小口徑厚壁12Cr1MoVG鋼管焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬

陳國(guó)宏, 郭碧翔, 王若民, 趙昊然, 繆春輝, 汪晶晶, 湯文明

(1.國(guó)網(wǎng)安徽省電力有限公司 電力科學(xué)研究院， 合肥 230601; 2.國(guó)網(wǎng)阜陽(yáng)供電公司， 阜陽(yáng) 236000； 3.國(guó)網(wǎng)六安供電公司， 六安 237000; 4.合肥工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 合肥 230009)

12Cr1MoVG鋼是我國(guó)自主研發(fā)的一種珠光體耐熱鋼。由于添加了合金元素鉻、鉬進(jìn)行固溶強(qiáng)化，并加入了一定量的釩元素與鋼中的碳元素結(jié)合形成了VC等碳化物進(jìn)行彌散強(qiáng)化，使得12Cr1MoVG鋼具有組織結(jié)構(gòu)穩(wěn)定、綜合力學(xué)性能優(yōu)良及持久強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于火力發(fā)電廠中運(yùn)行溫度不超過540 ℃的集箱、蒸汽管道以及金屬壁溫不超過580 ℃的過熱器、再熱器等部件的制造[1-3]。

由于12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼具有較大的冷裂敏感性，為保證焊接接頭的可靠性，需嚴(yán)格控制焊接工藝，盡可能減少焊接缺陷。另外,鋼材在焊接過程中，由于受到不均勻的局部加熱和冷卻，使材料產(chǎn)生了不均勻的體積膨脹和收縮，導(dǎo)致鋼材內(nèi)部產(chǎn)生了殘余應(yīng)力。焊接殘余應(yīng)力易引發(fā)裂紋，不僅會(huì)使接頭的強(qiáng)度和韌性下降，甚至?xí)?dǎo)致接頭開裂。若能在焊前準(zhǔn)確了解焊接過程中及焊后焊接接頭應(yīng)力場(chǎng)的分布狀況，則可提前采取相應(yīng)的措施，通過優(yōu)化焊接工藝減小焊接構(gòu)件的應(yīng)力及變形。這對(duì)于提高焊接接頭質(zhì)量和焊接工作效率，降低生產(chǎn)成本，乃至提高機(jī)組運(yùn)行安全性都具有重要意義。

小口徑厚壁12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼管的多層多道焊受到多個(gè)單層焊接熱循環(huán)的交替作用和相鄰焊層間的熱處理作用，因此焊接接頭中的溫度場(chǎng)和最終殘余應(yīng)力場(chǎng)較單道焊縫的復(fù)雜得多[4]。目前國(guó)內(nèi)關(guān)于12Cr1MoVG鋼管焊接性與工藝的試驗(yàn)研究較多[5-7]，但是關(guān)于對(duì)其焊接過程數(shù)值模擬的報(bào)道不多。其中，遲露鑫等[8]采用有限元軟件對(duì)12Cr1MoV 耐熱鋼管焊接過程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果表明采集特征點(diǎn)熱循環(huán)曲線與模擬結(jié)果吻合，但該研究并未涉及焊接接頭中殘余應(yīng)力的分布情況。

筆者基于生死單元技術(shù)，建立有限元模型，模擬研究了小口徑厚壁12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼管多層多道焊接接頭內(nèi)、外壁軸向殘余應(yīng)力的分布情況;參照GB/T 7704-2008《無損檢測(cè)X射線應(yīng)力測(cè)定方法》測(cè)試焊態(tài)鋼管接頭內(nèi)、外壁殘余應(yīng)力沿軸向的分布情況。通過比較殘余應(yīng)力的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果，驗(yàn)證有限元數(shù)值模擬方法的可靠性。

1 試驗(yàn)材料及焊接工藝

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用長(zhǎng)度為200 mm，外徑為51 mm，壁厚為13 mm的小口徑厚壁12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼管，其化學(xué)成分滿足表1所示GB 5310-2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》的技術(shù)要求。

