馬運(yùn)柱，劉昊陽，劉文勝，蔡青山，余 強(qiáng)，劉書華，伍 鐳

(中南大學(xué) 粉末冶金研究院，長沙 410083)

未來的示范聚變堆(DEMO)實(shí)驗(yàn)裝置采用氦冷偏濾器，其主要功能是收集高溫等離子體中的廢棄粒子、雜質(zhì)和轉(zhuǎn)移聚變產(chǎn)生的熱量[1-2]，偏濾器的第一壁材料工作過程中要承受高達(dá)10 MW/m2的熱載荷[3-5]。高中子流量、高熱載荷與機(jī)械載荷的結(jié)合需要使用高熔點(diǎn)、高熱導(dǎo)率、高抗輻照性能與低活性的材料。鎢及其合金材料的熔點(diǎn)高、蒸氣壓低和濺射腐蝕率低，被認(rèn)為是理想的候選材料。低活化鋼具有較強(qiáng)的中子輻照幾何穩(wěn)定性、輻照腫脹和熱膨脹系數(shù)較低、熱導(dǎo)率高等優(yōu)點(diǎn)，被認(rèn)為是氦冷偏濾器的首選熱沉材料[6-7]。據(jù)氦冷偏濾器的設(shè)計(jì)概念，要組成一個(gè)完整的偏濾器部件，鎢與鋼的連接至關(guān)重要。然而，鎢和鋼的物理性能如彈性模量和熱膨脹系數(shù)(Coefficient of thermal expansion, CTE)等相差很大，常溫下低活化鋼的熱膨脹系數(shù)為鎢的2.5倍，彈性模量為鎢的1/2[8]，鎢與鋼的連接件在服役過程中將產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。較大的殘余應(yīng)力會引起金屬材料產(chǎn)生塑性變形、脆性材料中產(chǎn)生裂紋以及接頭界面的失效[9]，一旦焊接接頭形成完好的界面，接頭強(qiáng)度就主要取決于殘余應(yīng)力[10-11]。目前，鎢與鋼的連接已經(jīng)成為制約 DEMO裝置發(fā)展的一個(gè)重要技術(shù)難題[12]。

鎢/鋼連接主要采用釬焊[13]、等離子噴涂[14]和擴(kuò)散焊技術(shù)，其中擴(kuò)散連接技術(shù)由于連接溫度低、接頭使用溫度高等優(yōu)點(diǎn)成為異種材料鎢/鋼連接的有效方法[15-17]。鎢與鋼的直接擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力極大[14,18]，需添加中間層來緩和接頭的殘余應(yīng)力，釩的熱膨脹系數(shù)介于鎢與鋼之間，且與鎢和鋼均能形成連續(xù)固溶體，是較好的中間層候選材料，但V易與鋼中的C生成VC脆性相[19-20]，因此，可考慮在釩與鋼之間添加適當(dāng)?shù)淖韪魧?，如Ni和Cu。為此，本文作者以V/Ni和V/Cu為復(fù)合中間層擴(kuò)散焊接鎢與鋼，采用Ansys商用有限元軟件分析鎢/鋼接頭內(nèi)殘余應(yīng)力的分布特征，探討不同中間層對接頭殘余應(yīng)力分布規(guī)律的影響。最后，結(jié)合接頭力學(xué)性能及斷裂特征來驗(yàn)證有限元計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)所采用的母材為寶雞市弘宇金屬材料有限公司生產(chǎn)的純鎢棒(純度為 99.9%)和寶鋼集團(tuán)生產(chǎn)的鐵素體鋼(FS)，兩種材料均被制成直徑為35 mm、高為13 mm的圓餅形焊接樣。實(shí)驗(yàn)過程中所使用的中間層材料為厚度為0.2 mm的V、厚度為0.1 mm的Ni、厚度為0.1 mm的Cu，純度均高于99%，中間層的組合形式為0.2 mm V/0.1 mm Ni和0.2 mm V/0.1 mm Cu，這兩種中間層組合的加入主要起到緩和接頭殘余應(yīng)力、促進(jìn)接頭元素?cái)U(kuò)散的作用。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

擴(kuò)散焊接頭各材料按圖1所示排列在真空燒結(jié)爐中，以10 ℃/min的加熱速率從室溫加熱至1050 ℃，然后在1050 ℃下保溫60 min。整個(gè)焊接過程加壓p=10 MPa，爐內(nèi)真空度約為1×10-3Pa。焊接完成后，接頭以較慢的冷卻速度v=5 ℃/min冷至室溫。待焊接完成后，采用線切割法從焊接接頭中心軸附近區(qū)域取標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣(見圖2)，并使中間層區(qū)域位于拉伸試樣中心部位。采用美國Instron3369型力學(xué)試驗(yàn)機(jī)測試接頭的拉伸強(qiáng)度，并采用掃描電鏡對拉伸斷口及接頭界面進(jìn)行觀察。

