核電不銹鋼管道對接焊后殘余應(yīng)力分布規(guī)律研究

付 明，韓明洋，張 超，鄭 煒，劉劍鋒，朱其猛，陳高詹，陳培俊

(中國核動力研究設(shè)計院 核燃料元件及材料研究所,四川 成都 610213)

0 前言

化石燃料燃燒利用率低，環(huán)境污染嚴(yán)重，與傳統(tǒng)火電廠相比，核電是一種非常清潔的能源[1]，管道作為核電站運行的主要設(shè)備之一，其制造、安裝的質(zhì)量直接決定核電站安全運行的可靠性,影響核電站是否達到服役要求[2]。管道制造出廠前經(jīng)過探傷確保符合使用要求，管道焊接工藝和焊接帶來的熱應(yīng)力成為影響核電站運行必須考慮的因素之一[3,4]，主要原因是殘余應(yīng)力對疲勞壽命和強度有影響[5-7]。隨著計算機硬件和有限元軟件技術(shù)的發(fā)展，很多學(xué)者用對焊接殘余應(yīng)力進行了數(shù)值仿真，例如張國棟[8]基于Abaqus軟件開發(fā)了焊接殘余應(yīng)力與蠕變損傷耦合計算程序?qū)Ω邷赜煤附咏宇^殘余應(yīng)力作用下的蠕變損傷行為進行有限元模擬，發(fā)現(xiàn)焊接殘余應(yīng)力最大值集中在焊縫和熱影響區(qū)處,并且軸向與環(huán)向殘余應(yīng)力較高；徐君臣[9]和林方強[10]基于ANSYS軟件模擬了雙平板封頭結(jié)構(gòu)焊接和核電管道異種金屬焊接接頭表面堆焊溫度場，獲得了焊接殘余應(yīng)力的大小與分布規(guī)律，焊縫區(qū)環(huán)向應(yīng)力水平高，易誘使焊縫開裂失效；李艷軍采用熱-彈-塑性有限元計算方法模擬了2219鋁合金平板變極性惰性氣體保護對接單道焊時的溫度場和應(yīng)力場，結(jié)果表明軟化現(xiàn)象對焊接殘余應(yīng)力的計算結(jié)果有顯著影響[11]。在實驗測試研究方面，江克斌[12]利用磁測應(yīng)力儀對T型焊接試件焊縫附近不同層深處的焊接殘余應(yīng)力進行了實際測量，發(fā)現(xiàn)焊縫附近區(qū)域殘余應(yīng)力較大，隨著層深的增加，橫向和縱向殘余應(yīng)力均由壓應(yīng)力逐漸過渡為拉應(yīng)力，而縱向殘余應(yīng)力在遠(yuǎn)離焊縫中心的區(qū)域內(nèi)，則改由拉應(yīng)力過渡為壓應(yīng)力；李榮鋒[13]和黃永輝[14]分別用采用標(biāo)準(zhǔn)GB/T 31310-2014的高速鉆孔和盲孔法對大壁厚、小徑厚比、高強、高韌性的直縫埋弧焊管和整體節(jié)點鋼桁梁橋焊接進行了殘余應(yīng)力測試，得到了殘余應(yīng)力分布，并介紹了測試方法，值得借鑒。

1 不銹鋼管道對接焊殘余應(yīng)力數(shù)值模型

1.1 殘余應(yīng)力理論基礎(chǔ)

目前分析焊接殘余應(yīng)力的理論有固有應(yīng)變法、熱彈塑性分析法、粘彈塑性分析法等。其中熱彈塑性分析法是通過跟蹤整個焊接熱循環(huán)中每一步的熱應(yīng)變行為來計算熱應(yīng)力。該方法往往需要采用有限元法在計算機上實現(xiàn)。隨著計算機的發(fā)展，計算能力大幅度提高，為分析復(fù)雜結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力提供了硬件基礎(chǔ)。熱彈塑性分析在對焊接應(yīng)力場分析中廣泛使用。焊接熱彈塑性分析包括四個基本關(guān)系：(1) 應(yīng)變-位移關(guān)系(相容性關(guān)系)；(2) 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系(本構(gòu)關(guān)系)；(3) 平衡條件；(4) 相應(yīng)的邊界條件。在熱彈塑性分析時有一些假設(shè)：塑性區(qū)內(nèi)的行為服從流變法則并顯示出應(yīng)變硬化；材料的屈服服從米賽斯屈服準(zhǔn)則；與溫度有關(guān)的機械性能、應(yīng)力應(yīng)變在微小的時間增量內(nèi)線性變化。

