right)+C_{i j 4}, \quad i=1,2,3,4,5\; j=1,2,3,4,5 \end{array}\right. $$ (8)
    $$ \left\{\begin{array}{l} M\left(\dfrac{\xi}{h}=1.0, \dfrac{a}{c}, \dfrac{a}{T}, \dfrac{T}{R_i}\right)=D_1\left(\dfrac{a}{T}\right)^4+D_2\left(\dfrac{a}{T}\right)^3+D_3\left(\dfrac{a}{T}\right)^2+D_4\left(\dfrac{a}{T}\right)+D_5 \\ D_i =E_{i 1}\left(\dfrac{a}{c}\right)^4+E_{i 2}\left(\dfrac{a}{c}\right)^3+E_{i 3}\left(\dfrac{a}{c}\right)^2+E_{i 4}\left(\dfrac{a}{c}\right)+E_{i 5}, \quad i=1,2,3,4,5 \\ E_{i j} =F_{i j 1}\left(\dfrac{T}{R_i}\right)^3+F_{i j 2}\left(\dfrac{T}{R_i}\right)^2+F_{i j 3}\left(\dfrac{T}{R_i}\right)+F_{i j 4}, \quad i=1,2,3,4,5\; j=1,2,3,4,5 \end{array}\right. $$ (9)

    式(8)中,矩阵分别为

    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{C}}_{1ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}-288\; 742.77 & \ \ 101\; 756.36 & \ \ 11\; 582.97 & \ \ \ 267.31 \\ \ \ \ \ 899\; 820.53 & -321\; 381.05 & \ \ 35\; 772.05 & -864.77 \\ -\ 935\; 355.06 & \ \ 338\; 958.23 & -37\; 374.60 & \ \ 932.75 \\ \ \ \ 377\; 773.99 & -138\; 725.44 & \ \ 15\; 225.90 & -378.49 \\ \ -38\; 476.36 & \ \ \ \ 14\; 688.55 & -1\; 663.16 & \ \ \ \ 34.33\end{array}\right],\ j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (10)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{C}}_{2ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}\ \ \ \ \ 972\; 212.89 & -333\; 959.93 & \ \ \ 34\; 003.81 & \ -769.37 \\ -2740\; 928.76 & \ \ 952\; 110.08 & -96\; 879.15 & \ \ 2\; 223.86 \\ \ \ \ 2658\; 015.42 & -934\; 563.44 & \ \ \ 95\; 420.40 & -2\; 224.86 \\ -1022\; 981.35 & \ \ 363\; 795.56 & -37\; 351.57 & \ \ \ \ \ 881.58 \\ \ \ \ \ 106\; 724.12 & \ -38\; 995.71 & \ \ \ \ 4\; 143.45 & \ \ \ -97.45\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (11)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{C}}_{3ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}-959\; 624.37 & \ \ 324\; 685.80 & -31\; 227.59 & \ \ \ \ \ 721.19 \\ \ \ 2545\; 366.75 & -870\; 996.13 & \ \ 84\; 431.54 & -1\; 949.23 \\ -2348\; 529.09 & \ \ \ 813\; 554.02 & -79\; 647.06 & \ \ 1\; 853.79 \\ \ \ \ \ 871\; 767.02 & -305\; 483.89 & \ \ \ 30\; 233.64 & \ -724.78 \\ \ \ -92\; 106.83 & \ \ \ \ \ 33\; 006.11 & \ -3\; 379.32 & \ \ \ \ \ \ \ 91.28\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (12)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{C}}_{4ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}\ \ 328\; 754.28 & -108\; 161.76 & \ \ \ \ \ 9\; 780.25 & -215.56 \\ -835\; 500.81 & \ \ 278\; 720.65 & -25\; 579.18 & \ \ \ 555.59 \\ \ \ 742\; 858.22 & -251\; 560.89 & \ \ \ 23\; 451.68 & -502.77 \\ -268\; 838.79 & \ \ \ \ 92\; 277.29 & \ -8\; 720.95 & \ \ 185.93 \\ \ \ \ \ 28\; 353.41 & \ \ -9\; 917.41 & \ \ \ \ \ \ \ \ 961.38 & \ -20.73\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (13)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{C}}_{5ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}-28\; 556.77 & \ \ \ \ 8\; 976.93 & \ -737.25 & \ \ \ 14.27 \\ \ \ \ \ 70\; 773.11 & -22\; 724.91 & \ \ 1\; 923.77 & -36.08 \\ \ -62\; 072.20 & \ \ 20\; 405.89 & -1\; 782.95 & \ \ 32.33 \\ \ \ \ \ \ \ 2\; 665.38 & -7\; 608.15 & \ \ \ \ \ 682.19 & -12.51 \\ \ \ -2\; 414.46 & \ \ \ \ \ \ 826.12 & \ \ \ -75.70 & \ \ \ \ 2.39\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4 \\ \end{gathered} $$ (14)

