AISI类型的316不锈钢中残余应力驱使蠕变断裂的研究全解.docx
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AISI类型的316不锈钢中残余应力驱使蠕变断裂的研究全解
AISI类型的316不锈钢中残余应力驱使蠕变断裂的研究
摘要:
AISI类型316H奥氏体不锈钢特别设计成25mm厚的紧凑拉伸试样进行塑性变形在中等厚度的缺口根部产生大的拉伸静残余应力。
那些试样放在550℃保温4500小时,为研究高温蠕变松弛下的残余应力和预热裂纹蠕变损伤发展。
在热处理前后用衍射技术测量试样中的残余应变。
一个三维有限元模型建立区预测热处理前后试样中的残余应力。
在近表面没有发现预热裂纹,但是由于随着静应力的增加蠕变韧性减少,在中厚度处发现大的蠕变空穴。
先前建立的蠕变损伤模型用于预测预热裂纹萌生。
在热处理前后应变和应力的测量与有限元预测有很好的吻合。
蠕变损伤寿命也通过毁坏性检测被估计,为蠕变损伤预测模型提供有利的证据。
关键词:
中子衍射;同步加速器衍射;蠕变损伤;有限元模型;奥氏体不锈钢
1.引言
依赖时间的塑性或蠕变是一个在高温下的重大变形机制。
如果积累的蠕变应变足够地耗尽材料蠕变韧性,大量的晶界蠕变空穴将形成且裂纹萌生。
当这样的蠕变损伤主要与残余应力松弛相联系,失效模式普遍是指预热裂纹,在热处理消除应力期间最初项与贴近或在焊接区域内的裂纹扩展相联系。
英国先进气体冷却核反应工厂在高温和压力下的无应力降低焊接AISI类型316H奥氏体不锈钢部件进行了预裂纹检测。
一些预热裂纹被单独出现的残余应力驱使。
在出炉温度(openingtemperature)焊接残余应力的热松弛与限定的材料蠕变韧性的结合促使了裂纹。
在低蠕变变形速率下如在工厂操作环境下(underplantoperationalconditions)蠕变韧性减小。
进一步,证明一个高的三轴应力状态如能出现在某种焊接类型中,能充分地减少材料的蠕变韧性。
一种方法估计蠕变裂纹起源在高温下的钢件在R5程序中被发现。
对于能最大地达到稳定态的蠕变情形,用在再分布时间中积累的附加蠕变评估估计了蠕变裂纹起源的残余应力影响。
再分布时间是初始应力场达到稳定态水平花的时间,且随着残余应力场增加大而增加。
一旦外加的残余应变和与缓和过程相联系的弹性后续因素被估计,用连续损伤机制失效的时间从一个韧性耗尽模型中决定,预先考虑到蠕变应变率和多向应力状态。
一个韧性耗尽的工程评估模型在在焊件中预测预裂纹起源开始的基础上进展。
预裂纹模型的根据主要来自工厂经验,且用根据高三轴焊接应力产生设计的焊接“Borland”试样测试。
然而,在这种情况下结构整体估计部分是具有挑战性的由于复杂的几何形状,焊接残余应力状态和微观结构,蠕变松弛行为和局部多轴蠕变韧性,这些随着时间变化。
预热裂纹预测模型重要的检测在严格控制实验条件下是令人满意的。
当前论文描述监视在长期高温处理下残余应力场的明显特征和使用理想试样尺寸量化任何蠕变空穴裂纹。
分析包括初始残余应力场的完整(带缺口)和预裂纹试样为了研究裂纹起源效应。
我们研究主要是再产生引进到一个在大区域内静拉伸残余应力控制在一个水平的简单形状的试样块。
对一个紧凑拉伸试样使用一个新的设计能达到永久变形以至于在CT缺口根部区域产生一个大拉伸残余应力场。
足够厚(25mm)在中厚度中产生一个大静应力部件和在表面处的面应力。
然而残余应力场在金属塑性压缩和陶瓷微观断裂的试样块中先前已经产生,这里提出的工作是不寻常的作为裂纹生长的趋势被完全没有额外应力外加的残余应力单独地驱使。
这也发生在厚的焊件在核电厂里。
值得注意的是然而我们简化了几何形状和避免了潜在并发微观结构梯度,我们有必要引进一定塑性工作。
这试样的使用能使我们绘出残余应变(应力)状态优先使用衍射技术以及之后再550℃温度下处理4500小时。
这是预热裂纹焊件典型热机制。
