代 真， 姜運建， 章建葉， 李 偉， 謝航云， 王衛(wèi)峰

（1．國電科學(xué)技術(shù)研究院，南京210031；2．河北省電力研究院，石家莊050021；3．國電肇慶熱電有限公司，肇慶526238）

發(fā)展高參數(shù)、大容量超（超）臨界機組已經(jīng)成為各國緩解節(jié)能減排壓力、提高發(fā)電效率的必由之路．在我國已投運或在建的超（超）臨界機組中，主蒸汽管道和再熱蒸汽管道等高溫高壓構(gòu)件普遍采用了新型鐵素體耐熱鋼材料，如P91鋼和P92鋼．IV型蠕變開裂是高溫高壓構(gòu)件焊接接頭長期服役中出現(xiàn)的典型問題，它不僅顯著縮短了焊接接頭處的壽命，而且突發(fā)性的開裂還會導(dǎo)致災(zāi)難性事故．已有研究表明，IV型蠕變開裂發(fā)生于臨界熱影響區(qū)（ICHAZ，加熱峰值溫度在TC1～TC3，TC1為加熱時珠光體向奧氏體轉(zhuǎn)變的開始溫度，TC3為加熱時游離鐵素體全部轉(zhuǎn)變?yōu)閵W氏體的終止溫度）或細晶熱影響區(qū)（FGHAZ，峰值溫度在TC3附近）［1－3］，且應(yīng)力水平對IV型蠕變開裂有很大影響［4－5］．筆者利用Abaqus有限元軟件對P92鋼的焊接過程進行了數(shù)值模擬，獲得了焊接溫度場和焊接殘余應(yīng)力的分布規(guī)律，采用試驗測試的方法對其進行了驗證，并對IV型蠕變損傷產(chǎn)生的原因進行了分析．

1 物理模型

研究對象是電廠P92鋼主蒸汽管道，其直徑為355mm、壁厚為40mm．電廠P92鋼主蒸汽管道的實際工況是：管內(nèi)介質(zhì)溫度為600℃，壓力為24 MPa．圖1為管道焊接接頭和焊道分布．第1、第2層為氬弧焊焊接，預(yù)熱溫度為100～200℃，層間溫度為150～250℃．第3層以上為焊條電弧焊焊接，層間溫度約為200℃．P92鋼的化學(xué)成分和焊材的名義成分見表1．P92鋼的力學(xué)性能見表2．具體的焊接參數(shù)見表3．

圖1 管道焊接接頭和焊道分布（單位：mm）Fig．1 Preparation of welding groove and arrangement of weld pass（unit：mm）

表1 P92鋼的化學(xué)成分和焊材的名義成分Tab．1 Chemical composition of P92steel and nominal composition of the welding material %

表2 P92鋼的力學(xué)性能Tab．2 Mechanical properties of P92steelMPa

表3 焊接參數(shù)Tab．3 Welding parameters

2 有限元模擬

2．1 分析模型與網(wǎng)格劃分

由于研究的對象是等徑管道對接焊，焊縫和熱影響區(qū)是重點分析區(qū)域，因此該處的網(wǎng)格劃分比較密集，而遠離焊縫處的網(wǎng)格剛比較稀疏．圖2給出了有限元模型的網(wǎng)格劃分．采用二維平面模型，其中節(jié)點有9 963個，單元為9 680個．采用DC2D4單元計算焊接溫度場，采用平面應(yīng)變（CPE4）單元計算焊接殘余應(yīng)力場．在計算程序中，運用單元生死技術(shù)（element birth technique）來實現(xiàn)多道焊模擬，即在第1道焊接時，將其他焊道單元全部殺死，當(dāng)?shù)?道焊接完成后，再將第2焊道單元激活，進行第2焊道的焊接，以此類推，直到第39焊道焊接完成后激活第40焊道單元．

圖2 有限元模型的網(wǎng)格劃分Fig．2 Grid division of the finite element model

2．2 材料性能參數(shù)

