晶间腐蚀性能弯曲评价影响实证探讨

晶间腐蚀性能弯曲评价影响实证探讨引言目前在国内不锈钢晶间腐蚀敏感性的评价过程中采用最为广泛的是硫酸-硫酸铜-铜屑沸腾溶液浸泡法，对应的标准为GB4334-2008E《不锈钢硫酸-硫酸铜腐蚀试验方法》。

在GB 4334-2008 E法中，通常是用直径为5mm的压头将腐蚀后的试样弯曲到180°后观察是否产生裂纹来判定材料对晶间腐蚀的敏感性。

用这一弯曲方法评定材料的晶间腐蚀的倾向性，实际是用适量的变形来加速晶间腐蚀裂纹的暴露，使晶间腐蚀微裂纹扩大，以弯曲后拉伸面是否有宏观裂纹来判定试样是否产生了晶间腐蚀。

这一方法可行的前提是弯曲拉伸面的变形量不超过试样允许的不发生塑性开裂的变形量。

实际上，在试样弯曲拉伸面上出现裂纹不一定能代表其有晶间腐蚀倾向，当弯曲变形量超过了塑性开裂的极限，也可能引起开裂。

不同材料的塑性开裂极限是不同的，在既定的标准下，很难保证所有的材料在弯曲过程中拉伸面的塑性变形都不超过材料本身允许的塑性开裂变形量。

因此在实际的检验过程中，对于不同的材料评价标准的准确性和可靠性需要考虑。

尤其是对于塑性较差的焊接接头材料, 按标准用直径为5mm的压头将试样弯曲到180°时, 即使没有晶间腐蚀裂纹，也可能发生开裂[引用文献]。

为此，需要研究材料力学性能（强度，塑性及断裂阻力等）对于晶间腐蚀评价方法的影响。

由于核电焊接接头材料在高温高压水环境中容易发生由晶间腐蚀引起的应力腐蚀开裂, 对核电设备的安全可靠性产生很大影响。

因此，对GB 4334-2008 E法对核电焊接接头材料的适用性尤其需要进行研究。

本章用ABAQUS软件通过三维有限元对晶间腐蚀性能评价方法中的弯曲试验进行了模拟计算，研究不同材料力学性能对于晶间腐蚀评价方法的影响，讨论了GB 4334-2008 E法标准对核电焊接接头材料试样的适用性，为研究核级焊材晶间腐蚀性能评价方法奠定基础，对开展核级焊接材料的国产化研究工作，并掌握核级焊接材料焊接腐蚀性能评价技术具有重要意义。

1.1有限元模型及分析方法为了探究晶间腐蚀裂纹弯曲评价方法的影响因素，模拟计算了三点弯曲试验过程，分析弯曲试样的应变分布和起裂以及裂纹的扩展情况。

1.1.1 模型结构和尺寸模拟的试样尺寸与标准中实际的三点弯曲试样相同：长度L=100mm，厚度t=4mm，宽度B=20mm。

根据GB2653-2008《焊接接头弯曲试验方法》中的规定，三点弯下支承辊的直径D至少为20mm，辊间的距离应为D+2h和D+3h之间，压头直径依据相关标准确定。

故在模拟中取支承辊直径D =20mm，辊距L0=D+2.5h。

上压头直径d依据GB 4334-2008 E法的规定，取d=5mm。

构建的三维三点弯曲模型如图3.1所示。

压头和支承辊均设置为刚体。

图3.1三点弯曲有限元(FEM)模型Fig.3.1 Three-point bending FEM model1.1.2 材料参数试样材料参数选用常温下实测的316L不锈钢（核电主管道材料）的性能参数，弹性模量E=156150MPa，泊松比μ=0.3，真应力-应变曲线如图3.3所示。

T r u e s t r e s s (M P a )True strain图1.1 316L 材料真应力-应变曲线 1.1.3 GTN 延性损伤断裂模型{对于金属材料的延性断裂，现已发现其断裂机理包括同时发生并相互作用的几个过程[3.1]：①通过第二相，夹杂物的断裂或剥离形成微孔洞；②在塑性应变和三向应力作用下的微孔长大；③微孔聚合而导致断裂。

