戴培元,胡興,逯世杰,王義峰,,鄧德安

奧氏體不銹鋼具有良好的綜合力學(xué)性能和優(yōu)異的耐腐蝕性能，通過焊接等方式被用于制造反應(yīng)堆堆芯區(qū)域結(jié)構(gòu)件和蒸汽發(fā)生器傳熱管[1,2]。核電機(jī)組服役時(shí)，奧氏體不銹鋼零部件在高溫、高壓環(huán)境和復(fù)雜載荷作用下，易出現(xiàn)應(yīng)力腐蝕裂紋[3,4]。以往的研究[5]表明，核電設(shè)備中的應(yīng)力腐蝕開裂問題通常出現(xiàn)在焊接熱影響區(qū)附近。目前奧氏體不銹鋼的應(yīng)力腐蝕裂紋形成機(jī)理尚未完全闡明，但拉伸應(yīng)力、腐蝕介質(zhì)和材料敏化被認(rèn)為是影響應(yīng)力腐蝕裂紋的三大要因[6,7,8]。由于焊后不可避免地會(huì)在焊縫及熱影響區(qū)產(chǎn)生殘余應(yīng)力，并且其峰值通常大于母材金屬和焊縫金屬的屈服強(qiáng)度，因此焊接殘余應(yīng)力的研究對(duì)于核電機(jī)組結(jié)構(gòu)安全評(píng)估有重要的意義[9]。

目前測(cè)量焊接殘余應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)方法存在諸多問題，如測(cè)量周期長(zhǎng)、工作量大、成本高、有些方法可能會(huì)對(duì)構(gòu)件造成損傷，因而在實(shí)際工程中應(yīng)用受限。近年來，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展和計(jì)算焊接力學(xué)理論的日臻完善，有限元模擬方法已經(jīng)成為預(yù)測(cè)焊接殘余應(yīng)力的有效工具[10,11]。然而焊接殘余應(yīng)力的計(jì)算是一個(gè)多場(chǎng)耦合且高度非線性的復(fù)雜過程，仍存在一些關(guān)鍵問題亟待解決，比如高速化計(jì)算方法的開發(fā)和高精度材料模型的建立[12]。目前常用的高速化計(jì)算方法有維數(shù)降低法、固有應(yīng)變法和焊道合并法[13,14,15]。其中維數(shù)降低法的思想是將實(shí)際焊接問題簡(jiǎn)化為2D模型計(jì)算，從而降低計(jì)算模型的單元數(shù)和節(jié)點(diǎn)數(shù)，極大地提高計(jì)算效率[13]。Jiang等[16]研究了2D軸對(duì)稱模型與3D模型計(jì)算焊接殘余應(yīng)力的差異，發(fā)現(xiàn)2種模型均能得到與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好的應(yīng)力峰值和分布趨勢(shì)，其中3D模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果更為接近。Deng和Murakawa[17]比較了2D軸對(duì)稱模型和3D模型計(jì)算的小尺寸圓管環(huán)焊縫的殘余應(yīng)力分布，研究表明，不考慮始終端位置時(shí)，3D模型計(jì)算穩(wěn)定區(qū)的殘余應(yīng)力分布隨圓心角位置的變化不明顯，且與2D軸對(duì)稱模型計(jì)算結(jié)果吻合較好，因而可以用2D軸對(duì)稱模型代替3D模型計(jì)算環(huán)焊縫穩(wěn)定區(qū)殘余應(yīng)力。上述研究表明，對(duì)于小尺寸圓管，由于結(jié)構(gòu)剛度較小，此時(shí)2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的焊接殘余應(yīng)力結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致。然而到目前為止，尺寸因素(如圓管直徑和管壁厚度)對(duì)2D軸對(duì)稱模型計(jì)算焊接殘余應(yīng)力精度的影響還鮮有研究。如果能夠澄清這一問題，將為大型焊接結(jié)構(gòu)件的高速化計(jì)算提供理論依據(jù)。

圖1

圖1坡口尺寸和焊道布置示意圖

Fig.1Schematic of weld groove dimension and welding sequence (unit: mm)

