張建強(qiáng)，郭嘉琳，李太江，姚兵印，劉福廣

(1. 武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院，湖北 武漢 430072；2. 西安熱工研究院有限公司，陜西 西安710032)

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12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV異種耐熱鋼焊接接頭蠕變數(shù)值模擬

張建強(qiáng)1，郭嘉琳1，李太江2，姚兵印2，劉福廣2

(1. 武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院，湖北 武漢 430072；2. 西安熱工研究院有限公司，陜西 西安710032)

采用有限元方法對(duì)奧氏體耐熱鋼(12Cr18Ni12Ti)與珠光體耐熱鋼(12Cr1MoV)焊接接頭在溫度為540 ℃、外加軸向拉應(yīng)力為80 MPa條件下的蠕變最大主應(yīng)力、von Mises等效應(yīng)力和等效蠕變應(yīng)變進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明，焊縫/12Cr1MoV界面附近區(qū)域的最大主應(yīng)力數(shù)值很高，蠕變孔洞易于在焊縫/12CR1MoV界面區(qū)域形成。焊縫/12Cr1MoV界面附近的von Mises等效應(yīng)力數(shù)值也很高，因而，孔洞易于擴(kuò)張。蠕變變形主要發(fā)生在12Cr1MoV母材一側(cè)，最大等效蠕變應(yīng)變位于距焊縫/12Cr1MoV界面約5.3mm，界面附近存在蠕變拘束。焊縫/12Cr1MoV界面為接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

奧氏體耐熱鋼；珠光體耐熱鋼；異種鋼焊接接頭；蠕變；數(shù)值模擬

奧氏體耐熱鋼(12Cr18Ni12Ti)具有優(yōu)良的高溫持久、蠕變強(qiáng)度、韌性和抗氧化性能，而珠光體耐熱鋼(12Cr1MoV)價(jià)格較為便宜，因此，大型火電機(jī)組鍋爐經(jīng)常采用12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV異種鋼接頭[1]，就12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV異種鋼接頭而言，焊縫/12Cr1MoV界面兩側(cè)材料的化學(xué)成分、顯微組織和蠕變強(qiáng)度差異較大，在使用過程中焊縫和12Cr1MoV鋼之間因熱膨脹系數(shù)差形成的熱應(yīng)力、碳遷移、接頭的組織變化等將導(dǎo)致焊縫/12Cr1MoV界面區(qū)對(duì)早期蠕變失效十分敏感，接頭的使用壽命常常達(dá)不到預(yù)期要求，迫使機(jī)組經(jīng)常發(fā)生非計(jì)劃停機(jī)，造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失[2-3]。失效過程為靠近焊縫/12Cr1MoV界面的12Cr1MoV母材貧碳層中晶界形成蠕變孔洞，孔洞擴(kuò)張、匯聚，形成裂紋，最終導(dǎo)致接頭破壞[4]。

有鑒于此，針對(duì)12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV異種鋼接頭，選擇鎳基合金焊絲ERNiCr-3，形成12Cr18Ni12Ti/ERNiCr-3/12Cr1MoV異種鋼接頭。利用大型商用軟件對(duì)接頭在540 ℃、外加軸向應(yīng)力為80 MPa條件下的最大主應(yīng)力、von Mises等效應(yīng)力、蠕變應(yīng)變等，特別是焊縫/12Cr1MoV界面附近區(qū)域的情況進(jìn)行數(shù)值分析；分析12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接頭在運(yùn)行過程中的蠕變最大主應(yīng)力、von Mises等效應(yīng)力、蠕變應(yīng)變分布規(guī)律及變化特征，為合理選擇焊接材料、制訂焊接工藝，防止接頭早期失效提供依據(jù)。

表1母材和填充材料化學(xué)成分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)%

材料CSiMnSPCrMoVNbNi12Cr18Ni12Ti0.010.400.460.0280.031180.930.210.091212Cr1MoV0.110.600.550.0350.0351.100.600.22ERNiCr-30.070.700.890.0030.00620.20.480.21余量

表2焊接工藝參數(shù)

焊層焊道焊接電流I/A電弧電壓U/V焊接速度v/(mm·min-1)保護(hù)氣體流量Q1/(L·min-1)背面保護(hù)氣體Q2/(L·min-1)11918～1020101022,31028～1080101034,51028～108010-46,71028～108010-58,91028～107010-

1　實(shí)驗(yàn)和計(jì)算模型

1.1實(shí)驗(yàn)