1.2 對接焊殘余應(yīng)力分析有限元模型的建立

1.2.1 試驗件幾何結(jié)構(gòu)

為了保證計算過程中結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用3D單元進行網(wǎng)格離散，計算過程中采用基于順序耦合方式的熱循環(huán)曲線方法進行焊接接頭殘余應(yīng)力的仿真計算。該方法首先是采用熱循環(huán)曲線進行焊接過程找指定點的瞬態(tài)溫度場，然后將此溫度場的歷史載荷作為初始條件加載到力學(xué)場的計算中，從而得到焊接過程的殘余應(yīng)力場。焊接工藝的殘余應(yīng)力計算過程中使用焊接結(jié)構(gòu)的坡口形式如圖1所示。

圖1 焊接坡口結(jié)構(gòu)

實際建模過程中，筒體兩端的長度為200 mm。焊縫采用V型坡口，單邊坡口角度為30°，坡口采用多道焊縫進行填充。為了保證模擬的計算精度和計算效率，在網(wǎng)格處理的過程中采用了漸變網(wǎng)格的處理方法，即焊縫區(qū)采用較小的網(wǎng)格尺寸，隨著離焊縫距離的增加，網(wǎng)格尺寸逐漸增加。因為在焊接過程中，焊縫區(qū)的溫度梯度較大，為了更好的控制溫度場的形態(tài)，焊縫區(qū)的網(wǎng)格尺寸需要進行控制，同時為了提高計算效率，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域用較大網(wǎng)格尺寸。焊縫區(qū)域和整體焊接結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格示意圖如圖2、圖3所示。最后網(wǎng)格一共包含55 360個3D單元和20 928個2D單元，其2D單元主要用于加載工件和周圍環(huán)境進行熱交換和熱輻射模型。

圖2 焊縫區(qū)域網(wǎng)格

圖3 整體焊接結(jié)構(gòu)網(wǎng)格

1.2.2 材料參數(shù)和熱源模型

在焊接工藝計算過程中，材料參數(shù)是重要的輸入條件之一，材料性能參數(shù)包括力學(xué)參數(shù)和熱學(xué)參數(shù)兩大類，其中力學(xué)參數(shù)主要有屈服強度、泊松比、彈性模量、應(yīng)力應(yīng)變曲線；熱學(xué)參數(shù)主要包括比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、對流系數(shù)、線膨脹系數(shù)。

焊接數(shù)值模擬是利用理論公式結(jié)合邊界條件、材料性能參數(shù)等因素對焊接過程的各種現(xiàn)象進行模擬。模擬過程引用的材料參數(shù)是否準(zhǔn)確直接影響計算結(jié)果的可靠性。因此，在進行焊接模擬之前，必須建立相應(yīng)的材料性能數(shù)據(jù)庫，方便計算時的程序調(diào)用。本次有限元仿真選用的管道母材參照SA-312 Grade TP304不銹鋼。雙橢球形熱源一般用于對常規(guī)的手工電弧焊、TIG、MAG等進行模擬，也是目前使用最多的一種熱源模式，如圖4所示。

圖4 雙橢球形熱源模型

雙橢球體熱源模型由前后兩個半橢球體構(gòu)成，分別對熱源前半部分和后半部分進行模擬，前后兩個半橢球體的尺寸不一樣，在實際焊接熱源的前段熱源密度更大。

在不銹鋼管道的焊接過程中的多道焊模擬中，對使用熱循環(huán)曲線加載的熱源加載方式進行了簡化，首先使用對應(yīng)的焊接工藝和模型構(gòu)件進行了雙橢球熱源的溫度場計算，在該溫度場的計算中通過調(diào)整雙橢球熱源的各個參數(shù)確保了溫度場計算的準(zhǔn)確性。在得到溫度場分布之后，提取出對應(yīng)焊道的熱循環(huán)曲線。然后將熱循環(huán)曲線一次加載到對應(yīng)的焊道上進行熱彈塑性有限元分析計算。最終用于計算的熱循環(huán)曲線如圖5所示。

