焊接順序?qū)形坡口環(huán)焊結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力的影響

萬海波，　王延峰，　李　強，　唐　彬

(1． 上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院， 上海 200240； 2. 上海電力股份有限公司吳涇熱電廠， 上海 200241)

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焊接順序?qū)形坡口環(huán)焊結(jié)構(gòu)殘余應(yīng)力的影響

萬海波1，王延峰1，李強1，唐彬2

(1． 上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院， 上海 200240； 2. 上海電力股份有限公司吳涇熱電廠， 上海 200241)

利用有限元軟件ABAQUS建立了環(huán)焊結(jié)構(gòu)的二維軸對稱熱力順序耦合有限元模型，并對模型的準(zhǔn)確性進行了驗證.利用該模型計算了不同焊接順序下不銹鋼圓筒多道對接焊的殘余應(yīng)力分布.結(jié)果表明：不同焊接順序下的殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致，軸向應(yīng)力在焊接接頭內(nèi)壁一側(cè)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，而在外壁一側(cè)表現(xiàn)為壓應(yīng)力；環(huán)向應(yīng)力在整個壁厚方向上均表現(xiàn)為拉應(yīng)力.就應(yīng)力值大小而言，焊接順序?qū)堄噍S向應(yīng)力的影響較大，對環(huán)向應(yīng)力的影響則較小.以最大程度降低焊接結(jié)構(gòu)在服役期間發(fā)生應(yīng)力腐蝕開裂的可能性為依據(jù)，確定了最佳焊接順序.

X形坡口； 焊接順序； 應(yīng)力腐蝕開裂； 有限元模擬

大型壓力容器環(huán)縫對接焊是核電化工等領(lǐng)域常見的焊接結(jié)構(gòu).由于焊接過程中溫度分布不均勻，導(dǎo)致焊接后的構(gòu)件中不可避免地出現(xiàn)殘余應(yīng)力.殘余應(yīng)力對結(jié)構(gòu)的服役狀況產(chǎn)生不利影響，如促進疲勞、應(yīng)力腐蝕開裂、氫脆的發(fā)生[1-2].如果要對焊接構(gòu)件的完整性進行可靠評價，事先知曉焊接殘余應(yīng)力的分布，特別是焊件厚度方向上的應(yīng)力分布就顯得尤為重要.

工程上，為減小焊接變形，減少焊接缺陷和降低焊接工作難度(清根打磨)，中厚壁容器對接多道焊通常采用對稱或非對稱的X形(雙V形)坡口[3-4].由于存在內(nèi)、外坡口之分，焊道的先后順序?qū)⒆兊枚鄻踊?此時，控制焊后殘余應(yīng)力應(yīng)成為選用最佳焊接順序著重考慮的因素，這是因為許多研究和應(yīng)用實例表明，在殘余拉應(yīng)力和腐蝕性介質(zhì)的作用下，壓力容器或管道的焊縫熱影響區(qū)極易出現(xiàn)由內(nèi)壁向壁厚方向擴展的裂紋[5-7].因此，分析焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的影響，無論是對焊接工藝的優(yōu)化還是服役狀況的完整性評估，都具有一定的實際意義.

鑒于影響焊接殘余應(yīng)力分布的因素非常多，包括接頭結(jié)構(gòu)、坡口類型、焊接熱輸入、焊接層數(shù)和道數(shù)、焊接順序以及材料特性等，有限元數(shù)值模擬方法已成為國內(nèi)外評估焊接殘余應(yīng)力分布的最有效手段之一[8-12].順序耦合熱彈塑性有限元法是計算焊接殘余應(yīng)力的主要方法，該方法首先進行傳熱分析得到焊件的溫度場，而后以該溫度場作為輸入，根據(jù)焊件的材料力學(xué)性能和邊界條件，計算得到應(yīng)力場和應(yīng)變場.

筆者利用有限元軟件ABAQUS建立一個軸對稱二維熱彈塑性有限元模型，對帶X形坡口的中厚壁圓筒多道對接焊進行模擬，探討焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的影響，并通過已有的試驗數(shù)據(jù)來驗證該模型的準(zhǔn)確性.