本工作以SUS316不銹鋼管對(duì)接接頭為研究對(duì)象，基于通用有限元軟件MSC. Marc，分別采用2D軸對(duì)稱模型和3D模型計(jì)算了SUS316不銹鋼管對(duì)接接頭的溫度場(chǎng)和焊接殘余應(yīng)力，并通過小尺寸圓管模型計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的比較對(duì)2D軸對(duì)稱模型的有效性進(jìn)行了驗(yàn)證。此外利用數(shù)值模擬的方法，研究了尺寸因素對(duì)SUS316不銹鋼管環(huán)焊縫殘余應(yīng)力的影響，重點(diǎn)討論了2D軸對(duì)稱模型計(jì)算大尺寸圓管模型殘余應(yīng)力的適用性。

1實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)所用材料為SUS316奧氏體不銹鋼，其主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：C 0.08，Si 1.00，Mn 2.00，P<0.035，S<0.03，Ni 12，Cr 18.5，Mo 2.0，F(xiàn)e余量。焊接接頭的坡口尺寸和焊道布置如圖1所示。采用鎢極氬弧焊(TIG)進(jìn)行焊接，焊接條件如下：每道焊道的線能量為0.4~1.0 kJ/mm，焊接速率為120 mm/min；層間溫度低于150 ℃；保護(hù)氣體為純Ar；焊接填充材料采用Y316焊絲，其主要化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)為：C 0.04，Si 0.33，Mn 1.88，P<0.019，S<0.002，Ni 12.7，Cr 19.3，Mo 2.26，F(xiàn)e余量。計(jì)算焊接溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力所考慮的焊接條件(焊接線能量、焊接速率和層間溫度)與實(shí)驗(yàn)一致。

焊接完成后，采用應(yīng)力釋放法[18]測(cè)量殘余應(yīng)力。測(cè)量點(diǎn)分布在圓管180°截面的內(nèi)外壁上，如圖2所示。殘余應(yīng)力測(cè)量結(jié)果來自參考文獻(xiàn)[19]。

圖2

圖2殘余應(yīng)力測(cè)量位置和焊接方向示意圖

Fig.2Schematics of residual stress measurement location (a) and welding direction (b) (unit: mm)

2數(shù)值模擬方法

2.1有限元模型

為了研究尺寸因素對(duì)SUS316不銹鋼管焊接殘余應(yīng)力的影響，建立了如圖3所示的有限元模型。在計(jì)算中定義了焊道和焊接順序模擬實(shí)際焊接過程，并采用生死單元技術(shù)來考慮焊縫成形。為平衡計(jì)算精度和計(jì)算效率問題，在焊縫及其附近區(qū)域有限元網(wǎng)格劃分得較密，而在遠(yuǎn)離焊接區(qū)域網(wǎng)格劃分得相對(duì)稀疏。本研究中的有限元模型單元類型為Marc軟件[20]中的八節(jié)點(diǎn)7號(hào)單元(3D FEM)和四節(jié)點(diǎn)10號(hào)單元(2D FEM)。實(shí)驗(yàn)中沒有采用任何外部拘束，因此在有限元計(jì)算過程中采用的拘束條件僅用于防止模型發(fā)生剛性位移[21]。本研究共設(shè)立了6個(gè)計(jì)算案例(Case)，見表1。其中Case A和Case B的模型尺寸與實(shí)驗(yàn)圓管一致，所有Case的圓管外徑與管壁厚度的比值(d/t)均為13.3。

圖3

圖33種不同尺寸圓管的2D和3D有限元模型

Fig.32D and 3D finite element (FE) models of thin pipe (a), middle pipe (b) and thick pipe (c)

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表13種不同尺寸圓管的2D和3D有限元計(jì)算案例

Table 12D and 3D FE simulation cases of three different sizes of pipes

Note:d—outer diameter of pipe,t—thickness of pipe,M—number of element,d/t—ratio of outer diameter to thickness

