張起僑，陳學(xué)東，韓 豫

(1.浙江工業(yè)大學(xué) 化工機(jī)械設(shè)計(jì)研究所，浙江 杭州 310032，2.合肥通用機(jī)械研究院，安徽合肥230031，3.合肥工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)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(qiáng)度卻較低，往往導(dǎo)致以屈服強(qiáng)度為基準(zhǔn)的奧氏體不銹鋼材料許用應(yīng)力值偏低，不能充分發(fā)揮材料承載能力。采用應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)可顯著提高奧氏體不銹鋼材料的屈服強(qiáng)度，從而減薄容器壁厚，降低容器重量，實(shí)現(xiàn)壓力容器輕型化設(shè)計(jì)的目標(biāo)［1－2］。

焊接是壓力容器制造中的主要工藝環(huán)節(jié)之一，容器經(jīng)過焊接，往往產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力。奧氏體不銹鋼通常不進(jìn)行焊后熱處理，因此，壓力容器中奧氏體不銹鋼焊接結(jié)構(gòu)普遍存在焊接殘余應(yīng)力，從而會對容器的抗應(yīng)力腐蝕性能和抗疲勞強(qiáng)度造成不利影響［3］。基于應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)設(shè)計(jì)的奧氏體不銹鋼壓力容器，在強(qiáng)化過程中，產(chǎn)生一定的塑性變形量，從而有助于焊接殘余應(yīng)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(qiáng)度和選取的強(qiáng)化應(yīng)力值，而焊接前對材料進(jìn)行預(yù)應(yīng)力強(qiáng)化處理，可以提高其屈服強(qiáng)度，因此，文中采用ANSYS有限元軟件對不同屈服強(qiáng)度下焊接過程及焊后強(qiáng)化過程進(jìn)行數(shù)值模擬，探討強(qiáng)化應(yīng)力及預(yù)強(qiáng)化處理對焊接殘余應(yīng)力分布的影響，為應(yīng)變強(qiáng)化工藝參數(shù)的篩選提供參考。

1 預(yù)應(yīng)力強(qiáng)化試驗(yàn)

在制造基于應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)設(shè)計(jì)的奧氏體不銹鋼壓力容器時(shí)，通常采用固溶處理狀態(tài)材料。但固溶處理材料制造的壓力容器，在強(qiáng)化操作過程中，由于其屈服強(qiáng)度較小，將發(fā)生較大的塑性變形。為了減小壓力容器強(qiáng)化引起的變形，可采用預(yù)強(qiáng)化處理材料。對牌號為1.4301奧氏體不銹鋼材料(相當(dāng)于國產(chǎn)06Cr19Ni10材料)，歐盟標(biāo)準(zhǔn)EN 13458－2:2002附錄C中規(guī)定，無論材料處于何種狀態(tài)，其強(qiáng)化應(yīng)力值應(yīng)小于等于410 MPa［4］。

文中試驗(yàn)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(gè)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(jìn)行預(yù)應(yīng)力拉伸試驗(yàn)，強(qiáng)化應(yīng)力取410 MPa，應(yīng)變速率取6×10－4s－1，拉伸到指定應(yīng)力值時(shí)卸載，測得材料的屈服強(qiáng)度和塑性變形量，采用相同的方法分別對試樣編號B，C進(jìn)行預(yù)應(yīng)力拉伸試驗(yàn)，強(qiáng)化應(yīng)力分別為320和340 MPa，以模擬材料的不同程度預(yù)強(qiáng)化處理狀態(tài)，并在此基礎(chǔ)上，繼續(xù)對試樣編號B，C進(jìn)行預(yù)應(yīng)力拉伸試驗(yàn)，強(qiáng)化應(yīng)力均取410 MPa，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示?？梢钥闯?，在一定的強(qiáng)化應(yīng)力下，材料的塑性變形量隨屈服強(qiáng)度的增加而減小;當(dāng)材料的屈服強(qiáng)度從297 MPa提高到353 MPa時(shí)，其塑性變形量降低了2.62%。因此，采用預(yù)強(qiáng)化處理材料制造基于應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)設(shè)計(jì)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(xué)性能參數(shù)

數(shù)值模擬通常采用真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線，因此根據(jù)式(1)進(jìn)行轉(zhuǎn)換，得到對應(yīng)的真實(shí)應(yīng)力參數(shù)如表2所示。由于屈服強(qiáng)度對應(yīng)的應(yīng)變很小，故無需對屈服強(qiáng)度進(jìn)行真應(yīng)力轉(zhuǎn)換計(jì)算，其他強(qiáng)化應(yīng)力對應(yīng)的真應(yīng)力通過線性插值獲得。

式中 σ'——材料真應(yīng)力

σ——材料工程應(yīng)力

ε——材料工程應(yīng)變

表2 06Cr19Ni10奧氏體不銹鋼真應(yīng)力參數(shù)

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(jìn)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(yīng)力場模擬時(shí)用ETCHG命令可直接轉(zhuǎn)換成相應(yīng)的結(jié)構(gòu)分析單元solid 45。材料的熱物理參數(shù)和力學(xué)參數(shù)隨溫度變化而變化，文中根據(jù)文獻(xiàn)［5－6］選取?？紤]到焊接過程中材料通常經(jīng)歷了加載和卸載，塑性分析選項(xiàng)為雙線性隨動(dòng)強(qiáng)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(shí)現(xiàn)焊接過程數(shù)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(shí)體現(xiàn)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(shù)學(xué)表達(dá)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(shù)

a，b，c1，c2——雙橢球熱源分布參數(shù)