    式(9)中,矩阵分别为

    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{F}}_{1ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}-2\; 128\; 682.35 & \ \ 1\; 117\; 130.84 & \ -80\; 994.46 & \ \ \ \ -17.23 \\ \ \ \ 4\; 598\; 379.63 & -2\; 622\; 857.97 & \ \ \; 193\; 752.31 & \ \ 1\; 372.65 \\ -\ 3\; 629\; 035.77 & \ \ 2\; 171\; 834.39 & -\; 161\; 867.05 & -2\; 940.13 \\ \ \ 1\; 143\; 285.52 & \ -713\; 942.49 & \ \ \ \ \ 54\; 709.45 & \ \ 1\; 941.19 \\ \ -\; 136\; 731.15 & \ \ \ \ \ \ \ 85\; 677.53 & \ \ \ \ -7\; 419.81 & \ \ -374.05\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (15)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{F}}_{2ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}-1\; 629\; 116.95 & -\; 158\; 816.59 & \ \ \ \ \ \ \ 568.18 & \ \ 1\; 532.68 \\ \ \ \ 6\; 221\; 627.44 & -\; 163\; 358.30 & \ \ 31\; 641.94 & -6\; 357.93 \\ -7\; 186\; 327.90 & \; \ \ \ 683\; 045.20 & -65\; 342.15 & \ \ 8\; 798.28 \\ \ \ \ 3\; 312\; 610.25 & -\; 507\; 621.52 & \ \ 41\; 907.33 & -4\; 775.61 \\ \ -\; 462\; 870.65 & \ \ \ \ \ 83\; 551.06 & \ -5\; 729.47 & \ \ \ \ \ 829.91\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (16)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{F}}_{3ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}\ \ \ \ 4\; 501\; 085.07 & -1\; 077\; 586.81 & \ \ \ \ \ \ 83\; 984.70 & -1\; 210.10 \\ -12\; 880\; 420.52 & \ \ 3\; 117\; 349.44 & -\; 233\; 003.82 & \ \ 4\; 421.09 \\ \ \ 12\; 829\; 414.54 & -3\; 195\; 667.57 & \; \ \ \ 234\; 514.40 & -5\; 612.10 \\ -\ 5\; 300\; 824.65 & \ \ 1\; 381\; 840.19 & -\; 100\; 742.98 & \ \ 2\; 854.32 \\ \ \ \ \ \ \ \; 716\; 125.69 & \ -\; 193\; 140.88 & \ \ \ \ \ 13\; 705.04 & \ -466.85\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (17)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{F}}_{4ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}-1\; 397\; 123.30 & \; \ \ \ \ 357\; 533.23 & -21\; 736.61 & \ -30.23 \\ \ \ \ 3\; 834\; 061.70 & -\; 976\; 627.77 & \ \ 58\; 103.87 & -248.32 \\ -3\; 741\; 415.32 & \ \ \ \; 967\; 250.91 & -58\; 020.14 & \ \ 629.08 \\ \ \ \ 1\; 535\; 576.35 & -\; 411\; 022.16 & \ \ 25\; 511.48 & -435.27 \\ \ -\; 209\; 089.87 & \ \ \ \ \ \ 57\; 913.89 & \ -3\; 676.21 & \ \ \ \ 90.34\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4\end{gathered} $$ (18)
    $$ \begin{gathered}{\boldsymbol{F}}_{5ij}=\left[\begin{array}{*{20}{c}}\ \ \ \ \ 68\; 816.32 & -16\; 650.33 & \ \ \ \ \ 694.10 & \ \ 32.88 \\ -\; 191\; 991.96 & \ \ 45\; 790.06 & -1\; 839.22 & -73.09 \\ \; \ \ \ 191\; 700.61 & -46\; 488.81 & \ \ 1\; 945.50 & \ \ 55.81 \\ \ -79\; 715.02 & \ \ 20\; 214.64 & \ -924.00 & -20.31 \\ \ \ \ \ \ 10\; 334.03 & \ -2\; 731.24 & \ \ \ \ \ 127.87 & \ \ \ \ 5.59\end{array}\right],j=1,2,3,4,5;\ k=1,2,3,4 \\ \end{gathered} $$ (19)

