(天津市特種設備監(jiān)督檢驗技術(shù)研究院，天津 300192)

0 引言

在高溫承壓設備的制造中，通常需要將鐵素體鋼、珠光體鋼或者馬氏體鋼與奧氏體不銹鋼焊接連接，形成異種鋼連接結(jié)構(gòu)。工作溫度不高時，常采用奧氏體焊材；工作溫度超過370 ℃時，則采用鎳基焊材，有時組合使用鎳基母材、鎳基焊材和奧氏體焊材進行過渡。由于母材、熔敷金屬在化學、金相、熱學、力學等方面性能的差異，以及對結(jié)構(gòu)服役過程中化學、金相組織穩(wěn)定性和損傷、失效的擔憂，人們就異種鋼焊接中的焊材匹配、焊接工藝、焊接應力、焊后熱處理以及局部硬化層、脫碳層、早期失效等進行了較多的研究[1-3]，并普遍認為由線膨脹系數(shù)差異引起的熱應力是一個重要因素，但相關(guān)文獻并不多。

1976～1980年，Dalcher等[4-6]陸續(xù)公布了他們在鈉冷快中子反應堆研究項目中，針對2.25Cr-1Mo與316不銹鋼管的環(huán)向焊接接頭進行的試驗和分析結(jié)果；有限元分析中采用了彈性[4]、彈塑性[5]和非彈性(彈塑性和蠕變)[6]材料模型，并開發(fā)了相應的運算程序。盡管這些研究中混合施加了熱瞬態(tài)、均勻溫度和內(nèi)壓力載荷，而沒有區(qū)分它們各自的作用，且原始的計算條件限制了解題規(guī)模，但其解決問題的思路堪稱經(jīng)典。1998年,王智慧等[7]采用彈性有限元方法,分析了700 ℃高溫條件下Cr5Mo和Cr18Ni8管子連接焊縫的熱應力，模型中簡略考慮了馬氏體硬化層，并通過對比得出60°坡口有較好的熱應力分布；不足之處是線膨脹系數(shù)采用了400 ℃時的單一值，會造成較大誤差。同年，呂文廣等[8]也采用彈性有限元方法，對鋼102與TP347H異種鋼焊接接頭在600 ℃工況下的熱應力進行了計算，并對比分析了非對稱坡口角度的影響，但該文采用了明顯粗大的單元網(wǎng)格。2011年，Xu[9]對比分析了1Cr9Mo-A302-45，0Cr18Ni9-Inconel 182-45 等6種母材、焊材匹配條件下的高溫熱應力，但有限元分析仍然采用了線彈性材料模型。

筆者在檢驗工作中，發(fā)現(xiàn)某在用發(fā)電鍋爐的主蒸汽管道母材采用12Cr1MoVG管材，其中兩個環(huán)焊縫采用了奧氏體焊材。管材規(guī)格為?219 mm×7 mm；工作溫度450 ℃，工作壓力3.82 MPa。對熔敷金屬現(xiàn)場光譜分析得到含Cr約20%，含Ni約10%。

奧氏體不銹鋼的線膨脹系數(shù)比12Cr1MoVG高30%～50%，在高溫條件下,即使焊接接頭位置沒有溫度梯度也會存在顯著的熱應力；奧氏體鋼的彈性模量較12Cr1MoVG小5%左右、屈服應力低20% ～30%，易于產(chǎn)生彈塑性變形，有利于實現(xiàn)“協(xié)調(diào)”，降低材料不連續(xù)處的應力，但會增加奧氏體區(qū)域的應變。

相對于文獻[1-9]中研究的異種母材的焊接連接，低合金鋼之間采用的奧氏體焊縫，在高溫下熱膨脹所受到的約束更強，局部熱應力也會更大。本文分別采用熱彈性和彈塑性有限元方法，分析由于上述差異引起的局部熱應力，并基于彈性安定原則，探討標準[10-11]中異種鋼焊接接頭使用溫度上限的適用性。

