毕业论文范文——固态相变对P92钢多层多道对接接头残余应力影响的研究

西安航空职业学院毕业论文固态相变对P92钢多层多道对接接头残余应力影响的研究姓 名： 专 业： 航空电子 班 级： 完成日期： 指导教师: 摘要：基于SYSWELD软件开发了考虑材料固态相变的“热-冶金-力学”耦合的有限元计算方法，并采用该方法模拟了P92钢多层多道对接接头的温度场及残余应力分布。计算模型中考虑了固态相变引起的体积变化、屈服强度变化和相变塑性对焊接残余应力形成过程的影响。同时，采用盲孔法测量了P92钢6层8道平板对接接头的残余应力分布。计算结果与实验结果吻合较好，实验结果验证了计算方法的有效性和妥当性。数值模拟结果表明，P92钢多层多道对接接头焊缝及其热影响区内的纵向残余应力为压应力，横向残余应力为拉应力且拉应力峰值位于热影响区；在邻近热影响区外侧位置形成了较高的纵向拉应力和横向压应力。从数值模拟结果可知，对于P92钢多层多道对接接头而言，最后一层的盖面焊对整个焊接最终残余应力分布的影响最显著。关键词：固态相变；多层多道焊；残余应力；数值模拟1. 前言为了改善温室气体排放导致的环境问题，电力行业大力发展高能效、低排放的超（超）临界火电机组1。P92钢作为一种典型的9%12%Cr耐热钢，具有良好的高温抗蠕变性，较低的线膨胀系数和优异的抗腐蚀能力，广泛应用于超（超）临界火电机组的蒸汽管道、锅炉缸体等高温部件25。机组的运行温度和压力越高，能量效率越高，CO2气体排放量越低，与此同时机组零部件所承受的载荷越大6。由于超（超）临界火电机组零部件的壁厚普遍较大，因此实际生产过程中多数采用多层多道焊的连接方式，而焊接接头一般被认为是焊接构件中的薄弱环节7。焊接过程中金属的熔化与急冷会降低焊缝材料的力学性能8,9，并且形成焊接残余应力，危害到接头的强度和疲劳性能。由于9%12%Cr耐热钢的冶金特性，在焊接过程中会发生固态相变（SSPT），引起体积变化、屈服强度变化和相变塑性10，对焊接残余应力的形成和分布产生显著影响。多层多道焊过程中，材料经历多次热循环，应力的形成和再分布过程极为复杂，因此，研究P92钢多层多道焊残余应力的形成过程与分布特征，对于实际生产过程中焊接接头残余应力的预测和焊接工艺的制定具有重要的意义。随着计算机技术的发展和计算焊接力学的日臻完善，有限元数值模拟技术已经成为了预测焊接残余应力的有效工具。Yaghi等1113基于Abaqus软件，模拟了考虑固态相变的P91、P92圆管多层多道焊残余应力的分布，并采用深孔（DHD）法和中子衍射（ND）法验证了模拟结果的有效性和模拟计算方法的可行性。Deng等14,15的研究表明，固态相变引起的体积变化和屈服强度变化对P91钢管和平板焊接残余应力的分布具有显著影响，甚至可以改变应力的符号；而相变塑性对低相变温度钢的焊接残余应力形成有“松弛”效应。Heinze等16、Kumar等17通过数值模拟和实验相结合的方法研究了P91板材焊接残余应力的分布趋势。虽然固态相变引起的体积膨胀、屈服强度变化和相变塑性对P92钢焊接残余应力的影响已有报道，本课题组前期研究也解释了多重热循环作用下焊接残余应力的演化机理。然而，关于固态相变对P92钢多层多道焊中应力的演化过程的研究还鲜有报道。本研究采用基于SYSWELD软件开发的考虑固态相变的“热-冶金-力学”耦合有限元计算方法，研究了P92钢多层多道平板对接接头中残余应力的形成过程。采用盲孔法测量了平板6层8道对接接头的焊接残余应力，并将模拟结果与实验结果进行对比，验证了计算方法的有效性。2. 实验方法实验所用的材料为ASTM A335 P92钢，其主要化学成为（质量分数，%）：C 0.124, Cr 9.32, Mo 0.49, Si 0.157, Mn 0.42, Ni 0.24, V 0.20, W 1.75, B 0.0013, Nb 0.055, Fe余量。本实验设计了平板6层8道填充焊的焊接方案，用于研究固态相变对P92钢多层多道焊残余应力的影响。试件、坡口尺寸及焊道布置如图1所示。第1条焊道为打底焊道，因此采用钨极惰性气体保护焊(GTAW)方法施焊, 其余焊道采用手工电弧焊(SMAW) 施焊。焊接电流为80A140A，焊接电压为12V，焊接速度为60mm/min70mm/min，预热温度为150C，层间温度控制在150C200C之间。