圖1 擴(kuò)散焊試樣裝配示意圖Fig. 1 Schematic diagram of assembled sample for diffusion bonding

圖2 標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣示意圖Fig. 2 Schematic diagram of standard tensile specimen (Unit:mm)

2 有限元模型的建立

2.1 簡化與假設(shè)

實(shí)際的鎢/鋼擴(kuò)散焊過程十分復(fù)雜，為了簡化計(jì)算，做如下幾點(diǎn)假設(shè)。

1) 接頭升溫過程中，界面僅發(fā)生微弱反應(yīng)或不發(fā)生反應(yīng)，母材和中間層材料可以自由伸展，在此過程中接頭產(chǎn)生的殘余應(yīng)力很小，將其忽略。

2) 在焊接溫度為1050 ℃下保溫1 h的過程中，接頭界面形成完好的擴(kuò)散層以及金屬間化合物層，假定各層之間結(jié)合良好、沒有缺陷，并且因這1 h內(nèi)接頭溫度一直為1050 ℃，各材料沒有膨脹與收縮效應(yīng)，因此，同樣不產(chǎn)生殘余應(yīng)力。

3) 接頭在由1050 ℃冷卻至室溫的過程中，因接頭各材料間已經(jīng)形成完好的反應(yīng)層，母材及中間層材料不能自由伸展，各材料間熱膨脹系數(shù)的差異使各材料收縮速度不一致而產(chǎn)生殘余應(yīng)力。

4) 通過掃描電鏡對擴(kuò)散焊接頭焊縫截面分析可知，擴(kuò)散焊過程中鎢與釩、釩與鎳、釩與銅、銅與鋼之間會形成界面反應(yīng)層，但是這些界面反應(yīng)層都極薄，對擴(kuò)散焊接頭整體殘余應(yīng)力的分布影響較小，因而本研究中在對接頭殘余應(yīng)力進(jìn)行有限元計(jì)算時(shí)忽略了這些反應(yīng)層的影響。

2.2 材料性能參數(shù)

影響鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力的主要材料參數(shù)如彈性模量、熱膨脹系數(shù)、屈服強(qiáng)度、泊松比等均考慮了溫度變化的影響(見表1)，表1中未顯示的溫度對應(yīng)的材料性能均通過線性擬合得到。并對鋼、鎳、釩和銅采用雙線性模型，考慮應(yīng)變強(qiáng)化對接頭殘余應(yīng)力的影響。

2.3 有限元模型

鎢、鋼和中間層皆為軸對稱的圓柱形，焊接過程中接頭上施加的均勻分布載荷也呈軸對稱分布。此外，鎢/鋼接頭尺寸較小，在真空爐溫度變化過程中，接頭溫度可視為與爐內(nèi)溫度一致且均勻分布。因此，可以采用二維軸對稱模型分析接頭擴(kuò)散焊過程。取鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭半截面建立模型，采用Plane 182單元(選擇軸對稱屬性)對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。因中間層、中間層附近的母材以及接頭的自由邊界處殘余應(yīng)力變化梯度較大，因此，在這3個(gè)位置采用Ansys網(wǎng)格局部細(xì)化功能進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，中間層及其附近單元?jiǎng)澐謽O細(xì)，模型自由邊界處網(wǎng)格劃分較細(xì)，整個(gè)鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭的二維軸對稱模型及其網(wǎng)格劃分如圖3所示。

表1 有限元模擬所使用材料的物性參數(shù)Table 1 Physical and mechanical properties of materials employed in FEA

整個(gè)模型的對稱軸為Y軸，焊接過程中Y軸上的節(jié)點(diǎn)不能在X軸方向產(chǎn)生位移，因此，對Y軸上的節(jié)點(diǎn)施加位移邊界條件X=0。鋼的下表面(X軸所在面)位于固定支座上，不產(chǎn)生Y方向的位移，因此，對X軸上的節(jié)點(diǎn)施加位移邊界條件Y=0。模型的外部載荷主要包含施加在鎢上表面的均勻分布載荷p=10 MPa與溫度載荷。模型的初始溫度設(shè)定如下：擴(kuò)散焊溫度1050 ℃，冷卻速度5 ℃/min。

