为了节能减排和改善环境,我国大力发展高效的超(超)临界火电机组^[1,2]。以P91/92钢为代表的9%Cr热强钢具有优异的高温蠕变性能和良好的抗氧化性,被广泛应用于超(超)临界机组的主蒸汽管道、集箱等重要的高温部件。由于焊接热过程导致的材料性能劣化^[3~5]以及有害的残余拉应力,焊接接头一般被认为是火电机组锅炉管道系统中的薄弱环节。焊接残余应力严重影响接头的强度,并加剧服役中的蠕变损伤^[6]。9%Cr钢在焊接热循环的冷却过程中会发生奥氏体-马氏体的固态相变(SSPT)。发生在较低温度下的马氏体相变可以降低热收缩导致的有害拉应力甚至形成有益的压应力,从而降低接头的开裂倾向,并减小焊接残余变形。一些学者提出利用低温下发生的马氏体相变减少有害的焊接残余拉应力以及焊接变形^[7~10]。与低合金钢相比,9%Cr热强钢具有高的淬透性和屈服强度,且其马氏体相变温度较低(一般在100~400 ℃)。因此,马氏体相变会对9%Cr钢接头的焊接残余应力产生更显著的影响。然而,马氏体相变对多道焊接头残余应力的影响十分复杂,只能降低部分焊缝的残余拉应力并形成有益的压应力^[11]。在多道焊中焊道会受到先焊焊道的预热和后续焊道的焊后热处理。接头部分位置会经历多次的加热-冷却过程,一些部位会经历2次甚至2次以上的马氏体相变。因此,分析多道焊中应力的演化过程对澄清残余应力形成的原因以及马氏体相变在应力形成中的作用具有重要意义,并为寻找利用马氏体相变降低多道焊中残余拉应力的途径提供基础。

数值模拟技术是获得焊接残余应力特别是接头内部焊接残余应力分布最有效的方法之一。Lee和Chang^[12]使用一个3D模型计算了固态相变对POSTEN80钢管道单道焊残余应力的影响。结果表明,固态相变对于轴向应力几乎没有影响,但对于环向应力的影响较大。邓德安等^[13]分析了固态相变引起的体积变化、屈服强度变化和相变塑性对 P92板单道堆焊中焊接残余应力的影响,并与实验结果进行了比较,发现固态相变引起的体积变化和屈服强度变化对残余应力具有显著影响,甚至改变了应力的符号。Yaghi等^[14]比较了考虑固态相变时数值计算与实验测量的P91管道多道焊残余应力的分布,结果表明两者具有较好的相关性,证明了数值计算用于模拟考虑固态相变作用时残余应力分布的可行性。然而关于应力在多道焊中的演化过程以及马氏体相变在应力演化中的作用,目前鲜见相关报道。

本工作研究了马氏体相变对9%Cr热强钢管道多道焊接头残余应力演化的影响,这对解释9%Cr热强钢管道多道焊接头残余应力形成机理具有重要的理论意义。

1 有限元计算模型及材料参数

计算管道材质为SA335-P91,管道及坡口尺寸如图1所示。焊接过程分7层11道完成,焊接工艺参数如表1^[15]所示。

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图1   计算使用的管道和坡口尺寸示意图

Fig.1   Dimensions of the pipes and geometry of the groove used in the simulation (unit: mm)

P91钢和焊缝金属的热学和力学性能参数见文献^[16]。由于焊缝在冷却时形成淬火马氏体,故在马氏体相变点以下的屈服强度比母材高,其它材料参数与母材基本相同。由于固态相变潜热较小,不考虑其对焊接温度场和应力的影响。

2 焊接数值模拟

本工作使用轴对称模型计算9%Cr钢管道焊接残余应力分布。计算中不考虑焊道实际形状的影响,采用的焊道布置及焊缝附近网格划分如图2所示。

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图2   焊缝及附近有限元网格划分以及焊道的布置

Fig.2   Finite element meshes near the weld zone and sequence of the weld pass

在温度场计算中使用了均匀分布的体热源模型,热流密度 Dfi表达式为：

Dfi=ηUiIitwiVits(1)

式中, η为电弧热效率,钨极惰性合体保护焊(GTAW)时取0.6,熔化极气体保护焊(GMAW)时取0.75; Ui为焊接电压; Ii为焊接电流; twi为第i道焊缝的焊接时间; Vi为第i道焊缝金属的体积; ts为计算中使用的加热时间。