    图6 ~ 图9分别为圆管厚径比T/Ri = 0.02和T/Ri = 0.2的环向外表面裂纹最深点A(ξ/h = 0.0)和表面点B(ξ/h = 1.0)的权函数结果与有限元结果对比. 在裂纹面施加的沿壁厚方向变化的1次、2次和3次应力分布载荷为

    图  6  厚径比为0.02的最深点权函数结果与有限元结果对比
    Figure  6.  Comparison between the results of deepest point calculated by weight function and finite element for T/Ri = 0.02. (a) a/T = 0.1; (b) a/T = 0.2; (c) a/T = 0.4; (d) a/T = 0.6; (e) a/T = 0.8
    图  9  厚径比为0.2的表面点权函数结果与有限元结果对比
    Figure  9.  Comparison between the results of surface point calculated by weight function and finite element for T/Ri = 0.2. (a) a/T = 0.1; (b) a/T = 0.2; (c) a/T = 0.4; (d) a/T = 0.6; (e) a/T = 0.8
    $$ \sigma (x,y) = {\sigma }_{0}{\left(1-\frac{y}{a}\right)}^{n}\text{,}n = 1,2,3 $$ (20)

    将计算的SIFs经无量纲化处理后得到边界修正因子F. 与有限元结果相比,权函数结果在最深点和表面点的最大相对误差分别为9.5%和7.8%.

    图  7  厚径比为0.02的表面点权函数结果与有限元结果对比
    Figure  7.  Comparison between the results of surface point calculated by weight function and finite element for T/Ri = 0.02. (a) a/T = 0.1; (b) a/T = 0.2; (c) a/T = 0.4; (d) a/T = 0.6; (e) a/T = 0.8
    图  8  厚径比为0.2的 最深点权函数结果与有限元结果对比
    Figure  8.  Comparison between the results of deepest point calculated by weight function and finite element for T/Ri = 0.2. (a) a/T = 0.1; (b) a/T = 0.2; (c) a/T = 0.4; (d) a/T = 0.6; (e) a/T = 0.8

    海底油气管道和钢悬链立管是典型的焊接构件,在制造过程中沿着环焊缝往往产生较高的焊接残余应力,加快了表面裂纹的萌生和扩展.表3 ~ 表6分别为裂纹形状比a/c = 0.25,0.5和1.0,裂纹深度比a/T = 0.2,0.4,0.6和0.8,圆管厚径比T/Ri = 0.05,0.1,共24种不同形状表面裂纹最深点和表面点处权函数与有限元计算结果的对比. 为了进一步验证所提出权函数的适用性,结合文献[13]根据英国标准协会制订的BS7910《配管减薄基准》中推荐的环焊缝残余应力分布施加到裂纹面上.