1　二維軸對稱有限元模型

1.1熱分析

焊接熱過程可認(rèn)為是熔化后的焊材滴落在坡口里并向周圍母材傳熱的過程，如圖1所示.在該過程中，焊材和母材交界線(熔合線)的溫度快速上升，在達到材料熔點后保持不變，作為一恒溫?zé)嵩聪蛑車覆膫鳠幔瑐鳠岬臅r間則通過焊接熱影響區(qū)的寬度來控制.具體措施如下：預(yù)先給出焊接熱影響區(qū)寬度和臨界溫度(一般為800～900 ℃)；在熱影響區(qū)邊界上設(shè)置溫度探測點；傳熱計算過程中當(dāng)發(fā)現(xiàn)該點的溫度達到熱影響區(qū)臨界溫度時，立即停止加熱，轉(zhuǎn)而進入焊接冷卻階段.焊縫單元將以高于或等于熔點的溫度(相當(dāng)于熔池平均溫度)填充至焊件中，隨母材一起冷卻.以上2D分析方法可獲得與實際焊接接頭橫截面相一致的熔池區(qū)和熱影響區(qū)形狀，較好地保證了溫度場計算結(jié)果的可靠性.

模擬多道焊時，焊縫的依次填充是通過控制相應(yīng)焊縫單元的“生死”屬性來實現(xiàn)的.未輪到填充的焊縫單元預(yù)先被賦予“死”的屬性，處于未激活狀態(tài)，不參與模型計算，直至屬于它的焊接道次來臨而被激活.值得注意的是，焊縫單元的激活伴隨有換熱邊界條件的改變，既存在新?lián)Q熱面的生成，也存在舊換熱面的消失,這點在建模時也會考慮到.

圖1　2D焊接熱分析示意圖

1.2力學(xué)分析

力學(xué)分析中，每個焊接時間步都將讀入熱分析得到的溫度歷史數(shù)據(jù)，根據(jù)預(yù)先設(shè)定的焊接邊界條件和材料熱膨脹系數(shù)以及彈塑性數(shù)據(jù)，計算平衡狀態(tài)的應(yīng)力和應(yīng)變.多道焊中，焊縫單元須以無應(yīng)力的形式填充至焊件中.然而，如果也采用與熱分析一樣的單元“生死”技術(shù)來模擬多道焊，往往會給分析帶來很大的困難.主要原因可通過圖2來解釋.當(dāng)前一道焊接完成后，整個焊材實際上已經(jīng)發(fā)生了變形，此時激活新焊道單元(注意是從原始位置激活)，其邊界節(jié)點就必須發(fā)生相應(yīng)的位移以匹配周圍的節(jié)點,這很有可能使原本形狀規(guī)則的單元出現(xiàn)較大的畸變，造成計算結(jié)果的不收斂.即使計算上能夠通過，將未變形填充材料引入變形后的焊件也會導(dǎo)致整個焊件應(yīng)力的重構(gòu)，而這并不符合實際情況.

圖2　焊接力學(xué)分析中單元“生死”技術(shù)帶來的界面不匹配效應(yīng)

Fig.2Boundary mismatch caused by element birth technique in multi-pass welding stress analysis

為了解決這些問題，筆者采用Brickstad等人提出的“軟化溫度”設(shè)置法[13]：所有焊道單元在計算過程中都處于激活狀態(tài)，但是還未被輪到填充的焊縫單元節(jié)點將被設(shè)定保持在一個較高的溫度，稱為軟化溫度.此溫度點材料的剛度和屈服強度非常小，可視為處在非激活狀態(tài)，不會對整個體系的應(yīng)力計算造成較大的影響，但它們可以隨焊件的變形而發(fā)生變形.只有在屬于它們各自的冷卻時間步中，溫度處于軟化溫度下，其材料屬性才開始被激活，然后真正參與到整個結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分析中.筆者設(shè)置軟化溫度與材料熔點一致.

1.3幾何模型及網(wǎng)格劃分

筆者模擬的是帶對稱X形坡口的大直徑圓筒對接多道焊，外徑為2 000 mm，壁厚為12 mm，總長為2 000 mm，坡口角度為60°.假定焊道數(shù)目為4，內(nèi)外各2道，共有6類焊接順序，見圖3.順序1：內(nèi)道→外道→內(nèi)道→外道；順序2：內(nèi)道→外道→外道→內(nèi)道；順序3：內(nèi)道→內(nèi)道→外道→外道；順序4：外道→內(nèi)道→外道→內(nèi)道；順序5：外道→內(nèi)道→內(nèi)道→外道；順序6：外道→外道→內(nèi)道→內(nèi)道.

