胡磊1,王學(xué)1,2,,尹孝輝1,劉洪3,馬群雙1

1 安徽工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院 馬鞍山 243032
2 武漢大學(xué)動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院 武漢 430072
3 東方電氣集團(tuán)東方鍋爐股份有限公司 自貢 643001

摘要

關(guān)鍵詞：9%Cr熱強(qiáng)鋼;多層多道焊;層間溫度;殘余應(yīng)力;數(shù)值模擬

9%Cr (質(zhì)量分?jǐn)?shù))熱強(qiáng)鋼是在高參數(shù)火電機(jī)組中取得廣泛應(yīng)用的一類高等級(jí)馬氏體熱強(qiáng)鋼,主要包括T/P91、T/P92鋼等,其焊接性引起了廣泛的關(guān)注[1,2,3,4]。由于焊接的特殊熱過(guò)程所導(dǎo)致的材料性能劣化以及焊接殘余應(yīng)力(WRS)的形成,焊接接頭往往是火電機(jī)組鍋爐管道系統(tǒng)中的薄弱環(huán)節(jié)。焊接裂紋的產(chǎn)生和接頭的性能劣化都會(huì)被WRS所加劇,如冷裂紋傾向的增大[5]、接頭疲勞強(qiáng)度的降低[6]以及服役過(guò)程中蠕變損傷的加劇[7]等。

層間溫度是9%Cr熱強(qiáng)鋼焊接中一個(gè)十分重要的工藝參數(shù)。9%Cr熱強(qiáng)鋼的合金元素含量較高,導(dǎo)熱性比低合金鋼差,在管道多層多道焊接時(shí)積累的熱量難以擴(kuò)散,導(dǎo)致層間溫度快速上升。焊縫韌性不足是這類鋼焊接時(shí)的一個(gè)突出問(wèn)題,為了避免焊縫晶粒粗大導(dǎo)致韌性進(jìn)一步惡化,有研究[8,9]認(rèn)為該類鋼電弧焊時(shí)的層間溫度應(yīng)限制在250 ℃以下。但是過(guò)低的層間溫度會(huì)造成焊接過(guò)程頻繁停頓,影響焊接生產(chǎn)效率,更值得注意的是有可能明顯改變接頭中的殘余應(yīng)力分布。由于9%Cr熱強(qiáng)鋼的馬氏體轉(zhuǎn)變開始溫度(Ms)在400 ℃左右[10,11],較低的層間溫度焊接意味著在馬氏體狀態(tài)下完成焊接過(guò)程。模擬計(jì)算[12]表明,在9%Cr熱強(qiáng)鋼管道的多層多道焊中,馬氏體相變雖然在先焊焊縫中形成了很高的壓應(yīng)力,但后續(xù)焊道的焊接熱循環(huán)會(huì)顯著降低該壓應(yīng)力,并在先焊焊道中形成較大的殘余拉應(yīng)力。由于拉應(yīng)力的存在,在實(shí)際9%Cr熱強(qiáng)鋼厚壁管道的焊接中,已發(fā)現(xiàn)裂紋出現(xiàn)在管道中部和焊根處,而不是表層焊道處[13,14]。因此,有必要研究層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼多層多道焊接頭殘余應(yīng)力分布的影響,為焊接工藝參數(shù)的選取和裂紋分析提供參考和依據(jù)。目前關(guān)于層間溫度對(duì)于9%Cr熱強(qiáng)鋼管道焊接殘余應(yīng)力的影響機(jī)理,特別是不同層間溫度下馬氏體相變?cè)趹?yīng)力演化中的作用還鮮見報(bào)道。