2.1组织转变过程

由于P91钢具有很高的淬透性,其上临界冷却速度只有约10 ℃/min^[17]。因此在焊接热循环加热时产生的奥氏体,在冷却到马氏体相变终了温度(M_f)以下时完全转变为马氏体。多道焊中后焊焊道覆盖于先焊焊道上部并产生热作用,使先焊焊道被再次加热,部分金属可能会再次发生奥氏体-马氏体固态相变。本工作采用简化算法,认为组织转变过程只与温度相关,忽略加热/冷却速率、晶粒度等的影响。并假定混合组织中的各组织在转变过程中互不影响,且转变过程在单元内均匀发生。

在每一道焊缝的施焊过程中,焊接接头都会经历加热和冷却2个过程。在焊接加热过程中,温度加热到奥氏体转变温度范围内的母材和先焊焊缝冷却得到的马氏体会发生奥氏体转变。P91钢奥氏体的转变温度高,由于材料的软化,奥氏体转变对残余应力的影响较小。为简化计算,本工作假设奥氏体转变量随温度线性增加。因此温度T时奥氏体转变量 δγ与T的关系可表示为：

δγ= 0 (T<Ac1)T-Ac1Ac3-Ac1 (Ac3≤T≤Ac3) 1 (T>Ac3)(2)

式中,A_c1为奥氏体转变起始温度,A_c3为奥氏体转变终了温度。

在焊接冷却过程中,当温度冷却到马氏体相变温度范围内,加热过程得到的奥氏体组织会发生马氏体相变。由于马氏体相变为非扩散性相变,其转变量仅取决于温度而与时间无关。根据Koistinen和Marburger^[18]的研究结果,并添加一个系数1.17,使冷却到温度M_f时过冷奥氏体完全转变为马氏体^[16],马氏体相变量δ_m与T的关系可表示为：

δm= 0 ( T>Ms)1.17∙1-exp[-0.011∙(Ms-T)] (Ms≥T≥Mf) 1 (T<Mf)(3)

式中,M_s为马氏体转变起始温度。对P91钢,A_c1和A_c3分别取820 和920 ℃,M_s和M_f分别取375和200 ℃^[17]。

对于多道焊,在加热过程中,最高温度超过A_c1而低于A_c3的部位,只有部分组织转变为奥氏体,冷却后会得到未回火马氏体和原始组织(回火马氏体)的混合组织。如果没有冷却到M_f点又继续加热,其组织为由原始组织、未回火马氏体和奥氏体组成的混合组织。

假设固态相变开始前组织中的原始组织、未回火马氏体、奥氏体含量分别为 fo、 fm、 fγ,那么：

fo+fm+fγ=1(4)

在加热过程中,焊接接头中的原始组织和未回火马氏体发生奥氏体转变,使组织中的原始组织和未回火马氏体减少而奥氏体增加。接头组织中的原始组织、未回火马氏体和奥氏体的含量 f'o、 f'm、 f'γ分别为：

f'o=fo-fo∙δγf'm=fm-fm∙δγf'γ=fγ+(fm+fo)∙δγ(5)

在冷却过程中,焊接接头中的奥氏体会发生马氏体相变,转变为未回火马氏体,故组织中的奥氏体减少而未回火马氏体增加,而原始组织保持不变。接头组织中的原始组织、未回火马氏体、奥氏体含量分别为：

f'o=fof'm=fm+fγ∙δm f'γ=fγ-fγ∙δm(6)

根据式(1)~(6),使用Abaqus的UFIELD和USDFLD子程序,计算多道焊焊接热循环过程中不同时刻、不同位置的相组成。

2.2 应力分析

在应力分析模型中只施加了防止焊件刚体位移的边界条件。考虑到热应变与相变应变都可以近似地认为是各向同性的,故可以将相变应变增量 dεVOL与热应变增量 dεT叠加,得到一个等效热应变增量 dε'T：

dε'T=dεT+dεVOL(7)

式中：

dεT=α∙dT(8)

dεVOL=df∙dεΔV(9)

式中, α为材料的热膨胀系数; df为固态相变转变量的增量; dεΔV为固态相变转变完全后引起的应变。

由于马氏体完全转变为奥氏体后产生的应变约为-2.288×10^-3[16],因此对于奥氏体转变,当奥氏体转变量的增量为 dfγ时,由奥氏体相变引起的体积改变 dεVOLγ为：

dεVOLγ=-2.288×10-3∙dfγ(10)