为了从力学上描述这一微孔型的细观损伤演化和断裂过程，Gurson 在总结前人经验的基础上对含有圆柱形和球形空穴的材料（多孔质体）的塑性变形情况进行了研究，提出了基于材料刚塑性行为和塑性上边界定理的多孔塑性材料的本构模型[1.1]。

基于材料开裂行为的详细现象研究，Tvergaard 考虑了材料的加工硬化、变形以及特殊情况下生产剪切变形带等情况，通过纳入三个额外的参数(q 1，q 2，q 3)修正了Gurson 提出的本构模型[3.3]，使得Gurson 模型的预测精度大大提高，其提出的方程如下：2*2*2123232c o s h ()(1)02e h q f q q f σσσσΦ=+-+=， (3-1)其中ζe =(3S ij S ij /2)1/2是宏观Mises 等效应力；ζh =ζkk /3是宏观静水应力（宏观平均应力）；S ij =ζij -ζkk δij /3表示Cauchy 应力的偏应力分量；δij 为Kronecker delta 符号；σ是基体材料的屈服应力，f ∗是有效孔洞体积分数。

当ƒ=0时，表示均质，不可压缩材料的Mises 屈服表面，当ƒ趋近于1/q 1时，屈服表面聚合成一个点。

通常，取q 1=1.5，q 2 =1，q 3= q 12。

当q 1=q 2 =q 3=1时，GTN 模型退化为最初的Gurson 模型。

在修正的模型中,考虑了微孔之间的相互作用和材料应变硬化的协同作用，并把微孔聚合引入了模型。

根据等效塑性功原理将宏观和细观两尺度量联系起来，得到基体等效塑性应变的演化方程：(1−f ) ζm dεm pl =ζdεp (3-2)其中εm pl 为基体材料的累积等效塑性应变。

损伤变量f ∗是总的等效孔洞体积分数，它是孔洞体积分数f 的函数，由Tvergaard 和Needleman [3.4-3.5]引入以解释由于孔洞聚合导致材料承载能力逐渐下降的现象。

当f ∗ =0 时，表明材料没有损伤，上述屈服方程退化为标准的von Mises 形式。

f ∗ 定义为：**()/()()c u c f c c f f f f f f f f f ⎧⎪=⎨+---⎪⎩，，c c f f f f ≤>，， (3-3) 其中fc 为孔洞开始发生聚合时的临界孔洞体积分数；f f 是材料破裂时的孔洞体积分数；fu 表示应力承载能力为零时的极限孔洞体积分数。

当材料的孔洞体积分数f 达到临界值f c 时，孔洞开始聚合；当孔洞体积分数f 达到临界值f F 时,材料断裂。

损伤的演化包含两部分：原有孔洞长大和新孔洞形核引起的损伤变化： d f = d f growth + d f nucleation (3-4)由于假设基体材料是不可压缩的，根据质量守恒定律，d fg 只与宏观塑性应变的静水分量有关：d fg = (1−f ) dεp I (3-5)其中：ε p 为宏观塑性应变张量；I 是二阶单位张量。

新孔洞形核造成的孔洞体积分数变化率可由下式表示：d fn =A dεm pl (3-6)其中，212p e N N A s εε⎧⎫⎡⎤-⎪⎪=-⎨⎬⎢⎥⎣⎦⎪⎪⎩⎭这里A 为孔洞形核系数；f N 为可形核粒子的体积分数大小；εN 为孔洞形核时的平均应变；S N 为形核应变的标准差。

公式3-1至3-6构成了GTN 模型，在目前的研究中用GTN 模型中的9个参数(εN ，S N ，f N ，f 0，f c ，f f ，q 1，q 2 ，q 3)来模拟断裂损伤和失效。

