付 明，韓明洋，張 超，鄭 煒，劉劍鋒，朱其猛，陳高詹，陳培俊

(中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)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(yùn)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(yùn)行的可靠性,影響核電站是否達(dá)到服役要求[2]。管道制造出廠前經(jīng)過(guò)探傷確保符合使用要求，管道焊接工藝和焊接帶來(lái)的熱應(yīng)力成為影響核電站運(yùn)行必須考慮的因素之一[3,4]，主要原因是殘余應(yīng)力對(duì)疲勞壽命和強(qiáng)度有影響[5-7]。隨著計(jì)算機(jī)硬件和有限元軟件技術(shù)的發(fā)展，很多學(xué)者用對(duì)焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行了數(shù)值仿真，例如張國(guó)棟[8]基于Abaqus軟件開(kāi)發(fā)了焊接殘余應(yīng)力與蠕變損傷耦合計(jì)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(jìn)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(qiáng)[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(chǎng)，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(kāi)裂失效；李艷軍采用熱-彈-塑性有限元計(jì)算方法模擬了2219鋁合金平板變極性惰性氣體保護(hù)對(duì)接單道焊時(shí)的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)，結(jié)果表明軟化現(xiàn)象對(duì)焊接殘余應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果有顯著影響[11]。在實(shí)驗(yàn)測(cè)試研究方面，江克斌[12]利用磁測(cè)應(yīng)力儀對(duì)T型焊接試件焊縫附近不同層深處的焊接殘余應(yīng)力進(jìn)行了實(shí)際測(cè)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(guò)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(guò)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(duì)大壁厚、小徑厚比、高強(qiáng)、高韌性的直縫埋弧焊管和整體節(jié)點(diǎn)鋼桁梁橋焊接進(jìn)行了殘余應(yīng)力測(cè)試，得到了殘余應(yīng)力分布，并介紹了測(cè)試方法，值得借鑒。

1 不銹鋼管道對(duì)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(guò)跟蹤整個(gè)焊接熱循環(huán)中每一步的熱應(yīng)變行為來(lái)計(jì)算熱應(yīng)力。該方法往往需要采用有限元法在計(jì)算機(jī)上實(shí)現(xiàn)。隨著計(jì)算機(jī)的發(fā)展，計(jì)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(duì)焊接應(yīng)力場(chǎng)分析中廣泛使用。焊接熱彈塑性分析包括四個(gè)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(shí)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(jī)械性能、應(yīng)力應(yīng)變?cè)谖⑿〉臅r(shí)間增量?jī)?nèi)線性變化。

1.2 對(duì)接焊殘余應(yīng)力分析有限元模型的建立

1.2.1 試驗(yàn)件幾何結(jié)構(gòu)

為了保證計(jì)算過(guò)程中結(jié)果的準(zhǔn)確性，采用3D單元進(jìn)行網(wǎng)格離散，計(jì)算過(guò)程中采用基于順序耦合方式的熱循環(huán)曲線方法進(jìn)行焊接接頭殘余應(yīng)力的仿真計(jì)算。該方法首先是采用熱循環(huán)曲線進(jìn)行焊接過(guò)程找指定點(diǎn)的瞬態(tài)溫度場(chǎng)，然后將此溫度場(chǎng)的歷史載荷作為初始條件加載到力學(xué)場(chǎng)的計(jì)算中，從而得到焊接過(guò)程的殘余應(yīng)力場(chǎng)。焊接工藝的殘余應(yīng)力計(jì)算過(guò)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(shí)際建模過(guò)程中，筒體兩端的長(zhǎng)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(jìn)行填充。為了保證模擬的計(jì)算精度和計(jì)算效率，在網(wǎng)格處理的過(guò)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?yàn)樵诤附舆^(guò)程中，焊縫區(qū)的溫度梯度較大，為了更好的控制溫度場(chǎng)的形態(tài)，焊縫區(qū)的網(wǎng)格尺寸需要進(jìn)行控制，同時(shí)為了提高計(jì)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(gè)3D單元和20 928個(gè)2D單元，其2D單元主要用于加載工件和周圍環(huán)境進(jìn)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(jì)算過(guò)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(qiáng)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(duì)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(duì)焊接過(guò)程的各種現(xiàn)象進(jìn)行模擬。模擬過(guò)程引用的材料參數(shù)是否準(zhǔn)確直接影響計(jì)算結(jié)果的可靠性。因此，在進(jìn)行焊接模擬之前，必須建立相應(yīng)的材料性能數(shù)據(jù)庫(kù)，方便計(jì)算時(shí)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(duì)常規(guī)的手工電弧焊、TIG、MAG等進(jìn)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(gè)半橢球體構(gòu)成，分別對(duì)熱源前半部分和后半部分進(jìn)行模擬，前后兩個(gè)半橢球體的尺寸不一樣，在實(shí)際焊接熱源的前段熱源密度更大。