圖5 熱循環(huán)曲線

2 有限元仿真結(jié)果及實驗驗證

2.1 逐層剝離的小孔法實驗測量殘余應(yīng)力

本文采用外形尺寸為φ355.6 mm×31.8 mm，長度200 mm的不銹鋼管道作為實驗樣件，采用對接焊工藝將兩根相同管道焊接成形。由于小孔法適用于測定各向同性線彈性材料近表面的殘余應(yīng)力，所以采用逐層剝離與小孔法結(jié)合的方式進行殘余應(yīng)力的測試，分兩次沿管道內(nèi)壁向外壁方向去除10 mm的材料開展實驗?？紤]到小孔法的測量工藝需要先使用線切割將管道對剖并且在完成內(nèi)表面測量后同樣需使用線切割去除內(nèi)壁材料，過程中管道的內(nèi)部殘余應(yīng)力釋放影響最終測量結(jié)果，為了對此過程管道殘余應(yīng)力的釋放量進行修正補償，采用SYWELD中的Machining功能進行機加工過程的數(shù)值模擬，以此盡可能逼近對接焊后管道的真實應(yīng)力狀態(tài)。

2.1.1 試驗流程

不銹鋼管道殘余應(yīng)力測試需在管道內(nèi)壁進行，采用線切割將管道沿60°與240°連線位置對剖，對剖后管道受內(nèi)部殘余應(yīng)力影響發(fā)生微變形并釋放部分應(yīng)力。結(jié)合GB/T13130-2014關(guān)于小孔法實驗的要求，實驗選擇低速鉆殘余應(yīng)力方法。通過實驗?zāi)軌虻玫綄ζ屎蠊艿纼?nèi)壁殘余應(yīng)力分布情況，即σx1、σy1。為求得管道焊接后殘余應(yīng)力σx、σy，需要計算出對剖過程殘余應(yīng)力的釋放量，通過有限元仿真模擬管道焊接后的對剖過程，計算出殘余應(yīng)力的變化量，即Δσx、Δσy。由此可以計算出焊接后管道的殘余應(yīng)力分布情況

(1)

本次實驗主要采用設(shè)備為江蘇東華測試DH3821靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)，測量用電阻應(yīng)變計選用中航電測BE120-2CA-K(11)-Q30P400，6 000 r/min手提鉆等。具體方案為：

(1)在管道對剖過程中，采用貼片法對管道內(nèi)表面的殘余應(yīng)力變化值進行測量，獲得對剖過程殘余應(yīng)力變化值用于對剖過程殘余應(yīng)力有限元仿真模型的修正。

(2)采用小孔法測量管道內(nèi)壁對應(yīng)位置的釋放應(yīng)變，通過計算得到對應(yīng)位置周向和軸向的應(yīng)力，即σx1、σy1。根據(jù)數(shù)值模擬得到的殘余應(yīng)力差值，對實測計算結(jié)果進行補償，獲得焊接后管道內(nèi)壁殘余應(yīng)力。

(3)采用線切割方式，沿管道內(nèi)壁線切割去除10 mm深度材料，采用小孔法獲得10 mm深度管道對應(yīng)位置殘余應(yīng)力，通過數(shù)值模擬提供補償值與實測值擬合。

(4)采用線切割方式，再次沿管道內(nèi)壁線切割去除10 mm深度，獲得20 mm深度管道內(nèi)部殘余應(yīng)力，采用小孔法獲得10 mm深度管道對應(yīng)位置殘余應(yīng)力，通過數(shù)值模擬提供補償值與實測值擬合。工藝流程如圖6所示。

圖6 工藝流程圖

2.1.2 實驗方法

實驗首先將不銹鋼管道沿60°方向切割成兩部分后，在內(nèi)壁周向30°、90°、150°、180°、270°、330°劃線標(biāo)記，其中60°位置為對剖位置。分別選取不同角度處的焊縫、熱影響區(qū)、母材所對應(yīng)的A、B、C、D、E、F、G七個位置粘貼應(yīng)變花，其中D點位于焊縫中心；在線切割去除厚度方向材料后采用同樣方法貼片測量在10 mm、20 mm的測量每個角度采五個點，如圖7、圖8所示。

圖7 實驗測點圖

圖8 管道貼片示意圖

隨后使用低速小孔法采集數(shù)據(jù)，由于鉆孔法適用于測量金屬材料面內(nèi)應(yīng)力梯度較小的應(yīng)力狀態(tài)，這種狀態(tài)下的殘余應(yīng)力可能沿深度方向無變化，也可能沿深度方向有明顯變化，所以小孔法僅能測量材料近表面的、鉆孔洞附近局部的殘余應(yīng)力值。結(jié)合應(yīng)變花尺寸選擇鉆頭φ1.5 mm，鉆孔深度2 mm。內(nèi)表面采集數(shù)據(jù)后線切割去除10 mm進行第二層布點，分別選取焊縫、熱影響區(qū)、母材所對應(yīng)的H、I、J、K、L五個位置粘貼應(yīng)變花，其中J點位于焊縫中心，進行數(shù)據(jù)采集。第三層布點位置與第二層一致。實驗具體操作步驟符合GB/T13130-2014的要求。值得注意的是，由于在焊縫中心和熱影響區(qū)的應(yīng)變片布點位置距離10 mm，相對較小。為了最大限度的規(guī)避打孔對其他位置數(shù)值的影響，采用分段對稱的打孔采集方式進行，打孔流程如圖9所示。

