龔凌諸，朱猛，蔡寶杰，徐火力，伏喜斌

（1.福建理工大學(xué)，能源裝備與儲(chǔ)能安全研究所，福州 350118；2.福建省計(jì)量科學(xué)研究院，福州 350003；3.廈門市特種設(shè)備檢驗(yàn)檢測院，福建 廈門 361004）

0 前言

發(fā)展高容量高參數(shù)發(fā)電機(jī)組能夠有效提高能源利用率，減少碳排放，但蒸汽參數(shù)的提升對鍋爐及管道所用鋼材性能有了更高的要求[1]。以P92 為代表的Cr-Mo 耐熱鋼因其高溫性能優(yōu)異，被廣泛應(yīng)用于電站超（超）臨界蒸汽鍋爐管道、主蒸汽管道、再熱蒸汽管道等部件[2]。研究發(fā)現(xiàn)，P92 鋼在焊縫處金屬韌性低、焊接熱影響區(qū)出現(xiàn)Ⅳ型裂紋等問題，與焊接處的組織變化和焊接殘余應(yīng)力存在緊密聯(lián)系[3-5]。因此，研究焊接殘余應(yīng)力的形成過程，預(yù)測殘余應(yīng)力、應(yīng)變場成為學(xué)者們的研究重點(diǎn)。

近年來有限元法在焊接應(yīng)力分析方面得到了廣泛應(yīng)用。Li 等人[6]用鉆孔應(yīng)變法和X 射線衍射法對實(shí)驗(yàn)焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行了測量，并用間接法有限元耦合計(jì)算了P92 鋼焊接殘余應(yīng)力。鄧德安等人[7]建立了平板3D 模型計(jì)算單道堆焊接頭的溫度場和殘余應(yīng)力分布，結(jié)果顯示相變造成的屈服強(qiáng)度變化和體積變化對殘余應(yīng)力的形成及最終分布有顯著影響。Maduraimuthu 等人[8]研究了鎢極惰性氣體保護(hù)焊（TIG）對P92 鋼焊接接頭組織和力學(xué)性能的影響，結(jié)果顯示焊縫的組織主要由粗回火馬氏體組成，并存在M23C6和MX 析出相，同時(shí)出現(xiàn)了較低的拉伸焊接殘余應(yīng)力峰值。文中基于SYSWELD 軟件對P92 鋼平板多層焊接的溫度場、應(yīng)力/應(yīng)變場進(jìn)行有限元模擬，采用X 射線衍射法測量焊接殘余應(yīng)力，通過生死單元技術(shù)探究多層多道焊接殘余應(yīng)力分布規(guī)律，為P92 鋼多層焊接缺陷評定與壽命評估提供理論支撐。

1 試驗(yàn)方法

1.1 焊接試驗(yàn)

選用2 塊尺寸大小相同的75 mm×50 mm×10 mm P92 鋼板作為試件材料，母材（BM）的主要化學(xué)成分見表1，焊接材料為Thermanit MTS 616，主要化學(xué)成分見表2。焊接坡口采用GB/T 985.1—2008[9]中規(guī)定的V 形坡口，具體坡口形式與焊道分布如圖1 所示。焊接過程分4 層4 道完成，工藝參考《T91/P91 鋼焊接工藝導(dǎo)則》，打底焊接為鎢極氬弧焊（GTAW），保護(hù)氬氣流量10 L/min；其余焊道為焊條電弧焊（SMAW）。焊前保持BM 的預(yù)熱溫度在150～200 ℃，焊接時(shí)保持層間溫度在100～200 ℃，具體焊接工藝參數(shù)見表3。

圖1 坡口與焊道分布

表1 母材主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）

表2 焊材主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）

表3 焊接工藝參數(shù)

1.2 殘余應(yīng)力檢測與金相、硬度試驗(yàn)

