張建強(qiáng)，張國棟，郭嘉琳，羅傳紅，章應(yīng)霖

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001；2.武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院，湖北 武漢 430072)

馬氏體/貝氏體異種耐熱鋼接頭焊接應(yīng)力數(shù)值模擬

張建強(qiáng)1，2，張國棟2，郭嘉琳2，羅傳紅2，章應(yīng)霖2

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001；2.武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院，湖北 武漢 430072)

采用熱彈塑性有限元方法對(duì)馬氏體耐熱鋼9Cr1MoVNbN(T91)與低合金貝氏體耐熱鋼12Cr2MoWVTiB (G102)異種鋼接頭的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬；并比較了接頭在不同焊接線能量條件下的溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)。模擬計(jì)算結(jié)果表明，由于異種鋼接頭熱物理性能的差異，其焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)均不對(duì)稱。由于T91的導(dǎo)熱系數(shù)小于G102，加熱過程中，G102側(cè)的升溫速度較快。而在冷卻過程中，T91側(cè)的溫度梯度較G102側(cè)小，而熱影響區(qū)更寬。焊后T91鋼一側(cè)的應(yīng)力梯度小于G102，但高應(yīng)力區(qū)域比G102一側(cè)寬。通過對(duì)模擬結(jié)果的比較分析，從降低焊接殘余應(yīng)力的角度出發(fā)，采用小線能量可減少接頭中的拉伸殘余應(yīng)力。

馬氏體耐熱鋼；貝氏體耐熱鋼；焊接溫度場(chǎng)；焊接應(yīng)力；數(shù)值模擬

0 前言

異種金屬焊接接頭能夠充分利用各種材料的優(yōu)異性能，如強(qiáng)度、高溫力學(xué)性能、耐磨、耐腐蝕性、比強(qiáng)度等，已廣泛應(yīng)用于機(jī)械、電力、化工、鍋爐、壓力容器、交通運(yùn)輸、航空及航天等領(lǐng)域。T91為高強(qiáng)馬氏體耐熱鋼，其主要特點(diǎn)是降低了含碳量，同樣是多元復(fù)合強(qiáng)化，但各合金元素含量控制極嚴(yán)格，從而改善了鋼的塑韌性和焊接性，提高了鋼的高溫穩(wěn)定性，其600℃時(shí)的持久強(qiáng)度比F11和F12提高了近70%；10萬h條件下的持續(xù)強(qiáng)度達(dá)到100 MPa，韌性也較好，主要用于高壓、超高壓、亞臨界電站鍋爐過熱器、再熱器的高溫部位。G102鋼為貝氏體鋼，生產(chǎn)工藝較簡(jiǎn)單，焊接性能良好，只要嚴(yán)格執(zhí)行熱處理工藝就能獲得滿意的綜合性能和熱強(qiáng)性能。G102主要用于溫度小于等于600℃的高壓鍋爐過熱器、再熱器的低溫段。因此必然形成大量的T91馬氏體鋼與G102貝氏體異種耐熱鋼焊接接頭。我國電站鍋爐中采用馬氏體(T91)／貝氏體(G102)異種鋼接頭的歷史較短，但此類接頭早期失效的事故時(shí)有發(fā)生，經(jīng)常迫使設(shè)備發(fā)生非計(jì)劃性停機(jī)，造成重大經(jīng)濟(jì)損失[1-4]。

焊接接頭的應(yīng)力／應(yīng)變狀態(tài)是影響接頭使用性能的主要原因之一。為了減少異種鋼焊接接頭的早期失效事故，應(yīng)了解在實(shí)際運(yùn)行條件下接頭的應(yīng)力／應(yīng)變狀態(tài)，但由于焊接過程的特殊性(不均勻、移動(dòng)和高溫差)和焊接結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，導(dǎo)致焊接應(yīng)力的求解十分困難。通過焊接工藝試驗(yàn)結(jié)合測(cè)試，探討工藝因素及變化對(duì)接頭應(yīng)力乃至使用壽命的影響，費(fèi)時(shí)費(fèi)力。而數(shù)值分析方法和計(jì)算機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展為焊接應(yīng)力的研究提供了新的研究途徑[5-6]。