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2.2溫度場(chǎng)計(jì)算

焊接過程中，電弧熱在工件中熱傳導(dǎo)的控制方程為：

$?\left(\frac{{\partial }^2?}{\partial {?}^2}\right)+?\left(\frac{{\partial }^2?}{\partial {?}^2}\right)+?\left(\frac{{\partial }^2?}{\partial {?}^2}\right)+{?}_{\mathrm{v}}=??\left(\frac{\partial ?}{\partial ?}\right)$(1)

式中，T為溫度；λ為熱傳導(dǎo)系數(shù)；qv為內(nèi)部熱源的發(fā)熱功率；ρ為密度；c為比熱容；t為傳熱時(shí)間；x、y和z為全體坐標(biāo)系(x,y,z)中的坐標(biāo)。

在3D模型的溫度場(chǎng)計(jì)算過程中，采用Goldak等[22]提出的雙橢球移動(dòng)熱源來模擬焊接熱量輸入。熱源模型的前半部分與后半部分的熱流密度可以用方程(2)和(3)描述：

${?}_1(?,?,?)=\frac{6\sqrt[]{3}{?}_1?}{\mathrm{\pi }{?}_1??\sqrt[]{\mathrm{\pi }}}\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}\left[-3\left(\frac{?{\mathrm{\text{'}}}^2}{{?}_1^2}+\frac{?{\mathrm{\text{'}}}^2}{{?}^2}+\frac{?{\mathrm{\text{'}}}^2}{{?}^2}\right)\right]$(2)${?}_2(?,?,?)=\frac{6\sqrt[]{3}{?}_2?}{\mathrm{\pi }{?}_2??\sqrt[]{\mathrm{\pi }}}\mathrm{e}\mathrm{x}\mathrm{p}\left[-3\left(\frac{?{\mathrm{\text{'}}}^2}{{?}_2^2}+\frac{?{\mathrm{\text{'}}}^2}{{?}^2}+\frac{?{\mathrm{\text{'}}}^2}{{?}^2}\right)\right]$(3)

式中，q1、q2為雙橢球熱源前半部分與后半部分的熱流密度；Q=ηUI，為焊接熱量(其中，U為焊接電壓，I為焊接電流，η為焊接熱效率，取η=0.75[23])；a1、a2、b、c為橢球形狀參數(shù)；f1、f2為前后橢球熱量分布函數(shù)，且f1+f2=2，在本研究中，取f1=0.6，f2=1.4[17]。

假設(shè)有限元模型所處坐標(biāo)系為全體坐標(biāo)系(x,y,z)，則熱源的坐標(biāo)系相對(duì)于有限元模型而言是移動(dòng)的。本研究采用局部坐標(biāo)系(x',y',z')描述移動(dòng)熱源模型，滿足：

$?\mathrm{\text{'}}=?-{?}_{?}?$(4)$?\mathrm{\text{'}}=?-{?}_{?}?$(5)$?\mathrm{\text{'}}=?-{?}_{?}?$(6)

式中，vx、vy、vz分別為熱源在x、y、z方向上的速率分量。

2D軸對(duì)稱模型中的焊接熱輸入用瞬間熱源[9]來模擬。該熱源模型中的熱流密度分布均勻，包含2個(gè)重要參數(shù)：熱源的熱流密度(q)和加熱時(shí)間(th)，在保證每條焊道的總熱量不變的情況下，通過調(diào)整這2個(gè)參數(shù)，使得焊接熔池的最高溫度控制在1600~2000 ℃的范圍。瞬間熱源的熱流密度可以用方程(7)描述：

$?=\frac{????}{?{?}_{\mathrm{h}}?}$(7)

式中，L為整條焊縫的長(zhǎng)度，v為焊接速率，V為焊縫的體積。

由于工件在焊接過程中不僅要吸收來自電弧和金屬熔滴的熱量，還要向周圍環(huán)境散熱，因此在有限元模型中通過定義散熱面考慮工件與外部環(huán)境的熱量交換。本研究只考慮對(duì)流散熱和輻射散熱2種熱損失形式，分別通過Newton定律(式(8))和Stefan-Boltzmann定律(式(9))描述：

${?}_{\mathrm{c}}=-{?}_{\mathrm{c}}(?-{?}_0)$(8)${?}_{\mathrm{r}}=-{?}_{\mathrm{r}}{?}_{\mathrm{r}}({?}^4-{?}_0^4)$(9)