焊接殘余應(yīng)力檢測采用X 射線衍射法，該方法測量最大深度為十幾微米，檢測結(jié)果為該測點(diǎn)表面至最大深度范圍內(nèi)的應(yīng)力平均值。檢測儀器為日本PULSTEC 公司的μ-X360s X 射線殘余應(yīng)力分析儀，儀器輻射源為Cr 靶，檢測時(shí)射線管激發(fā)電壓30 kV，激發(fā)電流1.5 mA，入射角度35°，入射距離52 mm。如圖2 所示，黑色點(diǎn)為殘余應(yīng)力測量點(diǎn)的位置，測點(diǎn)均勻分布在焊縫（FZ）中線的兩側(cè)，兩個(gè)相鄰測量點(diǎn)之間間隔5 mm。由于X 射線對鋼材的穿透能力較弱，試驗(yàn)件的表面光潔度對檢測結(jié)果有直接影響，因此對待檢區(qū)域進(jìn)行先打磨后電解拋光的處理。電解時(shí)電壓為12～15 V，電流為1.0～1.5 A，電解時(shí)間120 s。殘余應(yīng)力測量結(jié)束后進(jìn)行金相試樣制備，采用逐級拋光后腐蝕的方法，腐蝕溶液為HCl-FeCl3溶液，顯微組織觀察使用PTI-5000 型金相分析儀。硬度檢測方法參考GB/T 4340.1—2009《金屬材料 維氏硬度試驗(yàn) 第1 部分：試驗(yàn)方法》[10]，測量起始點(diǎn)位于FZ 中線，其余測點(diǎn)沿直線均勻分布在管道外表面，點(diǎn)與點(diǎn)間隔2 mm。

圖2 殘余應(yīng)力測量點(diǎn)示意圖

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

按照實(shí)際焊件的尺寸建立平板模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，模型尺寸為150 mm×50 mm×10 mm，不考慮FZ形狀和接頭處上下表面余高。焊接過程分4 層4 道完成，在進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)對焊縫及熱影響區(qū)（HAZ）沿L1與垂直L1方向進(jìn)行網(wǎng)格過渡處理。如圖3 所示，靠近FZ 區(qū)域的網(wǎng)格劃分較密，最小立方體單元單位長度為0.5 mm；遠(yuǎn)離FZ 部分網(wǎng)格則相對粗大。整個(gè)模型網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為50 245，3D 單元數(shù)為45 750，單元類型為8 節(jié)點(diǎn)立方體單元。約束方面使用三節(jié)點(diǎn)法對模型進(jìn)行約束[11]，防止模擬過程中出現(xiàn)位移。為了準(zhǔn)確體現(xiàn)不同焊層的應(yīng)力場分布，對每層焊道均采用生死單元技術(shù)，即焊縫區(qū)域網(wǎng)格在焊接過程中隨熱源移動(dòng)逐步激活。

圖3 有限元網(wǎng)格與約束條件

2.2 材料性能參數(shù)

SYSWELD 的材料庫中沒有P92 鋼的材料屬性，需要用戶自定義其材料參數(shù)。用于溫度場模擬的主要材料參數(shù)有密度ρ、比熱容c、熱導(dǎo)率λ等，用于應(yīng)力場模擬的參數(shù)有屈服強(qiáng)度ReL、彈性模量E、泊松比μ、線膨脹系數(shù)αt等，見表4。其中，650 ℃以下的材料屬性參考張莉等人[12]的研究，高溫狀態(tài)下的材料屬性參照國內(nèi)外文獻(xiàn)[13 -15]給出的數(shù)據(jù)。為簡化模擬，BM 和焊絲采用相同的材料參數(shù)。

表4 P92 鋼材料性能參數(shù)

