強化應力及預強化處理對平板焊接殘余應力的影響

張起僑，陳學東，韓 豫

(1.浙江工業大學 化工機械設計研究所，浙江 杭州 310032，2.合肥通用機械研究院，安徽合肥230031，3.合肥工業大學材料科學與工程學院，安徽合肥 230009)

0 引言

奧氏體不銹鋼具有良好的塑性，但屈服強度卻較低，往往導致以屈服強度為基準的奧氏體不銹鋼材料許用應力值偏低，不能充分發揮材料承載能力。采用應變強化技術可顯著提高奧氏體不銹鋼材料的屈服強度，從而減薄容器壁厚，降低容器重量，實現壓力容器輕型化設計的目標［1－2］。

焊接是壓力容器制造中的主要工藝環節之一，容器經過焊接，往往產生焊接殘余應力。奧氏體不銹鋼通常不進行焊后熱處理，因此，壓力容器中奧氏體不銹鋼焊接結構普遍存在焊接殘余應力，從而會對容器的抗應力腐蝕性能和抗疲勞強度造成不利影響［3］?；趹儚娀夹g設計的奧氏體不銹鋼壓力容器，在強化過程中，產生一定的塑性變形量，從而有助于焊接殘余應力分布的改善。容器最終塑性變形量主要取決于材料的屈服強度和選取的強化應力值，而焊接前對材料進行預應力強化處理，可以提高其屈服強度，因此，文中采用ANSYS有限元軟件對不同屈服強度下焊接過程及焊后強化過程進行數值模擬，探討強化應力及預強化處理對焊接殘余應力分布的影響，為應變強化工藝參數的篩選提供參考。

1 預應力強化試驗

在制造基于應變強化技術設計的奧氏體不銹鋼壓力容器時，通常采用固溶處理狀態材料。但固溶處理材料制造的壓力容器，在強化操作過程中，由于其屈服強度較小，將發生較大的塑性變形。為了減小壓力容器強化引起的變形，可采用預強化處理材料。對牌號為1.4301奧氏體不銹鋼材料(相當于國產06Cr19Ni10材料)，歐盟標準EN 13458－2:2002附錄C中規定，無論材料處于何種狀態，其強化應力值應小于等于410 MPa［4］。

文中試驗材料采用牌號06Cr19Ni10的奧氏體不銹鋼，沿鋼板軋制方向加工3個單向拉伸試樣，編號分別為A，B，C。在室溫下，對試樣編號A進行預應力拉伸試驗，強化應力取410 MPa，應變速率取6×10－4s－1，拉伸到指定應力值時卸載，測得材料的屈服強度和塑性變形量，采用相同的方法分別對試樣編號B，C進行預應力拉伸試驗，強化應力分別為320和340 MPa，以模擬材料的不同程度預強化處理狀態，并在此基礎上，繼續對試樣編號B，C進行預應力拉伸試驗，強化應力均取410 MPa，試驗結果如表1所示。可以看出，在一定的強化應力下，材料的塑性變形量隨屈服強度的增加而減小;當材料的屈服強度從297 MPa提高到353 MPa時，其塑性變形量降低了2.62%。因此，采用預強化處理材料制造基于應變強化技術設計的奧氏體不銹鋼壓力容器，可以有效地降低容器的最終塑性變形量。

表1 06Cr19Ni10奧氏體不銹鋼力學性能參數

數值模擬通常采用真實應力應變曲線，因此根據式(1)進行轉換，得到對應的真實應力參數如表2所示。由于屈服強度對應的應變很小，故無需對屈服強度進行真應力轉換計算，其他強化應力對應的真應力通過線性插值獲得。

式中 σ'——材料真應力

σ——材料工程應力

ε——材料工程應變

表2 06Cr19Ni10奧氏體不銹鋼真應力參數

2 焊接過程的有限元分析

06Cr19Ni10奧氏體不銹鋼平板的焊接方法為手工電弧焊，由于對稱性，取模型的一半進行分析，其尺寸為120 mm×60 mm×3 mm，焊接電流90 A，電弧電壓25 V，焊接速度4 mm/s，電弧熱效率取 0.77。

2.1 有限元分析模型的建立

焊接溫度場模擬的單元為solid 70，由于采用間接耦合熱力分析，因此，在焊接應力場模擬時用ETCHG命令可直接轉換成相應的結構分析單元solid 45。材料的熱物理參數和力學參數隨溫度變化而變化，文中根據文獻［5－6］選取?？紤]到焊接過程中材料通常經歷了加載和卸載，塑性分析選項為雙線性隨動強化(BKIN)。此外，忽略焊縫金屬與母材材料特性的差異。

2.2 熱源選擇

焊接熱源模型是實現焊接過程數值模擬的重要條件，主要有高斯熱源、雙橢圓高斯熱源和雙橢球形熱源。高斯熱源模型和雙橢圓高斯熱源模型都是二維的熱源模型，沒有考慮電弧在熔深方向的加熱作用。而雙橢球形熱源是三維的熱源模型，能真實體現焊接的熱過程，模擬更加精確［7］，因此本文選擇雙橢球形熱源模型來近似描述生熱速率的分布，其具體數學表達式為:

式中 η——電弧熱效率

U——電弧電壓

I——焊接電流

f1，f2——總的輸入功率在熔池前、后兩部分的分配系數

a，b，c1，c2——雙橢球熱源分布參數

2.3 邊界條件設置

溫度場模擬時，取對稱面為絕熱邊界條件，其他表面為對流換熱表面，并將輻射系數疊加到對流系數中加以考慮。選用20℃作為焊接的初始溫度和環境溫度。

應力場模擬時，應采取適當的位移約束，以防止計算中產生剛性位移，同時又不能阻礙焊接過程中應力自由釋放和自由變形。因此，在x=0處施加對稱約束，對點A限制y和z方向，對點B限制z方向(見圖1)。

2.4 生死單元技術

圖1 焊接平板示意

焊接過程中，熔池區的金屬處于熔化狀態，即進入零力學性能狀態，其所有的應力應變將消失。對此，在焊接應力場模擬時，采用生死單元技術，每進行一步熱應力計算，將對應的溫度場計算結果進行選擇，超過熔點的單元令其“死掉”，而低于熔點的單元將其“激活”。根據材料手冊［8］，選取1400℃作為奧氏體不銹鋼的熔點。

3 焊接過程的結果與分析

3.1 焊接溫度場分布特征

圖2示出焊縫中心線路徑C1－C2(如圖1所示)上距焊接起點 C1 分別為0，30，60，90，120 mm處各點的熱循環曲線。可以看出，焊接過程中隨著熱源沿焊件移動，焊件上節點溫度經歷了迅速升溫和迅速冷卻的過程;各點的升溫速度明顯比冷卻速度大，冷卻時，各點溫度逐漸趨于某一值。

圖2 路徑C1－C2上各點熱循環曲線

圖3示出垂直于焊縫方向的路徑D1－D2(如圖1所示)上距點 D1 分別為 0，7，15，30，60 mm各點的熱循環曲線。可以看出，溫度上升的速度明顯比溫度下降的速度快。而由于熱傳導的緣故，靠近焊縫中心線的節點溫度變化劇烈，反之，遠離焊縫中心線的節點溫度變化比較平緩，并且經歷的熱循環最高溫度隨該點與焊縫中心線之間的距離增加而降低。

圖3 路徑D1－D2上各點熱循環曲線

3.2 焊接應力場分析

圖4示出沿路徑C1－C2(如圖1所示)的縱向和橫向殘余應力分布曲線。

圖4 沿路徑C1－C2的殘余應力分布曲線

可以看出，縱向殘余應力整體表現為拉應力，且高于橫向殘余應力。隨著離開C1點的距離不斷增加，縱向殘余應力呈增長趨勢，達到最大值后，形成了一個相對穩定的區域，之后逐漸減小。其最大值為334 MPa，超過材料的屈服極限297 MPa。焊縫中心線上橫向應力分布形式與縱向殘余應力分布規律相似，但數值大小存在差異。在C1及C2點附近均表現為比較大的殘余壓應力，中間部分出現殘余拉應力，且拉應力值遠遠低于材料的屈服強度。

圖5示出沿路徑D1－D2的縱向和橫向殘余應力分布曲線?？梢钥闯觯v向殘余應力的最大拉應力值出現在焊縫中心處，且大于橫向殘余應力的最大拉應力值，隨著離開D1點的距離不斷增大，縱向殘余應力迅速下降，直至由拉應力過渡到壓應力。橫向殘余應力則都表現為拉應力，拉應力大小隨著遠離D1點先增大然后逐漸減小。

圖5 沿路徑D1－D2的殘余應力分布曲線

理論上，焊縫縱向殘余應力是根據焊縫縱向收縮受約束的機理產生的，在無相變發生時，對于奧氏體不銹鋼，縱向殘余拉應力最大值達到或高于母材屈服極限，距焊縫越遠其值越小，在周圍區域有相對較低的壓應力;對于邊緣無拘束板對接焊縫的橫向殘余應力，主要起因于縱向收縮，其值在兩端為壓應力，中間為拉應力［9］。從圖4，5可以看出，其應力變化規律和理論分析是基本一致的。

4 焊后強化過程的結果與分析

在焊接應力場模擬的基礎上，采用ANSYS提供的單點重啟動分析方法進行焊后強化過程的模擬。邊界條件及載荷設置時，對x=0，y=0和z=0的3個面(見圖1)進行位移約束，在x=60的面施加強化應力加載以及卸載進行求解，得到焊后不同強化應力作用下焊接殘余應力的分布。