图1 试件、坡口尺寸及焊道布置示意图（单位：mm）图2 焊接残余应力测量位置焊接完成后，采用盲孔（HD）法测量试板上、下表面的焊接残余应力，测量位置分别如图2a、2b所示。盲孔法测量残余应力的测量过程在之前的研究10中已有详细介绍。本实验根据GB/T 31310-2014标准对采集到的应变释放量、和进行处理，计算残余应力和的值。算法如下：(1)(2)式中，、为标定系数，在钻孔半径为0.75mm，孔心片心距为2.5mm，钻孔深度为2mm的条件下，分别取值和；E和v分别为材料的弹性模量和泊松比。残余应力测量完毕后, 采用线切割的方法从试版中央截取一块包含焊缝(FZ)、热影响区(HAZ)和母材 (BM)的试样，用于观察熔池与热影响区形貌。试样尺寸大小为35 mm20 mm10 mm. 对试样表面进行机械打磨和抛光，再用10%的苦味酸酒精溶液腐蚀60s，显示出熔池和热影响区边界，并在AXIO Vert.A1 蔡司金相显微镜上进行观察和拍照。3. 焊接残余应力计算方法3.1 焊接残余应力的数值模拟流程针对P92钢的材料特点，基于SYSWELD软件，开发了考虑固态相变的“热-冶金-力学”耦合的有限元计算方法，在计算方法中同时考虑了温度和组织变化对残余应力形成的影响。计算方法中，采用了顺序耦合的方法，先根据焊接条件对焊接温度场和组织场进行计算，然后将温度和组织的计算结果代入应力分析模块中计算应力、应变和位移等物理量。在材料模型中，考虑了固态相变引起的体积变化、屈服强度变化和相变塑性，但没有考虑加工硬化和回火效应。数值模拟流程18如图3所示。首先，根据焊件结构设计出FEM网格模型；根据焊接条件选择热源模型并制定相应的焊接参数；根据焊件材料及成分确定各个相的热物理参数。将以上三点和焊接边界换热条件共同带入SYSWELD求解器中进行热分析计算，求得焊接过程的温度场和组织分布。再将热分析计算的结果和各个相的力学性能参数以及焊接约束条件共同带入SYSWELD求解器中进行力学分析计算，求得焊接过程的应力分布。最终获取整个焊接过程的温度、应力、应变和位移等物理量的结果。 图3 有限元模拟流程图4 三维有限元模型3.2 P92钢多层多道焊接头的残余应力数值模拟本研究采用上述的数值模拟计算方法研究P92钢6层8道平板对接接头残余应力分布特征。采用图4所示的三维有限元模型计算温度场和应力分布。模型尺寸为200 mm200 mm10 mm，与实验试板的尺寸一致。有限元模型中采用了八节点立方体单元，单元总数为108480，节点总数为116901. 为了兼顾计算精度与计算效率，对网格进行特殊的设计，即在焊缝和热影响区部分的网格划分较为细密，而远离焊缝和热影响区部分的网格划分得相对粗大。由于在实验中施焊时，没有采用任何外部拘束，因此数值模拟中采用三点六自由度的约束条件，该约束条件只是用于防止模型发生刚体位移。在数值模型中采用的焊接规范与实际焊接工艺参数完全一致。4. 结果与讨论4.1熔池与热影响区形貌对比图5所示的是实验和模拟计算得到的熔池与热影响区形貌对比。从此图可以看到，尽管有限元模型中没有考虑焊缝的余高，但两者的熔化区的形状还是比较接近，说明有限元模拟计算可以较好地再现实际多层多道焊接头的熔化区域。从实验和数值模拟结果都可以看到，越靠近焊缝根部（底部），热影响区与熔池宽度之比越大。图5 焊缝截面峰值温度分布与宏观形貌图6 焊接接头不同冶金区域的微观组织图6为P92钢6层8道平板对接接头不同冶金区域的微观组织。由于经历的峰值温度不同，各个区域微观组织和晶粒尺寸差异明显。图6a中可以看到焊缝区域存在粗大的板条状马氏体。热影响区中粗晶区的晶粒尺寸约为30m，细晶区的晶粒尺寸约5m，分别如图6b、6c所示。图6d中显示母材微观组织为回火马氏体，晶粒细小且分布均匀。4.2 焊接残余应力分布与实验结果的对比图7为P92钢6层8道平板对接接头的残余应力分布云图。从图7a可以看出，焊缝与热影响区内的纵向残余应力为压应力。在本研究中，最后一道盖面焊采用的线能量相对较大，加上预热温度和层间温度相对较高，这样最后一道焊接过程中产生的热影响区相对较大。 从数值模拟得到的纵向残余应力来看，在焊缝中心附近最后一道盖面焊产生的热影响区几乎贯穿了整个板厚。焊缝与热影响区整体上呈现杯锥状形态。由于P92钢的马氏体转变起始温度（Ms）相对较低，约为400 ，在焊缝和热影响中相变引起的体积膨胀可以抵消过冷奥氏体在冷却到Ms点之前累积形成的纵向拉伸应力，进而降低了焊缝与热影响区内的残余拉应力值甚至可以反转使之成为压应力。