實(shí)驗(yàn)材料為12Cr18Ni12Ti和12Cr1MoV小徑管，管子的外徑為57 mm，壁厚為8.4 mm。焊縫填充材料為鎳基ERNiCr-3，形成12Cr18Ni12Ti/ERNiCr-3/ 12Cr1MoV異種鋼接頭。母材和焊絲的成分見表1。坡口型式為V型，無鈍邊高度，坡口角度為65°，根部不留間隙；采用手工氬弧焊接工藝進(jìn)行施焊，焊縫分為5層9道，焊絲直徑為2.4 mm；焊縫外表面余高約為2 mm、寬度約為12 mm；內(nèi)表面焊縫余高約為1.5 mm、寬度約為4 mm；焊前預(yù)熱溫度為175 ℃。焊后不進(jìn)行熱處理，焊接工藝參數(shù)見表2。接頭的構(gòu)型示意和幾何尺寸如圖1所示。沿管壁長度方向取樣加工成蠕變試樣，蠕變試樣中間段尺寸為直徑6 mm、長38 mm，其中外徑焊縫寬度為8 mm，內(nèi)徑焊縫寬度為3 mm。蠕變試樣中間段形式、尺寸如圖2所示。

圖1　接頭形狀及尺寸

1.2.1網(wǎng)格劃分方案

采用實(shí)體單元進(jìn)行建模，模型的坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)在蠕變試樣中間段左端中心位置，其中x軸與模型長度方向(外應(yīng)力作用方向)一致。焊縫及界面附近區(qū)域應(yīng)力、應(yīng)變變化劇烈，因此，焊縫及附近區(qū)域的網(wǎng)格尺寸比較小。最小網(wǎng)格尺寸為0.17 mm×1 mm，周向?yàn)?0°。遠(yuǎn)離焊縫的試件邊緣的網(wǎng)格尺寸最大，為0.56 mm×1 mm，周向仍為10°。模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)為9 701，單元數(shù)為9 504，有限元網(wǎng)格模型如圖3所示。

(b) 三維網(wǎng)格模型圖3　有限元網(wǎng)格模型

1.2.2邊界條件

為了防止分析過程中模型發(fā)生剛體運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致計(jì)算不收斂，但又不至于影響計(jì)算精度，將模型左端節(jié)點(diǎn)x、y和z軸方向、右端中心部位部分節(jié)點(diǎn)的y和z方向的位移進(jìn)行約束。外應(yīng)力作用于模型右端面(圖3(b)中12Cr1MoV鋼外側(cè)面)，且平行于x軸方向。軸向拉伸應(yīng)力水平為80 MPa，模擬的蠕變溫度為540 ℃、計(jì)算時(shí)間為2×105h。

1.2.3材料本構(gòu)關(guān)系

采用Bailey-Norton定律描述接頭的蠕變行為，其關(guān)系式如下：

(1)

3)通過優(yōu)化前后運(yùn)動(dòng)參數(shù)曲線的對(duì)比分析，可知優(yōu)化后的機(jī)構(gòu)保證栽苗直立度，運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性好，但需要對(duì)凸輪的回程段進(jìn)行改進(jìn)，以避免加速度的突變值過大。

溫度為540 ℃時(shí)材料的力學(xué)性能和蠕變參數(shù)見表3。

表3540 ℃時(shí)材料的力學(xué)性能和蠕變參數(shù)

材料屈服強(qiáng)度RCl/MPa彈性模量E/GPa蠕變系數(shù)蠕變指數(shù)12Cr18Ni12Ti3801922.45×10-298.112Cr1MoV175175.32.79×10-176.13ERNiCr-33501957.8×10-308.0

2　有限元模擬

2.1蠕變最大主應(yīng)力

12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接頭的蠕變失效主要是12Cr1MoV母材貧碳層中晶界孔洞形核及孔洞擴(kuò)展的結(jié)果，而蠕變孔洞形核受最大主應(yīng)力的控制[5]。在試樣表面沿長度方向提取接頭在80MPa軸向應(yīng)力作用下，模擬運(yùn)行不同時(shí)間后的最大主應(yīng)力分布，如圖4所示。

1—5分別是時(shí)間為1.041×104h、5.024×104h、1.002×105h、1.506×105h、2×105h時(shí)的最大主應(yīng)力曲線。圖4　最大主應(yīng)力隨時(shí)間的變化

