1 引言摩擦焊接头同其他电弧焊接头一样具有非均质的力学特性及微观组织 ,给精确地确定宏观断裂参量如K C、δc或 J C带来一定的困难。有鉴于此 ,Beremin等人提出了处理解理断裂的局部法模型。该模型是建立在裂纹尖端的弹塑性应力应变场和微观力学模型基础上 ,通过试验和有限元相结合的方法 ,确定微观裂纹在某一小体积内产生不稳定扩展的临界应力σu 和表征可能引起解理断裂的微观缺陷均匀性的参量——威布尔指数 m。其 σu 和 m值均是材料常数 ,与温度无关。它们可用于焊接结构抗解理断裂的安全评定。本文采用该局部模型 ,通过三点弯曲 COD试验和有限元计算 ,确定了 2 0 Cr Mo母材和所研究的焊接工艺条件下焊接的摩擦焊接头焊缝的解理断裂参量 m和σu,并对该材质圆管的摩擦焊接头进行了抗解理断裂的安全评定 ,给出了已知条件下的失效概率。2 材料性能及解理断裂韧度的确定2 .1 材料性能通过拉伸试验确定的 2 0 Cr Mo母材和所研究的焊接工艺条件下焊接的摩擦焊接头在室温和 -45℃时的力学性能如表 1所示。由表 1可见 ,对于该 2 0 Cr Mo摩擦焊接头无论是在室温还是在低温 (-45℃ )下拉伸 ,均是在焊缝上断裂。这表明 ,焊缝是该摩擦焊接头表 1 2 0 Cr Mo母材和摩擦焊接头力学性能Tab.1 Mechanical properties of2 0 Cr Mo steel basemetal and friction welded joint试验部位试验温度t/℃屈服点σ0 .2 /MPa抗拉强度σb/MPa断裂位置 母材室温- 4572 676581 8834母材母材接头室温- 4562 171 173582 8焊缝焊缝薄弱部位。因此研究该 2 0 Cr Mo摩擦焊接头焊缝的抗解理断裂能力是非常必要的 ,具有实际应用价值。2 .2 解理断裂临界裂纹张开位移 (COD)值的确定针对 2 0 Cr Mo摩擦焊接头焊缝和母材进行了低温裂纹张开位移试验 ,测定了它们发生解理断裂时的临界 COD值 δcr,为解理断裂参量的确定提供了必要的试验数据。试验采用带预制疲劳裂纹的单边缺口三点弯曲试件 ,其尺寸为 4mm× 8mm× 5 2 mm,裂纹长度 a为3.6 mm,试件总数为 40件。试验在 30 0 k N材料试验机上进行。试验的温度分别为 :2 0 Cr Mo母材为 -1 6 0℃、-1 70℃和 -1 80℃ ,焊缝为 -1 5 0℃、-1 6 0℃和 -1 70℃。试件的降温和保温在低温箱内进行。试验时箱内装满干冰 ,并且浇注液氮方法控制所需温度 ,试验温度的测定采用铜 -康铜热电偶配合 UJ37型电位差计完成。试验时自动记录了载荷 F和裂纹嘴张开位移 V的关系曲线 ,即 F-V曲线。并根据 F-V曲线计算了解理断裂临界 COD值 δcr。2 0 Cr Mo母材和焊缝在低温下各临界 COD值 δcr见表 2。表 2 解理断裂临界 COD值和临界威布尔应力计算结果Tab.2 Critical COD value and calculated resultsof Weibull stresses for cleavage fracture试验部位 试验温度t/℃临界 COD值δcr/ mm临界威布尔应力σw/ MPa母材- 1 600 .1 1 2 20 .0 4 680 .0 9580 .0 4 2 30 .0 5630 .1 0 0 60 .0 52 02 2 63.311 989.562 2 0 5.441 945.942 0 4 8.2 52 2 2 2 .472 0 2 1 .94- 1 700 .1 52 30 .0 8690 .0 7800 .0 71 00 .0 82 50 .1 2 1 10 .1 0 592 4 0 3.952 1 73.702 1 42 .402 1 2 6.1 52 1 58.1 62 2 94.982 2 4 1 .2 3- 1 800 .0 91 30 .1 2 0 60 .0 60 70 .0 6500 .0 6880 .0 3552 1 89.352 2 93.1 02 0 70 .782 0 90 .792 1 0 9.0 81 874.61
