管板接頭殘余應力的數值模擬計算及測試

殷 翔, 馬成燕, 周 凱, 王新民, 王 毅, 王曉軍

(1. 甘肅建投蘭州新區建設管理有限公司, 甘肅 蘭州 730087; 2. 蘭州理工大學 材料科學與工程學院, 甘肅 蘭州 730050)

在換熱器結構中,各構件之間的連接處容易出現失效狀況,其中換熱管與管板連接處的失效是最多的[1].管板和換熱管束的接頭數目龐大,如何保證管板接頭的連接質量和密封質量成為換熱器設計、制造的關鍵質量控制點.按照換熱器的不同應用狀況,換熱管與管板之間連接的接頭形式可分為焊接、脹接和脹焊并用.不同接頭形式有不同的失效形式,由焊接殘余應力引起的接頭失效占失效總數的80%左右[2],因此探索接頭處的失效原因、預測接頭上可能產生裂紋的部位、從設計制造等方面采取措施控制接頭發生應力腐蝕開裂是目前大多數學者研究的重點,也是進行實際工藝設計、設備制造時重點考慮的因素.

接頭殘余應力不僅可以通過有限元數值模擬的方法進行計算,還可以進行實驗測量.有限元工程分析軟件ABAQUS[3]具有豐富的單元庫和材料模型庫,能夠駕馭極為復雜龐大的問題,可精確模擬實際工程中存在的多種接觸和連接問題.使用其前處理模塊CAE和隱性求解器Standard,經過Fortran語言二次開發熱源子程序DFLUX,采用順序耦合傳熱分析(即應力應變場取決于溫度場,計算時將已經得到的溫度場作為初始條件帶入熱應力分析)的方法[4-6],可進行換熱器管子與管板的焊接接頭溫度場和應力場數值模擬,獲得管板焊接接頭徑向和環向殘余應力的計算值.劉晨璐[7]、盛青志[8]等用ABAQUS數值模擬計算了換熱器管子和管板接頭的殘余應力.

宏觀殘余應力的測試方式很多,包括破壞性應力釋放測試和無損檢測.其中,無損檢測是利用應力敏感性的超聲、磁性、中子衍射等方法測得應力值.X射線衍射法[9]不但能區分和測出3種不同的應力,還具有快速、準確和能測量小區域應力的優點,近年來得到迅速發展.本文將ABAQUS數值模擬計算與X射線衍射無損檢測法相結合,對換熱管與管板焊接接頭的可靠性和安全性進行模擬計算.

1 有限元模型

1.1 幾何模型

換熱器管板材料為Q345R,換熱管材料為20G.考慮到對稱性以及簡化計算時間等因素,建立如圖1所示的管板接頭三維模型,模型中的單位釆用國際單位制.管板尺寸:長130 mm,寬120 mm,厚28mm(圖1中標出的數字順序為焊接順序).換熱管尺寸Φ25 mm×2.5 mm,長度90 mm.模型含有8個管板接頭,接頭形式均為伸出角接頭,如圖2所示,換熱管的最大伸出長度為δ=(4.5±0.5) mm,換熱板管孔處開α= 45°的坡口.

圖1 管板接頭的三維模型

圖2 伸出型管板角接頭

1.2 材料參數

焊接溫度場的傳熱屬于非線性瞬態熱場,材料的熱力學性能與溫度相關.Q345R的材料性能見表1.常溫屈服強度為345 MPa,抗拉強度為475 MPa,密度為7 850 kg/m3.假設焊件初始溫度為20 ℃.

表1 Q345R鋼的材料性質

1.3 網格劃分

根據接頭上不同區域在焊接過程中不同的溫度變化,將管板接頭劃分為3個區域:焊縫區、熱影響區以及母材區.焊縫及熱影響區處的單元尺寸設置為2.5mm,距離焊縫處較遠的母材區單元尺寸設置為4 mm.溫度場和應力應變場的計算全部采用8節點線性六面體單元.在劃分方法的選擇上,換熱管采用結構化網格劃分法,焊縫采用了掃掠劃分法,熱源移動的方向通過定義掃掠方向來實現,而熱影響區及母材區則采用Bottom-up法進行網格劃分.Bottom-up法可進行復雜結構的網格劃分,還可以取得疏密網格之間的良好過渡.網格劃分有限元模型如圖3所示.

圖3 模型的網格劃分

1.4 熱源及工藝參數

假定熱量均勻施加在焊縫單元上,采用移動雙橢球體熱源模型作為內部熱源.焊接電流155 A,電壓24 V,焊接速度1 mm/s,計算熱源模型的單位長度熱輸入為3.72 kJ/mm.坡口角度45°.本模型中有8個環焊縫,按照圖1中的數字順序進行焊接,使用Fortran語言二次開發熱源子程序定義8條環焊縫及其焊接順序,利用ABAQUS軟件加載模塊下用戶自定義項來實現移動熱源的加載.

