楊新宇，姜　勇，高　巍，鞏建鳴，陳　虎

（1.南京工業(yè)大學機械與動力工程學院，江蘇南京210009；2.揚子石化巴斯夫有限責任公司，江蘇南京210048；3．寧波特種設備檢驗研究院，浙江寧波315020）

焊接順序及熱處理對T91/12Cr1MoV異質(zhì)接頭殘余應力影響的數(shù)值分析

楊新宇1，姜勇1，高巍2，鞏建鳴1，陳虎3

（1.南京工業(yè)大學機械與動力工程學院，江蘇南京210009；2.揚子石化巴斯夫有限責任公司，江蘇南京210048；3．寧波特種設備檢驗研究院，浙江寧波315020）

利用ABAQUS有限元軟件，對T91/12Cr1MoV鋼管道多層多道焊異質(zhì)接頭進行焊接殘余應力有限元模擬，分析焊后熱處理和兩種焊接順序?qū)宇^內(nèi)殘余應力的影響。結(jié)果表明，焊接接頭在外壁T91側(cè)熱影響區(qū)存在最高軸向和環(huán)向拉應力。焊接各層焊道時，對比從12Cr1MoV側(cè)向T91側(cè)與從T91側(cè)向12Cr1MoV側(cè)依次焊接各焊道所獲得的殘余應力，后者所獲得的殘余應力較低，特別是在管道的外壁處尤為顯著。熱處理后管道焊接殘余應力有所降低，但在T91側(cè)熱影響區(qū)仍存在較大的殘余應力。

主蒸汽管線；異質(zhì)接頭；焊接殘余應力；熱處理；焊接順序；T91鋼

0　前言

出于經(jīng)濟性考慮，火力發(fā)電的臨界、超（超）臨界機組部件在不同溫度段使用不同的鋼種，如過熱器、再熱器和主蒸汽管道在高溫段使用馬氏體耐熱鋼T91[1-2]，而在低溫段使用珠光體耐熱鋼12Cr1MoV，因此我國在電站機組中存在大量的T91/12Cr1MoV異質(zhì)焊接接頭[1]。對于異質(zhì)接頭，由于兩種鋼在化學成分、組織結(jié)構(gòu)、機械性能及熱物理性能上有較大差異，導致接頭內(nèi)通常存在較高的焊接殘余應力[3-5]，焊接殘余應力引起異質(zhì)接頭發(fā)生失效的現(xiàn)象常見報道[6]。焊后熱處理是降低焊接殘余應力的有效方法，部分研究[3，7-8]表明，焊后熱處理可有效降低異質(zhì)接頭的焊接殘余應力，但同樣考慮到異質(zhì)接頭兩側(cè)鋼種在性能上特別是屈服強度及線膨脹系數(shù)存在較大差異，熱處理對異質(zhì)接頭殘余應力的消除效果必然不如對同質(zhì)接頭的消除效果明顯[9]，因此對焊后熱處理降低異質(zhì)接頭殘余應力的效果尚需進一步研究與探討[10]。

此外，考慮到異質(zhì)接頭兩相異鋼種性能不匹配，在多層多道焊時若采用不同的焊接順序，會引起兩側(cè)母材在整個焊接過程中經(jīng)歷不同的熱循環(huán)狀況，從而產(chǎn)生不同的焊接殘余應力。因此，基于ABAQUS軟件，模擬采用兩種焊接順序的T91/12Cr1MoV低匹配管道焊接異質(zhì)接頭的殘余應力，分析回火熱處理對接頭內(nèi)殘余應力水平及其分布的影響，以期為控制異質(zhì)接頭焊接殘余應力提供參考。

1　有限元模擬

1.1接頭幾何建模及焊接工藝

管道異質(zhì)接頭的幾何尺寸和焊縫坡口示意如圖1所示。管道母材為T91鋼和12Cr1MoV鋼，焊材為AWS A5.28 ER90S-B3 GTR-2CM焊絲，材料化學成分見表1。GTR-2CM主要成分是2.5Cr1Mo，620MPa級耐熱鋼用氬弧焊絲，其電弧穩(wěn)定、成形美觀、熔敷金屬的機械性能穩(wěn)定，常用于高溫高壓管道、合成化工機械和石油裂化設備的焊接中。焊縫坡口為V形坡口，采用鎢極氬弧焊，共分6層16道焊成（打底焊計為第1道焊），焊接工藝參數(shù)見表2。焊前預熱溫度150℃，控制層間溫度250℃～300℃[1]，焊后進行770℃保溫1.5 h的回火焊后熱處理（PWHT），熱處理升溫速度140℃/h，降溫速度130℃/h，出爐溫度小于130℃。