隨著計(jì)算機(jī)硬件水平的發(fā)展和計(jì)算焊接力學(xué)理論的日臻成熟,有限元法已經(jīng)成為預(yù)測(cè)焊接殘余應(yīng)力最有效的工具之一[15,16,17]。并且,由于實(shí)驗(yàn)手段的限制,有限元法也是目前唯一可行的精確獲取厚壁工件內(nèi)部殘余應(yīng)力的方法。Satoh實(shí)驗(yàn)是研究焊接殘余應(yīng)力形成機(jī)理的有效方法[18,19]。本工作首先通過(guò)數(shù)值Satoh實(shí)驗(yàn)研究了不同層間溫度時(shí)焊接應(yīng)力的演化過(guò)程,隨后基于作者前期工作[12]開發(fā)的可以考慮馬氏體相變影響的“溫度場(chǎng)-顯微組織場(chǎng)-應(yīng)力場(chǎng)”耦合的有限元計(jì)算方法,計(jì)算了不同層間溫度時(shí)9%Cr熱強(qiáng)鋼管道焊接殘余應(yīng)力分布,并分析了馬氏體相變?cè)趹?yīng)力演化中的作用。該研究對(duì)于揭示層間溫度對(duì)馬氏體鋼多層多道焊接頭殘余應(yīng)力影響機(jī)理具有重要的理論意義,同時(shí)對(duì)于優(yōu)化焊接工藝、調(diào)控多層多道焊接頭殘余應(yīng)力具有重要工程應(yīng)用價(jià)值。

1 數(shù)值模擬方法

計(jì)算管道的材質(zhì)為SA335-P91鋼,管道和坡口尺寸、焊道順序以及網(wǎng)格劃分如圖1所示。焊接過(guò)程分7層11道完成,使用了二維軸對(duì)稱計(jì)算模型。為了兼顧計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間,在焊縫(WM)和熱影響區(qū)(HAZ)內(nèi)細(xì)化網(wǎng)格,在遠(yuǎn)離焊接區(qū)域的母材使用較粗的網(wǎng)格劃分。采用順序耦合方法計(jì)算焊接應(yīng)力場(chǎng)分布,即先計(jì)算焊接溫度場(chǎng)和顯微組織轉(zhuǎn)變過(guò)程,并將計(jì)算結(jié)果作為載荷施加到應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算模型求解應(yīng)力分布。材料參數(shù)、焊接參數(shù)以及詳細(xì)的計(jì)算過(guò)程參見文獻(xiàn)[12]。

圖1有限元計(jì)算模型和焊縫附近網(wǎng)格劃分

Fig.1Simulation model (unit: mm) (a) and finite element meshes near the welding zone (WCL—center line of weld, HAZL—center line of heat affected zone) (b)

計(jì)算中,P91鋼的奧氏體轉(zhuǎn)變開始溫度(Ac1)和奧氏體轉(zhuǎn)變終了溫度(Ac3)分別取820和920 ℃,Ms取375 ℃[20],馬氏體相變過(guò)程使用Koisten-Marburger關(guān)系[21]描述：

${?}_{\mathrm{M}}=1-\exp [-0.011({?}_{\mathrm{s}}-?\left)\right]$(1)

式中,fM為馬氏體相變量,T(T≤Ms)為溫度。根據(jù)式(1),P91鋼發(fā)生95%馬氏體相變時(shí)的溫度(Mf)約為102 ℃。

為了分析層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼管道多層多道焊接頭殘余應(yīng)力的影響,共進(jìn)行了4組(Weld A、Weld B、Weld C、Weld D)不同層間溫度的計(jì)算。其中Weld A的層間溫度為102 ℃,已達(dá)到Mf,此時(shí)先焊焊道加熱時(shí)形成的奧氏體,冷卻到層間溫度時(shí)幾乎完全轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。Weld B的層間溫度為249 ℃,先焊焊道加熱時(shí)形成的奧氏體,冷卻到層間溫度時(shí)有75%轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。該溫度也是我國(guó)電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)DLT/869-2012《火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程》中規(guī)定的9%Cr鋼焊條電弧焊時(shí)層間溫度的上限(不超過(guò)250 ℃)。Weld C的層間溫度為312 ℃,先焊焊道加熱時(shí)形成的奧氏體,冷卻到層間溫度時(shí)有50%轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體。該溫度接近于DLT/869-2012標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的9%Cr鋼埋弧焊時(shí)層間溫度的上限(不超過(guò)300 ℃)。Weld D的層間溫度為375 ℃,此時(shí)先焊焊道加熱時(shí)形成的奧氏體會(huì)在所有焊道焊完后冷卻到Ms以下同時(shí)進(jìn)行馬氏體相變。在實(shí)際焊接中一般會(huì)在母材坡口附近安裝加熱器,通過(guò)控制加熱器的加熱功率進(jìn)行預(yù)熱和控制焊接層間溫度。為了模擬這一過(guò)程,在覆蓋加熱器部分母材添加環(huán)境溫度為層間溫度的對(duì)流換熱邊界條件,并人為增加層間溫度附近溫度的散熱系數(shù)[20]。為了避免焊縫形狀的影響,通過(guò)調(diào)節(jié)焊接線能量,使4組計(jì)算中獲得近似相同的WM和HAZ尺寸。