式中，qc、qr分別為工件與周圍環(huán)境之間的對(duì)流散熱和輻射散熱；hc為對(duì)流交換系數(shù)，取值為15×10-6W/(mm2·℃)；T0為環(huán)境溫度(20 ℃)；εr為熱輻射系數(shù)，本次計(jì)算取εr=0.8；σr為Stefan-Boltzman常數(shù)。

計(jì)算時(shí)，假設(shè)焊縫金屬與母材具有相同的材料屬性，材料的熱物理性能參數(shù)[24]如圖4a所示。

圖4

圖4材料熱物理性能參數(shù)和力學(xué)性能參數(shù)

Fig.4Thermal physical properties (a) and mechanical properties (b) of material

2.3應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算

在力學(xué)模型中，采用與熱分析時(shí)完全相同的網(wǎng)格模型，以溫度場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果作為熱載荷加載到彈-塑性有限元模型中進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力和變形的計(jì)算。由于實(shí)驗(yàn)所用的材料為奧氏體不銹鋼，不需考慮相變應(yīng)變成分。同時(shí)，焊接過程中材料升溫后在高溫停留時(shí)間較短，蠕變現(xiàn)象也不明顯，這樣蠕變應(yīng)變成分也可以忽略不計(jì)。因此，在奧氏體鋼焊接過程中，材料的總應(yīng)變(εtotal)可以用下式來描述：

${?}_{\mathrm{t}\mathrm{o}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{l}}={?}_{\mathrm{e}}+{?}_{\mathrm{p}}+{?}_{\mathrm{t}\mathrm{h}}$(10)

式中，εe為彈性應(yīng)變，εp為塑性應(yīng)變，εth為熱應(yīng)變。

彈性應(yīng)變計(jì)算遵循各向同性Hookean定律，對(duì)于塑性變形的計(jì)算采用了Von-Mises準(zhǔn)則。材料加工硬化性能通過各向同性準(zhǔn)則來描述，SUS316不銹鋼的加工硬化系數(shù)參見文獻(xiàn)[24]。同時(shí)采用了一種“階躍式”退火模型來考慮退火軟化效應(yīng)的影響[12]，退火軟化溫度設(shè)置為800 ℃[25]。材料的力學(xué)性能參數(shù)[24]如圖4b所示。

3結(jié)果與分析

3.1溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果

為了便于定量比較溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果，在每種尺寸3D模型的180°截面上分別選取3個(gè)點(diǎn)(Point 1，Point 2和Point 3)來考察最后一道焊的熱循環(huán)；同時(shí)，在對(duì)應(yīng)的2D軸對(duì)稱模型中，也同樣選取對(duì)應(yīng)位置的3個(gè)點(diǎn)來考察最后焊道的熱循環(huán)。采用3D模型和2D模型計(jì)算得到的3個(gè)位置熱循環(huán)的比較如圖5所示。從此圖可以看出，對(duì)于3種不同尺寸的圓管，2D軸對(duì)稱模型與3D模型計(jì)算得到的各點(diǎn)峰值溫度總體上吻合較好。但是在冷卻階段，2D軸對(duì)稱模型計(jì)算得到各點(diǎn)的冷卻速率要略大于3D模型的計(jì)算結(jié)果。這是因?yàn)?D模型在計(jì)算時(shí)采用了雙橢球移動(dòng)熱源，可以模擬焊接電弧在空間中的移動(dòng)過程和工件內(nèi)部3個(gè)方向的熱傳導(dǎo)，而2D軸對(duì)稱模型無法反映沿焊接方向(周向)的熱傳導(dǎo)，導(dǎo)致冷卻階段計(jì)算的溫度下降速率偏大。在最后一道焊的外表面中心位置(Point 1)，3D模型計(jì)算得到的峰值溫度比2D軸對(duì)稱模型的略高一些，但其它2個(gè)點(diǎn)的峰值溫度幾乎沒有差別。由于本研究中所使用的材料是SUS316奧氏體不銹鋼，計(jì)算過程中不需要考慮固態(tài)相變的問題，從力學(xué)模型的控制方程上分析可知，冷卻速率的較小差異對(duì)后續(xù)殘余應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果不會(huì)造成顯著影響。整體上看，2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的熱循環(huán)曲線與3D模型計(jì)算結(jié)果比較吻合，而且尺寸因素對(duì)2D軸對(duì)稱模型計(jì)算溫度場(chǎng)精度影響也比較小，這一結(jié)果既驗(yàn)證了所使用的瞬間熱源的有效性，也驗(yàn)證了2D軸對(duì)稱模型計(jì)算不銹鋼焊接接頭溫度場(chǎng)的有效性。

