T91/TP347H異種鋼焊接接頭高溫拉伸性能研究

高 巍， 紀冬梅， 潘衛(wèi)國， 劉川槐

(1. 上海電力大學(xué) 能源與機械工程學(xué)院， 上海 200090；2. 淮浙電力有限責(zé)任公司鳳臺發(fā)電分公司， 安徽淮南 232131)

馬氏體耐熱鋼具有良好的高溫抗氧化性能和高蠕變強度等特點，奧氏體鋼蠕變斷裂強度不如馬氏體耐熱鋼，但奧氏體鋼具有在溫度升高的情況下，其蠕變斷裂強度降低的速率遠低于馬氏體耐熱鋼的特點，兩者被廣泛應(yīng)用于火力發(fā)電機組中[1]。隨著火力發(fā)電機組向大容量、大參數(shù)方向發(fā)展，馬氏體耐熱鋼和奧氏體鋼組成的異種鋼焊接接頭得到了廣泛應(yīng)用，但由于2種鋼材有著不同的物理化學(xué)性質(zhì)，特別是二者的線膨脹系數(shù)不同，導(dǎo)致異種鋼焊接接頭成為管道失效的關(guān)鍵位置。國外學(xué)者對異種鋼焊接接頭的研究較少，而國內(nèi)學(xué)者對異種鋼焊接接頭的研究方向主要集中在蠕變疲勞、裂紋擴展、氧化層和微觀組織分析等[2-9]，關(guān)于異種鋼拉伸性能和本構(gòu)模型的研究幾乎未見報道。此外，針對有限元模擬方面的研究也較少，并且主要集中在材料蠕變[10-12]、斷裂[4, 13-14]和焊接過程[15-17]方面的模擬。

筆者以T91/TP347H異種鋼焊接接頭為研究對象，對接頭及兩端母材進行高溫短時拉伸試驗，基于試驗數(shù)據(jù)，利用并改進雙線性模型和多線性模型構(gòu)建了該異種鋼焊接接頭和母材的高溫拉伸本構(gòu)模型，并基于高溫拉伸本構(gòu)模型模擬了T91/TP347H異種鋼焊接接頭的高溫拉伸過程，同時對模擬結(jié)果進行討論分析。

1 試驗介紹

針對T91/TP347H異種鋼焊接接頭和兩端母材開展不同加載速率下的高溫拉伸試驗。原始狀態(tài)接頭和兩端母材由某鍋爐廠提供，焊接接頭的焊絲為ERNiCr-3，采用全弧焊焊接而成。試驗方案如表1所示，其中應(yīng)變均從0%加載到1.5%，具體試驗介紹參見文獻[18]。

表1 試驗方案Tab.1 Test plan

2 T91/TP347H異種鋼焊接接頭拉伸本構(gòu)模型研究

當(dāng)材料有顯著強化率，而屈服流動不明顯時，可以不考慮材料的塑性流動，用線性強化彈塑性力學(xué)模型，又稱為雙線性強化模型來描述其拉伸力學(xué)行為。

其應(yīng)力解析式如下：

(1)

式中：σ為應(yīng)力，MPa；ε為應(yīng)變，%；σs為屈服極限，MPa；εs為屈服極限對應(yīng)的屈服應(yīng)變，%；E為彈性模量，MPa；E1為Tang模量，MPa。

對于屈服點不明顯的材料，測量起來會有一定困難，一般規(guī)定應(yīng)變?yōu)?.2%時的應(yīng)力為屈服強度。因此，對雙線性模型進行改進，將原雙線性模型中的屈服點εs替換為0.2%，則σs可以通過計算得出。改進雙線性模型的解析表達式如下：

(2)

基于試驗數(shù)據(jù)，采用最小二乘法擬合母材和焊接接頭的雙線性模型和改進雙線性模型，試驗結(jié)果和模型結(jié)果見圖1～圖3，擬合結(jié)果見表2。

圖1 不同加載速率下T91鋼的試驗及模型曲線Fig.1 Testing results and model curves of T91 steel at different loading rates

圖2 不同加載速率下TP347H鋼的試驗及模型曲線Fig.2 Testing results and model curves of TP347H steel at different loading rates

圖3 不同加載速率下T91/TP347H異種鋼焊接接頭的試驗及模型曲線Fig.3 Testing results and model curves of T91/TP347H dissimilar steel welded joints at different loading rates

表2 雙線性模型和改進雙線性模型參數(shù)擬合結(jié)果Tab.2 The parameter fitting results of bilinear model and improved bilinear model