圖3　大直徑圓筒焊接接頭構(gòu)型及焊道順序

Fig.3Groove shape and welding sequence for multi-pass butt joints of large-diameter cylinder

考慮到模型關(guān)于焊接方向的對稱性，僅取一半作為研究對象，如圖4所示.采用疏密過渡網(wǎng)格對模型進行網(wǎng)格劃分，焊縫附近的溫度和應(yīng)力梯度均較高，因而此處使用較細密的網(wǎng)格，而遠離焊縫的位置則使用較稀疏的網(wǎng)格，單元總數(shù)為3 094.熱分析選用DCAX8R單元，力學(xué)分析選用CAX8R單元.

1.4材料性能及參數(shù)

所使用的材料為奧氏體不銹鋼，并假定焊材和母材具有相同的熱物理性能和力學(xué)性能.奧氏體不銹鋼的熱物理性能和力學(xué)性能隨溫度的變化見表1.表中,cp為比定壓熱容；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；E為彈性模量；ν為泊松比；σy為屈服強度；ET為硬化模量；α為熱膨脹系數(shù).Von Mises屈服和雙線性隨動硬化準(zhǔn)則用來描述材料的塑性變形.之所以選用隨動硬化模型是因為材料在升溫和冷卻過程中會有包申格效應(yīng)的產(chǎn)生[14].模型中使用的參數(shù)還包括：熔池平均溫度1 500 ℃，層間冷卻溫度50 ℃，熱影響區(qū)寬度2.5 mm，臨界溫度900 ℃.

圖4　有限元模型

1.5邊界條件

邊界條件包括熱流邊界條件和位移邊界條件.熱分析中，除對稱面外，其他表面均可以通過對流和輻射的形式與外界交換熱量.為方便計算，將對流傳熱系數(shù)和輻射傳熱系數(shù)合并成復(fù)合傳熱系數(shù)施加在自由面上.不銹鋼的復(fù)合傳熱系數(shù)可以表達為[13]

(1)

力學(xué)分析中，除了在對稱面上施加對稱性位移邊界條件外，還在焊件末端施加了限制剛體位移的邊界條件.

表1　奧氏體不銹鋼的熱物理性能和力學(xué)性能

2　有限元模型的驗證

為了驗證本模型的可靠性，根據(jù)Sattari-Far等人的奧氏體不銹鋼管道焊接試驗[15](尺寸規(guī)格見圖5)進行對應(yīng)的模擬計算，熱影響區(qū)寬度為2 mm，臨界溫度為900 ℃.圖6為外表面殘余應(yīng)力計算值與試驗值(盲孔法試驗)的對比圖.由圖6可知，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合得較好，證實了該模型的可靠性.

圖5　驗證模型中采用的管道尺寸規(guī)格

(a) 環(huán)向應(yīng)力

(b) 軸向應(yīng)力

Fig.6Comparison of outer surface residual stress between FEM results and experiment data

3　有限元計算結(jié)果與分析

3.1溫度分布

圖7為順序1中各焊道加熱階段的典型溫度分布圖.溫度梯度在焊縫附近非常高，大約2.5 mm的區(qū)域內(nèi)，溫度從熔點下降至900 ℃，符合之前設(shè)定的熱影響區(qū)寬度.通過后面的分析可知，該區(qū)域?qū)嶋H上將成為整個焊接接頭的最薄弱區(qū)域.從圖7可以看到，未輪到填充的焊縫單元處于不可見的狀態(tài)，不參與模型計算.隨著焊縫單元的添加，模型的自由換熱面也將逐步減少.

(a)(b)(c)(d)

圖7順序1中各焊道加熱階段的溫度分布圖

Fig.7Temperature distribution in each pass of weld under No.1 welding sequence

3.2應(yīng)力分布

圖8為順序1中各焊道加熱階段的典型Mises應(yīng)力分布圖.與熱分析不同的是，所有焊縫單元在應(yīng)力分析中都“顯式”地存在，但未輪到填充的焊縫單元由于設(shè)定了軟化溫度，材料剛度非常小，應(yīng)力幾乎為零.正如Brickstad等人指出的一樣，這種處理技術(shù)保證了未生成單元可以以幾乎無應(yīng)力的形式填充至焊件中.盡管可能會有累積塑性應(yīng)變的產(chǎn)生，但這對最終殘余應(yīng)力的影響僅存在于非常局部的區(qū)域.