    表  3  厚径比为0.05的残余应力分布下最深点权函数结果与有限元结果对比
    Table  3.  Comparison of the results of deepest point calculated by weight function and finite element for residual stress distribution for T/Ri=0.05
    裂纹形状比
    a/c
    裂纹深度比
    a/T
    边界修正因子有限元结果
    FFEM
    边界修正因子权函数结果
    FWF
    误差
    δ(%)
    0.25 0.2 1.1403 1.1371 − 0.28
    0.25 0.4 1.2807 1.2814 0.05
    0.25 0.6 1.3512 1.3474 − 0.28
    0.25 0.8 1.2694 1.2555 − 1.10
    0.50 0.2 1.0913 1.0898 − 0.14
    0.50 0.4 1.1416 1.1430 0.12
    0.50 0.6 1.0897 1.0887 − 0.09
    0.50 0.8 0.9421 0.9267 − 1.63
    1.00 0.2 1.0425 1.0423 − 0.02
    1.00 0.4 1.0369 1.0391 0.21
    1.00 0.6 0.8994 0.9049 0.61
    1.00 0.8 0.7124 0.7230 1.49
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    表  6  厚径比为0.1的残余应力分布下表面点权函数结果与有限元结果对比
    Table  6.  Comparison of the results of surface point calculated by weight function and finite element for residual stress distribution for T/Ri=0.1
    裂纹形状比
    a/c
    裂纹深度比
    a/T
    边界修正因子有限元结
    FFEM
    边界修正因子权函数结
    FWF
    误差
    δ(%)
    0.25 0.2 0.6795 0.6766 − 0.43
    0.25 0.4 0.7177 0.6948 − 3.19
    0.25 0.6 0.7768 0.8029 3.36
    0.25 0.8 0.8096 0.8165 0.85
    0.50 0.2 0.8557 0.8639 0.96
    0.50 0.4 0.9413 0.9543 1.38
    0.50 0.6 1.0698 1.0645 − 0.50
    0.50 0.8 1.2003 1.1754 − 2.07
    1.00 0.2 1.0932 1.0929 − 0.03
    1.00 0.4 1.1512 1.1513 0.01
    1.00 0.6 1.2217 1.2236 0.16
    1.00 0.8 1.2782 1.2872 0.70
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    环焊缝残余应力分布为

    $$ \begin{split} \sigma (x,y) =\frac{{{\sigma _{{\text{res}}}}(y)}}{{\sigma_{\text{Y}}}} = 1 - 6.80\left( {\frac{{T - y}}{T}} \right) + 24.30{\left( {\frac{{T - y}}{T}} \right)^2} - 28.68{\left( {\frac{{T - y}}{T}} \right)^3} + 11.18{\left( {\frac{{T - y}}{T}} \right)^4} \end{split} $$ (21)

    式中:σres为沿着壁厚方向变化的残余应力;σY为圆管材料的屈服应力.

    表3 ~ 表6形状表面裂纹最深点和表面点处权函数与有限元计算结果,所有误差在5%以内,表明了权函数具有良好的计算精度.

    表  4  厚径比为0.1的残余应力分布下最深点权函数结果与有限元结果对比
    Table  4.  Comparison of the results of deepest point calculated by weight function and finite element for residual stress distribution for T/Ri=0.1
    裂纹形状比
    a/c
    裂纹深度比
    a/T
    边界修正因子有限元结果
    FFEM
    边界修正因子权函数结果
    FWF
    误差
    δ(%)
    0.25 0.2 1.1358 1.1348 − 0.09
    0.25 0.4 1.2654 1.2656 0.02
    0.25 0.6 1.3230 1.3289 0.45
    0.25 0.8 1.2547 1.2678 1.04
    0.50 0.2 1.0901 1.0896 − 0.05
    0.50 0.4 1.1395 1.1400 0.04
    0.50 0.6 1.0878 1.0887 0.08
    0.50 0.8 0.9488 0.9468 − 0.21
    1.00 0.2 1.0431 1.0427 − 0.04
    1.00 0.4 1.0379 1.0401 0.21
    1.00 0.6 0.9022 0.9076 0.60
    1.00 0.8 0.7184 0.7279 1.33
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    表  5  厚径比为0.05的残余应力分布下表面点权函数结果与有限元结果对比
    Table  5.  Comparison of the results of surface point calculated by weight function and finite element for residual stress distribution for T/Ri=0.05
    裂纹形状比
    a/c
    裂纹深度比
    a/T
    边界修正因子有限元结
    FFEM
    边界修正因子权函数结果
    FWF
    误差
    δ(%)
    0.25 0.2 0.7025 0.6679 − 4.93
    0.25 0.4 0.7782 0.7466 − 4.06
    0.25 0.6 0.9051 0.9108 0.63
    0.25 0.8 1.0188 0.9971 − 2.13
    0.50 0.2 0.8568 0.8532 − 0.42
    0.50 0.4 0.9424 0.9221 − 2.15
    0.50 0.6 1.0727 1.0331 – 3.69
    0.50 0.8 1.2068 1.2082 0.12
    1.00 0.2 1.0948 1.0946 − 0.02
    1.00 0.4 1.1419 1.1406 − 0.11
    1.00 0.6 1.2093 1.2114 0.17
    1.00 0.8 1.2663 1.2809 1.15
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    (1) 文中建立的二维权函数具有更广泛的裂纹形状适用范围,裂纹形状比a/c为0.2 ~ 1.0,裂纹深度比a/T 为0.1 ~ 0.8,圆管厚径比T/Ri为0.02 ~ 0.2.