2 計(jì)算結(jié)果

圖2給出了圖1中點(diǎn)A在前2道焊道中的焊接熱循環(huán)。可以看出,在4組計(jì)算中,第1道焊道焊接熱循環(huán)中點(diǎn)A最高加熱溫度均約為1600 ℃,第2道焊道焊接熱循環(huán)中最高加熱溫度均約為1200 ℃。層間溫度對(duì)最高加熱溫度影響較小,但會(huì)降低冷卻速率。考慮到9%Cr鋼的淬透性強(qiáng),層間溫度升高引起的冷卻速率降低對(duì)接頭最終組織類型影響不大,可以認(rèn)為都能形成完全的馬氏體組織。

圖2圖1中點(diǎn)A在前2道焊道中的焊接熱循環(huán)

Fig.2Welding thermal cycles of the first two weld passes at point A inFig.1(Ti—inter-pass temperature)

4組計(jì)算中管道縱截面內(nèi)軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力分布如圖3所示。可以看出,對(duì)于Weld A (圖3a和b),只在末道焊道的WM及其HAZ內(nèi)形成了顯著的軸向和環(huán)向殘余壓應(yīng)力,而管道中部WM內(nèi)存在較大的拉應(yīng)力。最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在管道末道焊道下的次表層焊道。殘余拉應(yīng)力的極值呈“魚鱗狀”分布,其原因是這些拉應(yīng)力極值位于后一層焊道的臨界熱影響區(qū)(ICHAZ)和附近母材位置,一方面這些位置由于加熱溫度較高,冷卻時(shí)發(fā)生較大的熱收縮,另一方面也沒(méi)有發(fā)生馬氏體相變或是馬氏體相變不足以抵消熱收縮[12]。這些位置也正對(duì)應(yīng)于P91鋼接頭蠕變強(qiáng)度降低的區(qū)域[3,22],考慮到遺傳效應(yīng),焊后熱處理后雖然應(yīng)力幅值顯著降低,但應(yīng)力分布形式仍與焊態(tài)類似[4,23]。因此,焊接殘余應(yīng)力有可能對(duì)接頭蠕變強(qiáng)度有較大影響。Weld B與Weld A中殘余應(yīng)力分布形式類似,但管道中部WM內(nèi)軸向和環(huán)向殘余拉應(yīng)力顯著降低,特別是末道焊道下的次表層焊道處,如圖3c和d所示。在Weld C中,如圖3e和f所示,整個(gè)WM和大部分HAZ內(nèi)均形成了較大的環(huán)向殘余壓應(yīng)力,環(huán)向殘余壓應(yīng)力的峰值也出現(xiàn)了“魚鱗狀”分布形式,最大環(huán)向殘余壓應(yīng)力仍出現(xiàn)在末道焊道及其HAZ內(nèi),最大環(huán)向殘余拉應(yīng)力出現(xiàn)在管道中部的ICHAZ及其附近的母材處。在管道大部分WM和HAZ中均形成了一定的軸向殘余壓應(yīng)力,但在管道內(nèi)、外壁WM及其附近大部分HAZ和末道焊道下的次表層焊道中形成了較大的軸向殘余拉應(yīng)力。在Weld D中,如圖3g和h所示,軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力分布形式與前面3組計(jì)算存在較大的差異,殘余應(yīng)力已經(jīng)沒(méi)有“魚鱗狀”分布特征,整個(gè)WM和大部分HAZ內(nèi)均形成了較大的環(huán)向殘余壓應(yīng)力,最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在靠近管道中部WM處,管道內(nèi)、外壁WM及HAZ的環(huán)向殘余壓應(yīng)力較小。在管道中部大部分WM和HAZ內(nèi)形成了較低的軸向殘余壓應(yīng)力,但管道內(nèi)、外壁附近WM及HAZ出現(xiàn)了較低的軸向殘余拉應(yīng)力。

