鋯合金管塞結構壓力電阻焊接頭的應力集中系數及影響因素

季順成,張學糧,林 健,魯 立,陳兵兵,雷永平,馮 剛

(1.北京工業大學材料與制造學部,北京 100124;2. 中廣核鈾業發展有限公司,北京 100029;3. 蘇州熱工研究院有限公司,蘇州 215004)

0 引 言

核電作為一種環保、穩定、高效的潔凈新能源,是我國重要的發電形式之一。目前,核電機組正處于快速建設發展中,預計到2035年,在運和在建核電裝機容量合計將達到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構[2],其接頭部位會形成內外部擠出金屬,易產生應力集中導致結構斷裂失效[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,同時為了減小核燃料棒在服役時的橫向移動,在格架上設有剛凸,所以在拉棒、換料等過程中燃料棒會受到較大的拉伸載荷[4-5]。在服役過程中,由于燃料棒內部充有高壓氬氣,外部有高壓水蒸氣沖刷,接頭在承受內壓時也會受到拉伸載荷作用。拉伸載荷易在應力集中處誘發裂紋,導致燃料棒失效,影響核電運行安全,因此研究鋯合金管塞結構壓力電阻焊接頭的應力集中問題是十分必要的。國內外學者常采用有限元方法分析接頭應力集中系數,研究應力集中影響因素和改善方法。衛星等[6]使用ANSYS有限元軟件建立了鋼管混凝土桁架焊接T型管節點模型,研究了軸向拉力作用下管節點熱點應力集中系數,結果表明主管應力集中系數受到節點幾何參數(尺寸、形狀等)的影響較大。HECTORS等[7]研究發現,焊縫幾何形狀會極大影響應力集中系數的大小和分布以及預期破壞位置。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力集中系數的影響規律。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力集中。此外,通過優化焊接處圓弧過渡結構[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構壓力電阻焊接頭成形模型和焊后結構應力集中系數計算模型,通過模擬確定了接頭應力集中位置并計算其應力集中系數,考慮到內部擠出金屬無法通過設計焊接夾具來調整,分析了內部擠出金屬過渡角、端塞行進量和包殼管內壁倒角對應力集中系數的影響規律,以期為鋯合金管塞結構壓力電阻焊的接頭設計和制造工藝參數選擇提供理論參考。

1 接頭應力集中系數的數值模擬

1.1 焊接模型

使用Abaqus有限元分析軟件建立鋯合金管塞結構壓力電阻焊接模型,尺寸參數及接頭網格模型如圖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。端塞為實心圓棒,端設有30°的凸臺,電極夾具為空心圓柱體,電極內壁緊貼端塞或包殼管外壁,包殼管伸出電極的長度為1 mm。接頭附近網格進行加密處理,最小網格尺寸為0.035 mm,模型共計19 972個單元,20 467個節點。

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

圖2 試驗合金的物理及力學性能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 焊接模型驗證

采用Gleeble 1500D型熱模擬試驗機對鋯合金管塞結構壓力電阻焊過程進行熱模擬試驗,載荷為1 500 N,測溫點位于距端塞凸臺1 mm處,測溫點溫度為750 ℃,升溫時間為0.3 s,焊接時間為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生較大的電阻熱,使接頭處迅速達到塑性狀態,在力和熱的共同作用下發生變形,形成原子間結合,完成焊接。試驗結束后采用線切割法將接頭沿軸線切開,制取金相試樣,經打磨、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:試驗所得接頭宏觀形貌與模擬宏觀形貌吻合,在包殼管內外側均出現擠出金屬;試驗和模擬所得內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,宏觀形貌試驗結果與模擬結果相差較小,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 應力集中系數計算方法

應力集中是一種結構局部最大應力大于平均應力的現象,在承載狀態下應力集中點處易產生裂紋,進而導致斷裂。應力集中系數Kt的計算公式[13]如下:

(1)

式中:σmax為最大應力值;σ0為平均應力值。

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

將接頭網格模型中的端塞和包殼管單元導入應力集中系數計算模型(見圖4),將端塞末端固定,在包殼管末端施加200 MPa的軸向拉伸應力,接頭焊接面采用綁定約束,采用CAX4R單元類型。同時,僅保留內部擠出金屬部分,簡化應力集中計算模型中與研究關聯較小的基體部分,建立應力集中系數計算簡化模型,研究應力集中系數的影響因素,材料參數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力集中系數計算模型及簡化模型Fig.4 Calculation model (a) and simplified model (b) of stress concentration factor of joint under axial tensile load