圖1　焊接接頭示意Fig.1Sketch of welded joint

表1　母材及焊材的化學成分Tab.1 Chemical compositions of base metal and wire％

表2　焊接工藝參數(shù)Tab.2Welding parameter

建立管道軸對稱焊接有限元模型，模型網(wǎng)格劃分如圖2所示，焊縫及熱影響區(qū)的網(wǎng)格較為密集，遠離該區(qū)域較為稀疏。

圖2　網(wǎng)格劃分Fig.2Meshing of the model

對如圖1所示的16道焊道，分兩種焊接順序進行焊接過程模擬，順序A為對每層焊道焊接時從12Cr1MoV側(cè)向T91側(cè)依次焊接各焊道，即1→2→3→4→5→6→7→8→9→10→11→12→13→14→15→16；順序B與A相反，從T91側(cè)向12Cr1MoV側(cè)依次焊接各焊道，即1→2→4→3→7→6→5→11→10→ 9→8→16→15→14→13→12，焊后分析和比較兩種焊接順序情況下及熱處理前后的接頭內(nèi)焊接殘余應力水平和分布。

1.2有限元分析思路

基于ABAQUS有限元軟件，開發(fā)順序耦合的焊接殘余應力計算程序，并利用“單元生死技術(shù)”模擬焊縫金屬的形成過程和焊接熱源載荷的輸入。計算時首先進行焊接溫度場和熱處理溫度場的分析，將所得的各節(jié)點溫度輸出到結(jié)果文件作為力分析的預定義場，然后在力分析中先從溫度預定義場中讀取各節(jié)點溫度，進行插值計算進而得到殘余應力場。計算中溫度場計算采用DCAX4單元，應力場計算采用CAX4單元，溫度場分析和力分析使用同樣的單元和節(jié)點。

1.3材料性能參數(shù)

母材和焊材的機械性能、熱物理性能與溫度相關(guān)，具體性能參數(shù)如圖3所示[11]。此外假定各材料性能在溫度高于1 500℃后保持不變[12]。

cp—比熱容（單位：102J/（℃·kg））；k—熱導率（單位：10W·m/℃）；α—線膨脹系數(shù)（單位：10-5/℃）；μ—泊松比；σs—屈服強度（單位：102MPa）；ρ—密度（單位：103kg·m-3）；E—彈性模量（單位：102GPa）。圖3　材料參數(shù)Fig.3Material properties of the steels

1.4焊接熱源與邊界條件

焊接熱源采用內(nèi)生熱源模型，內(nèi)生熱率等于電弧有效功率除以所作用單元的體積，熱流密度為

式中q為電弧效率，取0.68；U為電壓；I為電流；S為焊縫截面積；v為焊接速度。

溫度場計算中，模型初始溫度為20℃，外表面為輻射和對流邊界條件，輻射發(fā)射率取0.85，對流系數(shù)取10W/（m2·K），不考慮不同材料對流系數(shù)和輻射發(fā)射率的差異及溫度變化對它們的影響。應力場計算中，在遠離焊縫的端部限制模型3個方向的位移，保證模型不發(fā)生剛性移動。

1.5有限元計算程序的有效性

文獻[4]已驗證了上述有限元程序的可靠性，結(jié)果表明上述建立的焊接殘余應力有限元模型用于計算管道焊接殘余應力有一定的有效性。

2　結(jié)果和討論

模擬結(jié)果顯示管道在外壁附近的殘余應力較高，且軸向和環(huán)向應力遠遠高于沿壁厚方向的徑向應力，在此針對管道的軸向和環(huán)向應力進行討論。

沿管道外壁垂直于焊縫中心線方向、T91側(cè)熱影響區(qū)和12Cr1MoV側(cè)熱影響區(qū)沿熔合線方向三條路徑（即圖1中的①②③方向）的軸向和環(huán)向應力在熱處理前后的分布如圖4所示。