由圖1～圖3和表2可以得出：

(1) 10-5s-1量級的加載速率對T91鋼、TP347H鋼和T91/TP347H異種鋼焊接接頭拉伸的滯彈性力學(xué)行為影響較小。

(2) 雙線性模型和改進雙線性模型均能較精確地描述T91鋼、TP347H鋼和T91/TP347H異種鋼焊接接頭的高溫拉伸行為。對于T91鋼，在彈性階段，雙線性模型顯得更為保守；而在塑性階段，改進雙線性模型顯得更為保守。對于TP347H鋼，在彈性階段，2種模型均比較保守，但改進雙線性模型過于保守；在塑性階段，雙線性模型比較保守，改進雙線性模型與實際模型比較接近。

(3) T91/TP347H異種鋼焊接接頭的應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律與TP347H鋼類似。焊接接頭屈服強度介于2種鋼之間，但更靠近TP347H鋼，即TP347H鋼的性能對焊接接頭整體性能的影響高于T91鋼。

(4) 在實際工程應(yīng)用中，建議用改進雙線性模型來描述T91鋼的高溫拉伸行為；而TP347H鋼和T91/TP347H異種鋼焊接接頭則采用雙線性模型。

3 T91/TP347H異種鋼焊接接頭拉伸模擬研究

利用Ansys軟件中plane13單元建立了試樣的軸對稱有限元模型，對稱軸為y軸，如圖4所示，模型共有846個節(jié)點(Node)，700個單元(Element)。為了模擬真實的試驗約束，對模型一端進行全約束，另一端施加位移載荷。分別采用雙線性模型和多線性模型模擬加載時間為600 s、加載速率為2.5×10-5s-1和加載時間為1 500 s、加載速率為1×10-5s-1時的試樣拉伸過程，結(jié)果見表3。

圖4 有限元模型網(wǎng)格劃分圖Fig.4 Meshing diagram of finite element model

由表3可知，對于雙線性模型和多線性模型而言，等效應(yīng)力的模擬結(jié)果隨加載速率的變化較小，這與試驗結(jié)果相吻合；但是雙線性模型的等效應(yīng)力模擬結(jié)果與T91/TPH347H異種鋼焊接接頭試驗結(jié)果(見圖3)差異較大，加載速率為2.5×10-5s-1和1×10-5s-1時對應(yīng)的誤差分別為28.28%和45.91%，而多線性模型的等效應(yīng)力模擬結(jié)果與試驗結(jié)果差異較小，2個加載速率下對應(yīng)的誤差分別為-10.51%和-5.13%。此外，拉伸模擬過程中，最大等效應(yīng)力位置將發(fā)生變化，其具體位置的論述見3.1節(jié)。由表3還可知，雙線性模型的最大等效應(yīng)力模擬結(jié)果明顯大于多線性模型，且M01、M02的最大等效應(yīng)力位置不同，最大等效應(yīng)力差異較大。由此可初步認為，多線性模型能更好地反映材料的拉伸本構(gòu)關(guān)系。

表3 模擬結(jié)果Tab.3 Simulation results

3.1 應(yīng)力時間歷程

一般來說，異種鋼焊接接頭的失效多數(shù)發(fā)生在馬氏體耐熱鋼一側(cè)[1, 19-22]。由表3可知，最大等效應(yīng)力主要集中在T91側(cè)焊縫表面處，這與實際相符合，但最大等效應(yīng)力初始并非出現(xiàn)在T91側(cè)焊縫表面處，最大等效應(yīng)力的x、y坐標隨時間的變化如圖5所示。

(a) M01

(b) M02

(c) M03

從圖5可以看出，M01、M03和M04的最大等效應(yīng)力點位置變化規(guī)律相同，最大等效應(yīng)力值分別為468.107 MPa、320.495 MPa和343.309 MPa。在加載過程中，最大等效應(yīng)力點從試樣兩端圓角處(x=35 mm和x=80 mm)經(jīng)過試樣中心(x=55 mm)轉(zhuǎn)移到了試樣表面x=2.5 mm處。在模型表面x=2.5 mm處取4個參考點：T91鋼處(y=70 mm)為A點，T91側(cè)焊縫處(y=60 mm)為B點，TP347H側(cè)焊縫處(y=55 mm)為C點和TP347H鋼處(y=45 mm)為D點。各點位置如圖4所示，M01、M03和M04各點等效應(yīng)力隨時間的變化情況如圖6(a)、圖6(c)和圖6(d)所示。