圖5

圖5不同尺寸圓管最后一道焊的熱循環(huán)曲線

Fig.5Thermal cycles during the last welding of thin pipe (a), middle pipe (b) and thick pipe (c)

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3.2應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果與測(cè)量結(jié)果對(duì)比

圖6對(duì)比了小尺寸圓管 Case A 180°截面和Case B的內(nèi)表面與外表面的軸向殘余應(yīng)力分布以及實(shí)驗(yàn)測(cè)量[19]結(jié)果。從圖6a可以看出，2D軸對(duì)稱模型模擬得到的內(nèi)表面上的軸向殘余應(yīng)力分布與3D模型的計(jì)算結(jié)果幾乎一致，僅僅在焊縫內(nèi)部表面附近3D模型得到的軸向應(yīng)力峰值略高于2D模型的計(jì)算結(jié)果。總體上而言，2D軸對(duì)稱模型和3D模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果在分布和大小上都十分吻合。從圖6b同樣可以看到，2種有限元模型計(jì)算得到的外表面軸向殘余應(yīng)力分布也與測(cè)量結(jié)果吻合良好。但是，在焊縫中心和離焊縫中心約40 mm的位置，實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果存在一定差異。由于焊接后貼應(yīng)變片時(shí)，焊縫表面要進(jìn)行處理(如機(jī)械打磨)，相比較其它位置，焊縫表面更加粗糙而且不平，因此打磨掉的金屬更多，這種處理會(huì)使焊縫表層金屬產(chǎn)生一定的塑性變形而對(duì)焊態(tài)下產(chǎn)生的應(yīng)力有一定的影響，這可能是導(dǎo)致焊縫區(qū)域的軸向殘余應(yīng)力測(cè)量值與計(jì)算存在一定差異的主要原因。對(duì)于離焊縫中心約40 mm的位置，焊前鋼管經(jīng)歷了塑性加工而產(chǎn)生了加工硬化使得材料的屈服極限提高，而該處焊接熱循環(huán)峰值溫度會(huì)超過材料的屈服溫度[26]，但遠(yuǎn)低于退火溫度，因此容易產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力。此外，由于該位置在焊接過程中峰值溫度并不太高(220 ℃)，因此焊接前的初期殘余應(yīng)力會(huì)部分或全部保留下來[17]，初期的殘余應(yīng)力也是導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果差異的一個(gè)原因。

圖6

圖6內(nèi)表面和外表面軸向殘余應(yīng)力的模擬結(jié)果與測(cè)量值[19]對(duì)比

Fig.6Comparisons of axial residual stress simulation results and measurements[19]of inside (a) and outside (b) surfaces

圖7為Case A 180°截面和Case B內(nèi)表面與外表面的周向殘余應(yīng)力分布及對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果[19]。總體而言，2D軸對(duì)稱模型和3D模型計(jì)算得到的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。但是在圖7b中，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果存在一定的偏差。焊后為了貼應(yīng)變片進(jìn)行的機(jī)械打磨和焊前機(jī)械加工帶來的初始?xì)堄鄳?yīng)力是導(dǎo)致偏差出現(xiàn)的原因。此外，外表面近縫區(qū)的周向應(yīng)力幅值隨軸向距離變化很敏感，這也影響了殘余應(yīng)力的測(cè)量精度。

圖7

圖7內(nèi)表面和外表面周向殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與測(cè)量值[19]對(duì)比