圖34組計(jì)算中管道縱截面內(nèi)軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

Fig.3Simulation results of axial (a, c, e, g) and hoop (b, d, f, h) residual stresses on the cross-section in Weld A (a, b), Weld B (c, d), Weld C (e, f) and Weld D (g, h)

圖4給出了4組計(jì)算中,殘余應(yīng)力沿圖1b中焊縫中心線(WCL)和HAZ中心線(HAZL)在管道厚度方向(從內(nèi)壁到外壁)的分布。可以看出,除末道焊道外,Weld A (層間溫度Ti=102 ℃)、Weld B (Ti=249 ℃)和Weld C (Ti=312 ℃)中應(yīng)力沿WCL和HAZL分布形式幾乎完全相同,只是應(yīng)力數(shù)值上有較大的降低,并且環(huán)向殘余應(yīng)力的降低幅度要遠(yuǎn)高于軸向殘余應(yīng)力。在Weld D (Ti=375 ℃)中,殘余應(yīng)力沿管道壁厚方向的分布大致呈“兩頭高,中間低”的特征,在管道靠近內(nèi)壁和外壁的WM和HAZ中均形成了高于Weld A和Weld B的軸向殘余拉應(yīng)力。

圖4層間溫度對(duì)管道壁厚方向殘余應(yīng)力分布的影響

Fig.4Effect ofTion axial (a, c) and hoop (b, d) residual stresses along WCL (a, b) and HAZL (c, d) inFig.1b

以上結(jié)果表明,提高層間溫度可以顯著降低9%Cr熱強(qiáng)鋼管道接頭內(nèi)的殘余拉應(yīng)力,特別是管道中間區(qū)域WM和大部分HAZ內(nèi)的軸向和環(huán)向殘余拉應(yīng)力降低明顯,但同時(shí)會(huì)在管道靠近內(nèi)壁和外壁的WM和HAZ內(nèi)形成一定的軸向殘余拉應(yīng)力。需要指出的是,提高層間溫度并不能降低HAZ中的ICHAZ及其附近母材內(nèi)較大的環(huán)向殘余拉應(yīng)力(圖3b、d、f和h)。

3 殘余應(yīng)力的演化分析

3.1 數(shù)值Satoh實(shí)驗(yàn)

為了說(shuō)明層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼焊接殘余應(yīng)力的影響機(jī)理,使用數(shù)值模擬方法進(jìn)行了Satoh實(shí)驗(yàn)[24,25],研究P91鋼在1次和2次焊接熱循環(huán)中的應(yīng)力演化過(guò)程。Satoh實(shí)驗(yàn)計(jì)算模型為4 mm×4mm×20 mm的棒狀試樣,模型兩端固定,如圖5所示。

圖5Satoh實(shí)驗(yàn)計(jì)算模型與約束條件示意圖

Fig.5Schematic of simulation model and restraint conditions of Satoh tests (unit: mm)

分別計(jì)算了6組計(jì)算案例,計(jì)算條件列于表1。其中,Case I和Case II經(jīng)歷了1次熱循環(huán),其峰值溫度分別為1350和800 ℃,分別用于說(shuō)明發(fā)生馬氏體相變區(qū)域(WM和HAZ)以及未發(fā)生馬氏體相變但加熱溫度較高冷卻時(shí)發(fā)生較大收縮變形區(qū)域(HAZ附近母材)的應(yīng)力演化過(guò)程。Case III~Case VI經(jīng)歷了2次熱循環(huán),用于分析層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼多層多道焊應(yīng)力演化的影響。