在不銹鋼管道的焊接過(guò)程中的多道焊模擬中，對(duì)使用熱循環(huán)曲線加載的熱源加載方式進(jìn)行了簡(jiǎn)化，首先使用對(duì)應(yīng)的焊接工藝和模型構(gòu)件進(jìn)行了雙橢球熱源的溫度場(chǎng)計(jì)算，在該溫度場(chǎng)的計(jì)算中通過(guò)調(diào)整雙橢球熱源的各個(gè)參數(shù)確保了溫度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性。在得到溫度場(chǎng)分布之后，提取出對(duì)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(duì)應(yīng)的焊道上進(jìn)行熱彈塑性有限元分析計(jì)算。最終用于計(jì)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(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 逐層剝離的小孔法實(shí)驗(yàn)測(cè)量殘余應(yīng)力

本文采用外形尺寸為φ355.6 mm×31.8 mm，長(zhǎng)度200 mm的不銹鋼管道作為實(shí)驗(yàn)樣件，采用對(duì)接焊工藝將兩根相同管道焊接成形。由于小孔法適用于測(cè)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(jìn)行殘余應(yīng)力的測(cè)試，分兩次沿管道內(nèi)壁向外壁方向去除10 mm的材料開(kāi)展實(shí)驗(yàn)?？紤]到小孔法的測(cè)量工藝需要先使用線切割將管道對(duì)剖并且在完成內(nèi)表面測(cè)量后同樣需使用線切割去除內(nèi)壁材料，過(guò)程中管道的內(nèi)部殘余應(yīng)力釋放影響最終測(cè)量結(jié)果，為了對(duì)此過(guò)程管道殘余應(yīng)力的釋放量進(jìn)行修正補(bǔ)償，采用SYWELD中的Machining功能進(jìn)行機(jī)加工過(guò)程的數(shù)值模擬，以此盡可能逼近對(duì)接焊后管道的真實(shí)應(yīng)力狀態(tài)。

2.1.1 試驗(yàn)流程

不銹鋼管道殘余應(yīng)力測(cè)試需在管道內(nèi)壁進(jìn)行，采用線切割將管道沿60°與240°連線位置對(duì)剖，對(duì)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(shí)驗(yàn)的要求，實(shí)驗(yàn)選擇低速鉆殘余應(yīng)力方法。通過(guò)實(shí)驗(yàn)?zāi)軌虻玫綄?duì)剖后管道內(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(jì)算出對(duì)剖過(guò)程殘余應(yīng)力的釋放量，通過(guò)有限元仿真模擬管道焊接后的對(duì)剖過(guò)程，計(jì)算出殘余應(yīng)力的變化量，即Δσx、Δσy。由此可以計(jì)算出焊接后管道的殘余應(yīng)力分布情況

(1)

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

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

(2)采用小孔法測(cè)量管道內(nèi)壁對(duì)應(yīng)位置的釋放應(yīng)變，通過(guò)計(jì)算得到對(duì)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(duì)實(shí)測(cè)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行補(bǔ)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(duì)應(yīng)位置殘余應(yīng)力，通過(guò)數(shù)值模擬提供補(bǔ)償值與實(shí)測(cè)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(duì)應(yīng)位置殘余應(yīng)力，通過(guò)數(shù)值模擬提供補(bǔ)償值與實(shí)測(cè)值擬合。工藝流程如圖6所示。

圖6 工藝流程圖

2.1.2 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)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(duì)剖位置。分別選取不同角度處的焊縫、熱影響區(qū)、母材所對(duì)應(yīng)的A、B、C、D、E、F、G七個(gè)位置粘貼應(yīng)變花，其中D點(diǎn)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(cè)量在10 mm、20 mm的測(cè)量每個(gè)角度采五個(gè)點(diǎn)，如圖7、圖8所示。

圖7 實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)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(cè)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(wú)變化，也可能沿深度方向有明顯變化，所以小孔法僅能測(cè)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(jìn)行第二層布點(diǎn)，分別選取焊縫、熱影響區(qū)、母材所對(duì)應(yīng)的H、I、J、K、L五個(gè)位置粘貼應(yīng)變花，其中J點(diǎn)位于焊縫中心，進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。第三層布點(diǎn)位置與第二層一致。實(shí)驗(yàn)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(diǎn)位置距離10 mm，相對(duì)較小。為了最大限度的規(guī)避打孔對(duì)其他位置數(shù)值的影響，采用分段對(duì)稱的打孔采集方式進(jìn)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(yàn)結(jié)果分析