由焊接應力場分析可知，縱向殘余應力比橫向殘余應力大得多，對焊件的疲勞和應力腐蝕性能影響也較大，因此，文中重點研究路徑D1－D2的縱向殘余應力分布規律及特點。

4.1 強化應力對焊接殘余應力的影響

圖6示出奧氏體不銹鋼焊后經不同強化應力σk作用下縱向殘余應力的分布曲線。可看出，當σk＜Rp0.2+30 MPa 時，縱向殘余應力最大值隨強化應力的增加而減小;當 σk＞ Rp0.2+30 MPa時，縱向殘余應力最大值隨強化應力的增加而基本保持不變。通過焊后應變強化可以顯著改善焊接殘余應力分布，除焊縫及熱影響區還存在少量殘余應力外，其他部位的殘余應力已基本接近于零。

圖6 不同強化應力下的縱向殘余應力

4.2 預強化處理對焊接殘余應力的影響

對奧氏體不銹鋼材料進行預強化處理主要是提高其屈服強度，因此，在保持其他參數不變的前提下，改變材料屈服強度的大小，來討論不同程度的預強化處理對焊接殘余應力分布的影響。圖7，8示出焊后未強化及焊后經410 MPa強化下不同屈服強度的奧氏體不銹鋼縱向殘余應力分布曲線。可以看出，在未強化條件下，縱向殘余應力最大值隨屈服強度增加而增大，而經過410 MPa強化后，縱向殘余應力最大值隨屈服強度增加而減小;當Rp0.2=297 MPa時，縱向殘余應力最大值從334 MPa 降到 73 MPa，降低了 78.1%;當 Rp0.2=332 MPa時，縱向殘余應力最大值從366 MPa降到 63 MPa，降低了 82.8%;當 Rp0.2=353 MPa 時，縱向殘余應力最大值從380 MPa降到53 MPa，降低了86.1%。

圖7 焊后未強化的縱向殘余應力

圖8 焊后經410 MPa強化的縱向殘余應力

焊后強化降低殘余應力的原理與機械拉伸法消除殘余應力相似，都是對焊后平板施加均勻拉伸應力，使拉應力區在外載荷的作用下產生拉伸塑性變形，其方向與焊后產生的壓縮塑性變形相反，能起到抵消壓縮塑性變形的作用［10］。文中采用薄板焊接模型，在焊縫及熱影響區存在著較大的變形，因此，強化將產生彎曲應力，即使強化應力超過材料的屈服強度，此區域的殘余應力也并不能全部被消除。

5 結論

(1)采用數值模擬對06Cr19Ni10奧氏體不銹鋼焊接平板進行了焊接溫度場及應力場分析，其結果與理論基本一致。

(2)奧氏體不銹鋼焊后強化過程的模擬分析結果顯示，焊后平板強化并不能完全消除焊接殘余應力，但可以顯著改善焊接殘余應力的分布。當 σk＜Rp0.2+30 MPa時，縱向殘余應力最大值隨強化應力的增加而減小;當 σk＞Rp0.2+30 MPa時，縱向殘余應力最大值隨強化應力的增加而基本保持不變。

(3)對于不同屈服強度的奧氏體不銹鋼材料，焊后未強化下焊接殘余應力最大值隨屈服強度增加而增大;而焊后經410 MPa強化后，焊接殘余應力最大值則隨屈服強度增加而減小。

(4)采用預強化處理的材料制造基于應變強化技術設計的奧氏體不銹鋼壓力容器，不僅可減小容器的塑性變形量，而且還能降低焊接殘余應力最大值，但需保證選取的強化應力值大于材料屈服強度30 MPa。

［1］韓豫，陳學東，劉全坤，等.基于應變強化技術的奧氏體不銹鋼壓力容器輕型化設計探討［J］.壓力容器，2010，27(9):16 －20，37.

［2］鄭津洋，郭阿賓，繆存堅，等.奧氏體不銹鋼深冷容器室溫應變強化技術［J］.壓力容器，2010，27(8):28 －32，56.

［3］王福寬.壓力容器焊接結構工程分析［M］.北京:化學工業出版社，1998.

［4］EN 13458 －2，Cryogenic Vessels－ Static Vacuum Insulated Vessels － Part 2:Design，Fabrication，Inspection and Testing，Annex C［S］.2002.

［5］Deng D，Murakawa H.Numerical Simulation of Temperature Field and Residual Stress in Multi－pass Welds in Stainless Steel Pipe and Comparison with Experimental Measurements［J］.Computational Materials Science，2006，37:269 －277.

［6］Deng D，Murakawa H，Liang W.Numerical and Experimental Investigations on Welding Residual Stress in Multi－ pass Butt－ welded Stainless Steel Pipe［J］.Computational Materials Science，2008，42:234 －244.

［7］董志波，魏艷紅，劉仁培，等.不銹鋼焊接溫度場的三維數值模擬［J］.焊接學報，2006，25(2):9－14.

［8］潘家幀.壓力容器材料實用手冊:碳鋼及合金鋼［M］.北京:化學工業出版社，2000.

［9］宋天民.焊接殘余應力的產生與消除［M］.北京:中國石化出版社，2010.

［10］王者昌.關于焊接殘余應力消除原理的探討［J］.焊接學報，2000，21(2):55－58.