由圖4可知，隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，12Cr18Ni12Ti/焊縫界面(x=15mm)的最大主應(yīng)力基本不變。由于12Cr18Ni12Ti母材和焊縫的蠕變強(qiáng)度明顯高于12Cr1MoV，因此在運(yùn)行過程中12Cr18Ni12Ti/焊縫界面沒有弱化。而焊縫/12Cr1MoV界面(x=21mm)附近區(qū)域的最大主應(yīng)力不斷上升，t=1.041×104h時(shí)最大主應(yīng)力為229.1MPa，t=2×105h時(shí)為311.2MPa。因此，焊縫/12Cr1MoV母材一側(cè)的界面不斷弱化，從孔洞形核來看，焊縫/12Cr1MoV界面區(qū)是接頭的薄弱環(huán)節(jié)。

2.2von Mises等效應(yīng)力

在80MPa軸向應(yīng)力作用下，模擬計(jì)算不同時(shí)間后的vonMises等效應(yīng)力，如圖5所示。

圖5　von Mises等效應(yīng)力隨時(shí)間的變化

由圖5可以看出，運(yùn)行過程中最大vonMises等效應(yīng)力始終位于臨近焊縫/12Cr1MoV界面附近，即x=23mm附近區(qū)域。運(yùn)行時(shí)間為1.041×104h時(shí)，最大vonMises等效應(yīng)力為495.1MPa，運(yùn)行時(shí)間為5.024×104h、1.002×105h、1.506×105h、2×105h時(shí)最大vonMises等效應(yīng)力均為520MPa。由此可以看出，運(yùn)行5.024×104h后，焊縫/12Cr1MoV界面附近最大vonMises等效應(yīng)力達(dá)到最大值，然后趨于穩(wěn)定，因此孔洞擴(kuò)展速率很快。而12Cr18Ni12Ti/焊縫界面處及附近的vonMises等效應(yīng)力基本不發(fā)生變化，為80MPa左右。由于vonMises等效應(yīng)力主要影響孔洞擴(kuò)展、連接及裂紋擴(kuò)展，12Cr18Ni12Ti/焊縫界面附近的vonMises等效應(yīng)力較小，即使產(chǎn)生了孔洞，也不容易擴(kuò)展，而焊縫/12Cr1MoV界面區(qū)域的vonMises等效應(yīng)力高。因此從孔洞的擴(kuò)展來看，焊縫/12Cr1MoV界面區(qū)域?yàn)榻宇^的薄弱環(huán)節(jié)。

2.3等效蠕變應(yīng)變

外加軸向應(yīng)力為80MPa，模擬運(yùn)行不同時(shí)間后，12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接頭等效蠕變應(yīng)變沿試樣長度方向的分布如圖6所示。由圖6可以看出，由于12Cr18Ni12Ti鋼、焊縫的變形阻力高于12Cr1MoV鋼，因此接頭的蠕變變形主要發(fā)生在靠近焊縫/12Cr1MoV界面右側(cè)的12Cr1MoV母材區(qū)域。t=1.041×104～2×105h時(shí)，接頭的等效蠕變應(yīng)變集中在x=28.3mm區(qū)域，即距離焊縫/12Cr1MoV界面5.3mm的區(qū)域。t=1.041×104～1.002×105h時(shí)，最大等效蠕變應(yīng)變增加較快，隨后最大蠕變應(yīng)變增加幅度減小。t=1.041×104時(shí)，最大等效蠕變應(yīng)變數(shù)值為7.97×10-2，t=2×105h時(shí)為3.29×10-1。而12Cr18Ni12Ti鋼一側(cè)的蠕變應(yīng)變很小，低于2×10-8，t=2×105時(shí)，僅為1.35×10-8。而此時(shí)12Cr18Ni12Ti/焊縫界面的蠕變應(yīng)變?yōu)?.3×10-9，焊縫/12Cr1MoV界面的等效蠕變應(yīng)變?yōu)?.17×10-1。焊縫/12Cr1MoV界面與12Cr1MoV母材之間形成等效蠕變應(yīng)變谷值，即存在蠕變拘束。

圖6　蠕變應(yīng)變隨時(shí)間的變化

3　加速試驗(yàn)