完成數(shù)據(jù)采集后，對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行初步整理。由于在管道對(duì)剖過(guò)程及在厚度方向材料的去除過(guò)程中釋放殘余應(yīng)力，而且并未通過(guò)有限元仿真為其實(shí)測(cè)值提供補(bǔ)償，此時(shí)的數(shù)據(jù)只能反映對(duì)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(jìn)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(guò)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(guò)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(méi)有用有限元分析進(jìn)行補(bǔ)償，另一方面由于焊接過(guò)程工藝決定熱影響區(qū)溫度無(wú)法有效穩(wěn)定控制，導(dǎo)致離散度大；同時(shí)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(guò)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(duì)接焊殘余應(yīng)力實(shí)驗(yàn)的方法和工藝是可行的。

2.2 仿真與實(shí)驗(yàn)的對(duì)比驗(yàn)證

2.2.1 不銹鋼管道對(duì)接焊殘余應(yīng)力仿真

通過(guò)有限元仿真將得到的焊接過(guò)程瞬態(tài)溫度場(chǎng)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(duì)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(shí)測(cè)結(jié)果的補(bǔ)償分析

通過(guò)有限元分析提取不銹鋼管道對(duì)接焊后對(duì)剖過(guò)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(guò)公式進(jìn)行補(bǔ)償計(jì)算得到管道對(duì)接焊后的殘余應(yīng)力分布情況。不銹鋼管道對(duì)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(duì)接焊后內(nèi)表面周向殘余應(yīng)力

圖 17 對(duì)接焊后內(nèi)表面軸向殘余應(yīng)力

通過(guò)與數(shù)值模擬前的實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，不銹鋼管道內(nèi)表面焊接后兩個(gè)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(guò)有限元仿真提取補(bǔ)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(wú)法準(zhǔn)確保證溫度均衡，實(shí)測(cè)殘余應(yīng)力數(shù)值較大，經(jīng)補(bǔ)償后均有所降低，測(cè)點(diǎn)數(shù)值相對(duì)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(cè)點(diǎn)數(shù)值曲線均為“W”形，同樣符合金屬焊接過(guò)程中的材料特性。

提取10 mm深度管道殘余應(yīng)力，經(jīng)補(bǔ)償繪制散點(diǎn)圖。10 mm深度和20 mm深度的殘余應(yīng)力測(cè)點(diǎn)分別選取30°、330°、180°三個(gè)角度線上的五個(gè)點(diǎn)，將每個(gè)角度的周向應(yīng)力和軸向應(yīng)力進(jìn)行對(duì)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(cè)點(diǎn)

圖19 10 mm深度330°測(cè)點(diǎn)

圖20 10 mm深度180°測(cè)點(diǎn)

分析10 mm深度三個(gè)位置的測(cè)點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)周向殘余應(yīng)力與軸向殘余應(yīng)力在相同測(cè)點(diǎn)數(shù)值大小幾乎一致，個(gè)別點(diǎn)存在軸向應(yīng)力大于周向應(yīng)力的情況，殘余應(yīng)力散點(diǎn)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(shuō)明焊接過(guò)程對(duì)于較厚材料的內(nèi)外表面應(yīng)力影響大，對(duì)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(bǔ)償繪制散點(diǎn)圖。因?yàn)橐呀?jīng)線切割兩次去除20 mm厚的管道材料，此時(shí)管道凈厚度ζ<11 mm。將實(shí)測(cè)值與數(shù)值模擬的補(bǔ)償值擬合后繪制散點(diǎn)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(cè)點(diǎn)

圖22 20 mm深度330°測(cè)點(diǎn)

圖23 20 mm深度180°測(cè)點(diǎn)

分析20 mm深度三個(gè)位置的測(cè)點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)20 mm深度時(shí)周向殘余應(yīng)力和軸向殘余應(yīng)力明顯增大，測(cè)點(diǎn)平均應(yīng)力值集中在350～500 MPa間。首先從理論進(jìn)行分析認(rèn)為由于焊接過(guò)程對(duì)管道內(nèi)外表面應(yīng)力影響最大，同時(shí)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(shí)的管道更容易發(fā)生應(yīng)力釋放并引起變形。進(jìn)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(duì)剖后的管道經(jīng)去除20 mm厚的材料后應(yīng)力值達(dá)到峰值，此時(shí)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(shuō)明有限元分析的方法在一定程度上可以指導(dǎo)工程實(shí)驗(yàn)結(jié)果的論證，另一方面說(shuō)明采用逐層剝離的小孔法與有限元仿真計(jì)算為實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行補(bǔ)償?shù)姆椒?，進(jìn)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(wú)法實(shí)現(xiàn)對(duì)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(kāi)展管道應(yīng)力測(cè)量實(shí)驗(yàn)，同時(shí)采用有限元仿真計(jì)算的方式為實(shí)測(cè)值提供因?qū)ζ省⒉牧先コ^(guò)程中應(yīng)力釋放量的補(bǔ)償?shù)姆椒ㄊ强尚械?，?duì)于相關(guān)工程項(xiàng)目具有一定的借鑒意義。