圖3 鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭的二維軸對稱模型及其網(wǎng)格劃分Fig. 3 2D model and grid of W/Steel joint

3 結(jié)果與討論

3.1 殘余應(yīng)力分布

BASUKI等[18]研究了鎢與鋼直接擴(kuò)散焊，發(fā)現(xiàn)鎢/鋼接頭殘余應(yīng)力極大，進(jìn)行熱處理時(shí)，接頭因擴(kuò)散界面產(chǎn)生裂紋而失效。THOMAS等[14]在鋼基體上進(jìn)行鎢涂層時(shí)，發(fā)現(xiàn)在鎢與鋼界面及其附近會產(chǎn)生極大的殘余應(yīng)力，極大的殘余應(yīng)力使得靠近鋼基體附近的鎢中產(chǎn)生大量裂紋，并對鎢與鋼界面及其附近的應(yīng)力場進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明殘余應(yīng)力最大值達(dá) 1.1 GPa。本文作者對不添加中間層的鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭進(jìn)行了殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)靠近鎢/鋼界面附近的鎢內(nèi)部最大徑向殘余壓應(yīng)力σX達(dá)-1093 MPa，與THOMAS等[14]的模擬值較為接近。由于鎢/鋼直接擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力極大，為了緩和接頭殘余應(yīng)力，考慮在鎢與鋼之間添加一層V層，但V易與鋼中的元素C形成脆性金屬碳化物，且V的塑性較差，單獨(dú)采用V層仍會導(dǎo)致接頭殘余應(yīng)力較大，因此，考慮在釩與鋼之間添加一層塑性較好的過渡層，如塑性較好的Ni層，并對鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭進(jìn)行了殘余應(yīng)力的有限元分析。

鎢和擴(kuò)散焊過程中形成的金屬間化合物都是脆性材料，不能承受較大的應(yīng)力與應(yīng)變，且接頭殘余應(yīng)力較大的部位主要在中間層及其附近(無中間層鎢/鋼接頭為鎢與鋼界面附近)[10,18]，這樣接頭中間層及其附近的鎢基體中的殘余應(yīng)力比其他部位殘余應(yīng)力的危害大得多。又因?qū)嶒?yàn)所取抗拉標(biāo)準(zhǔn)試樣均取自鎢/鋼接頭中心軸附近8 mm以內(nèi)區(qū)域，因此，本文作者只分析接頭中心軸附近8 mm以內(nèi)中間層及其附近的鎢基體內(nèi)的殘余正應(yīng)力σX、σY和σZ。

因接頭為軸對稱模型，與對稱軸垂直的兩個(gè)方向的殘余應(yīng)力σX和σZ在靠近中心軸8 mm以內(nèi)區(qū)域的大小及分布均極為相似，因此，只分析σX與σY。圖4(a)和(b)所示分別是鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭徑向殘余應(yīng)力σX與軸向殘余應(yīng)力σY的分布云圖。由圖4(a)可知，中間層附近的鋼內(nèi)σX均為較大的拉應(yīng)力，且其在中心軸附近取最大值577.395 MPa；中間層附近的鎢內(nèi)σX均為極大的壓應(yīng)力，且其在中心軸附近取最大值-951.361 MPa(較無中間層鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭最大σX值降低142 MPa)；整個(gè)中間層區(qū)域內(nèi)σX均為較大拉應(yīng)力。由圖4(b)可知，靠近中心軸(8 mm以內(nèi)區(qū)域)的中間層和中間層附近的鎢及鋼中的軸向殘余應(yīng)力σY值均很小(-30~110 MPa)。

圖4 鎢/釩/鎳/鋼接頭殘余應(yīng)力分布圖Fig. 4 Residual stress distribution of W/V/Ni/FS joint:(a) Radial stress σX; (b) Axial stress σY

雖然鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭相比無中間層的鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力大為降低，且避免了脆性 VC的生成，但V與Ni仍能形成少量V-Ni金屬間化合物。因Cu不與V和鋼生成金屬間化合物，且其塑性比Ni的塑性更好，所以，為了進(jìn)一步降低接頭的殘余應(yīng)力并減少接頭金屬間化合物的生成，使用Cu層代替Ni層，并對W/V/Cu/FS擴(kuò)散焊接頭進(jìn)行殘余應(yīng)力的有限元 分析。

圖5 鎢/釩/銅/鋼接頭殘余應(yīng)力分布Fig. 5 Residual stress distribution of W/V/Cu/FS joint: (a) σX;(b) σY