2.3 焊接熱源與溫度場邊界條件

雙橢球熱源與真實(shí)焊接熱載荷更為接近，因此在焊接模擬中應(yīng)用廣泛[16]。圖4 為雙橢球熱源模型示意圖。

圖4 雙橢球熱源模型示意圖

前、后半橢球表達(dá)式為

式中：Qf(x,y,z)和Qr(x,y,z)為模型中點(diǎn)(x,y,z)在某時(shí)刻的熱流密度；Q=UIη，U為電壓；I為電流；焊接熱源效率η為0.8；af為橢球前半軸長；ar為橢球后半軸長；b為熔池半寬；c為熔池深度；f1和f2為前后半橢球的能量分配系數(shù)，二者滿足f1+f2=2。采用雙橢球熱源作為模擬焊接熱輸入，焊接參數(shù)與試驗(yàn)焊接工藝參數(shù)相同，取Qf/Qr=1.2，af/ar=0.6。根據(jù)“熔池邊界準(zhǔn)則”在焊接模擬前進(jìn)行熱源校核，具體熱源參數(shù)見表5。圖5 為模擬各焊道熔池形貌與實(shí)際焊接熔池對比，左側(cè)灰色部分為模擬焊接熔池，可見模擬焊接熔池與實(shí)際熔池基本一致。溫度場計(jì)算時(shí)采用非線性傳熱方程來描述焊接熱流在焊接接頭內(nèi)部的傳熱過程，散熱方式為對流換熱與輻射換熱。綜合考慮傳熱與散熱過程的邊界條件，對流換熱系數(shù)為25 W/(m2·℃)，熱輻射系數(shù)為0.8，焊前預(yù)熱溫度為200 ℃，環(huán)境溫度為20 ℃。在焊接溫度場計(jì)算完成后，將其作為載荷代入應(yīng)力/應(yīng)變場的計(jì)算中，從而得到應(yīng)力/應(yīng)變場的分布。

圖5 焊接熔池形貌對比

表5 各層焊道雙橢球熱源參數(shù)

2.4 焊接模型驗(yàn)證

將模擬殘余應(yīng)力與實(shí)際焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行對比，結(jié)果如圖6 所示，模擬值為焊接上表面L1路徑上的殘余應(yīng)力值。由圖可知，在分布趨勢方面模擬值與實(shí)測值相似，但縱向殘余應(yīng)力模擬值與試驗(yàn)值吻合度高于橫向殘余應(yīng)力。這是由于焊道呈縱向分布，橫向殘余應(yīng)力的形成同時(shí)受到橫向收縮和縱向收縮的作用[17]，因此橫向殘余應(yīng)力的測量存在較大偏差。兩個(gè)方向上的殘余應(yīng)力都在HAZ 范圍內(nèi)出現(xiàn)劇烈波動(dòng)，F(xiàn)Z，HAZ 與BM 交界處應(yīng)力集中明顯；在數(shù)值方面，模擬得到的橫向殘余應(yīng)力最大值為226 MPa，縱向殘余應(yīng)力為514 MPa，試驗(yàn)所測相同位置的橫向殘余應(yīng)力為251 MPa，縱向殘余應(yīng)力為569 MPa?？梢缘贸鼋Y(jié)論，有限元模擬數(shù)值與焊接試驗(yàn)測量值的結(jié)果比較吻合，驗(yàn)證了焊接模型的準(zhǔn)確性。

圖6 殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)測量值對比

3 結(jié)果與討論

3.1 P92 鋼焊接接頭顯微組織與硬度

圖7 為試驗(yàn)焊接件不同區(qū)域的顯微組織，圖8(a)為FZ 附近區(qū)域的硬度檢測點(diǎn)示意圖，圖8(b)為硬度值分布圖。從圖7(a)中可以看出，F(xiàn)Z 處可以清晰地觀察到板條狀淬火馬氏體組織，且板條群較大，因此最高硬度可達(dá)436 HV。從圖7(b) 中可以看出，HAZ與FZ 存在一條明顯的熔合線，在靠近FZ 部分晶體較為粗大為過熱區(qū)，在靠近BM 部分晶粒較細(xì)為正火區(qū)。硬度分布曲線也呈現(xiàn)這一特點(diǎn)，HAZ 處硬度曲線整體呈下降趨勢，靠近FZ 處硬度較大，硬度為386 HV；靠近BM 處硬度較小，硬度為286 HV，略高于BM。從圖7(c)中可以看出，BM 組織分布均勻，為回火馬氏體，平均硬度為236 HV。因M23C6和MC 型碳化物分布在板條中、原奧氏體晶界以及馬氏體板條界[18]，故BM 呈現(xiàn)較低硬度。