基于以上原因，本研究采用熱彈塑性有限元技術(shù)對(duì)T91／G102異種鋼接頭的應(yīng)力進(jìn)行有限元數(shù)值模擬，為合理制訂焊接工藝、減小和控制焊接應(yīng)力，防止該類異種鋼焊接接頭的早期失效提供了依據(jù)。

1 有限元模型

1.1 試驗(yàn)材料

母材為馬氏體耐熱鋼T91和貝氏體G102鋼，焊絲TGS-9cb。母材和焊絲的化學(xué)成分如表1所示。

表1 母材和焊絲的化學(xué)成分%

1.2 焊接工藝

試樣由尺寸300 mm×100 mm×5 mm的T91鋼和G102鋼薄板對(duì)接而成，試樣的形狀、坐標(biāo)系如圖1所示，下半部分(y軸負(fù)半軸)為T91馬氏體耐熱鋼，上半部分為G102貝氏體耐熱鋼。為了比較線能量的影響，采用大、正常、小三種不同規(guī)范參數(shù)，三種線能量的參數(shù)如表2所示。

圖1 試樣形狀及采用的坐標(biāo)系

表2 焊接工藝參數(shù)

1.3 網(wǎng)格劃分方案

焊縫中心為其幾何對(duì)稱面，焊縫及其附近溫度和應(yīng)力梯度高，焊縫及附近網(wǎng)格較密，最小網(wǎng)格為2 mm×2 mm×2.5 mm，然后逐步加粗，遠(yuǎn)離焊縫的試件邊緣的網(wǎng)格尺寸最大，為8 mm×8 mm×2.5 mm，模型節(jié)點(diǎn)數(shù)10 947，單元數(shù)7 144，網(wǎng)格劃分方案如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分方案

1.4 邊界條件

1.4.1 力學(xué)邊界條件

為了保證模型與實(shí)際情況接近和數(shù)值模擬能正常進(jìn)行，對(duì)模型施加適當(dāng)邊界條件。在焊縫左端中心線附近選取3點(diǎn)，固定x、y、z軸方向位移；選取右端表面角點(diǎn)和相鄰的兩點(diǎn)，固定x、z軸方向位移；焊縫中心截面y向位移為零。

1.4.2 熱邊界條件

散熱是焊接過程數(shù)值模擬中的重要邊界條件，焊接前預(yù)熱至250℃，周圍環(huán)境(空氣)溫度保持20℃。焊縫中心截面為絕熱邊界，焊件表面與空氣的熱傳導(dǎo)為對(duì)流熱交換，是溫度的函數(shù)，通過用戶子程序?qū)崿F(xiàn)。

1.5 熱源模型

熱源采用高斯表面熱流方式施加，加熱斑點(diǎn)上的熱流密度分布近似用高斯函數(shù)表示。距熱源斑點(diǎn)為r的點(diǎn)的熱流密度q(r)為

熱源中心的最大熱流密度qm為

式中 Q為熱源的有效熱功率，Q＝ηIU[η為電弧功率有效利用系數(shù)或焊接熱效率，與焊接方法、焊接規(guī)范、焊接材料有關(guān)，η＝0.7；I為焊接電流(連續(xù)TIG焊)，對(duì)于脈沖TIG焊，取平均焊接電流；U為電弧電壓；R為焊接電弧的有效加熱半徑。

1.6 材料熱物理參數(shù)

計(jì)算中使用的熱物理性能參數(shù)取自參考文獻(xiàn)，高于700℃的數(shù)據(jù)用外推法獲得。不同溫度情況下T91的比熱容、熱膨脹系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)分別如圖3所示，屈服強(qiáng)度和楊氏模量如圖4所示。

圖3 T91鋼比熱容、熱膨脹系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)與溫度的關(guān)系

圖4 T91鋼楊氏模量、屈服強(qiáng)度與溫度的關(guān)系

G102鋼的楊氏模量、熱膨脹系數(shù)、屈服極限度隨溫度的變化曲線如圖5所示，導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容隨溫度的變化曲線如圖6所示。

