小口徑厚壁12Cr1MoVG鋼管焊接殘余應力的數值模擬

陳國宏, 郭碧翔, 王若民, 趙昊然, 繆春輝, 汪晶晶, 湯文明

(1.國網安徽省電力有限公司 電力科學研究院， 合肥 230601; 2.國網阜陽供電公司， 阜陽 236000； 3.國網六安供電公司， 六安 237000; 4.合肥工業大學 材料科學與工程學院， 合肥 230009)

12Cr1MoVG鋼是我國自主研發的一種珠光體耐熱鋼。由于添加了合金元素鉻、鉬進行固溶強化，并加入了一定量的釩元素與鋼中的碳元素結合形成了VC等碳化物進行彌散強化，使得12Cr1MoVG鋼具有組織結構穩定、綜合力學性能優良及持久強度高等優點，被廣泛應用于火力發電廠中運行溫度不超過540 ℃的集箱、蒸汽管道以及金屬壁溫不超過580 ℃的過熱器、再熱器等部件的制造[1-3]。

由于12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼具有較大的冷裂敏感性，為保證焊接接頭的可靠性，需嚴格控制焊接工藝，盡可能減少焊接缺陷。另外,鋼材在焊接過程中，由于受到不均勻的局部加熱和冷卻，使材料產生了不均勻的體積膨脹和收縮，導致鋼材內部產生了殘余應力。焊接殘余應力易引發裂紋，不僅會使接頭的強度和韌性下降，甚至會導致接頭開裂。若能在焊前準確了解焊接過程中及焊后焊接接頭應力場的分布狀況，則可提前采取相應的措施，通過優化焊接工藝減小焊接構件的應力及變形。這對于提高焊接接頭質量和焊接工作效率，降低生產成本，乃至提高機組運行安全性都具有重要意義。

小口徑厚壁12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼管的多層多道焊受到多個單層焊接熱循環的交替作用和相鄰焊層間的熱處理作用，因此焊接接頭中的溫度場和最終殘余應力場較單道焊縫的復雜得多[4]。目前國內關于12Cr1MoVG鋼管焊接性與工藝的試驗研究較多[5-7]，但是關于對其焊接過程數值模擬的報道不多。其中，遲露鑫等[8]采用有限元軟件對12Cr1MoV 耐熱鋼管焊接過程中的溫度場進行數值模擬，并將模擬結果與試驗結果進行比較，結果表明采集特征點熱循環曲線與模擬結果吻合，但該研究并未涉及焊接接頭中殘余應力的分布情況。

筆者基于生死單元技術，建立有限元模型，模擬研究了小口徑厚壁12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼管多層多道焊接接頭內、外壁軸向殘余應力的分布情況;參照GB/T 7704-2008《無損檢測X射線應力測定方法》測試焊態鋼管接頭內、外壁殘余應力沿軸向的分布情況。通過比較殘余應力的實測數據與數值模擬結果，驗證有限元數值模擬方法的可靠性。

1 試驗材料及焊接工藝

1.1 試驗材料

試驗采用長度為200 mm，外徑為51 mm，壁厚為13 mm的小口徑厚壁12Cr1MoVG珠光體耐熱鋼管，其化學成分滿足表1所示GB 5310-2008《高壓鍋爐用無縫鋼管》的技術要求。

為避免焊縫金屬產生較大的熱裂傾向，焊縫金屬的碳含量和力學性能要比母材的低一些，選用R31焊絲和R317焊條為焊接填充材料。其成分滿足表2所示DL/T 869-2012《火力發電廠焊接技術規程》的技術要求。

汪晶晶[9]測試了不同溫度下12Cr1MoVG鋼管的熱物理性能及力學性能，結果如表3，4所示。

表1 12Cr1MoVG鋼管的化學成分(質量分數)Tab.1 Chemical compositions of 12Cr1MoVG steel tube (mass fraction) %

表2 焊縫金屬的主要化學成分(質量分數)Tab.2 Main chemical compositions of filling metals (mass fraction) %

表4 不同溫度下12Cr1MoVG鋼管的力學性能Tab.4 Mechanical properties of 12Cr1MoVG steel tube at different temperatures