6組數(shù)值Satoh實(shí)驗(yàn)中,圖5中試樣中部位置P點(diǎn)的溫度-軸向應(yīng)力變化曲線如圖6所示。由于Case I的峰值溫度超過(guò)了Ac3(P91鋼為920 ℃),其加熱時(shí)會(huì)完全轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體。從圖6a中可以看出,P91鋼冷卻過(guò)程中伴隨馬氏體相變的體積膨脹不僅抵消了熱收縮形成的拉應(yīng)力,并且形成了較大的壓應(yīng)力。在冷卻到室溫后,Case I中存在約231.8 MPa的殘余壓應(yīng)力。Case II的峰值溫度低于Ac1(P91鋼為820 ℃),其加熱時(shí)沒(méi)有形成奧氏體,冷卻過(guò)程中沒(méi)有發(fā)生馬氏體相變。在冷卻過(guò)程中,Case II由于熱收縮形成了約463.5 MPa的拉應(yīng)力。在Case III和Case V中,第1次焊接熱循環(huán)冷卻到Mf,此時(shí)材料已經(jīng)由奧氏體完全轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體,P點(diǎn)存在約354.8 MPa的壓應(yīng)力。而在Case IV和Case VI中,第1次焊接熱循環(huán)只冷卻到Ms,此時(shí)材料尚未發(fā)生馬氏體相變,P點(diǎn)存在約169.6 MPa的拉應(yīng)力。比較Case III和Case IV,雖然由于層間溫度的不同,在第1次熱循環(huán)中分別形成了較大的壓應(yīng)力和拉應(yīng)力,但由于它們第2次熱循環(huán)峰值溫度很高,此時(shí)由于材料的軟化,第1次焊接熱循環(huán)中形成的應(yīng)力已被完全“消除”,故在第2次熱循環(huán)冷卻過(guò)程中的應(yīng)力演化與Case I完全相同,在冷卻到室溫后存在約231.8 MPa的壓應(yīng)力。這說(shuō)明在多層多道焊中,前一焊道WM表層的的殘余應(yīng)力主要取決于后一次焊道的焊接熱循環(huán)。

圖6Satoh實(shí)驗(yàn)?zāi)M結(jié)果

Fig.6Simulation results of Satoh tests for Case I (a), Case II (b), Case III (c), Case IV (d), Case V (e) and Case VI (f)

在Case V和Case VI中,第2次熱循環(huán)的峰值溫度低于Ac1,并沒(méi)有發(fā)生奧氏體相變。在Case V中一方面由于馬氏體的屈服強(qiáng)度較高,在第2次熱循環(huán)的冷卻過(guò)程中形成了較大的拉應(yīng)力,另一方面沒(méi)有馬氏體相變降低拉應(yīng)力,因此冷卻到室溫后形成了高達(dá)519.1 MPa的拉應(yīng)力。在Case VI中,由于層間溫度為Ms,第1次熱循環(huán)中形成的奧氏體尚未轉(zhuǎn)變?yōu)轳R氏體,在第2次熱循環(huán)的冷卻過(guò)程中由于奧氏體的屈服強(qiáng)度較低,故形成的拉應(yīng)力也較低。從圖6e和f可以看到,Case V中第2次熱循環(huán)冷卻到Ms時(shí)形成了約440.4 MPa的拉應(yīng)力;而Case VI中第一次熱循環(huán)只形成了約169.6 MPa的拉應(yīng)力,而在第2次熱循環(huán)冷卻到室溫后由于馬氏體相變,形成了約230.4 MPa的壓應(yīng)力。

因此,提高層間溫度降低殘余應(yīng)力主要有2方面原因：一是提高層間溫度可保留較高含量的奧氏體,在冷卻時(shí)屈服強(qiáng)度較低的奧氏體積累的拉應(yīng)力較低;二是高的層間溫度阻止了馬氏體相變?cè)诿康篮傅篮竿昀鋮s到Ms以下后立即進(jìn)行,從而避免了馬氏體相變降低拉應(yīng)力的效果被后焊焊道的焊接熱循環(huán)所消除,并在隨后焊道的焊接熱循環(huán)中重新積累較大的拉應(yīng)力。

3.2 層間溫度對(duì)9%Cr鋼管道多層多道焊接頭殘余應(yīng)力演化的影響

以第3道(第3層)和第7道(第5層)焊道焊完后冷卻到層間溫度時(shí)的應(yīng)力分布為例,分析說(shuō)明層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼管道多層多道焊焊接應(yīng)力演化的影響。圖7為在4種層間溫度下第3道焊道焊完后的軸向和環(huán)向應(yīng)力分布。