Fig.7Comparisons of hoop residual stress simulation results and measurements[19]of inside (a) and outside (b) surfaces

通過上述詳細(xì)比較和分析可知，2D軸對(duì)稱模型與3D模型模擬的殘余應(yīng)力結(jié)果差異很小，而且與測(cè)量結(jié)果吻合較好，這也驗(yàn)證了2D軸對(duì)稱模型在計(jì)算小尺寸圓管對(duì)接接頭焊接殘余應(yīng)力時(shí)，具有較高的精度。對(duì)于小尺寸的圓管，在不考慮始終端應(yīng)力分布[17]時(shí)，可以用2D軸對(duì)稱模型代替3D模型計(jì)算環(huán)焊縫穩(wěn)定區(qū)殘余應(yīng)力，進(jìn)而大幅節(jié)省計(jì)算時(shí)間。在本研究中，Case A的計(jì)算時(shí)間為289 min，而Case B的計(jì)算時(shí)間僅為0.75 min。

3.3圓管尺寸效應(yīng)對(duì)2D軸對(duì)稱模型的殘余應(yīng)力計(jì)算精度影響

為了比較不同尺寸模型的殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，本工作選取了3D模型180°截面上的橫向與縱向殘余應(yīng)力分布與對(duì)應(yīng)的2D軸對(duì)稱模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較(圖8)。可以看到，所有案例的焊縫及近焊縫區(qū)均呈現(xiàn)較高的拉應(yīng)力，局部區(qū)域的應(yīng)力峰值遠(yuǎn)高于母材的常溫屈服強(qiáng)度(220 MPa)，這是由于焊接時(shí)沿焊縫方向(周向)的拘束較大導(dǎo)致的。另外，在力學(xué)模型中，采用各向同性硬化準(zhǔn)則考慮了材料的加工硬化效應(yīng)，因而縱向殘余應(yīng)力的峰值會(huì)遠(yuǎn)高于材料的屈服極限。在圖8中，隨著模型尺寸(壁厚和內(nèi)徑)的增加，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)的位置從圓管內(nèi)表面逐漸過渡到靠近外表面的區(qū)域，而最大壓應(yīng)力始終出現(xiàn)在焊縫兩側(cè)靠近內(nèi)表面的區(qū)域。對(duì)于小尺寸圓管模型(Case A與Case B)而言，2D軸對(duì)稱模型與3D模型計(jì)算的峰值拉應(yīng)力相對(duì)偏差僅為1.9%；對(duì)中尺寸圓管模型(Case C與Case D)而言，兩者之間的偏差為2.1%；而對(duì)大尺寸圓管模型(Case E與Case F)而言，它們的相對(duì)偏差更大一些，但是也沒有超過6.0%。總體上來看，2種計(jì)算方法得到的周向殘余應(yīng)力分布非常相似，且峰值應(yīng)力的差別也較小。

圖8

圖83D模型180°截面和2D軸對(duì)稱模型的周向殘余應(yīng)力分布對(duì)比

Fig.8Comparison of hoop residual stress distribution in 3D model 180° section and 2D axisymmetric model

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圖9為Case A~F的軸向殘余應(yīng)力分布云圖。根據(jù)Dong[27]的研究，環(huán)焊縫在厚度方向上軸向殘余應(yīng)力可以分為彎曲型(bending-type)和自平衡型(self-equilibrating-type) 2種類型。在本研究中，小尺寸圓管(Case A與Case B)的軸向殘余應(yīng)力沿厚度方向的分布符合彎曲類型，即沿厚度呈現(xiàn)拉應(yīng)力-壓應(yīng)力的分布形式，且外表面為壓應(yīng)力，內(nèi)表面為拉應(yīng)力。中尺寸圓管(Case C與Case D)和大尺寸圓管(Case E與Case F)為自平衡類型，即在厚度方向上呈現(xiàn)拉應(yīng)力-壓應(yīng)力-拉應(yīng)力的分布形式。比較Case E與Case F可知，靠近外表面的應(yīng)力分布基本吻合，但是靠近內(nèi)表面的焊縫及近焊縫區(qū)域，2種模型計(jì)算的軸向殘余應(yīng)力值存在較大偏差，這是由于焊接時(shí)軸向拘束較小，軸向應(yīng)力對(duì)拘束變化更為敏感，而2D軸對(duì)稱模型不能很好地反映焊接熔池在移動(dòng)過程中的局部拘束。而且隨著模型尺寸和焊道數(shù)目的增加，一方面2D軸對(duì)稱模型與3D模型在焊接熔池附近局部拘束度的差異變大，另一方面，靠近圓管內(nèi)壁的區(qū)域在經(jīng)歷多次熱循環(huán)后，2種模型計(jì)算軸向殘余應(yīng)力的偏差會(huì)逐漸積累。對(duì)于大尺寸圓管模型，靠近圓管內(nèi)壁1/5厚度的區(qū)域，3D模型計(jì)算的峰值壓應(yīng)力為-279 MPa，而2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的應(yīng)力峰值僅為-121 MPa，顯然2種模型在該區(qū)域計(jì)算的軸向殘余應(yīng)力值存在較大偏差。