这程序结合蠕变空穴裂纹水平的后处理的量化能使预热裂纹起源蠕变韧性疲劳模型预测能力,依照残余应力热松弛期间的蠕变应变增长,静应力组件和关联损坏的影响得到定量的评估。
2.材料和方法
2.1.试样设计
然而预热裂纹在长期暴露在高温条件下的焊接工程结构中观察,失效机制的实验研究必须依靠复杂,有高三轴残余应力水平的手动焊接(Borland)试样。
这类型试样不是理想的以致残余应力场是依赖操作者,很难去预测且微观结构局部变化。
试样几何形状复杂也使容量检测蠕变损伤的发展困难。
我们的目的是研发一个实验蠕变测试形状高水平的,一个大静拉伸残余应力组件能用于一个简单且重复操作,且应服从可靠的应变/应力测量技术和有限元分析。
对于这个目的一个CT试样设计类型被选择。
尽管这样的试样是正常地用于断裂或蠕变裂纹生长测试在外加拉伸载荷下,表示出通过加载在压缩超屈服中一个拉伸残余应力场产生然后卸载。
再者,Cotton提出拉伸残余应力场能最大化通过交替标准CT试样的a/W比值和增加缺口半径最大化这区域,大的压缩变形在这区域发生。
目前研究Cotton设计地50mm厚的CT试样进一步修正到标准厚度的一半(25mm),允许高能衍射测量通过试样厚度进行。
槽边没有引进去增加束缚条件作为那些复杂的形状和阻止表面应变的测量。
尽管那些设计改进减小了CT试样在缺口的束缚,判断在中厚面处的残余应力场将在三轴方向充分地在热浸泡测试蠕变松弛中产生损伤。
图1a是采CT试样设计的形状和尺寸。
总共5个CT试样从一个65mm厚的额外蒸汽头切下来,由英国能源公司提供,注意使用的材料远离初始的锻造焊件。
蒸汽头在525℃下大约处理60,0000小时,是用一种AISI类型的316H奥氏体不锈钢锻造的(铸造数量:
55882B3),其成分见表1。
2.2预应变引发了一个初始残余应力场
使用一种预压缩处理条件在CT试样缺口附近引发了一个拉伸裂纹开口残余应力场。
预先的二维(2-D)有限元分析表明在加载点(相当于114KN载荷)一个外加相对2mm的位置足够高地去引发足够的塑性以致在CT试样中最大化拉伸残余应力区域的深度。
计算载荷以0.1mm·min-1的位移加载速率加到试样上通过球轴承(25mm直径)加载到坐落在试样顶面和底面的球状位置上(如图1a所示)。
使用机械载荷包和应变准则外加到每个试样的背面记录预应变。
用这种方式,一样规格的三个CT试样(分别标为CT1,CT2,CT3)都进行预应变处理。
为了确认(validate)预应变过程的2-D有限元分析和确保引发的塑性应变正确,全部场表面应变分析在加载期间使用电子散斑干涉测量技术(electronicspecklepatterninterferometry)ESPI和外加到三个试样的一侧面上的图像关联技术进行。
关系到用于Dantec动力学Q300ESPI测量系统和LA观察图片相关软件的测量程序的实验细节在其他地方已有出版。
预应变之后,一个CT试样(CT1)的缺口引发了一个3.5mm深的预裂纹。
这达到通过首先在缺口根部1.5mm深处电火花加工出一个0.25mm宽的起始槽,然后用压缩的疲劳载荷循环在槽尖端引发一个尖锐裂纹。
外加总循环128,300(使用载荷范围从-1.5到-15KN)去产生一个最大的3.5mm总裂纹长度。
在三个预应变试样(CT1,CT2,CT3)的中厚度面处初始残余应变场用高能X-ray衍射(HEXRD)和中子衍射测量,在第4部分有描述。
2.3热浸泡蠕变测试
残余应力缺口试样(CT3)和带缺口疲劳裂纹试样(CT1)进行蠕变测试通过浸泡在正常大气压下550℃恒温下4500小时(注:
在这个测试中没有初始外加载荷)。
CT1中裂纹扩展程度在热浸泡期间用运滴方法测量。
在热浸泡试样中残余应变使用HEXRD再测量,允许在每个试样中残余应力场的变化被判断。
2.4中厚度残余应变场测量
使用在法国格勒诺布尔的劳尔的DIA衍射仪上的欧洲同步辐射装置和中子衍射的HEXRD进行残余弹性应变测量。