1 分析模型

1.1 基本假設

有限元分析中采用如下基本假設。

(1)母材和熔敷金屬的接合面在焊接后仍保持原有的坡口形狀；

(2)忽略熔合線附近母材、熔敷金屬性能因焊接引起的變化；

(3)為考察工作溫度帶來的熱應力，假設在投用之前，焊接接頭處于無應力狀態(tài)，忽略焊接和焊后熱處理帶來的殘余熱應力和塑性應變歷史；

(4)同樣，為考察熱應力，分析中僅考慮溫度載荷，而不考慮內(nèi)壓力、重力和管系的總體協(xié)調(diào)載荷；

(5)升溫、降溫過程中，假定結(jié)構(gòu)各個位置溫度變化是均勻的，忽略熱穩(wěn)態(tài)的內(nèi)外溫差以及啟停過程中的溫度梯度；

(6)由于焊材牌號已無從查證，分析中假定熔敷金屬的性能符合0Cr18Ni10Ti管材；

(7)焊接接頭無缺陷。

1.2 材料基本參數(shù)

分析中考慮母材、熔敷金屬的彈性模量、線膨脹系數(shù)、屈服應力隨溫度的變化，采用的數(shù)據(jù)見表1[12]。

表1 分析中采用的材料性能參數(shù)

1.3 幾何模型與網(wǎng)格

焊接坡口單邊角度為30°，鈍邊高度和間隙均取為1 mm。焊縫內(nèi)側(cè)表面與管子內(nèi)表面平齊。外側(cè)余高0.5 mm，圓弧輪廓。

分析中采用了軸對稱模型，并且僅考慮1/2焊縫，如圖1所示。圖1中還給出了局部的網(wǎng)格劃分情況，并對重點關(guān)注的焊縫內(nèi)側(cè)中部節(jié)點(圖1中位置A)、焊縫外側(cè)余高的頂部節(jié)點(圖1中位置B)和焊縫外側(cè)的焊趾節(jié)點(圖1中位置C)臨近區(qū)域網(wǎng)格進行了細化。分析中約束了焊縫中心線上的軸向位移，管子遠端橫截面處于自由狀態(tài)。

圖1 幾何模型與局部網(wǎng)格

2 彈性分析

由于熔敷金屬線膨脹系數(shù)較大，溫度變化時，其較大的熱膨脹/收縮量會受到母材的限制,從而帶來熱應力。進行彈性分析,可以了解這些熱應力的基本特征。

圖2(a)示出溫度由20 ℃提高到450 ℃時焊接接頭的熱應力(Mises等效應力，單位Pa)，圖中對異種材料界面兩側(cè)的應力進行了“均化”處理(下同)?？梢钥闯?，焊縫及其近鄰區(qū)域普遍存在較大的熱應力；最大應力出現(xiàn)在內(nèi)側(cè)焊根區(qū)域(見圖1中位置A)，為515 MPa；焊縫外側(cè)頂部、外側(cè)焊趾(以及沿坡口的延伸區(qū)域)也存在較高的應力水平。可觀察到，母材上應力較高的區(qū)域僅限于距離坡口邊緣數(shù)毫米的區(qū)域，應力水平沿管子軸向很快衰減。

管材和熔敷金屬在450 ℃時的屈服應力分別為150 MPa和117 MPa(見表1)，以0～150 MPa區(qū)間來顯示等效應力分布，超出150 MPa的灰色區(qū)域即為屈服區(qū)域，見圖2(b)?？梢?，在工作溫度下，熔敷金屬的全部以及母材上沿坡口寬約2 mm的帶狀區(qū)域均產(chǎn)生了屈服。

圖2 彈性分析結(jié)果(Mises等效應力，Pa)

如圖1所示，選取外表面軸向路徑PATH_TOP、內(nèi)表面軸向路徑PATH_BOT以及沿焊縫中心線的徑向路徑PATH_CENT，拾取這些路徑上節(jié)點的軸向應力和環(huán)向應力并作成曲線(見圖3～5)，來觀察結(jié)構(gòu)的熱應力特征。

圖3 外表面路徑PATH_TOP上的應力

由圖3，4可以看出，焊縫內(nèi)外表面主要承受軸向拉應力，且焊根表面的應力值更大，最大值為435 MPa，為名義屈服應力的3.7倍。軸向受拉與想象中受壓的情形相反。為了便于觀察焊接接頭的變形情況，將焊縫余高去除，重新進行分析并觀察升溫后的變形情況(見圖6)，發(fā)現(xiàn)不僅焊縫外側(cè)有 “外凸”，焊根部位也有外凸現(xiàn)象；由于焊根部位受到的膨脹約束更強，因此會表現(xiàn)出更大的軸向拉應力。