T91的泊松比取0.3，密度7 770 kg／m3；G102的泊松比取0.31，密度7 800 kg／m3。

圖5 G102楊氏模量、熱膨脹系數(shù)、屈服強(qiáng)度與溫度的關(guān)系

圖6 G102導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容與溫度的關(guān)系

2 模擬結(jié)果和分析

2.1 溫度場(chǎng)模擬結(jié)果

提取x＝200 mm，z＝5 mm線上焊縫中心及距焊縫中心不同距離的點(diǎn)在焊接過程中的熱循環(huán)。三種線能量下各節(jié)點(diǎn)熱循環(huán)曲線如圖7～圖9所示。由圖可知，熱源未到達(dá)該點(diǎn)時(shí)，該點(diǎn)溫度幾乎始終為室溫，當(dāng)熱源到達(dá)x＝200 mm處時(shí)，其溫度由接近室溫的狀態(tài)迅速上升到較高溫度。離焊縫中心越近，上升速度越快，上升幅度也越大。在t＝50 s時(shí)刻，焊縫中心點(diǎn)達(dá)到了最高溫度。隨著熱傳導(dǎo)的進(jìn)行，截面上其他各點(diǎn)也先后迅速達(dá)到最高溫度。距離焊縫中心越近的點(diǎn)，最高溫度越高；距離越遠(yuǎn)則溫度越低。而且越靠近焊縫中心，溫度梯度越大。距離焊縫中心4 mm的節(jié)點(diǎn)，最高溫度下降了3／4；距離焊縫中心10 mm的節(jié)點(diǎn)，最高溫度下降到1／18。隨著熱源向前移動(dòng)，焊縫中心溫度很快下降。由于余熱的存在，此時(shí)溫度下降曲線較之溫度上升曲線要緩慢。t＝76 s時(shí)，截面上各點(diǎn)的溫度回到100℃以下，且各點(diǎn)都趨于相同。隨著線能量的減小，各點(diǎn)所能達(dá)到的最高溫度也是隨之降低。如當(dāng)Ip＝100 A時(shí)，焊縫中心最高溫度達(dá)到1 991℃；采用正常焊接規(guī)范時(shí)，焊縫中心最高溫度為2 293℃；而采用大規(guī)范焊接時(shí)，焊縫中心最高溫度為2328℃。在相同的時(shí)間點(diǎn)，距離焊縫中心相同距離的點(diǎn)的溫度不同，T91(y軸負(fù)半軸)的溫度略高于G102(y軸正半軸)。這是因?yàn)門91的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容較G102小，散熱導(dǎo)致的熱量損失慢。這一特點(diǎn)在距離焊縫中心較遠(yuǎn)的區(qū)域尤為顯著，Ip＝100 A時(shí)遠(yuǎn)離焊縫中心溫度曲線如圖10所示。

圖7 U＝10 V，I＝100 A，R＝3.0 mm時(shí)溫度隨時(shí)間的變化

圖8 U＝10 V，I＝120 A，R＝3.5 mm時(shí)溫度隨時(shí)間的變化

圖9 U＝10 V，I＝140 A，R＝4 mm時(shí)溫度隨時(shí)間的變化

圖10 x＝200 mm，z＝5 mm截面距焊縫中心較遠(yuǎn)節(jié)點(diǎn)的溫度分布

以焊縫中心為對(duì)稱中心，不同線能量下同一截面各點(diǎn)的溫度不對(duì)稱。取Ip＝100 A下x＝200 mm位置截面在不同時(shí)刻的溫度場(chǎng)分布，如圖11所示。由圖11可知，在熱源到達(dá)x＝200 mm處時(shí)，T91(y軸負(fù)方向)一側(cè)的溫度梯度比G102一側(cè)(y軸正方向)的溫度梯度小。因?yàn)樯郎剡^程中，T91的導(dǎo)熱系數(shù)小于G102，熱源到達(dá)該點(diǎn)時(shí)，G102側(cè)的升溫快。熱源遠(yuǎn)離x＝200mm截面較長時(shí)間的冷卻階段，T91的高溫區(qū)域要比G102寬，且冷卻速度較慢，而邊界處的溫度依然很低。這是因?yàn)門91更小的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容共同作用的結(jié)果。