奥氏体完全转变为马氏体后产生的应变约为7.5×10^-3[15],因此对于马氏体相变,当马氏体转变量的增量为 dfm时,由马氏体相变引起的体积改变 dεVOLm为：

dεVOLm=7.5×10-3∙dfm(11)

马氏体相变产生未回火马氏体同时导致了材料屈服强度的改变。在计算中近似地认为混合组织的屈服强度 σ与未回火马氏体含量 fm有关,且符合线性混合规律,可表示为：

σ=fm∙σWM+(1-fm)∙σPM(12)

式中, σWM为焊缝的屈服强度, σPM为母材的屈服强度。

与奥氏体相变不同,马氏体相变还会产生相变塑性。一种简单的处理相变塑性的方法是将相变塑性对应力、应变的影响等效为屈服强度的降低。Karlsson等^[19]认为在马氏体相变温度范围内屈服强度将降低30 MPa,可以等效代替相变塑性对力学性能的影响。

3 计算结果

3.1 焊接热循环及组织转变计算结果

图3给出了焊接完成后马氏体相变形成的未回火马氏体的分布,图中黑色实线为焊缝以及热影响区的边界。可以看出,在整个焊缝以及大部分热影响区都是完全的未回火马氏体组织。图4给出了图3中点A第1道焊缝焊接热循环过程中的温度以及组织随时间的变化过程。可以看出,预热温度为300 ℃,层间温度为250 ℃,最高加热温度约为1640 ℃,与实际焊接过程相符。金属在加热到A_c3后完全转变为奥氏体,加热过程中形成的奥氏体在冷却到M_s后开始转变为马氏体,由于层间温度在M_f之上,因此奥氏体未完全转变为马氏体,仍残留一部分过冷奥氏体。冷却过程形成的马氏体在随后的焊接热循环加热过程中如加热到A_c1以上,会再次转变为奥氏体,并在之后的冷却过程中再次转变为马氏体。

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图3   焊接完成后的马氏体分布

Fig.3   Martensite distribution after welding

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图4   图3中点A在第1道焊缝焊接热循环过程中的温度以及组织随时间的变化曲线

Fig.4   Evolutions of temperature, martensite fraction f_m and austenite fraction f_γ with time at point A in Fig.3 in the weld thermal cycle of the 1st weld pass

3.2 残余应力计算结果

图5所示为有无马氏体相变时轴向和环向残余应力的分布。图6为是否考虑马氏体相变时管道内、外壁沿管道长度方向环向和轴向残余应力的分布。由图5可以看出,轴向和环向残余应力的分布比较相似,但环向残余应力具有较大的数值。考虑马氏体相变时,在末道焊缝及其附近的热影响区出现了较大的压应力,在管道中部焊缝及热影响区则出现了较大的拉应力,且拉应力峰值呈鱼鳞状分布。从管道中部沿着焊缝中心线向焊根移动时,拉应力逐渐减小,在焊根附近出现了一定的压应力。该计算结果与Paddea等^[20]使用中子衍射方法测量的P91管道多道焊接头的残余应力分布相似。需要说明的是,其实验结果是通过对一些离散测量点的应力值进行插值和外推得到的,因此应力变化较为平滑,与本工作计算得到的应力峰值“鱼鳞状”分布特征有所差异。不考虑马氏体相变时,最大拉应力虽然也出现在管道中部焊缝及附近的热影响区,但在管道外壁附近焊缝和热影响区形成了较大的拉应力。因此,马氏体相变只能降低末道焊缝及其热影响的残余拉应力,并形成显著的残余压应力,但并不能消除管道中部焊缝和热影响区的残余拉应力。因此,马氏体相变只能降低多道焊接头的末道焊缝及热影响区的裂纹倾向,但并不能降低管道中部焊缝和热影响区的裂纹倾向。张艳红等^[21]对某电厂P91钢主蒸汽管道焊缝取样分析发现微裂纹及线状缺陷均在盖面焊后一焊道的近缝热影响区。王志永等^[22]对某电厂3号锅炉末级过热器出口管道P91钢对接焊缝超声检测发现裂纹集中在焊缝中部。这说明P91管道中部焊缝和热影响区开裂倾向较大,与本工作计算结果吻合。

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图5   残余应力计算结果

Fig.5   Simulation results of hoop residual stress (a, b) and axial residual stress (c, d) with (a, c) and without (b, d) martensitic transformation effect

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图6   P91接头沿长度方向的管道内、外壁残余应力分布