圖4 內(nèi)表面路徑PATH_BOT上的應力

圖5 焊縫中心線上的應力

圖6 無焊縫余高模型450 ℃時的變形情況

在熔合線位置，由于材料特性發(fā)生突變，環(huán)向應力和軸向應力均出現(xiàn)大幅跳躍。外側(cè)焊趾位置受到了嚴重的擠壓，特別是軸向壓應力超過了500 MPa。

由圖5可知，焊縫中心線上各個位置的環(huán)向應力均為壓應力。進一步觀察發(fā)現(xiàn)，整個焊縫均處于環(huán)向受壓狀態(tài)；所有節(jié)點的環(huán)向應力的絕對值均超過了屈服應力。

按照應力分類的原則，分析得到的熱應力為二次應力和峰值應力的組合。建立A-B(焊縫中心線)評定路徑，得到薄膜應力強度為281.5 MPa，薄膜加彎曲應力強度318.4 MPa，均屬于二次應力。薄膜加彎曲應力強度略超過許用應力的3倍(即315 MPa，許用應力取自GB 150.2—2011[12])，但遠大于屈服應力的2倍(即234 MPa)，可見焊縫靜載強度不滿足強度條件。啟停過程中，僅熱應力可能會使得焊縫處于非安定狀態(tài)。

3 彈塑性分析

彈性分析中發(fā)現(xiàn)存在較高的應力水平，整個焊縫的應力超過了屈服強度。塑性行為的存在，使得彈性分析已經(jīng)不能夠準確描述焊接接頭的高溫響應。為了揭示焊接接頭在高溫條件下以及不可避免的啟停熱循環(huán)過程中的承載特征，以下進行彈塑性分析。

考慮母材12Cr1MoVG存在屈服平臺，而且試算結(jié)果發(fā)現(xiàn)塑性應變并不太大，因此彈塑性分析中，母材采用理想彈塑性模型。對于奧氏體熔敷金屬，通常沒有屈服平臺，分析中采用了雙線性材料模型；依據(jù)理想彈塑性材料模型試算得到的塑性應變范圍，并參考文獻[13]中的數(shù)據(jù)，其強化階段的切線模量取為對應溫度下彈性模量的1/100。分析中采用Mises屈服準則和隨動強化模型。

低合金耐熱鋼的蠕變門檻溫度大于450 ℃[14]，而奧氏體不銹鋼會更高，因此,彈塑性分析中不考慮蠕變因素。

分析中以10 ℃為步長，從20 ℃升溫到450 ℃，然后逐步降溫到20 ℃。每個載荷步(升溫或者降溫10 ℃)開始計算時，按照前一步的分析結(jié)果更新一次幾何形狀。

首次升溫過程中，當溫度低于130 ℃時，焊接接頭處于彈性狀態(tài);當升溫到130 ℃時，位置A首先發(fā)生屈服，溫度再升高，屈服區(qū)域沿鈍邊向焊縫內(nèi)部逐步擴大；到160 ℃時，位置C開始進入屈服，繼續(xù)提高溫度，屈服區(qū)域沿著坡口向焊根方向擴展；到180 ℃時，位置B發(fā)生屈服；到210 ℃時，始于位置A和C的屈服區(qū)域在坡口中部連通；當溫度達到230 ℃時，整個焊縫全部進入屈服;溫度達到450 ℃時的Mises等效塑性應變(不含熱應變，下同)見圖7的左圖，圖中區(qū)分了屈服區(qū)域和非屈服區(qū)域?？梢?，屈服區(qū)域與彈性分析結(jié)果類似，但沿著坡口的母材帶狀屈服區(qū)域更加規(guī)整；最大屈服應變發(fā)生在位置C，為0.8%；塑性應變較大的區(qū)域有兩個：一個是內(nèi)側(cè)的焊根區(qū)域，另一個是始于外側(cè)焊趾、沿著坡口向內(nèi)部延伸的“手術(shù)刀”形狀區(qū)域。