2.2 焊接應(yīng)力模擬結(jié)果

2.2.1 U＝10 V，Ip＝120 A(正常焊接條件下)時(shí)的模擬結(jié)果

現(xiàn)選取同一截面x＝200 mm，z＝5 mm處在不同節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力隨時(shí)間變化的曲線，如圖12、圖13所示。由圖可知，距離焊縫中心越近，應(yīng)力梯度越大。且y軸負(fù)半軸區(qū)域(T91鋼)的x方向和y方向壓應(yīng)力都小于y軸正半軸(G102鋼)，而其拉應(yīng)力則更大。這種不對(duì)稱的應(yīng)力分布是異種鋼焊接過程中的一個(gè)重要特點(diǎn)，主要是不對(duì)稱溫度場(chǎng)分布所造成。在焊縫中心區(qū)域(y＝0 mm)，除熱源到達(dá)該截面前極短時(shí)間內(nèi)壓應(yīng)力達(dá)到很高數(shù)值外，熱源離開后主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力。而在距離焊縫中心較遠(yuǎn)的區(qū)域(y＝16 mm)最后仍然殘留著很小的壓應(yīng)力。

焊縫中心縱向截面(y＝0 mm)、t＝50 s時(shí)的焊接應(yīng)力分布如圖14、圖15所示。由圖14可見，熔池附近存在著很大的應(yīng)力梯度，與熔池附近的溫度場(chǎng)梯度相對(duì)應(yīng)，而在距離熔池較遠(yuǎn)的前方應(yīng)力接近零。圖15為t＝50s時(shí)焊縫中心線上的橫向應(yīng)力分布，同樣，熔池附近也存在著很大的應(yīng)力梯度，熔池附近區(qū)域受壓，壓應(yīng)力區(qū)域外為拉應(yīng)力。

圖11 U＝10 V，Ip＝100 A時(shí)x＝200 mm，z＝5 mm處不同時(shí)刻溫度分布

2.2.2 不同線能量下的焊接應(yīng)力比較

熱輸入不同導(dǎo)致焊接溫度場(chǎng)不同，進(jìn)而應(yīng)力場(chǎng)也存在著差別。殘余應(yīng)力也和焊接線能量有關(guān)系。圖16和圖17分別是在不同線能量下t＝50 s時(shí)焊縫中心x和y方向的應(yīng)力分布。

t＝50 s時(shí)，熱源中心位于x＝200 mm截面。隨著熱源的離開，熱源后方的焊縫金屬從先前的熱膨脹狀態(tài)轉(zhuǎn)為冷卻收縮。熱源前方由于金屬的熱膨脹對(duì)其產(chǎn)生x方向的較大擠壓作用，形成一個(gè)梯度極大的壓應(yīng)力區(qū)域。焊接線能量不同，熱源中心部位的溫度不同，產(chǎn)生的熱膨脹速率和熔化區(qū)域也不同，因而導(dǎo)致應(yīng)力梯度存在差別。

圖14 t＝50 s時(shí)的縱向應(yīng)力分布

圖15 t＝50 s時(shí)的橫向應(yīng)力分布

與圖16相似，不同線能量下的y向應(yīng)力水平差距并不大。從圖17可以看出，線能量依次增大，三種線能量下x和y方向的應(yīng)力都是從小變大。可以得出在合理的焊接功率下，線能量越小，其應(yīng)力水平也就越低。

圖16 t＝50 s時(shí)焊縫中心的縱向應(yīng)力分布

選取x＝200 mm，z＝5 mm的上表面處的線，三種線能量下x和y方向殘余應(yīng)力分布如圖18、圖19所示。由圖可知，縱向和橫向殘余應(yīng)力關(guān)于焊縫都是不對(duì)稱的。焊縫中心為高的拉應(yīng)力，而熱影響區(qū)主要為壓應(yīng)力。焊縫中心縱向殘余應(yīng)力(x方向)的峰值要比橫向殘余應(yīng)力(y方向)峰值高得多。而熱影響區(qū)的殘余壓應(yīng)力則主要以y方向應(yīng)力為主。T91側(cè)殘余應(yīng)力梯度小于G102側(cè)，但高殘余壓應(yīng)力區(qū)域?qū)?。比較不同線能量條件下殘余應(yīng)力發(fā)現(xiàn)，其x和y向殘余應(yīng)力都隨焊接線能量的增加而增大，說明了小的焊接能量有利于降低焊接殘余應(yīng)力。