Fig.6   Hoop (a, b) and axial (c, d) components of residual stress distributions along longitudinal direction on inner surface (a, c) and outer surface (b, d) (Dotted lines highlight the WM/HAZ region, HAZ—heat affected zone, WM—weld metal, SSRT—solid-state phase transformation)

由图6可以看出,马氏体相变对管道外壁残余应力的影响高于内壁。考虑马氏体相变时,外壁焊缝及热影响区的环向应力由约500 MPa的拉应力转变为约550 MPa的压应力,外壁热影响区及周围母材的环向应力由约400 MPa的拉应力转变为约400 MPa的压应力。因此,马氏体相变对P91钢接头的残余应力有显著影响,在计算和分析残余应力的分布时必须考虑马氏体相变的影响。

4 9%Cr钢管道多道焊接头中残余应力的演化分析

4.1 环向残余应力的演化

图7比较了是否考虑马氏体相变时,环向应力在第1道、第3道(第3层)、第7道(第5层)以及焊接完成后的分布。可以看出,不考虑马氏体相变时,第1道焊缝焊完后在焊缝和热影响区以及附近母材均出现了很高的拉应力。而考虑马氏体相变后,由于马氏体相变产生的体积膨胀抵消了热收缩,故冷却后在焊缝和热影响区出现了较大的压应力,而靠近热影响区的母材出现了较大的拉应力,其原因是这些部位并未发生马氏体相变,且其加热温度较高,在冷却时仍然有较大的热收缩。这与马氏体相变在P92钢管道单道焊接头中的影响类似^[23]。计算结果说明9%Cr钢中马氏体相变产生的体积膨胀抵消了热收缩的作用,使焊缝及热影响区残余应力由较大的拉应力改变为较大的压应力。

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图7   环向残余应力在焊接中的演化

Fig.7   Hoop stress evolutions in the multi-pass welding after 1st weld pass (a, b), 3rd weld pass (c, d), 5th weld pass (e, f) and final weld pass (g, h) with (a, c, e, g) and without (b, d, f, h) martensitic transformation effect

第3道焊缝焊完后的残余应力分布与第1道焊缝完成时类似,但第7道焊缝焊完后的应力分布发生显著的变化。不考虑马氏体相变时,第7道焊缝和其热影响区仍出现了较大的拉应力,但焊根及附近开始出现轻微的压应力。这是由于焊根所处位置相当于第7道焊缝的热影响区附近母材,为了平衡焊缝和热影响区产生的拉应力,该位置会产生一定的压应力,即后焊焊缝的收缩会挤压先焊焊缝。

考虑马氏体相变时,在第7道焊缝焊完后,在第7道焊缝及其热影响区附近产生了较大的压应力,而先焊焊缝及热影响区则产生了较大的拉应力。这是由于第7道焊缝及其热影响区的加热温度超过A_c1,产生奥氏体组织。奥氏体在冷却到M_s以下时发生马氏体相变,产生的体积膨胀抵消热收缩产生的拉应力,形成较大的压应力。而在先焊焊缝和热影响区在此次热循环过程中的加热温度没有超过A_c1,故冷却时没有发生马氏体相变。但由于加热温度较高,加热时仍产生了较大的塑性变形,因此在冷却后由于热收缩产生了较大的拉应力。随着逐渐靠近管道内壁,最高加热温度逐渐降低,加热时产生的塑性变形逐渐减小,冷却后形成的拉应力也逐渐降低。

焊接完成后最终残余应力分布与焊完第7道后的应力分布类似。不考虑马氏体相变时,沿着焊缝中心,从管道外壁向内壁拉应力首先逐渐增加,最大拉应力在管道中部第7道焊缝和热影响区处,随后拉应力逐渐降低,并在焊根及附近出现了较低的压应力。考虑马氏体相变后,沿着焊缝中心线,压应力从管道外壁向内壁先逐渐增加,最大压应力出现在第9道焊缝及热影响区附近,然后迅速转变为很高的拉应力,最大拉应力出现在管道中部第7道焊缝和热影响区处,继续向内壁靠近,拉应力逐渐降低。

以上分析表明,在9%Cr钢管道多道焊中末道焊缝对接头环向残余应力的影响最大。马氏体相变虽然在先焊焊缝中产生了很高的压应力,但这些压应力会被后焊焊缝的焊接热循环所“消除”,故最终的表现结果是马氏体相变只将末道焊缝及热影响区的拉应力改变为显著的压应力,而管道中部焊缝和热影响区仍保留相当高的拉应力。