為避免焊縫金屬產(chǎn)生較大的熱裂傾向，焊縫金屬的碳含量和力學(xué)性能要比母材的低一些，選用R31焊絲和R317焊條為焊接填充材料。其成分滿足表2所示DL/T 869-2012《火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程》的技術(shù)要求。

汪晶晶[9]測(cè)試了不同溫度下12Cr1MoVG鋼管的熱物理性能及力學(xué)性能，結(jié)果如表3，4所示。

表1 12Cr1MoVG鋼管的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.1 Chemical compositions of 12Cr1MoVG steel tube (mass fraction) %

表2 焊縫金屬的主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Tab.2 Main chemical compositions of filling metals (mass fraction) %

表4 不同溫度下12Cr1MoVG鋼管的力學(xué)性能Tab.4 Mechanical properties of 12Cr1MoVG steel tube at different temperatures

1.2 焊接工藝

在小口徑厚壁12Cr1MoVG鋼管的焊接過程中，焊道的寬度控制在不超過焊絲直徑3倍的范圍內(nèi)。采用的焊接方法為鎢極氣體保護(hù)焊(GTAW)+手工電弧焊(SMAW)，焊接材料為R31焊絲+R317焊條。利用裝配夾具對(duì)焊接鋼管剛性拘束，焊前250 ℃預(yù)熱，GTAW焊接打底1層+SMAW焊接填充和蓋面4層，焊后保溫緩冷[10]。焊縫開V形坡口，如圖1所示。焊接時(shí)，層間溫度控制在250～300 ℃，焊接參數(shù)如表5所示。

圖1 12Cr1MoVG鋼管對(duì)接接頭坡口示意圖Fig.1 Diagram of the groove on butt joint of 12Cr1MoVG steel tube

表5 鋼管焊接參數(shù)Tab.5 Welding parameters of steel tube

2 有限元建模與試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格模型

采用MSC.Marc軟件，基于生死單元技術(shù)建立網(wǎng)格模型。焊縫處的網(wǎng)格尺寸最小為0.158 mm×0.1 mm，隨著遠(yuǎn)離焊縫，網(wǎng)格逐步加粗，尺寸最大為1 mm×1 mm，模型的結(jié)點(diǎn)數(shù)為28 607，單元數(shù)為24 220，建立的鋼管網(wǎng)格模型如圖2a)所示，焊道剖面網(wǎng)格模型如圖2b)所示。

圖2 小口徑厚壁12Cr1MoVG鋼管焊接接頭網(wǎng)格模型Fig.2 Mesh model of welding joint of small-caliber thick-wall 12Cr1MoVG steel tube： a) mesh model of steel tube; b) section drawing of weld bead model

2.2 載荷及邊界條件

2.2.1 熱源載荷

實(shí)際焊接中的熱源可以理解為通過施加電流和電壓給焊材，產(chǎn)生的熱量使焊材和母材熔化形成熔池；而在軟件中是通過熱源模型賦予相關(guān)的參數(shù)，并結(jié)合生死單元的方法來模擬實(shí)際熱源產(chǎn)生熔池的過程。這兩種作用效果十分接近。焊接模擬中系統(tǒng)默認(rèn)的熱源模型有兩種，一種是Goldark圓形面熱源，可以用來定義二維線熱源和三維面熱源，適用于平板堆焊和熔深不大的對(duì)接焊；另一種是Goldark雙橢球體熱源，如圖3所示，用來定義二維或三維體熱源，適用于開坡口或熔深大的焊縫，其前半部分橢球生成的熱源實(shí)際功率為[11]

q(x,y,z,t)=

(1)

后半部分橢球熱源表達(dá)式為

q(x,y,z,t)=

(2)

式中:x,y,z為實(shí)際熱源在各方向軸上的坐標(biāo)；t為焊接時(shí)間;Q為輸入熱源功率；f1，f2為前后半橢球能量分?jǐn)?shù)；a為橢球的寬度；b為橢球的深度；c1，c2為前后半球的長(zhǎng)度；v為焊接速度。

圖3 雙橢球熱源模型Fig.3 Double ellipsoidheat source model

根據(jù)文獻(xiàn)[12]以及前期的模擬計(jì)算經(jīng)驗(yàn)，熱源模型參數(shù)a和b分別選取熔池寬度和深度的80%，c1取焊縫寬度的2倍，c2取焊縫寬度的1/2。