    (2) 通过分别施加高阶应力分布载荷和环焊缝残余应力进行验证,结果表明权函数结果与有限元结果的最大相对误差为9.5%,满足实际工程应用需要.

    (3) 提出的圆管环向外表面裂纹二维权函数可以应用于含表面裂纹缺陷的海底管道与立管的SIFs计算和疲劳裂纹扩展寿命预报.

  • 图  1   焊接结构示意图

    Figure  1.   Schematic diagram of welding structure

    图  2   铝/钢惯性摩擦焊接头显微组织

    Figure  2.   Microstructure of the Al/steel inertial friction welded joint

    图  3   界面元素线扫描及点扫描位置图

    Figure  3.   Line scan of interface and the location of the point scan

    图  4   铝合金侧金相组织

    Figure  4.   Metallographic structure of Al alloy

    图  5   整体拉伸断口及断口组织形貌

    Figure  5.   Overall tensile fracture and fractography

    图  6   爆破测试断口

    Figure  6.   Blast test fracture

    图  7   高低温循环试验后的界面IMCs分布

    Figure  7.   Distribution of IMCs at interface after high and low temperature cycling tests

    图  8   高低温循环试验后的接头金相组织

    Figure  8.   Microstructures of the joints after high and low temperature cycling test

    图  9   硬度检测

    Figure  9.   Micro-hardness test.(a) distribution of hardness test point at interface; (b) hardness distribution at interface in different states

    表  1   不锈钢0Cr18Ni9与LD2铝合金的化学成分(质量分数,%)

    Table  1   Chemical composition of 0Cr18Ni9 stainless steel and LD2 Al alloy

    材料CMnSiCrNiSPFe
    0Cr18Ni9不锈钢0.071.120.4518.218.460.010.034余量
    材料MgCuTiFeSiMnZnAl
    LD2铝合金0.710.240.040.241.080.210.05余量
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    表  2   铝和钢的物理性能与力学性能

    Table  2   Physical and mechanical properties of LD2 Al alloy and 0Cr18Ni9stainless steel

    材料密度
    ρ/(kg·m−3)
    热导率
    γ/(W·m−1·K−1)
    线膨胀系数
    α/10−6
    比热容
    c/(J·kg−1·K−1)
    熔点
    T/℃
    屈服强度
    ReL/MPa
    显微硬度
    H(HV)
    LD2铝合金2 70022223.6940660190(H112)60
    0Cr18Ni9不锈钢7 88021.5174901 426538(固溶)210
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    表  3   高低温试验参数

    Table  3   Parameters of high and low temperature tests

    低温试验参数低温循环n1(次)高温试验参数高温循环n2(次)
    液氢(−253 ℃)30 min +
    常温30 min
    10280 ℃ 20 min +
    常温30 min
    5
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    表  4   图3不同位置点扫描元素分布(原子分数,%)

    Table  4   Element distributions of point scan of different locations in Fig. 3

    位置AlSiCuMnFeNiCrO
    177.023.790.30.4311.453.322.631.07
    288.973.230.551.25.150.270.63
    384.715.50.81.736.930.34
    497.110.830.260.361.43
    50.51.9170.367.6719.56
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出版历程
  • 收稿日期:  2022-10-07
  • 网络出版日期:  2023-07-21
  • 刊出日期:  2023-08-16

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