圖7第3道焊縫焊完后的軸向和環(huán)向應(yīng)力分布

Fig.7Contour maps for axial (a, c, e, g) and hoop (b, d, f, h) stresses after the 3rd weld pass in Weld A (a, b), Weld B (c, d), Weld C (e, f) and Weld D (g, h)

可以看出,在Weld A、Weld B和Weld C中,在整個(gè)WM和大部分HAZ內(nèi)均形成了較大的環(huán)向壓應(yīng)力,但焊根附近的壓應(yīng)力明顯較低。其原因是在第3道焊道的焊接熱循環(huán)中,第2道焊縫的上部會(huì)被加熱到Ac1以上,在冷卻時(shí)也發(fā)生了馬氏體相變,故冷卻到層間溫度后形成了較大的環(huán)向壓應(yīng)力;而在第3道焊道的焊接熱循環(huán)中,第1道焊縫最高加熱溫度沒(méi)有超過(guò)Ac1,在冷卻時(shí)并未發(fā)生馬氏體相變,但由于加熱溫度較高,在加熱時(shí)發(fā)生了較大的塑性變形,故冷卻時(shí)的熱收縮會(huì)降低該部位在第1道焊縫施焊時(shí)形成的壓應(yīng)力。由于隨著層間溫度的升高,發(fā)生的馬氏體相變量逐漸減少,并且材料的屈服強(qiáng)度也會(huì)逐漸降低。因此,在前3組計(jì)算中焊縫內(nèi)的環(huán)向壓應(yīng)力依次降低。在Weld A、Weld B和Weld C中,第3道焊道WM內(nèi)環(huán)向壓應(yīng)力分別約為570、459和360 MPa。

對(duì)于9%Cr鋼管道環(huán)焊縫,軸向殘余應(yīng)力形成的直接原因來(lái)自焊縫的軸向收縮,間接原因來(lái)自焊接區(qū)域馬氏體相變引起的體積膨脹導(dǎo)致的向外彎曲變形[12]。第3道焊道焊完后,由于該區(qū)域向外彎曲變形,導(dǎo)致第3道焊縫的上部形成了較低的軸向壓應(yīng)力,而第3道焊縫的下部以及第2道焊縫的上部形成了較大的軸向壓應(yīng)力。焊根附近的軸向拉應(yīng)力是為了平衡第3道焊縫向外的彎曲變形而形成的反向向內(nèi)彎曲變形形成的。由于層間溫度低的Weld A中的馬氏體相變量大,在第1道焊縫的焊根附近形成了約490 MPa的軸向拉應(yīng)力,而層間溫度較高的Weld C中,該位置只形成了約320 MPa的軸向拉應(yīng)力。

Weld D的應(yīng)力分布形式與前3組計(jì)算有顯著的區(qū)別。一方面由于層間溫度為Ms,WM和大部分HAZ完全為奧氏體,由于奧氏體的屈服強(qiáng)度低,使Weld D的應(yīng)力顯著低于前3組計(jì)算結(jié)果;另一方面由于沒(méi)有馬氏體相變,應(yīng)力完全是由熱收縮形成的拉應(yīng)力。需要說(shuō)明的是,由于計(jì)算中沒(méi)有考慮焊縫形狀的影響,在第3道焊縫的焊趾處出現(xiàn)了較大的應(yīng)力集中,并形成了一定的壓應(yīng)力。除焊趾外,在整個(gè)焊接區(qū)域均形成了較大的環(huán)向拉應(yīng)力。由于P91鋼母材組織為回火馬氏體,其屈服強(qiáng)度高于WM和HAZ內(nèi)的奧氏體,因此焊縫附近母材區(qū)域的拉應(yīng)力更大。第3道焊縫表面的軸向壓應(yīng)力主要是由管道在焊縫及附近區(qū)域由于熱收縮發(fā)生向內(nèi)的彎曲變形導(dǎo)致的[26]。