1.2 焊接工藝

在小口徑厚壁12Cr1MoVG鋼管的焊接過程中，焊道的寬度控制在不超過焊絲直徑3倍的范圍內。采用的焊接方法為鎢極氣體保護焊(GTAW)+手工電弧焊(SMAW)，焊接材料為R31焊絲+R317焊條。利用裝配夾具對焊接鋼管剛性拘束，焊前250 ℃預熱，GTAW焊接打底1層+SMAW焊接填充和蓋面4層，焊后保溫緩冷[10]。焊縫開V形坡口，如圖1所示。焊接時，層間溫度控制在250～300 ℃，焊接參數如表5所示。

圖1 12Cr1MoVG鋼管對接接頭坡口示意圖Fig.1 Diagram of the groove on butt joint of 12Cr1MoVG steel tube

表5 鋼管焊接參數Tab.5 Welding parameters of steel tube

2 有限元建模與試驗驗證

2.1 網格模型

采用MSC.Marc軟件，基于生死單元技術建立網格模型。焊縫處的網格尺寸最小為0.158 mm×0.1 mm，隨著遠離焊縫，網格逐步加粗，尺寸最大為1 mm×1 mm，模型的結點數為28 607，單元數為24 220，建立的鋼管網格模型如圖2a)所示，焊道剖面網格模型如圖2b)所示。

圖2 小口徑厚壁12Cr1MoVG鋼管焊接接頭網格模型Fig.2 Mesh model of welding joint of small-caliber thick-wall 12Cr1MoVG steel tube： a) mesh model of steel tube; b) section drawing of weld bead model

2.2 載荷及邊界條件

2.2.1 熱源載荷

實際焊接中的熱源可以理解為通過施加電流和電壓給焊材，產生的熱量使焊材和母材熔化形成熔池；而在軟件中是通過熱源模型賦予相關的參數，并結合生死單元的方法來模擬實際熱源產生熔池的過程。這兩種作用效果十分接近。焊接模擬中系統默認的熱源模型有兩種，一種是Goldark圓形面熱源，可以用來定義二維線熱源和三維面熱源，適用于平板堆焊和熔深不大的對接焊；另一種是Goldark雙橢球體熱源，如圖3所示，用來定義二維或三維體熱源，適用于開坡口或熔深大的焊縫，其前半部分橢球生成的熱源實際功率為[11]

q(x,y,z,t)=

(1)

后半部分橢球熱源表達式為

q(x,y,z,t)=

(2)

式中:x,y,z為實際熱源在各方向軸上的坐標；t為焊接時間;Q為輸入熱源功率；f1，f2為前后半橢球能量分數；a為橢球的寬度；b為橢球的深度；c1，c2為前后半球的長度；v為焊接速度。

圖3 雙橢球熱源模型Fig.3 Double ellipsoidheat source model

根據文獻[12]以及前期的模擬計算經驗，熱源模型參數a和b分別選取熔池寬度和深度的80%，c1取焊縫寬度的2倍，c2取焊縫寬度的1/2。

2.2.2 邊界條件

焊接模擬中溫度場的模擬參數直接關系著計算焊接應力場的準確程度。而溫度場模擬除了與材料的熱物理性能相關外，還與材料和環境之間的換熱邊界條件的設置有關。由于實際焊接過程中，焊接材料與外界存在強烈的熱交換，因此對模型的上下表面施加換熱邊界條件，即施加對流換熱系數；在中間對稱面施加絕熱邊界條件。環境溫度取室溫25 ℃，焊件的初始溫度為預熱后的250 ℃。

除此之外，為防止應力分析模型發生剛性移動，模擬過程中還要添加適當的位移邊界條件才能準確模擬焊接過程中應力場的分布。因此設置如圖4所示的位移邊界條件，即在鋼管軸向即x軸方向施加位移約束，在截面上即y軸和z軸方向施加約束。

圖4 位移邊界條件Fig.4 Displacement boundary conditions in: a) y direction; b) z direction; c) x direction

目前，常用的焊接過程模擬方法主要分為考慮焊縫中焊接材料添加和不考慮焊接材料添加兩種類型。對于多道焊接接頭，采用考慮焊接材料添加所得到的熱循環曲線比不考慮焊接材料添加所得熱循環曲線更接近于試驗結果[13]。有限元模擬軟件采用生死單元法處理焊縫金屬的逐步填充，即通過改變單元的死活處理焊接材料的添加過程。在焊接模擬過程中焊縫單元是逐步被激活的，沒有被激活的單元不參與計算。設定好焊縫單元以及焊接路徑，并依據上述雙橢球熱源模型參數的選取方法選取熱源模型參數，采用瞬態求解方法，在求解中選擇大變形求解條件，輸出結果設置為應力(Stress)和范式等效應力(Von Mises Stress)，最后提交系統自動求解，直到求解完畢，程序顯示退出號為 3004 即得到模擬計算結果。