焊缝- 1 500 .1 0 980 .0 81 00 .1 0 0 30 .0 7710 .0 5950 .1 1 0 40 .0 6722 2 0 6.551 92 4 .921 997.321 90 9.651 80 9.462 0 2 8.401 863.30- 1 600 .1 40 90 .0 6450 .0 8550 .0 3990 .0 4 982 1 35.681 846.681 940 .661 62 0 .0 21 730 .78- 1 700 .0 8540 .0 5310 .0 70 60 .0 62 10 .0 4 530 .0 90 20 .0 7390 .0 5661 975.681 762 .1 01 879.1 21 82 8.901 688.661 957.311 894.481 787.593 解理断裂参量的确定解理断裂参量 m和 σu 值的确定方法如图 1所示。图 1中 ,不同温度下母材和焊缝的应力 -应变关系的确定是首先依据它们的常温屈服强度 σs0 和公式 (1 )确定不同温度时的屈服强度 σs,然后利用 σs和应变硬化指数 n的关系 (nσs=70 )以及真应力 (σ)与真应变 (ε)的幂指数关系 (σ=σs(ε/εs) n)确定了 2 0 Cr Mo母材在-1 6 0℃、 -1 70℃和 -1 80℃及焊缝在 -1 5 0℃、-1 6 0℃和 -1 70℃时的应力 -应变关系 ,为弹塑性有限元计算提供依据。图 1 确定解理断裂参量的方法Fig.1 The method for determining cleavage fracture parameters σs=σs0 exp (481.4- 6 6 .5 lnσs0 ) 1T+ 2 73- 12 93 (1)每一有限元加载步下的 CTOD值 (δFEM)是采用ADINA弹塑性有限元程序计算。计算时选用了平面四节点单元 ,网格共有 31 5个单元、36 0个节点 ,裂纹尖端最小单元尺寸为 0 .0 0 4mm× 0 .0 0 5 mm。图 1中的威布尔应力 σw的计算见下式σw=∑VpVk V0σmp.k1 /m (2 )式中 Vp 为塑性区的体积 ;σp.k是载荷为 F时 ,作用在第 K个塑性单元上的最大主应力 ;Vk 是单元体积。对带裂纹体的构件一定要考虑裂纹尖端的应力集中 ,即裂纹尖端处每个单元的体积要足够小 ,以保证单元内部的应力近似均匀 ;V0 为任选的常数 ,取值范围为5 0～ 1 0 0μm3。确定 m和σu 值时 ,首先根据已有资料初步任选出m值 ,并按照公式 (2 )计算每一有限元加载步下的CTOD值 (δFEM)及对应的威布尔应力 σw,从而获得 σw与δFEM的关系曲线。然后根据该曲线计算通过 COD试验获得的临界 COD值 (δcr)下的临界威布尔应力 σw,见表 2。最后根据极大似然法求解方法确定 m和 σu值。表 3为 2 0 Cr Mo母材和焊缝解理断裂参量 m和 σu值的计算结果。表 3 2 0 Cr Mo母材和焊缝解理断裂参量 m和 σu 值Tab.3 Cleavage fracture paramefers m andσuof2 0 Cr Mo sreel base metal and weld部 位 mσu/MPa母材 1 8.50 2 2 0 2焊缝 1 6.65 1 937由表 3可见 ,2 0 Cr Mo母材的 m和 σu 值均高于焊缝的 m和σu 值。这表明摩擦焊接头焊缝的微观均匀性和抗解理能力均比母材差。4 摩擦焊接头的可靠性评定对于摩擦焊接头 ,可用已确定的 m和 σu 值对摩擦焊结构进行可靠性的安全评定。具体作法是根据结构的几何尺寸计算设计应力或工作应力下缺陷处的威布尔应力 ,如果 σw<σu,则结构可安全工作。同时 ,再根据式 (3)中的 P(σw)计算此时的破坏概率 ,进而再利用公式 (3)计算摩擦焊结构件不发生解理断裂的可靠度。即由此对摩擦焊结构件的抗解理断裂能力作出合理的评价。R(σw) =1 -P(σw) =exp -σw/σu m (3) 例 在所研究的焊接工艺条件下 ,焊接 2 0 Cr Mo摩擦焊焊管 (直径为 34mm,壁厚为 5 mm)。若在其内壁上存有一条深 0 .5 mm、尖锐度为 0 .0 0 1 mm的环状裂纹 ,当焊管沿轴向承受 1 2 0 k N静拉力 (相当于在无裂纹截面上施加 2 6 3.4MPa的静拉伸应力 )时 ,计算该摩擦焊接头母材和焊缝的威布尔应力及断裂破坏概率和可靠度 ,见表 4。由表 4可知 ,该焊管在承受相同工况载荷的情况表 4 摩擦焊接头的可靠性评定实例Tab.4 The reliability assessment example of friction welded joint威布尔应力σw/MPa解理断裂失效概率P(σw) /%可靠度R(σw) /%母 材 1 631 0 .3999.61焊 缝 1 591 3.72 96.2 8下 ,母材的解理失效概率仅为 0 .39% ,可靠度高达99.6 1 % ;而焊缝的解理失效概率为 3.72 % ,可靠度降为 96 .2 8%。即焊缝的解理失效概率要高于母材的解理失效概率。