(a)(b)(c)(d)

圖8順序1中各焊道加熱階段的Mises應(yīng)力分布圖

Fig.8Mises stress distribution in each pass of weld under No.1 welding sequence

圖9和圖10分別給出了各焊接順序下最終殘余軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力沿3條路徑的分布情況.3條路徑分別如下：(1) 壁厚熱影響區(qū)邊界線(見圖3，距熔合線2.5 mm，由內(nèi)向外)；(2) 內(nèi)表面軸向方向；(3) 外表面軸向方向.總體來看，6種焊接順序下的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力分布趨勢基本一致.軸向應(yīng)力在焊接接頭的內(nèi)壁一側(cè)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，而在外壁一側(cè)表現(xiàn)為壓應(yīng)力；環(huán)向應(yīng)力在整個壁厚方向上均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，且從內(nèi)壁向外壁呈現(xiàn)遞減趨勢.殘余應(yīng)力在焊縫附近非常大，焊縫中心的環(huán)向應(yīng)力甚至超過材料的屈服強度，而在遠離焊縫的位置，應(yīng)力逐漸減小為零.

(a) 沿壁厚熱影響區(qū)邊界線

(b) 沿內(nèi)表面軸向方向

(c) 沿外表面軸向方向

Fig.9Distribution of axial residual stress formed under various welding sequences

6種不同焊接順序的應(yīng)力分布實際上表現(xiàn)出了3組不同的結(jié)果：順序2、順序4和順序6為一組，順序1和順序5為一組，順序3自成一組.這3組應(yīng)力的數(shù)值大致上呈現(xiàn)出依次遞減的趨勢.從圖2中不難發(fā)現(xiàn)，順序2、順序4和順序6的最后一道焊均位于內(nèi)側(cè)坡口，順序1和順序5的最后一道焊均位于外側(cè)坡口，但倒數(shù)第2道位于內(nèi)側(cè)坡口，而順序3的最后2道焊均位于外側(cè)坡口.這似乎說明最后2道焊的位置對殘余應(yīng)力的影響起著決定性作用.另外，不難看出焊接順序?qū)S向應(yīng)力的影響明顯大于對環(huán)向應(yīng)力的影響.3組環(huán)向應(yīng)力僅在中心壁厚外側(cè)區(qū)域表現(xiàn)出較大的差異，而軸向應(yīng)力在整個壁厚方向上均表現(xiàn)出較大的差異.

(a) 沿壁厚熱影響區(qū)邊界線

(b) 沿內(nèi)表面軸向方向

(c) 沿外表面軸向方向

Fig.10Distribution of hoop residual stress formed under various welding sequences

沿壁厚熱影響區(qū)的軸向應(yīng)力分布是評估焊接順序相對優(yōu)劣的重要指標(biāo).眾所周知，由于敏化效應(yīng)，奧氏體不銹鋼焊接接頭的熱影響區(qū)是耐晶間腐蝕的最薄弱區(qū)域，在拉應(yīng)力的作用下極易出現(xiàn)應(yīng)力腐蝕開裂.作為與腐蝕性介質(zhì)直接接觸的表面，內(nèi)壁熱影響區(qū)是應(yīng)力腐蝕裂紋最有可能萌生的地方.減小此處的軸向應(yīng)力可以阻礙裂紋的形核.即便裂紋在內(nèi)壁偶然形成，減小沿壁厚方向的軸向應(yīng)力也可以緩解裂紋的擴展.從這2個角度來講，順序3都應(yīng)被視為最佳焊接順序.