圖 5(a)和(b)所示分別是鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭徑向殘余應(yīng)力σX與軸向殘余應(yīng)力σY的分布云圖。由圖5可知，鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭的殘余應(yīng)力σX和σY分布狀態(tài)以及其最大值和最小值所取得的位置與鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭基本一致，但大小有很大差異，鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭中間層附近鎢內(nèi)σX最大值為-815.174 MPa(較鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭降低 136 MPa)。

圖 6(a)和(b)所示分別為不同中間層狀態(tài)下鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭距離中心軸8 mm以內(nèi)并離中間層0.2 mm處(路徑見圖4(a)，以下統(tǒng)稱路徑A)的鎢中σX和σY的分布對比圖。由圖6(a)可知，沿路徑A 3種不同中間層鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭的σX值均在中心軸附近(X=0)取最大值，其最大值分別為-1066、-923、-797 MPa，σX隨著X的增大而降低，并在X=8 mm處取得最小值；在整個(gè)X區(qū)間內(nèi)，σX1＞σX2＞σX3(X1表示無中間層，X2表示 V/Ni中間層，X3表示 V/Cu中間層)。由圖6(b)可知，沿路徑A 3種不同中間層鎢/鋼接頭的σY值均很小(-10~15 MPa之間)，在整個(gè)X區(qū)間內(nèi)，各中間層鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭σY值相差不大(差值＜11 MPa)。

圖6 3種不同中間層鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力對比Fig. 6 Comparison of residual stresses of three different interlayers in W/FS joints: (a) σX; (b) σY

3.2 接頭拉伸測試結(jié)果與模擬結(jié)果對比

抗拉強(qiáng)度為鎢/鋼焊接接頭最重要的性能指標(biāo)之一，對V/Ni與V/Cu兩種不同中間層鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭抗拉標(biāo)準(zhǔn)試樣的力學(xué)性能進(jìn)行測試，測試結(jié)果如圖 7所示。由圖7可知，鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭平均抗拉強(qiáng)度為296.3 MPa，低于鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭的平均抗拉強(qiáng)度(362.6 MPa)。

圖7 兩種中間層鎢/鋼接頭的抗拉強(qiáng)度分布Fig. 7 Tensile stress distribution of two interlayers in W/FS joints

圖8 接頭斷口的SEM像和接頭斷裂方式示意圖Fig. 8 SEM image of joint fracture (a) and schematic representation of joint fracture model (b)

對鎢/釩/鎳/鋼和鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭拉伸斷口進(jìn)行分析，接頭失效均主要發(fā)生在接頭界面附近的鎢基體內(nèi)，斷口形貌如圖8(a)所示。鎢/鋼接頭失效原因?yàn)榭拷?W/V界面附近的鎢基體內(nèi)部存在最大的殘余應(yīng)力，這與有限元模擬的鎢/釩界面附近的鎢基體內(nèi)部存在最大的徑向殘余應(yīng)力的結(jié)論相吻合。因此，可建立鎢/鋼擴(kuò)散接頭拉伸斷裂模型，如圖8(b)所示。

此外，鎢/釩/鎳/鋼接頭的平均抗拉強(qiáng)度較鎢/釩/銅/鋼接頭的平均抗拉強(qiáng)度約低66 MPa，與模擬所得中間層附近鎢中徑向殘余應(yīng)力σX2＞σX3相吻合，進(jìn)一步證明了有限元分析的可靠性，有限元分析可以有效地預(yù)測接頭的斷口位置和定性地比較不同中間層鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭的抗拉強(qiáng)度。

4 結(jié)論

1) 有限元計(jì)算結(jié)果表明，鎢/鋼擴(kuò)散焊接頭存在較大殘余應(yīng)力?？拷虚g層附近鎢中存在極大的徑向壓應(yīng)力，而在靠近中間層附近的鋼處和整個(gè)中間層區(qū)域均存在較大徑向拉應(yīng)力。

2) 鎢/鋼直接擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力極大；鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力有所降低；鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭殘余應(yīng)力最低。

3) 鎢/鋼接頭抗拉試樣斷口位置主要處于鎢/釩界面附近的鎢基體內(nèi)部，而此位置為徑向殘余壓應(yīng)力σX模擬值最高的部位，鎢/釩/鎳/鋼擴(kuò)散焊接頭的平均抗拉強(qiáng)度較鎢/釩/銅/鋼擴(kuò)散焊接頭的平均抗拉強(qiáng)度低，與模擬所得中間層附近鎢中徑向殘余應(yīng)力σX2＞σX3相吻合，驗(yàn)證了有限元分析的可靠性。

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