2 應力集中系數的影響因素

2.1 內部擠出金屬過渡角

內部擠出金屬過渡角是接頭應力集中系數的重要影響因素,過渡角定義如圖5(a)所示。采用應力集中系數計算簡化模型計算不同過渡角下的接頭應力集中系數。由圖5(b)可見:當過渡角為10°時,接頭的應力集中系數最大,為2.082;過渡角為10°～60°時,應力集中系數整體呈下降趨勢,除了在30°處略有升高;過渡角為60°～120°時,應力集中系數上升;當過渡角大于120°時,應力集中系數下降,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構壓力電阻焊接頭應力集中系數影響較大,并呈現一定的規律性。

圖5 內部擠出金屬過渡角示意及接頭應力集中系數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 端塞行進量

端塞行進量是指焊接完成時端塞末端端面在壓力作用下的軸向位移量,在其他參數不變的情況下,端塞行進量會對接頭形狀產生較大的影響。將端塞末端的載荷控制改為位移控制,總位移設為0.3 mm,與載荷控制下端塞的最終位移相同,采用應力集中系數計算模型計算可得端塞行進量分別為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力分布。由圖6可知:當端塞行進量為0.025 mm時,內部擠出金屬過渡角處的局部應力較小(最大為327.3 MPa),應力最大值出現端塞焊接面處,為359.9 MPa;隨著端塞行進量增加,內部擠出金屬過渡角處的最大應力逐漸增大,當端塞行進量為0.3 mm時達到392.5 MPa。

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

由圖7可知:隨著端塞行進量增加,內部擠出金屬過渡角從172.19°逐漸降至143.14°,應力集中系數增大,接頭熔合線長度增大;當端塞行進量為0.025 mm時,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量可以增大過渡角,從而降低接頭的應力集中系數;但當端塞行進量過小時,形成的熔合線長度較短,導致接頭承載能力下降。因此在選擇工藝參數時,需要綜合考慮端塞行進量對熔合線長度和應力集中系數的影響,即在保證應力集中系數滿足使用需求的條件下,盡量增大熔合線長度。

圖7 不同端塞行進量下接頭的應力集中系數、內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 包殼管內壁倒角尺寸

包殼管內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。設計了8種尺寸包殼管內壁倒角,以研究其對應力集中系數的影響。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,內部擠出金屬體積逐漸減小,當倒角深度為0.50 mm時,內部擠出金屬過渡較平滑,當倒角深度大于0.50 mm時,接頭產生間隙,強度受到影響;當倒角深度不大于0.50 mm時,應力集中發生在內部擠出金屬過渡角處,而當倒角深度大于0.50 mm時,應力集中位置轉移至包殼管倒角面與端塞端面的過渡處。

圖8 包殼管內壁倒角尺寸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

未倒角接頭的應力集中系數為0.884,熔合線長度為1.963 mm。由圖10可知:當倒角深度不大于0.50 mm時,接頭的應力集中系數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時接頭的應力集中系數降低效果最為顯著,分別降低了16.00%,11.56%,形成的內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,當內部擠出金屬過渡角大于120°時,接頭的應力集中系數隨著過渡角的增大而降低。因此,可以通過設計包殼管的倒角形狀來降低接頭應力集中系數。當倒角深度大于0.50 mm時,接頭的應力集中系數顯著高于未倒角接頭,最大提高了91.49%,主要原因在于當倒角過深時,包殼管變形量不足以形成內部擠出金屬,應力集中位置從過渡角處轉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,導致接頭處的過渡角較小,進而造成接頭的應力集中程度比未倒角時更高。

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

3 結 論

(1) 采用Abaqus有限元分析軟件建立鋯合金管塞結構壓力電阻焊接模型和接頭在軸向拉伸載荷作用下的應力集中系數計算模型,模擬得到焊接后內部擠出金屬高度和試驗結果的相對誤差為9.58%,外部擠出金屬高度的相對誤差為6.65%,說明模型準確。

(2) 隨著內部擠出金屬過渡角增大,接頭的應力集中系數先降低,當過渡角達到60°后增大,大于120°時又降低,當過渡角為160°,170°時,應力集中系數相比最大值分別下降了20.9%,31.0%。

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

(4) 當包殼管內壁倒角深度不大于0.50 mm時,接頭的應力集中系數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時應力集中系數顯著高于未倒角接頭,最大提高了91.49%。包殼管內壁倒角寬度對接頭形貌影響不大。