由圖4a和圖4b可知，在熱處理前即焊態(tài)，采用順序A焊接時：管道在外壁T91側(cè)和12Cr1MoV側(cè)熱影響區(qū)的熔合線附近均存在較高的軸向和環(huán)向殘余應力，其中T91側(cè)的應力顯著大于12Cr1MoV側(cè)；T91側(cè)的最大軸向和環(huán)向應力分別達到417MPa和520 MPa，12Cr1MoV側(cè)的最大軸向和環(huán)向應力分別達到279MPa和373MPa；在外壁的焊縫區(qū)域，軸向應力較為復雜，在靠近12Cr1MoV側(cè)為拉應力，靠近T91側(cè)為壓應力，環(huán)向應力在焊縫區(qū)域為拉應力。分析圖3可知，T91鋼與焊材GTR-2CM的性能特別是屈服強度和線膨脹系數(shù)差異很大（T91屈服強度462～470MPa，線膨脹系數(shù)1.15×10-5～1.17×10-5/℃；GTR-2CM屈服強度為278～283MPa，線膨脹系數(shù)1.34× 10-5～1.36×10-5/℃）；而12Cr1MoV鋼與焊材性能差異較小（12Cr1MoV屈服強度308～332 MPa，線膨脹系數(shù)為1.34×10-5～1.35×10-5/℃）。因此在焊接過程中T91母材和焊材之間的變形必然不匹配，導致了T91側(cè)的應力明顯較高且高于12Cr1MoV側(cè)。采用順序B焊接時：管道在外壁T91側(cè)熔合線附近存在較高軸向和環(huán)向應力，這與順序A焊接在T91側(cè)獲得的情況一致，但數(shù)值較低，最大軸向和環(huán)向應力分別為311 MPa和485 MPa，比順序A時的最大軸向和環(huán)向應力分別低25％和7％；在12Cr1MoV側(cè)的熔合線附近，軸向應力為壓應力，環(huán)向應力也較低，這與順序A焊接時的情況顯著不同；在焊縫中部，軸向應力存在一個拉應力區(qū)，最大為228 MPa。

由圖4c、圖4d可知，沿T91側(cè)熔合線方向，采用順序A焊接時，軸向應力在外壁和內(nèi)壁處均較高，其中外壁處最高；環(huán)向應力在第5和6焊層的交界附近最高，外壁處次之。采用順序B焊接時，軸向和環(huán)向應力的分布與順序A時的分布相似，但數(shù)值相對也較低，特別是在外壁處的軸向應力，明顯較低。由圖4e、圖4f可知，沿12Cr1MoV側(cè)熔合線：采用順序A焊接時，軸向和環(huán)向應力均在外壁處最高；采用順序B焊接時，在管道外壁和內(nèi)壁附近，軸向和環(huán)向應力均顯著低于采用順序A焊接時的應力，且軸向應力在外壁附近為壓應力。

圖4　殘余應力沿管道外壁、T91側(cè)和12Cr1MoV側(cè)熔合線方向（路徑①②和③）的分布Fig.4Distributions of residual stresses along outer surface，meld lines of T91 and 12Cr1MoV

通過以上分析可知，采用順序B焊接獲得的殘余應力在整體上低于采用順序A時獲得的應力，特別是在管道外壁處更為明顯。這是因為采用順序B焊接時，每層（特別是第6層）從T91側(cè)焊起，后續(xù)焊道金屬尚未加入，因此T91側(cè)焊道及其熱影響區(qū)受到的約束較小，而后續(xù)焊道的熱輸入對T91側(cè)焊道及其熱影響區(qū)又具有熱處理效應，因此最終導致順序B獲得的殘余應力較低。

熱處理后，除了采用順序B焊接時管壁中部及靠近內(nèi)壁區(qū)域的軸向和環(huán)向應力有所增加外，其他區(qū)域的軸向和環(huán)向應力在熱處理后均降低，特別是外壁處降低較為明顯，這表明焊后熱處理可降低異質(zhì)接頭的殘余應力。

