P92 鋼焊接組織分析與殘余應力模擬

龔凌諸，朱猛，蔡寶杰，徐火力，伏喜斌

（1.福建理工大學，能源裝備與儲能安全研究所，福州 350118；2.福建省計量科學研究院，福州 350003；3.廈門市特種設備檢驗檢測院，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力存在緊密聯(lián)系[3-5]。因此，研究焊接殘余應力的形成過程，預測殘余應力、應變場成為學者們的研究重點。

近年來有限元法在焊接應力分析方面得到了廣泛應用。Li 等人[6]用鉆孔應變法和X 射線衍射法對實驗焊接殘余應力進行了測量，并用間接法有限元耦合計算了P92 鋼焊接殘余應力。鄧德安等人[7]建立了平板3D 模型計算單道堆焊接頭的溫度場和殘余應力分布，結(jié)果顯示相變造成的屈服強度變化和體積變化對殘余應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焊（TIG）對P92 鋼焊接接頭組織和力學性能的影響，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，同時出現(xiàn)了較低的拉伸焊接殘余應力峰值。文中基于SYSWELD 軟件對P92 鋼平板多層焊接的溫度場、應力/應變場進行有限元模擬，采用X 射線衍射法測量焊接殘余應力，通過生死單元技術(shù)探究多層多道焊接殘余應力分布規(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 試驗方法

1.1 焊接試驗

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）的主要化學成分見表1，焊接材料為Thermanit MTS 616，主要化學成分見表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 鋼焊接工藝導則》，打底焊接為鎢極氬弧焊（GTAW），保護氬氣流量10 L/min；其余焊道為焊條電弧焊（SMAW）。焊前保持BM 的預熱溫度在150～200 ℃，焊接時保持層間溫度在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 母材主要化學成分（質(zhì)量分數(shù)，%）

表2 焊材主要化學成分（質(zhì)量分數(shù)，%）

表3 焊接工藝參數(shù)

1.2 殘余應力檢測與金相、硬度試驗

焊接殘余應力檢測采用X 射線衍射法，該方法測量最大深度為十幾微米，檢測結(jié)果為該測點表面至最大深度范圍內(nèi)的應力平均值。檢測儀器為日本PULSTEC 公司的μ-X360s X 射線殘余應力分析儀，儀器輻射源為Cr 靶，檢測時射線管激發(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，黑色點為殘余應力測量點的位置，測點均勻分布在焊縫（FZ）中線的兩側(cè)，兩個相鄰測量點之間間隔5 mm。由于X 射線對鋼材的穿透能力較弱，試驗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)域進行先打磨后電解拋光的處理。電解時電壓為12～15 V，電流為1.0～1.5 A，電解時間120 s。殘余應力測量結(jié)束后進行金相試樣制備，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 第1 部分：試驗方法》[10]，測量起始點位于FZ 中線，其余測點沿直線均勻分布在管道外表面，點與點間隔2 mm。

圖2 殘余應力測量點示意圖

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

按照實際焊件的尺寸建立平板模型并進行網(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，在進行網(wǎng)格劃分時對焊縫及熱影響區(qū)（HAZ）沿L1與垂直L1方向進行網(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；遠離FZ 部分網(wǎng)格則相對粗大。整個模型網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為50 245，3D 單元數(shù)為45 750，單元類型為8 節(jié)點立方體單元。約束方面使用三節(jié)點法對模型進行約束[11]，防止模擬過程中出現(xiàn)位移。為了準確體現(xiàn)不同焊層的應力場分布，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、熱導率λ等，用于應力場模擬的參數(shù)有屈服強度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[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

雙橢球熱源與真實焊接熱載荷更為接近，因此在焊接模擬中應用廣泛[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、后半橢球表達式為

式中：Qf(x,y,z)和Qr(x,y,z)為模型中點(x,y,z)在某時刻的熱流密度；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)“熔池邊界準則”在焊接模擬前進行熱源校核，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際熔池基本一致。溫度場計算時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，焊前預熱溫度為200 ℃，環(huán)境溫度為20 ℃。在焊接溫度場計算完成后，將其作為載荷代入應力/應變場的計算中，從而得到應力/應變場的分布。

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 焊接模型驗證

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

圖6 殘余應力數(shù)值模擬結(jié)果與試驗測量值對比

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 部分晶粒較細為正火區(qū)。硬度分布曲線也呈現(xiàn)這一特點，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 焊接殘余應力分布與動態(tài)變化

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

圖9 表面殘余應力分布

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

圖10 冷卻后各焊道高度殘余應力分布

圖11 為焊接過程中殘余應力的動態(tài)變化過程。從圖11(a)可以看出，各焊道焊接結(jié)束后都會產(chǎn)生較大的橫向拉應力集中，隨著焊道的上移拉應力區(qū)域向上移動并不斷擴大，最終在整個焊接接頭的表面與底面處形成較大的集中性的拉應力區(qū)域。下方焊層的橫向拉應力區(qū)域的寬度會隨著上層焊接結(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)生壓應力。在1 號、2 號、3 號焊道焊接過程中，HAZ 呈現(xiàn)壓應力，而在焊接完全結(jié)束后，HAZ 壓應力減小，且拉應力區(qū)域占據(jù)主體部分。由圖11(b)可知，縱向殘余應力的產(chǎn)生過程表現(xiàn)出與橫向相似的變化規(guī)律。因為在焊接結(jié)束后，F(xiàn)Z 冷卻過程中溫度降至Ms點以下，此前奧氏體化的組織開始轉(zhuǎn)化為馬氏體，導致組織體積增大產(chǎn)生壓應力。與此同時，HAZ 形成了較大的拉應力，且在第四層焊接結(jié)束后出現(xiàn)了最大的拉應力區(qū)域，這是由于HAZ距FZ 較遠的部分在焊接過程中未達到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)生較大的拉應力，這將對該處焊接裂紋的起裂和擴展產(chǎn)生重大影響。綜上可知，溫度變化引起的相變效應對于焊接殘余應力的產(chǎn)生具有顯著影響。

圖11 焊接殘余應力變化過程

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到了2.9 mm。產(chǎn)生焊接角變形的有以下幾個原因：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)生的殘余應力造成較大的塑性變形。同時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，由于約束條件的設置，在相對應約束點產(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力在上層熱源作用下消除，上層殘余應力的收縮效應更為明顯，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）應力場的計算結(jié)果表明，在焊接上表面殘余應力沿FZ 方向呈對稱分布，橫向峰值遠小于縱向峰值，HAZ 殘余應力變化量最大；橫向拉應力和縱向壓應力峰值出現(xiàn)在熔合線附近，縱向拉應力與橫向壓應力峰值出現(xiàn)在HAZ 與BM 交界處。隨著焊道高度的變化，殘余應力分布趨勢基本不變，最大殘余應力均出現(xiàn)在焊接上表面，且焊接上下表面殘余應力峰值均大于內(nèi)層殘余應力峰值。

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