圖7 P92 鋼焊接接頭顯微組織

圖8 P92 鋼焊接接頭硬度測量

3.2 焊接殘余應(yīng)力分布與動(dòng)態(tài)變化

圖9 為焊接件表面焊接殘余應(yīng)力分布，可以明顯看出橫向殘余應(yīng)力和縱向殘余應(yīng)力的分布均沿FZ方向基本對稱，殘余應(yīng)力的縱向峰值遠(yuǎn)大于橫向峰值。從圖9(a)中可以看出，沿FZ 方向，除因幾何端部效應(yīng)在焊接接頭兩端出現(xiàn)壓應(yīng)力集中，其橫向殘余應(yīng)力分布變化平緩；在垂直FZ 方向上，橫向殘余應(yīng)力變動(dòng)較復(fù)雜，F(xiàn)Z 和HAZ 處為拉應(yīng)力，在HAZ 外側(cè)接近BM 處呈現(xiàn)為壓應(yīng)力，隨著距離增加又變成拉應(yīng)力。從圖9(b)可以看出沿FZ 方向，縱向應(yīng)力在中央?yún)^(qū)域呈現(xiàn)較小變化，而在焊接起始端與末尾端應(yīng)力大小與BM 接近。而在垂直FZ 方向上，F(xiàn)Z 呈現(xiàn)出壓應(yīng)力，HAZ 處呈現(xiàn)出壓應(yīng)力向拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變的狀態(tài)，且越靠近BM 拉應(yīng)力越大，并在與BM 交界處達(dá)到峰值。隨著與FZ 距離的增加，拉應(yīng)力逐漸減小。

圖9 表面殘余應(yīng)力分布

為了準(zhǔn)確的體現(xiàn)焊接殘余應(yīng)力在焊件中的整體分布，根據(jù)不同焊道的高度導(dǎo)出冷卻結(jié)束后各層焊道的殘余應(yīng)力值，繪制出如圖10 所示殘余應(yīng)力分布曲線。圖10(a)顯示FZ 處橫向殘余應(yīng)力均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，最大橫向殘余應(yīng)力位置在熔合線附近，大小為226 MPa；圖10(b)顯示縱向殘余應(yīng)力均表現(xiàn)為壓應(yīng)力，最大縱向殘余應(yīng)力出現(xiàn)在HAZ 與BM 交界處，大小為514 MPa。整體而言，橫向殘余應(yīng)力與縱向殘余應(yīng)力的分布趨勢基本不變，但峰值大小發(fā)生改變；最大殘余應(yīng)力均出現(xiàn)在焊接上表面，且焊接上下表面殘余應(yīng)力峰值均大于內(nèi)層殘余應(yīng)力峰值。而且隨著焊道的高度增加，F(xiàn)Z，HAZ 附近的殘余應(yīng)力逐漸降低。這是由于在后層焊道熱源作用下，低層焊道的溫度會(huì)隨高層焊道的焊接而上升，這相當(dāng)于進(jìn)行一次短暫的高溫回火，因此低層焊道的殘余應(yīng)力得到降低。