圖9

圖93D模型180°截面和2D軸對(duì)稱模型的軸向殘余應(yīng)力分布對(duì)比

Fig.9Comparison of axial residual stress distribution in 3D model 180° section and 2D axisymmetric model

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圖10a為焊縫中心線上(沿厚度方向)的周向殘余應(yīng)力分布，可以看到Case A與Case B，Case C與Case D計(jì)算結(jié)果基本一致，而Case E與Case F靠近內(nèi)表面的區(qū)域，2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的壓應(yīng)力區(qū)域略窄一些。總體上來看，2D軸對(duì)稱模型與3D模型計(jì)算的周向殘余應(yīng)力吻合較好。圖10b為焊縫中心線上的軸向殘余應(yīng)力分布。比較Case E與Case F可以看到，在靠近內(nèi)表面的區(qū)域，軸向應(yīng)力呈壓應(yīng)力，但是2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的軸向應(yīng)力峰值明顯偏小。可見，軸向應(yīng)力對(duì)拘束變化更敏感，用2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的軸向應(yīng)力偏差較大。

圖10

圖10周向和軸向殘余應(yīng)力沿焊縫中心線的分布對(duì)比

Fig.10Hoop (a) and axial (b) residual stress distributions along the weld centerline (x—distance from inside surface)

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4結(jié)論

(1) 整體上看，2D軸對(duì)稱模型計(jì)算的熱循環(huán)曲線與3D模型計(jì)算結(jié)果比較吻合，且尺寸因素對(duì)2D軸對(duì)稱模型計(jì)算溫度場(chǎng)精度影響較小，驗(yàn)證了2D軸對(duì)稱模型計(jì)算溫度場(chǎng)的有效性。

(2) 對(duì)于小尺寸圓管，2D軸對(duì)稱模型與3D模型計(jì)算的殘余應(yīng)力結(jié)果趨勢(shì)一致，且與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了2D軸對(duì)稱模型計(jì)算殘余應(yīng)力的有效性。

(3) 改變模型尺寸時(shí)，2D軸對(duì)稱模型與3D模型計(jì)算結(jié)果整體吻合較好，但在靠近內(nèi)表面的焊縫及近焊縫區(qū)域，焊接殘余應(yīng)力的幅值和拉壓應(yīng)力區(qū)域的大小存在一定差別，且差別隨圓管尺寸的增加而增大。

(4) 從提高計(jì)算效率以滿足工程應(yīng)用需求角度出發(fā)，對(duì)于小尺寸圓管，在不考慮始終端應(yīng)力問題時(shí)，可以用2D軸對(duì)稱模型代替3D模型計(jì)算環(huán)焊縫穩(wěn)定區(qū)殘余應(yīng)力，從而節(jié)省大量計(jì)算時(shí)間；而對(duì)于大尺寸圓管焊件而言，也可以用2D軸對(duì)稱模型快速地獲得多層多道焊殘余應(yīng)力分布，但是要注意靠近圓管內(nèi)壁1/5厚度的區(qū)域附近的應(yīng)力值有一定精度損失。

來源--金屬學(xué)報(bào)