(a) M01

(b) M02

(c) M03

M02的最大等效應(yīng)力位置前期與其他情況相同，但后期轉(zhuǎn)移到焊縫內(nèi)部(y=56.5 mm)并且最大等效應(yīng)力達到了810.514 MPa。取相同的參考點A、B、C和D，再在x=1 mm處增加2個參考點：點E(y=60 mm)和點F(y=58.5 mm)。M02各點等效應(yīng)力隨時間的變化如圖6(b)所示。

通過有限元模擬可以發(fā)現(xiàn)試驗過程中難以觀測到的現(xiàn)象，在加載初期，最大等效應(yīng)力集中在試樣的圓角附近，此時應(yīng)力集中的效應(yīng)占主導(dǎo)作用；在加載中期，最大等效應(yīng)力在焊接接頭的位置，并且在整個結(jié)構(gòu)的正中間位置，此過程處于穩(wěn)定狀態(tài)；在加載后期，試樣整體的應(yīng)力比較大，由于各段材料的屬性不同，特別是焊縫位置不同材料之間的相互作用更加明顯。

圖6(a)和圖6(b)中，T91側(cè)焊縫處(B點)應(yīng)力突然快速上升的起點時間正好分別對應(yīng)圖5(a)和圖5(b)中最大應(yīng)力點位置由焊縫中心變到T91側(cè)焊縫的時間。圖6(b)中E點和B點曲線的交點所在時間，即對應(yīng)圖5(b)中最大等效應(yīng)力變到焊縫內(nèi)部的時間。參考點的最終等效應(yīng)力及其與試驗等效軸力的偏差如表4所示。

3.2 徑向位移

拉伸應(yīng)變?yōu)?.5%時，試樣并不會發(fā)生明顯的頸縮現(xiàn)象，因此在試驗中會忽略試樣直徑的變化，即試樣表面的徑向位移，筆者通過有限元模擬把這種微小現(xiàn)象放大，結(jié)果如圖7所示。

(a) M01

(b) M02

(c) M03

(d) M04圖7 x方向變形圖Fig.7 Deformation diagram in x-direction

圖8給出了M01各參考點處的徑向位移和外表面徑向位移。從圖8可以看出，T91鋼處幾乎沒有徑向位移，而T91側(cè)焊縫處在加載前期也未發(fā)生明顯的徑向位移，在加載150 s后才開始有明顯的徑向位移，這與該點150 s后應(yīng)力開始快速增大相對應(yīng)。而TP347H鋼和TP347H側(cè)焊縫在加載后不久徑向位移便開始勻速增加，其徑向位移明顯大于T91鋼處的徑向位移。但該模擬中的最大徑向位移也只有0.035 87 mm，是試樣測試部分長度的1.43%，最小徑向位移為0.001 24 mm，是測試部分長度的0.05%，說明在TP347H鋼側(cè)略微發(fā)生了頸縮現(xiàn)象。

表4 參考點應(yīng)力值及偏差Tab.4 Stress values and deviations of the reference points

(a) 參考點徑向位移

(b) 外表面徑向位移圖8 M01各參考點的徑向位移和外表面徑向位移Fig.8 Radial displacement of reference points in M01

圖9給出了M02各參考點的徑向位移。從圖9可以看出，T91鋼處幾乎沒有徑向位移，而T91側(cè)焊縫處在加載前期也未發(fā)生明顯的徑向位移，在加載150 s后才開始明顯的徑向位移，這與該點150 s后應(yīng)力開始快速增大相對應(yīng)。而TP347H鋼和TP347H側(cè)焊縫在加載后不久徑向位移便開始勻速增加，且徑向位移明顯大于T91鋼處的徑向位移。但試樣上最大的徑向位移也只有0.035 87 mm，是試樣測試部分長度的1.43%，最小徑向位移為0.001 24 mm，是測試部分長度的0.05%，說明在TP347H鋼側(cè)略微發(fā)生了頸縮現(xiàn)象。

圖9 M02各參考點的徑向位移Fig.9 Radial displacement of reference points in M02

在加載前期的500 s內(nèi)，T91鋼及焊縫側(cè)的各點都幾乎沒有徑向位移，500 s后徑向位移才開始了平緩增加。而TP347H鋼及焊縫側(cè)在加載開始100 s后徑向位移就開始以一定速度增長，且徑向位移明顯大于T91側(cè)。