蒸汽管道材料為P92鋼，計算時可以將焊材和母材認(rèn)為是相同的，并假定其物理性能在700～1 900℃狀態(tài)下保持不變［6－7］，P92鋼材料的性能參數(shù)如圖3［8］所示．在圖3中，cp為比定壓熱容，J／（kg·K）；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）；a為線膨脹系數(shù)，K－1；E 為彈性模量，Pa；μ 為泊松比；σ為屈服強度，Pa．

圖3 P92鋼材料性能參數(shù)Fig．3 Property parameters of P92steel

2．3 邊界條件與初始條件

在溫度場計算中，焊件的初始溫度取室溫20℃，在焊件的內(nèi)、外表面均施加對流和輻射邊界條件，對流傳熱系數(shù)取10W／（m2·K），輻射發(fā)射率為0．85［7］．在應(yīng)力場分析中，為了防止焊件發(fā)生整體剛性移動，在遠離焊縫處進行固定約束．

3 數(shù)值模擬與試驗研究

3．1 焊接溫度場的數(shù)值模擬

根據(jù)文獻［1］～文獻［3］與P92鋼的冶金學(xué)特點（TC1的溫度在800～835℃，TC3的溫度在900～920℃［9］），P92鋼焊接接頭熱影響區(qū)的IV型蠕變開裂發(fā)生在焊接峰值溫度800～920℃的位置．為了便于觀察，圖4給出了在對最后一道焊縫（第40道）進行焊接時整個焊接接頭的總體溫度分布（圖2中的a～h點）．a(chǎn)、b、c、d、e、f、g、h節(jié)點距焊縫中心分別為12．74mm、13．04mm、13．34mm、13．63mm、13．93mm、14．23mm、14．54mm 和 14．84mm．a(chǎn)、b、c、d、e、f、g、h節(jié)點處熱循環(huán)曲線峰值溫度分別為1 280 ℃、1 150 ℃、1 080 ℃、1 000 ℃、900 ℃、850℃、800℃和740℃．可以確定e、f、g節(jié)點（距焊縫中心13．93～14．54mm）處于細晶熱影響區(qū)與臨界熱影響區(qū)位置，亦即IV型蠕變開裂的產(chǎn)生區(qū)域．

圖4 焊接接頭的溫度分布云圖Fig．4 Contour of temperature distribution in the welded joint

3．2 焊接過程中溫度分布的測試

采用紅外熱像儀對管徑為288mm、壁厚為45 mm的P92鋼管焊道焊接過程中溫度分布進行了測試．試驗管道與文中模型均屬于厚壁管，且管道的規(guī)格、坡口形式以及焊接參數(shù)幾乎一致，因此試驗數(shù)據(jù)對模擬結(jié)果有較大的參考價值．圖6為溫度場試驗值與仿真模擬結(jié)果的對比，在圖5中，試驗值為管道外壁熱影響區(qū)內(nèi)相應(yīng)位置處的焊接熱循環(huán)峰值溫度，模擬值為各點在第40焊道焊接時的峰值溫度．從圖5可以看出：試驗點的測試值與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致，從而驗證了數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性．

圖5 溫度場試驗值與模擬結(jié)果的對比Fig．5 Comparison of temperature field between experimental and simulated results

3．3 焊接殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬

從焊縫中心線至焊縫中心線45mm處的范圍內(nèi)，軸向殘余應(yīng)力S11和等效應(yīng)力（Mises應(yīng)力以及最大主應(yīng)力）分別沿管道外壁路徑1（圖2中的Path1）的分布見圖6．

圖6 沿路徑1的焊接殘余應(yīng)力分布Fig．6 Distribution of welding residual stress along path1

從圖6可知：軸向應(yīng)力S11最大值為242．92 MPa，出現(xiàn)在距焊縫中心線13．93mm的熱影響區(qū)內(nèi)，即e點熱循環(huán)曲線附近，軸向應(yīng)力值向焊縫方向和母材方向均呈逐漸衰減趨勢，到焊縫中心處衰減為35．14MPa，而到達母材區(qū)時軸向應(yīng)力值則衰減至4．85MPa．