2.3 試驗驗證

使用ZXT-400STG型焊機進行焊接試驗。兩個待焊管試樣經宏觀觀察和采用XYD型移動式X射線探傷機無損檢測可知試樣質量較好，表面無砂眼和小孔洞等缺陷，然后按SD 340-1989《火力發電廠鍋爐、壓力容器焊接工藝評定規程》的技術要求進行焊接。

參照GB/T 7704-2008的要求，采用X-350A型X射線殘余應力分析儀測試焊態12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內、外壁軸向殘余應力的分布情況。

3 結果與討論

3.1 測試結果

試驗測得的焊態12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內、外壁軸向殘余應力分布如圖5所示?？芍附咏宇^外壁焊縫與熱影響區的殘余應力為壓應力，從焊縫中心起，壓應力水平逐漸增大，在熔合區附近達到最大，隨后，應力水平逐漸下降，至母材位置殘余應力轉變成拉應力；內壁的殘余應力分布狀態與外壁的基本相同，但焊縫區的殘余壓應力值較外壁的有大幅降低，最大殘余應力位置位于熱影響區，母材處呈現拉應力，且應力值較高。

圖5 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內、外壁軸向殘余應力分布Fig.5 Axial residual stress distributions in the inner and outer walls of welded joints of 12Cr1MoVG steel tube

3.2 數值模擬結果

3.2.1 焊接接頭外壁的殘余應力分布

選擇變量路徑顯示方法，可以顯示垂直焊縫路徑上的軸向殘余應力。對照12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁測試點的坐標位置，導出對應節點上的模擬應力值，繪制成曲線并與實際測試值進行對比。焊接接頭外壁軸向殘余應力的分布如圖6所示，可以看出焊管外壁總體上承受壓應力作用，從焊縫中心到熱影響區其壓應力變化較大，在熔合區附近達到最大，相鄰焊道之間的壓應力相差較大。隨著離焊縫區距離的增大，接頭外壁軸向殘余應力水平逐漸下降，最終在母材處呈現拉應力。

圖6 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁軸向殘余應力分布Fig.6 Axial residual stress distributions in the outer walls of welded joints of 12Cr1MoVG steel tube

將試驗測試結果與模擬的12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁軸向殘余應力分布曲線進行對比，由圖6可見兩者吻合度非常高。兩種方法得到的結果都表明，焊接接頭外壁焊縫附近區域的軸向殘余應力為壓應力，且母材端殘余應力的變化幅度要比焊縫鄰近區域的小。

圖7 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內壁軸向殘余應力分布Fig.7 Axial residual stress distributions in the inner walls of welded joints of 12Cr1MoVG steel tube

3.2.2 焊接接頭內壁的殘余應力分布

對照12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內壁測試點的坐標位置，導出對應節點上的應力值，繪制成曲線并與實際測試值進行對比。焊接接頭內壁軸向殘余應力的分布如圖7所示，可以看出接頭內壁的應力分布特征與外壁相比差別比較明顯，其焊縫區的應力大幅降低，最大殘余應力位置也移向熱影響區，母材處呈現拉應力，且應力較高。

將試驗測試結果與模擬的12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內壁軸向殘余應力分布曲線進行對比，由圖7可見兩者吻合度非常高。兩種方法得到的結果都表明，焊縫及其熱影響區的殘余應力為壓應力，而母材區域承受拉應力。只是實際測得的殘余應力分布曲線在焊縫區變化比較平緩，與測試時取點較少有關。

4 結論

(1) 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭外壁焊縫附近區域的殘余應力為壓應力，殘余壓應力最大的位置在熔合區，母材端的殘余應力為拉應力。焊接接頭內壁的應力分布特征與外壁相比差別比較明顯，焊縫區的殘余壓應力大幅降低，最大殘余壓應力位置移向熱影響區，母材呈現拉應力，且應力值較高。

(2) 12Cr1MoVG鋼管焊接接頭內、外壁殘余應力試驗測試結果與有限元數值模擬結果的變化規律相近，說明圓管狀多層多道焊接接頭的有限元數值模擬方法可用于管狀接頭焊接工藝的評定及預測。