在540 ℃條件下，通過提高外加軸向應(yīng)力水平進(jìn)行蠕變試驗(yàn)。外加應(yīng)力為190MPa，斷裂時(shí)間為1 693h；而外加應(yīng)力為180MPa，斷裂時(shí)間為3 736h。接頭的薄弱部位均為焊縫/12Cr1MoV界面處，且界面蠕變損傷嚴(yán)重。外加應(yīng)力為180MPa時(shí)焊縫/12Cr1MoV界面處的蠕變裂紋形貌如圖7所示。裂紋在12Cr1MoV鋼一側(cè)的貧碳層萌生，離焊縫/12Cr1MoV界面約30μm，為低塑性開裂，因此，焊縫/12Cr1MoV界面為12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接頭的薄弱環(huán)節(jié)。試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果一致。

圖7　加速試驗(yàn)后接頭的界面蠕變裂紋(外加應(yīng)力180 MPa)

4　結(jié)論

a) 對(duì)于12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV異種鋼接頭，最大主應(yīng)力峰值位于焊縫/12Cr1MoV母材界面附近區(qū)域，蠕變孔洞易于在焊縫/12Cr1MoV母材界面附近區(qū)域形成。

b) von Mises等效應(yīng)力峰值始終位于焊縫/12Cr1MoV界面區(qū)域，且數(shù)值很高，因而，焊縫/12Cr1MoV母材界面區(qū)域內(nèi)孔洞易于擴(kuò)張。

c) 由于12Cr1MoV變形較容易，等效蠕變應(yīng)變主要分布在距焊縫/12Cr1MoV界面5.3 mm的12Cr1MoV母材區(qū)域；最大等效蠕變應(yīng)變位于距焊縫/12Cr1MoV母材界面5.3 mm部位，焊縫/12Cr1MoV界面附近區(qū)域存在蠕變應(yīng)變拘束。

d) 焊縫/12Cr1MoV界面附近區(qū)域?yàn)榻宇^的薄弱環(huán)節(jié)。

[1] 楊富，章應(yīng)霖，任永寧，等.新型耐熱鋼焊接[M].北京：中國電力工業(yè)出版社，2006.

[2] LUNDIN C D. Dissimilar Metal Welds-transition Joints Literature Review[J].Welding Journal, 1982, 61(S2): 58-63.

[3] BHADURI A K, VENKADESAN S, RODRIGUEZ P. Transition Metal Joints for Steam Generators-an Overview[J]. International Journal of Pressure Vessel and Piping,1994,58(3):251-265.

[4] 史春元，田錫唐，陳子剛.異種鋼接頭沿界面蠕變脆斷的力學(xué)控制參量[J].焊接學(xué)報(bào)，1995，16(4)：185-189.

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(編輯查黎)

Numerical Simulation on Interfacial Creep of Dissimilar Welded Joint Between 12Cr18Ni12Ti and 12Cr1MoV Heat-resistant Steel

ZHANG Jianqiang1, GUO Jialin1, LI Taijiang2, YAO Bingyin2, LIU Fuguang2

(1.School of Power and Mechanical Engineering, Wuhan University, Wuhan, Hubei 430072, China; 2. Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an, Shaanxi 710032, China)

Finite element is used for numerical simulation on the maximum principal stress, von Mises equivalent stress and equivalent creep stress in dissimilar welded joint between austenitic heat-resistant steel (12Cr18Ni12Ti ) and pearlitic heat-resistant steel (12Cr1MoV) under conditions of 540℃ and applied stress being 80 MPa. The results indicate that the maximum principal stress is quite high in the vicinity of weld 12Cr1MoV interface and creep cavities are easy to form in the weld 12Cr1MoV interface zone. The von Mises equivalent stress in the vicinity of weld 12Cr1MoV interface is also high and creep cavities are easy to expand as well. Creep deformation occurs at one side of 12Cr1MoV steel, the maximum equivalent creep strain is 5.3 mm from the weld 12Cr1MoV interface and there is creep constrain in the weld 12Cr1MoV interface. Thus it can be seen that weld 12Cr1MoV interface is the weakest part of 12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV welded joint.

austenitic heat-resistant steel; pearlitic heat-resistant steel; dissimilar metal welding joint; creep; numerical simulation

2015-11-04

2016-04-11

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51374154)

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.07.001

TG407

A

1007-290X(2016)07-0001-04

張建強(qiáng)(1964)，男，湖南長沙人。副教授，工學(xué)博士，主要從事異種耐熱鋼焊接和數(shù)值模擬研究。

郭嘉琳(1978)，男，湖北武漢人。講師，工學(xué)博士，主要從事數(shù)值模擬和材料焊接研究。

李太江(1973)，男，河南信陽人。高級(jí)工程師，工學(xué)學(xué)士，主要從事異種鋼焊接和無損檢測研究。