3．4 焊接殘余應(yīng)力試驗

采用X射線衍射技術(shù)測量了管徑為550mm、壁厚為80mm的P92管道外壁的軸向焊接殘余應(yīng)力．圖7給出了軸向殘余應(yīng)力的試驗結(jié)果．本文的測試管道屬于厚壁構(gòu)件焊接，且焊接規(guī)范幾乎相同，因此試驗數(shù)據(jù)具有一定的參考價值．試驗點分布在焊縫中心與距焊縫中心線78mm的范圍內(nèi)．在焊縫區(qū)，焊縫中心線布置1個測點，之后每隔3mm布置1個測點，共布置6個測點．在熱影響區(qū)，采用FeCl3溶液對焊道表面進行侵蝕后，顯現(xiàn)出熔合線，在熔合線上也布置1個測點，之后每隔1．5mm布置1個測點，共布置3個測點．在母材區(qū)內(nèi)分為2部分：一部分為靠近熱影響區(qū)的位置，共布置3個測點，每2個測點間隔3mm；另一部分為遠離熱影響區(qū)的區(qū)域，共布置8個測點，每2個測點間隔6mm．從圖7可以看出：實際測得的軸向殘余應(yīng)力最大值為187．5 MPa，出現(xiàn)在靠近母材的熱影響區(qū)內(nèi)，并且在焊縫區(qū)和母材區(qū)均呈現(xiàn)出衰減趨勢．

圖7 軸向殘余應(yīng)力的試驗結(jié)果Fig．7 Experimental results of axial residual stress

4 等效應(yīng)力分析

在考慮高溫構(gòu)件蠕變損傷與斷裂力學(xué)時，國內(nèi)外學(xué)者常常應(yīng)用到等效應(yīng)力，并重視對焊后等效應(yīng)力的分析．

當(dāng)蠕變損傷過程是以結(jié)構(gòu)粗化機制為主導(dǎo)且空洞不多時，將Mises應(yīng)力作為多軸應(yīng)力下破壞的當(dāng)量應(yīng)力是合適的．但是，如果蠕變損傷過程是以微裂紋和空洞機制為主導(dǎo)時，則這種破壞是由最大主應(yīng)力所控制的［10］．對于IV型蠕變開裂，F(xiàn)GHAZ和ICHAZ內(nèi)的碳化物粗化不僅降低了固溶強化的效果，同時還降低了沉淀強化的作用，從而導(dǎo)致焊接接頭中該區(qū)域蠕變強度下降［3］．在焊接時，F(xiàn)GHAZ和ICHAZ受到較低的溫度循環(huán)，在約束條件下，蠕變孔洞和裂紋的形核長大速度較快，進而降低了蠕變強度［1－2］．因此，焊接接頭處的 Mises應(yīng)力和最大主應(yīng)力對IV型蠕變開裂均有較大影響，應(yīng)加以關(guān)注．

從前面圖7可以看出：Mises應(yīng)力在模擬范圍內(nèi)呈現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，且其變化趨勢與軸向殘余應(yīng)力的變化趨勢相同，最大軸向殘余應(yīng)力約為431．43 MPa，出現(xiàn)在e點附近（距焊縫中心線13．93mm處）．同樣，最大主應(yīng)力為467．47MPa，出現(xiàn)在e點附近（距焊縫中心線14．14mm處），且其變化趨勢與軸向殘余應(yīng)力的變化趨勢相同．

綜上所述，等效應(yīng)力（Mises應(yīng)力和最大主應(yīng)力）在FGHAZ和ICHAZ附近（e～g點處）達到最大值，這是由于該處的焊接殘余應(yīng)力過高造成的．因此，等效應(yīng)力的集中是造成P92鋼焊接接頭容易發(fā)生早期IV型蠕變開裂的主要原因之一．