那些高能透射电子束能使应变场在CT试样中没有损坏地扫到。
HEXRD测量在使用一个高能白束的ID15A光束线上进行。
通过试样厚度在透射(transmission)中使用一个能量散射检测器测量在100-300keV范围内的衍射X-射线。
衍射计量容积测量被定义通过垂直和水平裂纹从0.5×0.5mm降到0.1×0.1mm。
散射角度是离入射束3°和用0.1mm宽的水平裂纹静态设置定义。
在这样低的散射角度,这导致了一个最大地计量长度10mm在通过厚度方向使用0.5×0.5mm裂纹。
那是平均计量超过了中厚面每侧5mm。
仅仅裂纹张开(方向2上)残余弹性应变被测量。
沿着CT纽带的残余应力场有限元分析表示了残余弹性应变组件的方向2上是大的常数横穿CT试样10mm厚的中心位置,表明衍射测量是中厚面的典型。
立方晶格参数由带GSAS软件包裹衍射谱合适的多峰断定,作为在其他地方有详细的解说。
一个自由应变参考点阵间距被测量用沿着5个CT试样之一的中心纽带做的平均测量数量,这没有预应变(CT4)。
中子衍射应变测量沿着方向1和2(如图1a所示)进行,使用311峰和一个连续、单色中子束波长1.514Å带有一个有敏感角度位置的探测器(PSD)。
311峰给γ(面心立方)铁最大的应力响应。
散色角是88°,导致一个近似立方形的测量体积(cuboidalgaugevolume)用入射狭缝大小(2×2mm)和径向准直器(1.5×1.5mm)定义。
中子衍射测量的无应力参考值使用作为HEXRD测量的相同方法获得。
2.5.CT试样损伤后处理检测
在热接触蠕变试验和无损伤衍射测量后,试样CT1和CT3进行金相观察为了估计性质和蠕变损伤的程度。
两个CT试样都首先通过中厚面用EDM分割。
一半的试样在液氮中冷却及立即断裂打开进行断口分析。
另一半进行抛光和使用标准金相方法对内侧面(中厚)进行分析。
这包括一个重复的精抛光和腐蚀工序为了表示任何小的不规则空穴和裂纹,表现出蠕变损伤和最小化晶界碳化物混乱的危险。
用大理石试剂(10gCuSO4,50mlHCl,50mlH2O)进行<5s的腐蚀。
3.有限元建模
在这篇论文中全部的有限元模型结合蠕变变形和蠕变损伤分析的子程序用ABAQUS软件包进行建模。
3.1.预应变变形分析
初始2维平面应变和平面应力模型使用与3维网格面相一致的2维网格进行构建,如图1b所示。
那些模型简单地用于判定应该加载的载荷为了引进一个合适的残余应力场,如上面描述的。
预应变载荷通过球轴承加载一个严格的循环给韧窝。
在加载期间,循环仅仅被约束在方向2上移动(图1b),但是在这方向和试样之间滑移是允许的。
316H不锈钢类型的材料性能数据从试样进行单轴拉伸测试中获得,进行测试的试样来自经过相同硬化的材料和在20、275、550℃测试过的(见表2和3)。
随后全部的3-D模型都是使用1/4的3-D网格几何(如图1b所示)和对称边界条件。
这模型的组成是一个2-D网格在平面3方向上的有效延伸。
总的10个元素被使用,这些元素中厚的边缘给30,310第一顺序(线性的)插入8节点六面体砖元素以减少整体和沙漏控制(ABAQUS设计C3D8R)。
残余应力场在通过一个刚性圆棒加载变形的模型中产生。
各向同性硬化和非线性结合的各向同性/运动学硬化模型都作为一个敏感性试验(图2)。
在这两种情况下,屈服和安全限应力值如表3所示,这些值用于描述这材料硬化的非线性。
为结合硬化模型在ABAQUS中一半循环选项被使用,导致运动学硬化参数被从半数的循环数据中标准化如表3所示。
图2表示了沿着中厚面CT纽带预应变之后的预残余应力线;线条表示接近缺口根部两个模型之间的巨大不同。
比较表明非线性运动学模型的峰值应力接近各向同性模型峰值应力的一半。
各向同性硬化在这工作中被全部随后的有限元模型选用,作为来自各向同性模型的弹性应变曲线,在接近缺口相关与衍射测量表现得更好。
3.2.热浸泡试验的有限元模型
.热浸泡试验的有限元分析分三步进行:
(i)进行预应变处理(CT1,CT2,CT3)为了预测初始残余应力场。
这是有根据的通过把变形和应变与ESPI、图像关联和衍射记录的进行比较.。
(ii)对CT1,模型中引进一个裂纹通过同时释放在节点在裂纹表面上3.5mm处从缺口根部沿着纽带面的边界条件约束。
(iii)对于CT1、CT2和CT3,有限元模型提高到550℃统一温度,和一个蠕变变形外加的建模步长,为了预测在测试试样中弹性应变和应力的松弛。
3.3.蠕变变形模型
蠕变松弛和蠕变应变积累能被预测使用非线性有限元分析关于一条合适的蠕变变形定律。
这RCC-MR蠕变定律提供在蠕变测试试样中初始和二次蠕变变形行为的良好表征,这些试样来自AISI类型316不锈钢且通过ABAQUS有限元代码的一个子程序被实施。
在这蠕变模型中,初始蠕变期间的蠕变应变通过如下的公式计算:
其中
是等价蠕变应变,
是等价vonMisis应力,t是时间用小时计时(tisthetimeinhours)。
C1,C2和n1是材料独立温度系数且在文献[23]已给出。
在蠕变的二次阶段,蠕变应变通过以下被给出
其中C和n分别是温度独立系数和变量,
和
表示在初始蠕变末尾的应变和时间。
对每个增加的有限元蠕变分析,对初始和二次蠕变应变进行计算,和当两个蠕变速率相等时发生了初始蠕变往二次蠕变的转换。
第三次蠕变行为的一个简单表征也被包括在蠕变分析的子程序中用下面的方式:
其中
是等价蠕变应变包括第三次行为和
是蠕变损伤函数在公式(4)中说明了。
这第三次蠕变关系仅仅成为很有意义随着蠕变损伤水平接近一致。
值得注意的是CT试样的蠕变模型用预应变步长耦合以致先前的塑性应变历程通过随后的蠕变和损伤模拟储存。
然而,使用的蠕变模型没有被修改,包括对随后蠕变行为的塑性预应变的影响。
3.4.蠕变损伤模型
由Hales提出的一个韧性疲劳工程模型,已经发展到去预测在奥氏体不锈钢中蠕变裂纹起源的开始,和应用到去估计工厂完整性遭受预热裂纹起源。
一个蠕变损伤参数
被定义以致
和裂纹起源被预测当
时。
这蠕变损伤参数是积累的蠕变应变到蠕变韧性的有效速率,当积累的损伤在任何点从如下公式被计算:
其中
是在某时t的瞬间vonMises蠕变应变速率,和
是相对的多轴蠕变韧性,在失效时作为vonMises应变表示,它是应变速率和应力状态的函数。
在预热裂纹起源模型中,一个经验方法用于描述应力状态对韧性的影响。
这包括两个材料常数,p和q,描述了随着三轴应力增加韧性减小根据以下公式:
其中
是单轴韧性是应变速率的函数,
是vonMises应力,
是最大主应力和
是静应力。
公式5的第一项表达了空穴形核和第二项表达了通过蠕变变形空穴生长。
当
时,裂纹起源停止(concede)。
以上韧性疲劳模型被包括进ABAQUS有限元蠕变子程序中。
三轴材料参数p和q各自设定为2.38和1.04。
这些参数通过Spindler[2]决定,且当蠕变韧性是个应变速率函数时这些参数被认为是合适的。
对于低应变速率
,一个“低平台”0.9%的单轴蠕变韧性被使用。
蠕变韧性值先前表示对在316H类型不锈钢焊件中热影响区材料是合适的,经历了焊接热机械应变周期。
与3.3节相似的状态中,先前塑性变形历史的影响没有明确包括在蠕变损伤模型中;然而,间接地认为一个低束缚韧性的使用与先前经历循环热塑性的热影响区材料相联系。
这话题将在4.6节更详细地讨论。
4.结果与讨论
4.1CT试样的预处理条件
在CT1,CT2和CT3试样压缩预应变期间,表面应变用图像关联和ESPI检测为了确认预期残余应变场真实地被引进。
图3a-d表示用平面应力,平面应变和在热处理结束时的3-D有限元模型预测的总表面应变与CT2真实测量的总表面应变进行一个比较。
用图像关联和ESPI测量的表面应变场与3-D有限元模型相一致。
测量的两个场(themeasuredfieldsboth)都表示了从在离中心纽带上面和下面约±45°的缺口放射出(emanate)的裂片(lobe)压应变(例如表示-1.5%等直线图(contour)),带有~1%的一个拉应变正达到朝着试样背面。