2.2.2 邊界條件

焊接模擬中溫度場(chǎng)的模擬參數(shù)直接關(guān)系著計(jì)算焊接應(yīng)力場(chǎng)的準(zhǔn)確程度。而溫度場(chǎng)模擬除了與材料的熱物理性能相關(guān)外，還與材料和環(huán)境之間的換熱邊界條件的設(shè)置有關(guān)。由于實(shí)際焊接過程中，焊接材料與外界存在強(qiáng)烈的熱交換，因此對(duì)模型的上下表面施加換熱邊界條件，即施加對(duì)流換熱系數(shù)；在中間對(duì)稱面施加絕熱邊界條件。環(huán)境溫度取室溫25 ℃，焊件的初始溫度為預(yù)熱后的250 ℃。

除此之外，為防止應(yīng)力分析模型發(fā)生剛性移動(dòng)，模擬過程中還要添加適當(dāng)?shù)奈灰七吔鐥l件才能準(zhǔn)確模擬焊接過程中應(yīng)力場(chǎng)的分布。因此設(shè)置如圖4所示的位移邊界條件，即在鋼管軸向即x軸方向施加位移約束，在截面上即y軸和z軸方向施加約束。

圖4 位移邊界條件Fig.4 Displacement boundary conditions in: a) y direction; b) z direction; c) x direction

目前，常用的焊接過程模擬方法主要分為考慮焊縫中焊接材料添加和不考慮焊接材料添加兩種類型。對(duì)于多道焊接接頭，采用考慮焊接材料添加所得到的熱循環(huán)曲線比不考慮焊接材料添加所得熱循環(huán)曲線更接近于試驗(yàn)結(jié)果[13]。有限元模擬軟件采用生死單元法處理焊縫金屬的逐步填充，即通過改變單元的死活處理焊接材料的添加過程。在焊接模擬過程中焊縫單元是逐步被激活的，沒有被激活的單元不參與計(jì)算。設(shè)定好焊縫單元以及焊接路徑，并依據(jù)上述雙橢球熱源模型參數(shù)的選取方法選取熱源模型參數(shù)，采用瞬態(tài)求解方法，在求解中選擇大變形求解條件，輸出結(jié)果設(shè)置為應(yīng)力(Stress)和范式等效應(yīng)力(Von Mises Stress)，最后提交系統(tǒng)自動(dòng)求解，直到求解完畢，程序顯示退出號(hào)為 3004 即得到模擬計(jì)算結(jié)果。

2.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

使用ZXT-400STG型焊機(jī)進(jìn)行焊接試驗(yàn)。兩個(gè)待焊管試樣經(jīng)宏觀觀察和采用XYD型移動(dòng)式X射線探傷機(jī)無損檢測(cè)可知試樣質(zhì)量較好，表面無砂眼和小孔洞等缺陷，然后按SD 340-1989《火力發(fā)電廠鍋爐、壓力容器焊接工藝評(píng)定規(guī)程》的技術(shù)要求進(jìn)行焊接。

參照GB/T 7704-2008的要求，采用X-350A型X射線殘余應(yīng)力分析儀測(cè)試焊態(tài)12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)、外壁軸向殘余應(yīng)力的分布情況。

3 結(jié)果與討論

3.1 測(cè)試結(jié)果

試驗(yàn)測(cè)得的焊態(tài)12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)、外壁軸向殘余應(yīng)力分布如圖5所示。可知焊接接頭外壁焊縫與熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，從焊縫中心起，壓應(yīng)力水平逐漸增大，在熔合區(qū)附近達(dá)到最大，隨后，應(yīng)力水平逐漸下降，至母材位置殘余應(yīng)力轉(zhuǎn)變成拉應(yīng)力；內(nèi)壁的殘余應(yīng)力分布狀態(tài)與外壁的基本相同，但焊縫區(qū)的殘余壓應(yīng)力值較外壁的有大幅降低，最大殘余應(yīng)力位置位于熱影響區(qū)，母材處呈現(xiàn)拉應(yīng)力，且應(yīng)力值較高。