圖8為4種層間溫度下第7道焊道焊完后的軸向和環(huán)向應(yīng)力分布。同樣,Weld A、Weld B和Weld C的應(yīng)力分布形式類似,但與Weld D有較大差異,并且Weld A、Weld B和Weld C中應(yīng)力逐漸降低。在Weld A中,雖然管道中部和內(nèi)壁焊縫在先焊焊道的施焊中形成了較大的壓應(yīng)力,但會(huì)被后續(xù)焊道的焊接熱循環(huán)所消除,并且逐漸在隨后焊道的冷卻過(guò)程中積累較大的拉應(yīng)力,最終結(jié)果表現(xiàn)為馬氏體相變只在當(dāng)前施焊焊道(第7道焊道)的WM及其HAZ內(nèi)形成了較大的壓應(yīng)力,而在其HAZ的ICHAZ及附近母材內(nèi),由于熱收縮形成了較大的拉應(yīng)力。并且這些拉應(yīng)力峰值的位置與隨后焊道的距離較遠(yuǎn),其在隨后焊道焊接熱循環(huán)中峰值溫度遠(yuǎn)低于Ac1,故這些應(yīng)力峰值得以保留,只是應(yīng)力數(shù)值略有降低,最終形成了“魚鱗狀”環(huán)向應(yīng)力峰值分布。在Weld D中,在第7道焊道焊完后,環(huán)向應(yīng)力分布形式與第3道焊縫焊完后十分類似,在整個(gè)WM、HAZ以及附近母材內(nèi)均形成了一定的環(huán)向拉應(yīng)力,并且由于母材部位回火馬氏體的屈服強(qiáng)度較高,其拉應(yīng)力更高。不同的是管道內(nèi)壁附近環(huán)向拉應(yīng)力較低,其原因是后焊焊道的收縮會(huì)擠壓先焊焊道,從而降低先焊焊道內(nèi)的環(huán)向拉應(yīng)力。在管道內(nèi)表面形成了一定的軸向壓應(yīng)力,其原因是為了平衡管道中部出現(xiàn)的較大的拉應(yīng)力。

圖8第7道焊縫焊完后的軸向和環(huán)向應(yīng)力分布

Fig.8Contour maps for axial (a, c, e, g) and hoop (b, d, f, h) stresses after 7th weld pass in weld A (a, b), weld B (c, d), Weld C (e, f) and Weld D (g, h)

根據(jù)圖3所示的所有焊道焊完后殘余應(yīng)力分布可以看出,在Weld A中,最終的應(yīng)力分布形式與第7道焊道焊完后類似。在Weld B中,末道焊道焊完后冷卻到層間溫度以下時(shí),先焊焊道中未相變的25%奧氏體此時(shí)會(huì)繼續(xù)發(fā)生馬氏體相變,伴隨馬氏體相變的體積膨脹抵消了部分熱收縮形成的拉應(yīng)力,從而使Weld B中先焊焊道形成了低于Weld A的殘余拉應(yīng)力。Weld C中由于馬氏體相變量的增加,在先焊焊縫中已可以完全抵消拉應(yīng)力,并形成壓應(yīng)力。Weld C中壓應(yīng)力的極大值與Weld A和Weld B中的拉應(yīng)力極大值位置剛好相反,這是因?yàn)樵谀┑篮傅篮竿旰罄鋮s到層間溫度以下后,整個(gè)WM內(nèi)的馬氏體相變量相同,馬氏體相變形成的壓應(yīng)力也大致相同,轉(zhuǎn)變前拉應(yīng)力較大處形成的壓應(yīng)力較小,反之亦然。在管道外壁附近WM和HAZ內(nèi)形成了較大軸向拉應(yīng)力,其原因同樣是由于馬氏體相變引起的體積膨脹導(dǎo)致的該位置向外的彎曲變形。

在Weld D中,由于先焊焊道在末道焊道冷卻到Ms前一直保持為奧氏體,應(yīng)力很低。其殘余應(yīng)力主要是在末道焊道的冷卻中形成的。所有焊道焊完后,整個(gè)WM和大部分HAZ由于馬氏體相變均形成了較高的環(huán)向壓應(yīng)力。但由于沒(méi)有發(fā)生馬氏體相變或者馬氏體相變量較少,在ICHAZ和附近母材內(nèi)仍存在較高的環(huán)向拉應(yīng)力。在管道外壁附近的WM和HAZ形成了較大的軸向拉應(yīng)力,管道中部則形成了較小的軸向壓應(yīng)力,其原因是焊縫及其附近的環(huán)向膨脹,使該部位形成向外的彎曲變形。為了平衡管道外壁附近向外的彎曲變形,管道內(nèi)壁附近會(huì)發(fā)生反向的向內(nèi)彎曲變形,并在焊根附近形成了一定的拉應(yīng)力。這也是管道內(nèi)壁和外壁附近環(huán)向壓應(yīng)力較低的原因。