与2维的有限元模型符合,然而,不是如此好,尽管事实是在两种状态下都观察到预期的相似拉伸应变水平。
缺口周边预期的应变是不同的,关于试验观察到的应变特征裂片缺少(absentfrom)分析。
这不同很明显,使使用一个完整的3维模型成为必需,因为在缺口根部周边是塑性的,在试样中产生最终残余应力场。
鉴于这一事实静应力被认为在预热裂纹中起到很重要的作用,内部的残余应变场比在表面上总的应变场更让人感兴趣。
图4a比较了在预应变、缺口CT试样(CT2和CT3)的中厚处,预期的和测量的沿着中心纽带的残余开口(方向2)弹性应变变量。
残余弹性应变是使用HEXRD和中子衍射技术测量的。
在两种独立试样上用两种测量技术的密切一致性鼓励了在测量中有高度的信任度。
在残余应变测量中仅仅的不同(disparity)是在接近缺口根部的位置。
这是由于使用两种技术在测量标准体积(gaugevolume)时的不同。
中子测量大标准体积(2×2×1.5mm比较0.5×0.5×10mm)导致在应变梯度最高处的区域中一个较大的模糊效应。
每个HEXRD测量绘制的误差相对于衍射谱的多峰适度的不确定,且比数据分散的点对点的误差小很多(TheerrorbarplottedateachHEXRDmeasurementcorrespondstotheuncertaintyofthemultiplepeakfitofthediffractionspectrum,andismuchsmallerthanthepoint-pointscatterofthedata)。
沿着中厚纽带线测量的和预测的初始残余应变有很好的一致性。
在缺口根部表面预测的和测量的(HEXRD)拉伸应变,与大约800Mpa的裂纹张开应力相符合。
在预裂纹CT试样(CT1)的中厚处残余弹性应变场用HEXRD面扫(wasmappedbyHEXRD)。
与预裂纹出现相关的应力集中是明显的,从中厚板面扫获得的弹性应变如图5a所示。
来自中央纽带的图6a的线条也很清晰(ItisalsoevidentinthelineprofilesofFig.6atakenacrossthecentralligament)。
用3维有限元模型预测的残余应力与预测缺口试样的残余应力(Fig.4a)非常相似,除了紧邻裂纹缺口的区域,意料中,拉伸场强度更大且对应于裂纹尖端长度进入纽带更深。
值得注意的是在图6a中裂纹尖端测量的残余应变幅值比在原始缺口测量的应变和预裂纹预测的应变小一些。
这可能因为裂纹尖端长度穿透试样厚度有轻微的变化,所以标准体积试样材料离裂纹有不同的距离,模糊了测量应力到一个更低值。
4.2.CT试样后处理
缺口试样(CT3)和预裂纹试样(CT1)的宏观断口组织的显微镜照片如图7所示。
对蠕变裂纹的两个试样能很容易区分与开口试样形成的快速断裂,由于蠕变断裂表面氧化导致变黑。
意料中,每个试样的中心比表面能看到更明显的蠕变损伤。
这是由于在试样的中间有更高的三轴约束,导致蠕变韧性相对的减小(如图公式5所示)。
在CT1中由于3.5mm预裂纹产生的应力强度预期看到了大量的蠕变裂纹。
然而,在CT3中钝缺口(bluntnotch)蠕变裂纹的发生很少预期见到。
在这两种情况下,蠕变裂纹似乎都不是很模糊。
图8表示中厚面的CT试样缺口根部周边区域的光学显微镜照片。
图8a表示出预裂纹前端蠕变裂纹的不连续性质,然而在图8b中近摄(close-up)确认沿着晶粒边界蠕变空穴形核连接在一起发生了微裂纹(microcracking)。
通过对比,图8c表示了CT3钝缺口周边蠕变损伤的大范围区域。
从缺口根部放射出的大量不连续裂纹,平行于CT纽带,能清晰地看到。
因此,主蠕变裂纹近似1.7mm长且与CT1中的蠕变裂纹长度比较;然而,图7清晰地表示了整体蠕变裂纹在预裂纹的CT1试样中区域更大。