相比于其他焊接順序，順序3的顯著特點是末尾兩道焊均在外側(cè)坡口.然而這并不能說明對于所有壁厚的環(huán)焊結(jié)構(gòu)，將末尾焊道盡可能多地安排在外側(cè)都有助于減小焊縫內(nèi)壁的殘余軸向應(yīng)力.軸向應(yīng)力的來源有2個方面：(1) 焊縫軸向收縮；(2) 焊件彎曲變形.軸向收縮效應(yīng)使得先焊部位對后焊部位產(chǎn)生約束作用，這樣后焊部位產(chǎn)生拉應(yīng)力，先焊部位則產(chǎn)生壓應(yīng)力.與之相反的是，彎曲效應(yīng)使得后焊部位呈現(xiàn)壓應(yīng)力，先焊部位呈現(xiàn)拉應(yīng)力.對于壁厚不大且焊道數(shù)目不多的管道焊接，軸向收縮效應(yīng)要大于環(huán)向彎曲效應(yīng)，這時將后期焊道盡量安排在外壁而非內(nèi)壁一側(cè)將有助于減小焊縫內(nèi)壁處的軸向拉應(yīng)力.若壁厚較大且焊道數(shù)目多，體系的剛性將增大，因彎曲導(dǎo)致的軸向應(yīng)力可能大于焊道收縮產(chǎn)生的軸向應(yīng)力，比如厚板焊接出現(xiàn)的根部硬化和開裂現(xiàn)象[16].在這種情況下，將后期焊道盡量安排在內(nèi)壁一側(cè)或許會更好.

4　結(jié)　論

(1) 基于有限元分析軟件ABAQUS建立起環(huán)焊結(jié)構(gòu)的二維軸對稱熱彈塑性有限元模型.在熱分析過程中采用單元生死技術(shù)模擬多道焊過程，并通過設(shè)置溫度探測點確定平面?zhèn)鳠岬臅r間，以保證獲得與試驗相一致的焊接熱影響區(qū)寬度.在力學(xué)分析中，使用軟化溫度技術(shù)實現(xiàn)了焊縫單元以無應(yīng)力形式填充至焊件中，確保了計算的收斂.通過與前人試驗的對比，該模型的可靠性得到了驗證.

(2) 運用筆者建立的模型，計算了6種焊接順序下多道X形坡口不銹鋼圓筒4焊道對接焊的殘余應(yīng)力分布.不同焊接順序下的殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致：軸向應(yīng)力在焊接接頭內(nèi)壁一側(cè)表現(xiàn)為拉應(yīng)力，而在外壁一側(cè)表現(xiàn)為壓應(yīng)力；環(huán)向應(yīng)力在整個壁厚方向上均表現(xiàn)為拉應(yīng)力.就應(yīng)力值本身而言，焊接順序?qū)堄噍S向應(yīng)力的影響較大，而對環(huán)向應(yīng)力的影響則較小.

(3) 對于壁厚不大且焊道數(shù)目不多的管道焊接，將后期焊道安排在外壁而非內(nèi)壁一側(cè)將有助于減小焊縫內(nèi)壁處的殘余軸向拉應(yīng)力，而當(dāng)壁厚較大且焊道數(shù)目較多時，可將后期焊道安排在內(nèi)壁而非外壁一側(cè).

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Effects of Welding Sequence on Residual Stress Distribution in Circumferential Welded Joints with X-shape Grooves

WANHaibo1,WANGYanfeng1,LIQiang1,TANGBin2

(1.Shanghai Power Equipment Research Institute, Shanghai 200240, China;2. Wujing Thermal Power Plant, Shanghai Electric Power Co., Ltd., Shanghai 200241, China)

Using ABAQUS software, a 2D axisymmetric sequentially coupled thermal-mechanical finite element model was developed for circumferential welds, of which the accuracy was verified with experimental data. The model was then used to calculate the residual stress in multi-pass butt welds of stainless steel cylinder formed under different welding sequences. Results show that the stress distributions formed under different welding sequences reveal essentially the same trend: the axial stress on inner wall side is of the tensile kind and that on outer wall side is of the compressive kind; whereas the hoop stress is of the tensile kind throughout the whole thickness of cylinder wall. As to the stress magnitude, welding sequence affects more on axial stresses than on hoop stresses. An optimum welding sequence is finally determined from the view of preventing stress corrosion cracking in sevice period to the greatest extent.

X-shaped groove; welding sequence; stress corrosion cracking; finite element simulation

2015-08-17

2015-09-09

上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計研究院青年創(chuàng)新基金資助項目(201408038Q);國家科技重大專項基金資助項目(2015ZX06002004-001)

萬海波(1985-)，男，湖南常德人，工程師，工學(xué)博士，主要從事電站材料壽命評估和失效分析方面的研究.

電話(Tel．)：18017595079；E-mail：wanhaibo@speri.com.cn.

1674-7607(2016)08-0664-07

TK2

A學(xué)科分類號：470.30