從以上應(yīng)力演化的分析可以看出,在9%Cr鋼管道多層多道焊中,層間溫度改變焊接殘余應(yīng)力分布的原因在于：當(dāng)層間溫度低于Mf時(shí),管道中部和內(nèi)壁附近焊縫的殘余拉應(yīng)力主要形成原因是隨后1~2層焊道冷卻時(shí)的熱收縮形成的,之后焊道的焊接熱循環(huán)只會(huì)略微降低應(yīng)力幅值。馬氏體相變只在末道焊道WM和HAZ內(nèi)形成較大的殘余壓應(yīng)力;而在層間溫度高于Ms時(shí),先焊焊道加熱形成的奧氏體在末道焊道冷卻到Ms以前,一直得以保留。由于奧氏體的屈服強(qiáng)度很低,先焊焊道的熱循環(huán)形成的應(yīng)力很小,其殘余應(yīng)力主要是在末道焊道的冷卻過(guò)程中形成的,此時(shí)馬氏體相變形成的壓應(yīng)力得以保留。當(dāng)層間溫度介于Ms與Mf之間時(shí),殘余應(yīng)力取決于2種因素共同作用結(jié)果。當(dāng)層間溫度較低時(shí),熱收縮占主導(dǎo)作用,此時(shí)接頭以殘余拉應(yīng)力為主,只在沒(méi)有后續(xù)焊道的末道焊道及其熱影響區(qū)內(nèi)形成較大的壓應(yīng)力;當(dāng)層間溫度較高時(shí),馬氏體相變起主導(dǎo)作用,此時(shí)接頭以殘余壓應(yīng)力為主。

4 結(jié)論

(1) 層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼管道多層多道焊殘余應(yīng)力分布有明顯影響,提高層間溫度可以顯著降低接頭內(nèi)的殘余拉應(yīng)力,特別是管道中部區(qū)域WM內(nèi)的軸向和環(huán)向殘余拉應(yīng)力降低明顯,但同時(shí)會(huì)在靠近管道內(nèi)壁和外壁的WM內(nèi)形成一定的軸向殘余拉應(yīng)力。提高層間溫度不能降低ICHAZ及附近母材內(nèi)較大的環(huán)向殘余拉應(yīng)力。

(2) Satoh 實(shí)驗(yàn)數(shù)值模擬結(jié)果表明,提高層間溫度降低多道焊接頭殘余拉應(yīng)力的作用機(jī)理有2方面：一是提高層間溫度可保留較高比例的奧氏體,屈服強(qiáng)度低的奧氏體在冷卻時(shí)積累的殘余拉應(yīng)力較低;二是高的層間溫度阻止了馬氏體相變?cè)诿康篮傅篮竿旰罅⒓催M(jìn)行,從而避免了馬氏體相變降低拉應(yīng)力的效果被后焊焊道的焊接熱循環(huán)所消除和在隨后焊道的焊接熱循環(huán)中重新積累較大的拉應(yīng)力。

(3) 層間溫度對(duì)9%Cr熱強(qiáng)鋼管道多層多道焊殘余應(yīng)力分布的影響取決于熱收縮和馬氏體相變的綜合作用,當(dāng)層間溫度較低時(shí)(低于Mf),熱收縮占主導(dǎo)作用,此時(shí)接頭的大部分區(qū)域以殘余拉應(yīng)力為主,只在末道焊道WM及其HAZ內(nèi)形成較大的壓應(yīng)力;當(dāng)層間溫度較高時(shí)(高于Ms),馬氏體相變占主導(dǎo)作用,此時(shí)接頭以殘余壓應(yīng)力為主。當(dāng)層間溫度介于Ms與Mf之間時(shí),殘余應(yīng)力取決于2種因素共同作用結(jié)果。

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