}GTN 模型及材料参数这部分计划在绪论中介绍，这一节着重讲为何用GTN 模型以及几个参数的确定（可以）。

在绪论中已经详细介绍了GTN 延性损伤断裂模型，在许多研究中[3.6-3.11]已应用ABAQUS 软件内含的GTN 模型模拟了多种实际金属材料和结构的弯曲和拉伸延性断裂过程，模拟结果和试验结果均十分吻合，说明GTN 模型和对延性断裂过程的模拟是很可靠的。

本文将GTN 模型用于三点弯曲试样的变形和延性开裂模拟，通过改变模型中的材料参数，分析研究材料力学性能对晶间腐蚀性能弯曲评价方法的影响。

在GTN模型中需要确定的参数有模型系数q1、q2、q3，初始孔洞体积分数f0，孔洞形核参数f N、εn、S N，临界孔洞聚合体积分数f c和失效孔洞体积分数f F。

其中q1、q2、q3三个参数对于含有夹杂物和碳化物的钢一般分别取为1.5、1、2.25[3.12]，在大多数研究中εn、S N均取为0.3、0.1[3.13-1.11]。

不同材料损伤断裂性能的不同主要体现在初始孔洞体积分数f0、临界孔洞聚合体积分数f c、失效孔洞体积分数f F以及孔洞形核分数f N上。

故本文在研究不同材料的GTN参数时实际上也是以f0、f c、f F以及f N四个参数作为变量，保持其他参数不变。

1.1.4 FEM模型由于弯曲过程中试样应变较大，为了防止变形率过大，保证分析收敛，利于沙漏控制，综合考虑采用C3D8R八节点线性六面体减缩积分单元对试样进行网格划分。

整体网格单元尺寸为0.8×0.8mm，与压头和支承辊接触区域有作用力集中，为减小其对模型计算结果的影响，进行局部网格细化，最小单元边长为0.2mm。

整个试样共有56250个单元。

图1.1显示了试样网格划分情况。

(a)(b)图1.1 试样全模型(a)和前表面局部(b)的有限元网格边界条件与载荷的设置为: 试样与压头及支承辊之间定义为表面与表面接触，两个支承辊完全固定，压头除竖直方向的自由度外全部约束。

载荷通过对压头竖直方向的位移控制来施加。

如图3.3所示。

图3.3 模型的边界条件为便于探究试样弯曲过程中的应变分布情况，分别设置两条路径来求取试样的应变分布，如图3.4和图3.5所示（用文字说明）。

图3.4 沿试样中心区拉伸表面图3.5 沿试样中心平面的厚度方向（起裂点在最下方）3.3弯曲角度对晶间腐蚀弯曲试样中应变分布的影响无论对于什么样的材料，弯曲角度不同，试样的应变会不同。

为了深入、清晰地探讨弯曲角度对于弯曲试样应变分布和裂纹起裂及裂纹扩展的影响，在给定一种材料参数的条件下,进行模拟计算。

使用的材料为316L实验测得的真应力-应变曲线（图1.1）。

为了确定弯曲到180度可以开裂的GTN参数，进行了许多不同GTN参数的试算。

取典型的GTN参数为q1=1.5，q2=1，q3=2.25，εN =0.3，S N=0.1，f N =0.002，f0=0.008，f c=0.01，f F=0.2，用这些参数计算分析弯曲角度对于试样应变分布和裂纹起裂及扩展的影响。

计算的弯曲到60°后，试样中的等效塑性应变PEEQ、沿试样长度方向主应变PE11及GTN损伤变量(孔洞体积分数VVF)的分布云图如图3.6所示。

(a) (b)(c)图3.6 弯曲试样的等效塑性应变PEEQ(a)，主应变PE11(b)和空洞体积分数VVF(c)的分布云图图3.6(a)显示试样的上下表面中间区域的等效塑性应变PEEQ较大，这是由于试样在中间处受弯所致。

在弯曲过程中试样上部分受压应力作用，下部分受拉应力作用。