4.2 轴向残余应力的演化

管道接头轴向残余应力的直接原因是焊缝冷却的横向收缩,间接原因为焊缝的纵向收缩。此外,对于环焊缝,由于“止血带效应”使管道在焊缝及附近区域发生向内的弯曲变形,导致和焊缝垂直的管道内表面存在拉伸残余应力,而相应的外表面出现压缩残余应力^[24,25]。图8比较了是否考虑马氏体相变时,轴向应力在第1道、第3道(第3层)、第7道(第5层)以及焊接完成后的分布。可以看出,第1道焊缝焊完后,不考虑马氏体相变时焊缝的外部为压应力,内部为拉应力。考虑马氏体相变后,应力分布刚好相反,即外部为拉应力而内部为压应力。这说明马氏体相变产生的体积膨胀抵消了热收缩,使焊缝及附近发生了反向的向外弯曲变形。

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图8   轴向残余应力在焊接中的演化

Fig.8   Axial stress evolutions in the multi-pass welding after 1st weld pass (a, b), 3rd weld pass (c, d), 5th weld pass (e, f) and final weld pass (g, h) with (a, c, e, g) and without (b, d, f, h) martensitic transformation effect

第3道焊缝焊完后,不考虑马氏体相变时,由于“止血带效应”在第3道焊缝表面出现了压应力,而在第3道焊缝底部及相邻的第2道焊缝出现了拉应力,但在焊根附近出现了压应力。其原因可能是因为为了抵消第3道焊缝在焊完后形成的向内的弯矩,在焊根附近产生了相反的向外弯矩,从而导致管道内壁附近焊缝和热影响区出现了压应力。在考虑马氏体相变时,焊缝的环向膨胀产生的向外的弯矩应在第3道焊缝表面形成了拉应力,但实际上出现的却是压应力。为了解释这一现象,图9给出了图8中点B在第3道焊缝中的应力演化过程。可以看出,当发生马氏体相变时,点B的环向应力降幅超过800 MPa,但轴向应力只增加了不到100 MPa。其原因可能是由于环焊缝的纵向收缩受到抑制,马氏体相变导致的体积膨胀对环向应力具有显著的影响。而与之相反,由于管道轴向可以自由变形,马氏体相变导致的体积膨胀对轴向应力影响较低。因此,马氏体相变并没有完全“消除”焊缝表面的压应力,从而在焊缝表面保留了低于不考虑马氏体相变时的压应力。

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图9   图8c中点B在第3道焊缝中的应力演化

Fig.9   Stress evolutions in the 3rd pass at point B in Fig.8c (M_s, M_f —martensite transformation start and finish temperatures, respectively)

考虑马氏体相变时,与第5道焊缝焊完后类似,在第7道焊缝焊完后和焊完后最终焊接残余应力在末道焊缝和热影响区出现了较大的压应力,而在管道中部出现了较大的拉应力. 不同的是在内壁附近焊缝出现了轻微的压应力. 其原因可能是为了平衡管道中部出现的较大的拉应力。

从以上分析可以看出,马氏体相变较大地改变了焊缝和热影响区轴向残余应力的大小,但在大多数焊缝区域应力方向并没有发生改变。

5 结论

(1) 在9%Cr钢管道接头中,管道纵截面内轴向和环向残余应力的分布相似,但环向残余应力具有较大的数值。环向和轴向残余压应力的最大值均出现在末道焊缝及其热影响区,残余拉应力的最大值则出现在管道中部的焊缝及热影响区,而管道内壁附近的残余应力较低。

(2) 在9%Cr钢管道多道焊接头中,末道焊道对残余应力的影响最大,其原因是马氏体相变虽然在先焊焊缝中形成了很高的压应力,但后续焊道的焊接热循环会显著降低该压应力,使最终结果表现为马氏体相变只显著降低了末道焊缝及其热影响区内的拉应力,并形成了显著的压应力。

(3) 马氏体相变对管道外壁附近残余应力影响较大,而对管道中部和内壁附近残余应力影响较小。马氏体相变使管道外壁焊缝和热影响区由约500 MPa的环向拉应力转变为约550 MPa的环向压应力,但对热影响区周围母材环向残余应力影响很低。马氏体相变使管道外壁热影响区及周围母材由约400 MPa的轴向拉应力转变为约400 MPa的轴向压应力,但对焊缝轴向残余应力影响较低.

The authors have declared that no competing interests exist.