降溫過程中，首先彈性回縮。當溫度下降到230 ℃時，位置A首先發(fā)生卸載屈服；位置C卸載屈服的溫度為180 ℃;而位置B為60 ℃。冷卻到20 ℃時的殘余應變見圖7的右圖。與450 ℃時相比(見圖7的左圖)，A，B，C三個特征位置的等效塑性應變下降約10%～30%，塑性應變的分布形態(tài)也基本相同。

進一步對比發(fā)現(xiàn)，發(fā)生降溫屈服的區(qū)域是由焊根、坡口、余高形成的不規(guī)則環(huán)狀區(qū)域(坡口中部約1/4長度未閉合)，而焊縫芯部并未發(fā)生降溫屈服。

冷卻后的殘余熱應力見圖8，其左圖為殘余等效熱應力，右圖為殘余軸向應力。焊縫殘余等效應力均大于100 MPa。位置A，B的殘余軸向應力為壓應力，而位置C為接近屈服應力的拉應力。與450 ℃時的情況(見圖3～5)相比，3個位置的軸向應力在冷卻后均發(fā)生拉壓逆轉(zhuǎn)。降溫后，整個焊縫處于環(huán)向受拉狀態(tài)，應力數(shù)值在117～131 MPa之間，與高溫時相比也發(fā)生了拉壓逆轉(zhuǎn)。

圖8 殘余等效應力和殘余軸向應力云圖

升溫屈服、降溫不等值反向屈服以及應力拉壓逆轉(zhuǎn)的存在，使得焊接接頭處于非彈性安定狀態(tài)。由于管道在使用過程中不可避免地存在啟停操作，使得進行升溫-降溫熱循環(huán)分析很有必要。但無論母材還是熔敷金屬，在循環(huán)載荷作用下會表現(xiàn)出比如循環(huán)硬化或者循環(huán)軟化、棘輪現(xiàn)象等復雜的特征[15-17]；考慮熔敷金屬以及熱影響區(qū)材料化學成分差異且缺少在變溫條件下的詳細性能數(shù)據(jù)，并且本文分析僅限于考察局部熱應力(沒有施加其他工作載荷)，因此，采用前述材料模型僅分析了3個熱循環(huán)，來大致觀察熱應變的基本特征。

圖9示出了在熱循環(huán)過程中，位置A，B，C三個位置等效塑性應變(不包含熱應變)隨溫度升降的變化曲線。

圖9 等效塑性應變隨溫度循環(huán)的變化曲線

從圖9可以看出，3個典型位置均出現(xiàn)了程度不同的塑性應變積累現(xiàn)象，以位置C最為明顯；熱循環(huán)之間的塑性應變增量有減小趨勢，但單一熱循環(huán)的升溫-降溫塑性循環(huán)量變化不大。由此可以推斷，在熱循環(huán)過程中，焊接接頭存在熱棘輪現(xiàn)象，隨著熱循環(huán)次數(shù)增加，可能會“收斂”于塑性安定狀態(tài)。進一步觀察發(fā)現(xiàn)，位置A和C是塑性循環(huán)最大的兩個典型位置。

4 使用溫度限制

彈塑性分析表明，在工作溫度450 ℃時的升降溫循環(huán)中產(chǎn)生了比較明顯的熱棘輪現(xiàn)象和交替塑性，對管道的安全運行構(gòu)成威脅。為了尋求使焊接接頭處于彈性安定狀態(tài)的最高工作溫度，降低工作溫度至370，300，250，240，230 ℃，然后分別進行升溫-降溫循環(huán)分析，并觀察首次熱循環(huán)中，位置A和位置C在從工作溫度冷卻到20 ℃時產(chǎn)生的等效塑性應變，見表2。表2中也給出了焊縫各節(jié)點平均塑性應變變化值。

可見，工作溫度為250 ℃或者更低時，降溫過程中的塑性應變基本消失?？梢哉J為，為了使焊接接頭處于彈性安定狀態(tài)，最高使用溫度為250 ℃。注意到此溫度高于前述升溫過程中整個焊縫進入屈服時的溫度(230 ℃)。