圖9 數(shù)據(jù)采集流程圖

2.1.3 試驗結(jié)果分析

完成數(shù)據(jù)采集后，對數(shù)據(jù)進行初步整理。由于在管道對剖過程及在厚度方向材料的去除過程中釋放殘余應(yīng)力，而且并未通過有限元仿真為其實測值提供補償，此時的數(shù)據(jù)只能反映對剖后管道內(nèi)壁不同深度下應(yīng)力分布情況，僅選取管道內(nèi)表面殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)進行分析。內(nèi)表面周向殘余應(yīng)力如圖10所示，內(nèi)表面軸向殘余應(yīng)力如圖11所示。

圖10 內(nèi)表面周向殘余應(yīng)力

圖11 內(nèi)表面軸向殘余應(yīng)力

通過分析可以發(fā)現(xiàn)，在距焊縫中心位置60 mm處的母材區(qū)周向和軸向的殘余應(yīng)力數(shù)值離散度最小，數(shù)值大小約200～300 MPa之間，此處的殘余應(yīng)力是制造過程中就基本確定的，所以數(shù)據(jù)一致性較好。在距焊縫中心位置10～20 mm的熱影響區(qū)內(nèi)周向和軸向殘余應(yīng)力數(shù)值離散度最大，分析認(rèn)為一方面由于此處的殘余應(yīng)力值沒有用有限元分析進行補償，另一方面由于焊接過程工藝決定熱影響區(qū)溫度無法有效穩(wěn)定控制，導(dǎo)致離散度大；同時由于在10～20 mm的熱影響區(qū)數(shù)值相較于其他位置數(shù)值偏大，符合金屬焊接過程中材料特性。在焊縫中心位置殘余應(yīng)力數(shù)值離散度適中，數(shù)值大小低于熱影響區(qū)。數(shù)據(jù)整體圖形呈“W”形，在熱影響區(qū)殘余應(yīng)力最大，焊縫中心與母材殘余應(yīng)力值基本穩(wěn)定在同一范圍。由此初步認(rèn)為本次管道對接焊殘余應(yīng)力實驗的方法和工藝是可行的。

2.2 仿真與實驗的對比驗證

2.2.1 不銹鋼管道對接焊殘余應(yīng)力仿真

通過有限元仿真將得到的焊接過程瞬態(tài)溫度場的分析結(jié)果耦合到結(jié)構(gòu)的靜力分析中，得到管道焊縫殘余應(yīng)力分布。管道周向殘余應(yīng)力如圖12～圖15所示。軸向殘余應(yīng)力采用相同方法一并提取得到。

圖12 周向焊接殘余應(yīng)力分布云圖

圖 13 周向焊接殘余應(yīng)力分布云圖(對剖)

圖14 周向焊接殘余應(yīng)力分布云圖(10 mm深度)

圖15 周向焊接殘余應(yīng)力分布云圖(20 mm深度)

2.2.2 不銹鋼管道殘余應(yīng)力實測結(jié)果的補償分析

通過有限元分析提取不銹鋼管道對接焊后對剖過程殘余應(yīng)力的變化量以及管道在深度方向去除10 mm、20 mm后的殘余應(yīng)力變化量。通過公式進行補償計算得到管道對接焊后的殘余應(yīng)力分布情況。不銹鋼管道對接焊后內(nèi)表面周向殘余應(yīng)力如圖16所示；內(nèi)表面軸向殘余應(yīng)力如圖17所示。

圖16 對接焊后內(nèi)表面周向殘余應(yīng)力

圖 17 對接焊后內(nèi)表面軸向殘余應(yīng)力

通過與數(shù)值模擬前的實測值進行對比分析發(fā)現(xiàn)，不銹鋼管道內(nèi)表面焊接后兩個方向的殘余應(yīng)力數(shù)值均有明顯降低，平均降低32%。在熱影響區(qū)，經(jīng)過有限元仿真提取補償量修正后的殘余應(yīng)力離散度降低，熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力值約200～300 MPa之間。焊縫中心由于工藝原因無法準(zhǔn)確保證溫度均衡，實測殘余應(yīng)力數(shù)值較大，經(jīng)補償后均有所降低，測點數(shù)值相對集中，殘余應(yīng)力降低約30%。管道內(nèi)表面周向和軸向殘余應(yīng)力測點數(shù)值曲線均為“W”形，同樣符合金屬焊接過程中的材料特性。