圖5 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)、外壁軸向殘余應(yīng)力分布Fig.5 Axial residual stress distributions in the inner and outer walls of welded joints of 12Cr1MoVG steel tube

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果

3.2.1 焊接接頭外壁的殘余應(yīng)力分布

選擇變量路徑顯示方法，可以顯示垂直焊縫路徑上的軸向殘余應(yīng)力。對(duì)照12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁測(cè)試點(diǎn)的坐標(biāo)位置，導(dǎo)出對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)上的模擬應(yīng)力值，繪制成曲線并與實(shí)際測(cè)試值進(jìn)行對(duì)比。焊接接頭外壁軸向殘余應(yīng)力的分布如圖6所示，可以看出焊管外壁總體上承受壓應(yīng)力作用，從焊縫中心到熱影響區(qū)其壓應(yīng)力變化較大，在熔合區(qū)附近達(dá)到最大，相鄰焊道之間的壓應(yīng)力相差較大。隨著離焊縫區(qū)距離的增大，接頭外壁軸向殘余應(yīng)力水平逐漸下降，最終在母材處呈現(xiàn)拉應(yīng)力。

圖6 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁軸向殘余應(yīng)力分布Fig.6 Axial residual stress distributions in the outer walls of welded joints of 12Cr1MoVG steel tube

將試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與模擬的12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁軸向殘余應(yīng)力分布曲線進(jìn)行對(duì)比，由圖6可見兩者吻合度非常高。兩種方法得到的結(jié)果都表明，焊接接頭外壁焊縫附近區(qū)域的軸向殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，且母材端殘余應(yīng)力的變化幅度要比焊縫鄰近區(qū)域的小。

圖7 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)壁軸向殘余應(yīng)力分布Fig.7 Axial residual stress distributions in the inner walls of welded joints of 12Cr1MoVG steel tube

3.2.2 焊接接頭內(nèi)壁的殘余應(yīng)力分布

對(duì)照12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)壁測(cè)試點(diǎn)的坐標(biāo)位置，導(dǎo)出對(duì)應(yīng)節(jié)點(diǎn)上的應(yīng)力值，繪制成曲線并與實(shí)際測(cè)試值進(jìn)行對(duì)比。焊接接頭內(nèi)壁軸向殘余應(yīng)力的分布如圖7所示，可以看出接頭內(nèi)壁的應(yīng)力分布特征與外壁相比差別比較明顯，其焊縫區(qū)的應(yīng)力大幅降低，最大殘余應(yīng)力位置也移向熱影響區(qū)，母材處呈現(xiàn)拉應(yīng)力，且應(yīng)力較高。

將試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與模擬的12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)壁軸向殘余應(yīng)力分布曲線進(jìn)行對(duì)比，由圖7可見兩者吻合度非常高。兩種方法得到的結(jié)果都表明，焊縫及其熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，而母材區(qū)域承受拉應(yīng)力。只是實(shí)際測(cè)得的殘余應(yīng)力分布曲線在焊縫區(qū)變化比較平緩，與測(cè)試時(shí)取點(diǎn)較少有關(guān)。

4 結(jié)論

(1) 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁焊縫附近區(qū)域的殘余應(yīng)力為壓應(yīng)力，殘余壓應(yīng)力最大的位置在熔合區(qū)，母材端的殘余應(yīng)力為拉應(yīng)力。焊接接頭內(nèi)壁的應(yīng)力分布特征與外壁相比差別比較明顯，焊縫區(qū)的殘余壓應(yīng)力大幅降低，最大殘余壓應(yīng)力位置移向熱影響區(qū)，母材呈現(xiàn)拉應(yīng)力，且應(yīng)力值較高。

(2) 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內(nèi)、外壁殘余應(yīng)力試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果與有限元數(shù)值模擬結(jié)果的變化規(guī)律相近，說明圓管狀多層多道焊接接頭的有限元數(shù)值模擬方法可用于管狀接頭焊接工藝的評(píng)定及預(yù)測(cè)。