表2 從工作溫度冷卻到20 ℃產(chǎn)生的等效塑性應變 %

NB/T 47015—2011[10]中4.1.7 b)款規(guī)定，奧氏體高合金鋼與低合金鋼之間相焊，采用“可保證焊縫金屬為奧氏體的不銹鋼焊接材料”時的設計溫度不能超過370 ℃；ASME ⅡC[11]SFA-5.4/SFA-5.4M的A7中也警告稱工作溫度超過370 ℃會引起脆化和開裂。對本文所述低合金鋼之間采用奧氏體焊材的情況，工作溫度為370 ℃時，仍會存在一定的棘輪現(xiàn)象和交替塑性，因此370 ℃的溫度限制并不適用。

建立奧氏體不銹鋼管與12Cr1MoVG之間采用奧氏體焊縫的彈塑性有限元分析模型，按照工作溫度為450，370，360，350 ℃時進行熱循環(huán)分析。觀察A,B,C三個位置的塑性應變循環(huán)狀況，發(fā)現(xiàn)A,B兩個位置均處于彈性安定狀態(tài)，位置C(取靠近12Cr1MoVG一側(cè)的外側(cè)焊趾)的塑性應變狀況見圖10。可見，工作溫度為450 ℃時，熱循環(huán)過程中存在明顯的棘輪現(xiàn)象和交替塑性；而工作溫度為370 ℃時，交替塑性幅度小于萬分之一，已經(jīng)非常微弱，可以認為處于彈性安定狀態(tài)；當工作溫度為350 ℃時，交替塑性完全消失。因此，從局部熱應力角度，標準[10-11]中對異種鋼焊接限制370 ℃的設計溫度值是合理的，反過來說，此溫度限制可以使得焊接接頭僅在熱應力作用時處于彈性安定狀態(tài)，溫度限制的準則是在局部熱應力作用下焊接接頭的彈性安定性。

圖10 位置C的等效塑性應變曲線

5 結(jié)語

基于一些簡化條件，對含奧氏體不銹鋼焊縫的12Cr1MoVG高溫管道的局部工作熱應力進行了彈性和彈塑性有限元分析，得出如下結(jié)論。

(1)工作溫度450 ℃下，由于線膨脹系數(shù)等的差異，整個焊縫以及母材上鄰近坡口的帶狀區(qū)域處于屈服狀態(tài)；按照彈性應力的分類評定準則，熱應力超出了許用限制值。

(2)最高工作溫度為450 ℃時，啟停過程中，僅熱應力作用會使得焊縫出現(xiàn)熱棘輪和交替塑性現(xiàn)象，使得發(fā)生疲勞開裂的可能性大大增加，內(nèi)側(cè)焊根和外側(cè)焊趾兩個位置可能首先發(fā)生開裂。

(3)基于彈性安定性準則，本文案例中焊接接頭的允許使用溫度上限為250 ℃，而NB/T 47015—2011標準中370 ℃的溫度上限并不適用于本文案例。

對比分析了奧氏體不銹鋼管材與12Cr1MoVG管材采用奧氏體焊縫的情形。結(jié)果表明，在標準[10-11]允許的最高使用溫度(370 ℃)下，僅考慮局部熱應力時，此種焊接接頭處于彈性安定狀態(tài)。

本文的工作是針對個案進行的，目的是揭示熱應力的基本特征。應當注意到，低合金鋼與奧氏體焊縫界面位置不可避免地存在硬化層和粗晶區(qū)，更高的使用溫度還會出現(xiàn)碳元素由低合金鋼向奧氏體焊縫方向遷移，在低合金鋼一側(cè)形成脫碳層，并可能伴隨蠕變損傷。硬化層、粗晶區(qū)、脫碳層的材料性能有別于母材和焊縫主體，抗疲勞破壞能力可能較差，而且它們又處于應力應變循環(huán)劇烈區(qū)域，因此針對重要工程應用的數(shù)值預測還需要更加精細，比如采用實際試驗得到的材料性能數(shù)據(jù)，采用包括熔合線、余高在內(nèi)的實際幾何形狀，考慮必要的熱瞬態(tài)、壓力和其他載荷，對成型、焊接、熱處理、超壓試驗、服役過程進行完整模擬等，以提高數(shù)值預測的可靠性。