圖10 冷卻后各焊道高度殘余應(yīng)力分布

圖11 為焊接過程中殘余應(yīng)力的動(dòng)態(tài)變化過程。從圖11(a)可以看出，各焊道焊接結(jié)束后都會(huì)產(chǎn)生較大的橫向拉應(yīng)力集中，隨著焊道的上移拉應(yīng)力區(qū)域向上移動(dòng)并不斷擴(kuò)大，最終在整個(gè)焊接接頭的表面與底面處形成較大的集中性的拉應(yīng)力區(qū)域。下方焊層的橫向拉應(yīng)力區(qū)域的寬度會(huì)隨著上層焊接結(jié)束逐漸變小，這是由于上層焊接熱源的熱量傳導(dǎo)距離有限，下方焊層溫度相對較低，冷卻過程中發(fā)生收縮使得產(chǎn)生壓應(yīng)力。在1 號、2 號、3 號焊道焊接過程中，HAZ 呈現(xiàn)壓應(yīng)力，而在焊接完全結(jié)束后，HAZ 壓應(yīng)力減小，且拉應(yīng)力區(qū)域占據(jù)主體部分。由圖11(b)可知，縱向殘余應(yīng)力的產(chǎn)生過程表現(xiàn)出與橫向相似的變化規(guī)律。因?yàn)樵诤附咏Y(jié)束后，F(xiàn)Z 冷卻過程中溫度降至Ms點(diǎn)以下，此前奧氏體化的組織開始轉(zhuǎn)化為馬氏體，導(dǎo)致組織體積增大產(chǎn)生壓應(yīng)力。與此同時(shí)，HAZ 形成了較大的拉應(yīng)力，且在第四層焊接結(jié)束后出現(xiàn)了最大的拉應(yīng)力區(qū)域，這是由于HAZ距FZ 較遠(yuǎn)的部分在焊接過程中未達(dá)到Ac3，體積受相變影響較小，受熱脹冷縮較大，在冷卻過程中受到FZ 組織的拉伸產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，這將對該處焊接裂紋的起裂和擴(kuò)展產(chǎn)生重大影響。綜上可知，溫度變化引起的相變效應(yīng)對于焊接殘余應(yīng)力的產(chǎn)生具有顯著影響。

圖11 焊接殘余應(yīng)力變化過程

3.3 焊接角變形

圖12 為焊接冷卻結(jié)束后平板的最終變形云圖。平板角變形的最大區(qū)域在FZ 及HAZ 處，其中在焊接尾端最大變形值達(dá)到了2.9 mm。產(chǎn)生焊接角變形的有以下幾個(gè)原因：首先，焊接區(qū)域在受熱不均勻的條件下，沿板材厚度方向產(chǎn)生不同程度的橫向收縮，由此產(chǎn)生的殘余應(yīng)力造成較大的塑性變形。同時(shí)考慮相變的影響因素，該區(qū)域在熱源作用下受熱膨脹，馬氏體迅速奧氏體化，隨后快速冷卻體積減小，奧氏體轉(zhuǎn)化為淬火馬氏體，由于約束條件的設(shè)置，在相對應(yīng)約束點(diǎn)產(chǎn)生的變形較小，在未約束端存在較大變形。且該平板為多層焊接，焊道由下到上依次加載，下層焊道部分殘余應(yīng)力在上層熱源作用下消除，上層殘余應(yīng)力的收縮效應(yīng)更為明顯，因此板件由自由端卷向中軸形成較大的角變形。

圖12 焊接變形云圖

4 結(jié)論

（1）顯微組織和硬度分布表明，F(xiàn)Z 組織為淬火馬氏體，BM 組織為回火馬氏體，HAZ 為混合組織，F(xiàn)Z最大顯微硬度為436 HV；HAZ 組織顯微硬度隨距FZ中心線距離增大迅速下降，其中過熱區(qū)硬度接近FZ處組織硬度，正火區(qū)硬度略高于BM 處硬度，BM 硬度平均為236 HV。

（2）應(yīng)力場的計(jì)算結(jié)果表明，在焊接上表面殘余應(yīng)力沿FZ 方向呈對稱分布，橫向峰值遠(yuǎn)小于縱向峰值，HAZ 殘余應(yīng)力變化量最大；橫向拉應(yīng)力和縱向壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在熔合線附近，縱向拉應(yīng)力與橫向壓應(yīng)力峰值出現(xiàn)在HAZ 與BM 交界處。隨著焊道高度的變化，殘余應(yīng)力分布趨勢基本不變，最大殘余應(yīng)力均出現(xiàn)在焊接上表面，且焊接上下表面殘余應(yīng)力峰值均大于內(nèi)層殘余應(yīng)力峰值。

（3）焊接殘余應(yīng)力的動(dòng)態(tài)變化過程表明，上層焊道熱載荷對下層焊道的殘余應(yīng)力分布具有較大影響；由固態(tài)相變效應(yīng)導(dǎo)致的體積變化和相變塑性應(yīng)變不僅是殘余應(yīng)力分布的重要影響因素，還會(huì)使板件在焊接時(shí)產(chǎn)生較大的角變形。