圖10給出了M02外表面徑向位移和內(nèi)部x=1 mm處各點的徑向位移。從圖10可以看出，外表面上焊縫處的徑向位移變化與內(nèi)部x=1 mm處相比較為連續(xù)，而內(nèi)部x=1 mm焊縫處的徑向位移在較近距離內(nèi)連續(xù)突變幾次。但不管是內(nèi)部還是外部，TP347H側(cè)的徑向位移總是大于T91側(cè)的徑向位移。

(a) 外表面徑向位移

(b) 內(nèi)部x=1 mm處徑向位移圖10 M02的外表面徑向位移和x=1 mm處徑向位移Fig.10 Radial displacement of M02 on the outer side and on the inner side of x=1 mm

圖11給出了M03各參考點處的徑向位移和外表面徑向位移?？梢钥闯?，4個參考點的徑向位移最初均近乎以線性規(guī)律增加。而在275 s左右后，A點、B點和C點的徑向位移基本不變，TP347H側(cè)D點徑向位移開始非線性增加，最終達到0.033 73 mm。顯然，徑向位移都發(fā)生在TP347H側(cè)，在y= 41.187 mm處達到最大，為0.125 06 mm，這一側(cè)已經(jīng)開始發(fā)生頸縮現(xiàn)象。

(a) 參考點徑向位移

(b) 外表面徑向位移圖11 M03各參考點徑向位移和外表面徑向位移Fig.11 Radial displacement of reference points in M03

圖12給出了M04各參考點處的徑向位移和外表面徑向位移。從圖12可以看出，T91側(cè)各點并沒有發(fā)生明顯的徑向位移，變形量不足0.002 5 mm。而與T91側(cè)相比，TP347H側(cè)的各點都有一定的徑向位移。由此可見，徑向位移主要發(fā)生在TP347H側(cè)，若增大應(yīng)變量，TP347H側(cè)最先開始發(fā)生頸縮現(xiàn)象。這是由于2種材料的本構(gòu)模型不同，TP347H鋼的高溫拉伸性能要弱于T91鋼。

(a) 參考點徑向位移

(b) 外表面徑向位移圖12 M04各參考點徑向位移和外表面徑向位移Fig.12 Radial displacement of reference points in M04

表5給出了各參考點徑向位移及徑向應(yīng)變(εy)。從表5可以看出，TP347H側(cè)的徑向位移較大，橫截面積減小，該側(cè)是比較薄弱的一側(cè)，若增大試驗應(yīng)變，則斷裂位置可能出現(xiàn)在TP347H側(cè)[9]。

表5 各參考點徑向位移及徑向應(yīng)變Tab.5 Radial displacement and strain of the reference points

3.3 表面應(yīng)力及應(yīng)力三軸度

最大等效應(yīng)力位置基本都存在于試樣的外表面，因此分析外表面各點的應(yīng)力值和應(yīng)力三軸度大小。應(yīng)力三軸度可以反映應(yīng)力場中三軸應(yīng)力狀態(tài)及其對材料變形的約束程度，因而會直接影響各點塑性變形的大小及斷裂應(yīng)變大小[22]。應(yīng)力三軸度越大，應(yīng)力狀態(tài)更傾向于受拉應(yīng)力狀態(tài)，材料容易正斷；應(yīng)力三軸度越小，應(yīng)力狀態(tài)更傾向于受壓應(yīng)力狀態(tài)，材料容易發(fā)生剪切斷。

M01模擬的試樣外表面各點的等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力如圖13(a)所示，外表面應(yīng)力三軸度如圖13(b)所示?？梢钥闯觯刃?yīng)力在T91鋼和TP347H鋼遠離焊縫的位置基本保持在290 MPa左右，但從TP347H側(cè)焊縫處向T91側(cè)焊縫處過渡時，等效應(yīng)力出現(xiàn)了起伏變化。

(a) 外表面各應(yīng)力圖

(b) 外表面應(yīng)力三軸度圖13 M01外表面各應(yīng)力圖和外表面應(yīng)力三軸度Fig.13 Stress diagram and stress triaxiality on the external surface of M01

應(yīng)力三軸度在外表面上的分布規(guī)律與等效應(yīng)力的分布規(guī)律相似，但在T91側(cè)焊縫與T91鋼融合線位置多出一個峰。

M02模擬的試樣外表面各點的等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力如圖14(a)所示，外表面應(yīng)力三軸度如圖14(b)所示?？梢钥闯觯捎谠嚇觾?nèi)部變形不平穩(wěn)，外表面的應(yīng)力受到內(nèi)部應(yīng)力的影響，焊縫處等效應(yīng)力出現(xiàn)了波動，導(dǎo)致其應(yīng)力三軸度也出現(xiàn)劇烈波動，但最大等效應(yīng)力仍出現(xiàn)在T91側(cè)焊縫外。