5 結(jié) 論

（1）采用單元生死技術(shù)對多道焊的焊接過程進行了模擬，獲得了焊接接頭的溫度場和殘余應(yīng)力分布．對焊接熱循環(huán)曲線和殘余應(yīng)力進行試驗測試得出，試驗值與模擬結(jié)果基本一致，驗證了數(shù)值模擬在焊接過程中的可靠性與準(zhǔn)確性，可以為高溫焊接構(gòu)件的預(yù)測性維修提供參考．

（2）根據(jù)焊接熱循環(huán)峰值溫度的模擬結(jié)果可以確定細晶熱影響區(qū)和臨界熱影響區(qū)的確切位置．

（3）Mises應(yīng)力和最大主應(yīng)力在焊縫和熱影響區(qū)內(nèi)均呈拉應(yīng)力狀態(tài)，且其最大值均集中在焊接接頭的細晶熱影響區(qū)和臨界熱影響區(qū)，因此Mises應(yīng)力和最大主應(yīng)力是控制新型鐵素體高溫焊接構(gòu)件IV型蠕變失效的主要因素之一．

［1］TAKASHI W，MASAAKI T，MASAYOSHI Y，et al．Creep damage evaluation of 9Cr－1Mo－V－Nb steel welded joints showing Type IV fracture［J］．International Journal of Pressure Vessels and Piping，2006，83（1）：63－71．

［2］劉福廣，李太江，王彩俠，等．焊后熱處理溫度對P92鋼焊縫顯微組織和力學(xué)性能的影響［J］．動力工程學(xué)報，2011，31（10）：803－808．LIU Fuguang，LI Taijiang，WANG Caixia，et al．Effect of postweld heat treatment temperature on microstructure and mechanical properties of P92weld metal［J］．Journal of Chinese Society of Power Engineering，2011，31（10）：803－808．

［3］吾之英，胡建群，李強，等．核級管道異種鋼焊接缺陷的性質(zhì)、成因及解決對策［J］．動力工程學(xué)報，2010，30（1）：79－82．WU Zhiying，HU Jianqun，LI Qiang，et al．Identification and cause analysis of welding defects in dissimilar steel joints of nuclear pipeline and the countermeasures［J］．Journal of Chinese Society of Power Engineering，2010，30（1）：79－82．

［4］TAKASHI W，MASAYOSHI Y，HIROMICHI H，et al．Effect of stress on microstructural change due to aging at 823Kin multi－layer welded joint of 2．25Cr－1Mo steel［J］．International Journal of Pressure Vessels and Piping，2004，81（3）：279－284．

［5］ALLEN D J，HARVEY B，BRETT S J．Four crackan investigation of the creep performance of advanced high alloy steel welds ［J］．International Journal of Pressure Vessels and Piping，2007，84（1／2）：104－113．

［6］鹿安理，史清宇，趙海燕，等．焊接過程仿真領(lǐng)域的若干關(guān)鍵技術(shù)問題及其初步研究［J］．中國機械工程，2000，11（1／2）：201－205．LU Anli，SHI Qingyu，ZHAO Haiyan，et al．Key techniques and some tentative research of welding process simulation ［J］．China Mechanical Engineering，2000，11（1／2）：201－205．

［7］張國棟，薛吉林，周昌玉．基于正交試驗設(shè)計的高溫管道焊接工藝優(yōu)化［J］．焊接學(xué)報，2008，29（11）：53－56．ZHANG Guodong，XUE Jilin，ZHOU Changyu．Optimization on welding procedure of high temperature pipeline based on orthogonal test design［J］．Transactions of the China Welding Institution，2008，29（11）：53－56．

［8］張文鉞．焊接冶金學(xué)［M］．北京：機械工業(yè)出版社，2005．

［9］姜運建，荊洪陽，徐連勇，等．焊接殘余應(yīng)力對P92鋼IV型蠕變開裂的影響［J］．焊接學(xué)報，2011，32（1）：23－26．JIANG Yunjian，JING Hongyang，XU Lianyong，et al．Effect of welding residual stress on type IV creep failure of P92steel［J］．Transactions of the China Welding Institution，2011，32（1）：23－26．

［10］涂善東．高溫結(jié)構(gòu)完整性原理［M］．北京：科學(xué)出版社，2003．