对于纵向应力而言，在平板中央区域内分布较为均匀，而在两端的应力分布有较大的梯度，这是由几何端部效应所致。与纵向应力不同，横向残余应力在焊缝和热影响区处于拉伸状态。出现这种分布的原因是因为横向方向的拘束度与纵向方向的拘束度相比要小很多，固态相变对横向残余应力的影响也相应较小，加之考虑到泊松比的影响，这样在焊缝和热影响区出现相对较高的横向拉伸残余应力就不奇怪了。横向残余应力在中央截面上的分布特征是在焊缝及其热影响区呈现出较高的拉应力；而远离焊缝的母材则呈现较低的压应力。从图7b可以看出，除了焊缝两端附近区域，横向残余应力在纵向方向上的变化较为平缓，而在板幅（即横向）方向上变化较为复杂。图7 焊接残余应力的分布图8为焊接残余应力计算结果与实验测量值的对比。从此图可以清楚地看到，整体上而言盲孔法的测量结果与数值预测结果吻合较好。由于固态相变引发的体积膨胀效果，纵向拉应力峰值出现在热影响区两侧，焊缝及热影响区内应力值明显下降，从本研究的计算和实验结果来看，上表面纵向残余应力在焊缝处为压应力。对比图8a和8c可以看出，由于第8条焊道及其热影响区的宽度远大于第1条焊道，上表面纵向残余应力的应力下降区域明显宽于下表面。对比图8b和8d可以看出，上下表面的横向残余应力分布趋势相似。横向拉应力峰值出现焊缝区域内，压应力峰值出现在热影响区外侧。 图8 残余应力计算与实验结果的对比4.3 焊接残余应力的演化过程图9所示的是焊缝截面上的残余应力演化过程。由图9a可以看出，第1层焊道成型后，焊缝及热影响区内出现马氏体，产生压应力，热影响区外产生拉应力。第2层焊道成型过程中，焊缝金属受热熔化或软化，导致应力重新分布。由于热影响区扩大，成型结束后压应力区域相应变大，拉应力区域向外移动。第3、4层由相邻的两条焊道组成，后成型的焊道会改变先前焊道所形成的残余应力场。因此总体上出现了拉-压应力相间分布的特征。需要注意的是，三处拉应力的峰值大小也有区别，两侧的应力峰值接近母材屈服强度，且由于再热软化作用，左边峰值低于右边。中间的应力峰值出现在焊缝内部，由于焊材具有更高的屈服强度，此处的拉应力峰值也最大。第5、6层各有一条焊道，焊接过程中通过摆动焊枪获取所需的熔宽，因此热输入较大，热影响区几乎贯穿试板。在本研究中，最后一层的盖面焊对整个焊接接头的残余应力有至关重要的影响，它几乎独自决定了焊接接头最终的应力状态。由图9b可以看出，横向残余应力的演化过程与纵向残余应力相似，都存在着应力消除与再分布的现象。与纵向残余应力类似，最终的横向残余应力分布受到最后一道盖面焊的影响十分显著。图9 焊接残余应力变化过程5. 结论（1）有限元模拟计算得到的熔池和热影响区形貌与实验结果吻合，说明有限元模拟计算可以较好地再现实际多层多道焊接头的熔化区域。金相观察结果显示，焊缝不同区域的微观组织差异明显。（2）数值模拟的残余应力值和盲孔法测量结果相吻合，说明考虑固态相变的数值模拟方法可以有效、可靠地预测P92钢多层多道焊残余应力的分布特征和演化过程。（3）焊缝及其热影响区内的部分金属在经历后续热循环时会发生软化，导致应力降低并重新分布。当有多条焊道分布在同一层时，焊缝内纵向残余应力会呈现出拉-压相间的分布特征。最后一层的盖面焊对最终的残余应力分布状态影响最大。参考文献1 Bugge J, Kjr S, Blum R. High-efficiency coal-fired power plants development and perspectives J. Energy, 2006, 31: 1437-1445.2 王雪凤，吴任东，邓晨曦，等. 新型耐热高强钢P91的高温力学性能J. 机械工程学报, 2008, 44(6): 243-247.3 原可义，韩赞东，陈以方，等. 基于零蠕变特征空间投影的P91钢焊接接头蠕变超声检测J. 机械工程学报, 2016, 52(8): 51-57.4 Hald J. Microstructure and long-tern creep properties of 9%-12% Cr steel J. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2008, 85: 30-37.5 Rojas D, Garcia J, Prat O, et al. 9% Cr heat resistant steel: alloy design, microstructure evolution and creep response at 650 J. Materials Science and Engineering: A, 2011, 528: 5164-5176.6 Chandan P, Anoj G, Mahapatra M M. Evolution of phases in P91 steel in various heat treatment conditions and their effect on microstructure stability and mechanical properties J. Materials Science and Engineering: A, 2016, 664: 58-74.7 Buchheim G M, Osage D A, Brown R G, et al. Failure Investigation of a Low Chrome Long-Seam Weld in a High-Temperature Refinery Piping System J. Journal of Pressure Vessel Technology, 1995, 117(3): 227-237.8 Liang W, Murakawa H, Deng D. Investigation of welding residual stress distribution in a thick-plate joint with an emphasis on the features near weld end-start J. Materials & Design, 2015, 67(15): 303-312.9 王学, 潘乾刚, 陶永顺, 等. P92 钢焊接接头型蠕变断裂特性J. 金属学报, 2012, 48(4): 427-434.10 邓德安, 张彦斌, 李索，等. 固态相变对P92钢焊接接头残余应力的影响 J. 金属学报, 2016, 52(4): 394-402.11 Yaghi A H, Hyde T H, Becker A A, et al. Finite element simulation of welding residual stresses in martensitic steel pipes J. Material Research Innovations, 2013, 17(5): 306-311.12 Yaghi A H, Hyde T H, Becker A A, et al. Residual stress simulation in welded sections of P91 pipes J. Journal of Materials Processing Technology, 2005, 167: 480-487.13 Yaghi A H, Hyde T H, Becker A A, et al. Finite element simulation of residual stresses induced by the dissimilar welding of a P92 steel pipe with weld metal IN625 J. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2013, 111-112: 173-186.14 Deng D, Murakawa H. Influence of transformation induced plasticity on simulated results of welding residual stress in low temperature transformation steel J. Computational Materials Science, 2013, 78: 55-62.15 Deng D, Murakawa H. Prediction of welding residual stress in multi-pass butt-wel