圖17 t＝50 s時(shí)焊縫中心的橫向應(yīng)力分布

圖18 x＝200 mm截面表面縱向殘余應(yīng)力

4 結(jié)論

(1)T91和G102的熱物理參數(shù)不同導(dǎo)致焊接接頭中溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)均不對(duì)稱。T91的導(dǎo)熱系數(shù)小于G102，加熱過程中，G102側(cè)的升溫速度較快。而在冷卻過程中，T91側(cè)的溫度梯度較G102小，而熱影響區(qū)更寬，T91側(cè)的應(yīng)力梯度小于G102。

(2)焊接線能量不同，焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分布規(guī)律類似。焊縫中心附近區(qū)域的縱向應(yīng)力要比橫向應(yīng)力大得多。焊接線能量增大，焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的峰值增大，梯度也有所增加，小線能量所產(chǎn)生的殘余應(yīng)力峰值小，高應(yīng)力區(qū)寬度小。對(duì)于T91／G102異種鋼接頭，宜采用較小的焊接線能量。

圖19 x＝200 mm截面上表面橫向殘余應(yīng)力

[1]楊 富，章應(yīng)霖，任永寧，等.新型耐熱鋼焊接[M].北京：中國電力工業(yè)出版社，2006.

[2]寧保群，劉永長，殷紅旗，等.超高臨界發(fā)電廠鍋爐管用鐵素體耐熱鋼的發(fā)展現(xiàn)狀與研究前景[J].材料導(dǎo)報(bào)，2006，20(12)：83-86.

[3]朱麗慧，趙欽新，顧海澄，等.10Cr9Mo1VNbN耐熱鋼強(qiáng)化機(jī)理研究[J].機(jī)械工程材料，1999，23(1)：6-26.

[4]張建強(qiáng)，吳 蘇，趙海燕，等.馬氏體／貝氏體異種耐熱鋼焊接接頭的力學(xué)性能及界面失效[J].機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2003，39 (2)：58-61.

[5]鹿安理，史清宇，趙海燕，等.焊接過程仿真領(lǐng)域的關(guān)鍵技術(shù)問題及其探索性研究[J].中國機(jī)械工程，2000，11(1-2)：201-206.

[6] Lindgren L E.Finite modeling and simulation of welding.Part 1：Increased complexity[J].Journal of Thermal Stress，2001，24(2)：141-192.

Simulation of welding stress of dissimilar welded joint between martensitic and bainitic heat-resistant steel

ZHANG Jian-qiang1，2，ZHANG Guo-dong2，GUO Jia-lin2，LUO Chuan-hong2，ZHANG Ying-lin2
(1.State Key Lab of Advanced Welding Production Technology，Harbin Institute of Technology，Harbin 150001，China；2.School of Power and Mechanical Engineering，Wuhan University，Wuhan 430072，China)

The welding temperature and stress field have been simulated dynamically with thermal elasto-plastical finite element analysis method for dissimilar welded joints between martensitic(9Cr1MoVNbN)and bainitic heat-resistant steel(12Cr2MoWVTiB)，and compared with different welding inputs.The results of numerical simulation shows that the welding temperature and stress field are asymmetrical in the direction of perpendicular to heat resource moving，due to the differences of thermal physical properties of dissimilar metal welding joint.The stress gradient in the side of T91 steel is less than that of G102 steel.However，the region of high stress in the side of T91 steel is larger than that of G102.Through the comparison of the results of numerical simulation，the tensile welding residual stress can be reduced with low welding heat input.

martensitic heat-resistant steel；bainitic heat-resistant steel；welding temperature field；welding stress；numerical simulation

TG407

A

1001-2303(2010)02-00121-07

2009-08-18；

2010-01-28

現(xiàn)代焊接生產(chǎn)技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放課題研究基金資助項(xiàng)目；湖北省自然基金資助項(xiàng)目(2007ABA040)

張建強(qiáng)(1964—)，男，湖南長沙人，副教授，博士，主要從事焊接數(shù)值模擬和異種耐熱鋼焊接的研究工作。