(a) 外表面各應(yīng)力圖

(b) 外表面應(yīng)力三軸度圖14 M02外表面各應(yīng)力圖和外表面應(yīng)力三軸度Fig.14 Stress diagram and stress triaxiality on the external surface of M02

M02試樣x=1 mm處各點的等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力如圖15(a)所示，外表面應(yīng)力三軸度如圖15(b)所示。從圖15可以看出，由于材料之間的相互擠壓，試樣內(nèi)部的應(yīng)力較復(fù)雜，且主要集中在焊縫處。而焊縫內(nèi)TP347H側(cè)的等效應(yīng)力高于T91側(cè)，T91側(cè)焊縫處的應(yīng)力三軸度變成了負值。

(a) x=1 mm處各應(yīng)力圖

(b) x=1 mm處應(yīng)力三軸度圖15 M02在x=1 mm處各應(yīng)力圖和應(yīng)力三軸度Fig.15 Stress diagram and stress triaxiality in x=1 mm of M02

M03模擬的試樣外表面各點的等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力如圖16(a)所示，外表面應(yīng)力三軸度如圖16(b)所示。由圖16可知，多線性模型下的試樣外表面等效應(yīng)力分布規(guī)律與雙線性模型基本相同，區(qū)別在于TP347H側(cè)的變化和應(yīng)力值的大小。TP347H側(cè)各應(yīng)力在外表面的分布是不平穩(wěn)的，第一主應(yīng)力和第二主應(yīng)力都出現(xiàn)2個峰值和1個谷值，第三主應(yīng)力出現(xiàn)1個谷值，3個主應(yīng)力的谷值出現(xiàn)的位置與發(fā)生最大徑向位移的點相對應(yīng)。整體等效應(yīng)力最大值在T91側(cè)，最大等效應(yīng)力為256.62 MPa。

(a) 外表面各應(yīng)力圖

(b) 外表面應(yīng)力三軸度圖16 M03外表面各應(yīng)力圖和外表面應(yīng)力三軸度Fig.16 Stress diagram and stress triaxiality on the external surface of M03

M04模擬的試樣外表面各點的等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力如圖17(a)所示，外表面應(yīng)力三軸度如圖17(b)所示?？梢钥闯?，最大等效應(yīng)力位置在T91側(cè)焊縫位置，T91鋼的等效應(yīng)力、第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力的變化都很平穩(wěn)。而在焊縫和TP347H側(cè)雖然等效應(yīng)力表現(xiàn)平穩(wěn)，但其第一主應(yīng)力、第二主應(yīng)力和第三主應(yīng)力都存在波動，因此焊縫和TP347H側(cè)的應(yīng)力三軸度也存在很大波動。

(a) 外表面各應(yīng)力圖

(b) 外表面應(yīng)力三軸度圖17 M04外表面各應(yīng)力圖和外表面應(yīng)力三軸度Fig.17 Stress diagram and stress triaxiality on the external surface of M04

各模擬結(jié)果表明，T91/TP347H異種鋼焊接接頭易發(fā)生正斷。雙線性模型的模擬結(jié)果(M01和M02)表明，斷裂位置很可能發(fā)生在T91側(cè)的焊縫處，可能發(fā)生斷裂位置附近的應(yīng)力三軸度變化劇烈，當(dāng)材料上某點處的應(yīng)力三軸度變化較大時，該點就是該材料上的危險點；多線性模型的模擬結(jié)果(M03和M04)表明，T91側(cè)焊縫和TP347H側(cè)的應(yīng)力三軸度較大，變化也較劇烈，是材料的危險點。

4 結(jié) 論

(1) 多線性模型的模擬結(jié)果偏差小于雙線性模型的模擬結(jié)果偏差，且在T91側(cè)焊縫處的偏差較小，符合實際情況，因此認為多線性模型能夠更好地反映材料的拉伸本構(gòu)關(guān)系。

(2) T91/TP347H異種鋼焊接接頭的薄弱位置在T91側(cè)焊縫處附近，且位于材料外表面，但T91側(cè)幾乎沒有發(fā)生徑向變形，而TP347H側(cè)出現(xiàn)徑向變形，導(dǎo)致這一側(cè)橫截面積減少，應(yīng)力三軸度變化較大，是比較薄弱的位置。