提取10 mm深度管道殘余應(yīng)力，經(jīng)補償繪制散點圖。10 mm深度和20 mm深度的殘余應(yīng)力測點分別選取30°、330°、180°三個角度線上的五個點，將每個角度的周向應(yīng)力和軸向應(yīng)力進行對比，其中σx為周向殘余應(yīng)力，σy為軸向殘余應(yīng)力。如圖18～圖20所示。

圖18 10 mm深度30°測點

圖19 10 mm深度330°測點

圖20 10 mm深度180°測點

分析10 mm深度三個位置的測點，發(fā)現(xiàn)周向殘余應(yīng)力與軸向殘余應(yīng)力在相同測點數(shù)值大小幾乎一致，個別點存在軸向應(yīng)力大于周向應(yīng)力的情況，殘余應(yīng)力散點圖依然有在焊縫熱影響區(qū)數(shù)值較大但整體殘余應(yīng)力分布平穩(wěn)，平均殘余應(yīng)力值在220～280 MPa之間，說明焊接過程對于較厚材料的內(nèi)外表面應(yīng)力影響大，對較厚材料的中間部分應(yīng)力影響最小。

提取20 mm深度管道殘余應(yīng)力，經(jīng)補償繪制散點圖。因為已經(jīng)線切割兩次去除20 mm厚的管道材料，此時管道凈厚度ζ<11 mm。將實測值與數(shù)值模擬的補償值擬合后繪制散點圖。如圖21～圖23所示，其中σx為周向殘余應(yīng)力，σy為軸向殘余應(yīng)力。

圖21 20 mm深度30°測點

圖22 20 mm深度330°測點

圖23 20 mm深度180°測點

分析20 mm深度三個位置的測點，發(fā)現(xiàn)20 mm深度時周向殘余應(yīng)力和軸向殘余應(yīng)力明顯增大，測點平均應(yīng)力值集中在350～500 MPa間。首先從理論進行分析認(rèn)為由于焊接過程對管道內(nèi)外表面應(yīng)力影響最大，同時由于管道已經(jīng)采用線切割的方式從內(nèi)壁向外壁的方向去除20 mm厚的材料，此時的管道更容易發(fā)生應(yīng)力釋放并引起變形。進一步分析有限元仿真結(jié)果，提取去除20 mm厚度材料后管道的殘余應(yīng)力分布云圖，如圖24所示。

圖24 軸向焊接殘余應(yīng)力分布云圖(20 mm深度)

從圖24中可以明顯觀察出，對剖后的管道經(jīng)去除20 mm厚的材料后應(yīng)力值達到峰值，此時在距焊縫中心20 mm左右的位置應(yīng)力集中最明顯，并在材料切除后釋放量最大。一方面說明有限元分析的方法在一定程度上可以指導(dǎo)工程實驗結(jié)果的論證，另一方面說明采用逐層剝離的小孔法與有限元仿真計算為實驗結(jié)果進行補償?shù)姆椒ǎM行管道焊接后的應(yīng)力狀態(tài)分析是可行的。

3 結(jié)論

(1)工程中使用的大型管道經(jīng)焊接后在管道外表面和內(nèi)表面應(yīng)力較集中，在管道材料芯體分布較均勻平穩(wěn)。

(2)焊接后的管道在熱影響區(qū)應(yīng)力最大；在母材區(qū)應(yīng)力分布平穩(wěn)，其應(yīng)力狀態(tài)主要由管道生產(chǎn)、制造階段決定；在焊縫區(qū)應(yīng)力分布離散度較高，分析認(rèn)為是由于焊接工藝無法實現(xiàn)對管道局部及整體溫度的精準(zhǔn)控制導(dǎo)致的。焊接后管道在厚度方向的應(yīng)力值呈“W”形。

(3)采用逐層剝離的小孔法開展管道應(yīng)力測量實驗，同時采用有限元仿真計算的方式為實測值提供因?qū)ζ?、材料去除過程中應(yīng)力釋放量的補償?shù)姆椒ㄊ强尚械模瑢τ谙嚓P(guān)工程項目具有一定的借鑒意義。