進一步分析熱處理前后管道外壁附近的應力可知，無論采用順序A還是順序B，熱處理對T91側(cè)熱影響區(qū)的應力降低作用均不如對12Cr1MoV側(cè)明顯。如采用順序A焊接時，T91側(cè)熱影響區(qū)最大應力由熱處理前的416 MPa降到332 MPa，降幅20％，而12Cr1MoV側(cè)熱影響區(qū)由熱處理前的279 MPa降到167 MPa，降幅40％。由圖5可見，在熱處理前兩點處應力為拉應力（順序A焊接時外壁T91側(cè)和12Cr1MoV側(cè)熔合線附近兩點分別記為M和N，見圖1），隨著熱處理加熱溫度的升高，兩點的應力均降低，這是因為溫度升高，材料屈服強度降低，產(chǎn)生的塑性變形使殘余應力得以釋放[13]。而在熱處理降溫階段，N點應力略有升高再降低然后保持不變，但M點應力迅速升高，最終該點應力又回升到了很高水平。這是因為T91鋼與焊材的屈服強度、線膨脹系數(shù)等存在較大差異，在熱處理降溫階段，兩材料的變形依然存在不匹配，必然又產(chǎn)生熱應力，使T91側(cè)應力在降溫過程中又回升到較高水平。在此應力水平下只能勉強滿足工藝要求，而12Cr1MoV鋼和焊材性能相近，熱處理降溫不會引起較大熱應力。

圖5　殘余應力在熱處理過程中的變化Fig.5Residual stress evolution during PWHT

由于T91側(cè)熔合線兩側(cè)存在懸殊的成分差別，促使碳元素在焊后熱處理中不斷地從低合金側(cè)（焊材）向高合金側(cè)（T91鋼）遷移，使T91側(cè)增碳形成增碳層，焊材側(cè)脫碳形成脫碳層。在高溫工況下，隨著服役時間的延長，T91/12Cr1MoV異種鋼焊接接頭往往容易沿T91側(cè)熔合線發(fā)生脆性斷裂。

由以上分析可知，雖然焊后熱處理可降低接頭的焊接殘余應力，但由于T91鋼與焊材的性能、成分上的不匹配，導致了熱處理后T91熔合線處仍存在較高水平的殘余應力，此應力需予以重視。

3　結(jié)論

（1）T91/12Cr1MoV管道低匹配多層多道焊異質(zhì)接頭，焊后在外壁T91側(cè)熔合線附近的殘余應力較大。焊接各層時，采用從T91側(cè)向12Cr1MoV側(cè)依次焊接各焊道獲得的殘余應力明顯比從12Cr1MoV側(cè)向T91側(cè)依次焊接各焊道所獲得的殘余應力低，特別是在管道的外壁處。

（2）熱處理可以降低接頭的焊接殘余應力，但由于T91鋼和焊材的性能不匹配，熱處理后T91側(cè)仍會存在較大的殘余應力，在進行管道缺陷評定和壽命預測時應當予以考慮。

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Numerical analysis on effects of welding sequence and heat treatment on residual stress in T91/12Cr1MoV dissimilar welded joint

YANG Xinyu1，JIANG Yong1，GAO Wei2，GONG Jianming1，CHEN Hu3
（1.College of Mechanical and Power Engineering，Nanjing Tech.University，Nanjing 210009，China；2.BASF-YPC Company Ltd.，Nanjing 210048，China；3.Ningbo Special Equipment Inspection Center，Ningbo 315020，China）

By using finite element program ABAQUS，residual stress in a multi-layer multi-pass welded T91/12Cr1MoV dissimilar joint were simulated.The effects of post-weld heat treatment（PWHT）and two welding sequences on the stress were analyzed.The resul ts showed that as-weld peak axial and hoop tensile stresses were generated in heat affect zone of T91 base metal.If the passes of each layer in the weld was welded one by one from T91 side to 12Cr1MoV side rather than from 12Cr1MoV side to T91 side，lower residual stress would be obtained in the joint，especially near the outer surface of the tube.After PWHT，residual stress in the joint decreased，but the stress in the heat treatment zone of T91 was still at a high level.

main steam pipelines；dissimilar joint；welding residual stress；heat treatment；welding sequence；T91 steel

TG404

A

1001－2303（2016）04－0017-05

10.7512/j.issn.1001-2303.2016.04.04

2015-07-04；

2015-08-29

寧波市自然科學基金項目（2009A610023）

楊新宇（1991—），男，江蘇如皋人，在讀碩士，主要從事高溫結(jié)構(gòu)完整性的研究工作。