4.3.蠕变松弛结果
图4b比较了在缺口试样中的预应变与长期热处理之后的CT3试样的HEXRD测量。
比较那些带有预应变状态的结果(图4a)表明峰值拉应变在4500小时处理过程中有明显的应变松弛,减少缺口处的应变从约3000×10-6到近似0。
结合事实峰值拉应变现在离缺口3mm反映了蠕变损伤大范围到达的深度。
从缺口更进一步应力线保留着,但是幅值大约有一半。
注意到在图4b中测量的应变点对点的分散比在图4a测量的更大,因为与用的更小标准体积(.01×0.1×3.4mm比较与0.5×0.5×10mm)相关联的更差的晶粒样品统计。
图9a表示了热处理的裂纹开口残余应力的预期演变。
清楚的是一旦温度提升大的变化就发生由于在高温相对于室温的低屈服应力。
100小时后大量的拉伸应力蠕变松弛发生超过了开始的大约3mm,随着峰值应力从800Mpa的初始峰值残余应力减少到400Mpa以下,关于沿着纽带压应力伴随着减小。
1000小时后在缺口根部的应力线有一个显著的变化,峰值残余应力幅值会降到大约250Mpa,且峰值应力移到离缺口根部4mm处。
其后很少的显著变化再发生。
在图4b中缺口试样模拟的松弛应变线和测量的松弛应变线很好的吻合。
在缺口根部2mm中应变(约300×10-6)的差异可能是由于有限元蠕变模型没有设置特别是模拟观察的微观裂纹(图8c)。
实际中这将趋于显著地减少局部裂纹开启应力;然而符合在那里(图10)预期观察到的大范围蠕变损伤,明显地减小了维持大应力的能力。
图9b表示的是550℃蠕变处理4500小时前后疲劳预裂纹CI1试样在20℃时预测的残余应力分布。
在这模型3.5mm预裂纹尖端预测到一个约1150Mpa的峰值应力。
热处理后峰值应力降到约400Mpa,且在接近裂纹尖端的应力梯度也减小。
再次热处理前后在测量的和预测的残余应变线之间有合理地接近一致(图6)。
作为以上提到的,模型没有建立蠕变空穴的物理形成或者主蠕变裂纹的生长。
这可能是因为模型未能很好地扑捉在3.5mm与5mm之间的应力松弛由于1.4mm(平均长度)蠕变裂纹(图7b)。
4.4蠕变损伤模型的应用
在目前工作中蠕变损伤模型已经被英国能源公司广泛地使用于估计非应力的敏感性,非应力降低了焊接不锈钢工厂部件在高温(500-600℃)工作产生预热裂纹萌生的危险。
模型声称为裂纹萌生提供保守的预测时间和在大量不同工厂和试样形状中损伤位置的很好预测。
然而,蠕变损伤模型对时间的确认相当不明确。
第一,没有严格的定义裂纹萌生的意思,而是一般关系到这点什么微裂纹用无损检测技术检测到。
超声波技术仅仅有一个限定的能力去检测奥氏体不锈钢中的裂纹,依靠部件厚度、缺陷位置、取向和焊接金属的影响。
在操作工厂中发现的预热裂纹损伤的大小从最小的裂纹开始延伸,对壁厚部件的显著部分用超声波方法检测最小裂纹和测其大小,且主要这些证据结合一些受限的试验特征测试先前用于确认这个模型。
焊接设备几何形状预热裂纹萌生的预测时间也有些不精确。
这是因为原先推测出的残余应力状态一般依靠非常复杂的焊接模拟,这模拟使用相当粗糙的(相当大的尺寸)有限元网格(例如文献27)。
通过这模型预测的蠕变损伤程度要求仔细的解释,以致于如果大的损伤形成预热裂纹才被停止(reheatcrackingisonlyconceded),例如如果高斯点集群达到1的损伤程度,这区域大小随着时间增大。
尽管当损伤达到统一,在预热裂纹模型中第三向蠕变松弛了偏离分量压力,这不表示一个物理宏观裂纹的形成。
例如高损伤蠕变区增大,模型的精确性有望减小。
对于这个原因,当前在焊接工程设备中这模型没有用于估计初始预热裂纹的蠕变增长。
然而有利于宏观裂纹的程度和几何形状与预期损伤程度的比较。
4.5.蠕变损伤结果
在我们的例子中,用于预测预热裂纹起源的有限元模型的性质大大地不同于先前用于焊接设备评估的模型。
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