2.3 邊界條件設(shè)置

溫度場模擬時(shí)，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(shù)疊加到對流系數(shù)中加以考慮。選用20℃作為焊接的初始溫度和環(huán)境溫度。

應(yīng)力場模擬時(shí)，應(yīng)采取適當(dāng)?shù)奈灰萍s束，以防止計(jì)算中產(chǎn)生剛性位移，同時(shí)又不能阻礙焊接過程中應(yīng)力自由釋放和自由變形。因此，在x=0處施加對稱約束，對點(diǎn)A限制y和z方向，對點(diǎn)B限制z方向(見圖1)。

2.4 生死單元技術(shù)

圖1 焊接平板示意

焊接過程中，熔池區(qū)的金屬處于熔化狀態(tài)，即進(jìn)入零力學(xué)性能狀態(tài)，其所有的應(yīng)力應(yīng)變將消失。對此，在焊接應(yīng)力場模擬時(shí)，采用生死單元技術(shù)，每進(jìn)行一步熱應(yīng)力計(jì)算，將對應(yīng)的溫度場計(jì)算結(jié)果進(jìn)行選擇，超過熔點(diǎn)的單元令其“死掉”，而低于熔點(diǎn)的單元將其“激活”。根據(jù)材料手冊［8］，選取1400℃作為奧氏體不銹鋼的熔點(diǎn)。

3 焊接過程的結(jié)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(diǎn) C1 分別為0，30，60，90，120 mm處各點(diǎn)的熱循環(huán)曲線。可以看出，焊接過程中隨著熱源沿焊件移動(dòng)，焊件上節(jié)點(diǎn)溫度經(jīng)歷了迅速升溫和迅速冷卻的過程;各點(diǎn)的升溫速度明顯比冷卻速度大，冷卻時(shí)，各點(diǎn)溫度逐漸趨于某一值。

圖2 路徑C1－C2上各點(diǎn)熱循環(huán)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(diǎn) D1 分別為 0，7，15，30，60 mm各點(diǎn)的熱循環(huán)曲線?？梢钥闯觯瑴囟壬仙乃俣让黠@比溫度下降的速度快。而由于熱傳導(dǎo)的緣故，靠近焊縫中心線的節(jié)點(diǎn)溫度變化劇烈，反之，遠(yuǎn)離焊縫中心線的節(jié)點(diǎn)溫度變化比較平緩，并且經(jīng)歷的熱循環(huán)最高溫度隨該點(diǎn)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(diǎn)熱循環(huán)曲線

3.2 焊接應(yīng)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(yīng)力分布曲線。

圖4 沿路徑C1－C2的殘余應(yīng)力分布曲線

可以看出，縱向殘余應(yīng)力整體表現(xiàn)為拉應(yīng)力，且高于橫向殘余應(yīng)力。隨著離開C1點(diǎn)的距離不斷增加，縱向殘余應(yīng)力呈增長趨勢，達(dá)到最大值后，形成了一個(gè)相對穩(wěn)定的區(qū)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(yīng)力分布形式與縱向殘余應(yīng)力分布規(guī)律相似，但數(shù)值大小存在差異。在C1及C2點(diǎn)附近均表現(xiàn)為比較大的殘余壓應(yīng)力，中間部分出現(xiàn)殘余拉應(yīng)力，且拉應(yīng)力值遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于材料的屈服強(qiáng)度。

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

圖5 沿路徑D1－D2的殘余應(yīng)力分布曲線

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

4 焊后強(qiáng)化過程的結(jié)果與分析

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

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

4.1 強(qiáng)化應(yīng)力對焊接殘余應(yīng)力的影響

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

圖6 不同強(qiáng)化應(yīng)力下的縱向殘余應(yīng)力

4.2 預(yù)強(qiáng)化處理對焊接殘余應(yīng)力的影響

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

圖7 焊后未強(qiáng)化的縱向殘余應(yīng)力

圖8 焊后經(jīng)410 MPa強(qiáng)化的縱向殘余應(yīng)力

焊后強(qiáng)化降低殘余應(yīng)力的原理與機(jī)械拉伸法消除殘余應(yīng)力相似，都是對焊后平板施加均勻拉伸應(yīng)力，使拉應(yīng)力區(qū)在外載荷的作用下產(chǎn)生拉伸塑性變形，其方向與焊后產(chǎn)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(qū)存在著較大的變形，因此，強(qiáng)化將產(chǎn)生彎曲應(yīng)力，即使強(qiáng)化應(yīng)力超過材料的屈服強(qiáng)度，此區(qū)域的殘余應(yīng)力也并不能全部被消除。

5 結(jié)論

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

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

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

(4)采用預(yù)強(qiáng)化處理的材料制造基于應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)設(shè)計(jì)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(yīng)力最大值，但需保證選取的強(qiáng)化應(yīng)力值大于材料屈服強(qiáng)度30 MPa。

［1］韓豫，陳學(xué)東，劉全坤，等.基于應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)的奧氏體不銹鋼壓力容器輕型化設(shè)計(jì)探討［J］.壓力容器，2010，27(9):16 －20，37.

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

［3］王福寬.壓力容器焊接結(jié)構(gòu)工程分析［M］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，1998.

［4］EN 13458 －2，Cryogenic Vessels－ Static Vacuum Insulated Vessels － Part 2:Design，F(xiàn)abrication，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(shù)值模擬［J］.焊接學(xué)報(bào)，2006，25(2):9－14.

［8］潘家?guī)?壓力容器材料實(shí)用手冊:碳鋼及合金鋼［M］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2000.

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

［10］王者昌.關(guān)于焊接殘余應(yīng)力消除原理的探討［J］.焊接學(xué)報(bào)，2000，21(2):55－58.