2 結果與討論

2.1 等效殘余應力

圖4a為管板接頭在xz截面(分別為接頭6、7、8)上的等效殘余應力,焊接縫隙和母材板子的連接處觀察到了等效應力的最大值327 MPa,這接近母材的屈服強度,而管子開口處的等效應力值稍小,約為190～272 MPa.由于模型設置了8條焊縫,使得已焊焊縫的應力狀態受到了隨后焊道的再次加熱影響,這是圖4a左上方焊道上應力分布不均勻的原因,它使得已經凝固的區域再次溫度升高,最終冷卻后形成圖示的殘余應力分布.

圖4 殘余應力云圖

2.2 徑向和環向殘余應力

由于焊接時拘束力的產生,焊件內應力比自由狀態下要大,而且焊后冷卻時焊縫會沿著徑向和軸向收縮,同時產生徑向與環向的應力.圖4b為管板接頭在xy截面上的徑向應力分布云圖,其最大值403 MPa位于焊縫根部與管板的交界處、相鄰角焊縫之間的熱影響區、管板的表面,這主要影響管板表面裂紋的產生.換熱管與管板之間縫隙處的徑向應力值在30 MPa左右,對應力腐蝕開裂幾乎沒有影響.

圖4c為管板接頭在xy截面上沿圓周方向的環向應力.環向應力的最大值360 MPa位于焊縫焊趾、管子與管板之間的縫隙附近.由于焊縫焊趾與介質直接接觸,因此是造成應力腐蝕開裂、導致換熱管與管板的連接失效主要原因.

圖4d為管板接頭在xy截面上沿圓周方向的軸向應力,最大值為14 MPa,小于母材的屈服強度.

由上述分析可知,換熱管與管板連接的焊縫焊趾有明顯的環向殘余應力集中,且由于管子與管板的間隙與介質直接接觸,是造成應力腐蝕開裂的主導因素.管板接頭是多焊縫的焊接,對于文中8條焊縫的接頭,所有已完成焊接的焊縫在下一個焊縫的焊接加熱過程中相當于經受了熱處理,因此其應力值大幅下降,已焊管的焊接殘余應力小于相鄰后焊接頭,這一點對于應力腐蝕開裂敏感性的降低非常有利.

2.3 X射線衍射法測管板殘余應力

通過先焊后脹的方法制造與數值模擬相同幾何模型和焊接參數下的管板接頭,焊接方法為自動鎢極氬弧焊兩道焊,脹接方法為機械滾脹.管板材料選擇Q345R,換熱管材料20G鋼,焊條采用ER50-6.使用X射線衍射應力測定法分別對焊接后、焊接+脹接后的接頭進行環向殘余應力測試,以Q345R和20G鋼基體鐵素體相的應力代表構件承受的殘余應力[10-11],用Cr Kα輻射作光源(λKα=0.229 1 nm),取鐵素體{211}面測定,應力常數K=-297.23 MPa/(°),測試得到的結果如圖5所示.

圖5 被測點環向殘余應力值

從圖5看出,接頭在焊接后的環向殘余應力較大,且為拉應力.脹接后接頭的整體應力下降,同時在前后端接頭的測量點還出現了壓應力區,最大值為-48 MPa.觀察發現,管板接頭上前后端、左右端不同方位的應力分布差別很大,最大值出現在焊接后管板焊縫熱影響區的2個點6、7,達到了400 MPa,大于Q345R和20G鋼的屈服強度.接頭左側2個點1、2的殘余應力值也高于后端測量點的應力值.脹接后也出現了類似的分布情況.引起焊接結構產生殘余應力的主要原因[12]有:焊前組裝時被焊部件不匹配、施焊期間局部出現高梯度的熱變形以及噴丸或機械矯形等作用造成的局部塑性變形.分析認為圖5中的應力分布情況是這三者的綜合作用.

制造過程中采取先焊后脹的方法不但減小了換熱管與管板的間隙,還使焊后殘余應力值下降,甚至從拉應力轉變為壓應力,降低了管子與管板之間發生應力腐蝕的可能性.

2.4 模擬結果與實測結果的比較

將有限元法模擬出的熱影響區環向殘余應力值與通過X射線衍射法測得的熱影響區環向殘余應力值作對比,如圖6所示.

圖6 環向應力實測值和計算值的對比

觀察圖6中每個點的值,發現接頭整體的左、右端預測值和實測值均高于上下端.通過有限元分析法預測的結果與實測值變化趨勢一致,因此所建立的有限元模型可以用于管板接頭焊縫的殘余應力分析.但是,接頭有限元分析法預測值整體大于實測值,這是由模型的簡化原因造成的:

1) 為了簡化模型,數值模擬中采用單道焊,即移動熱源只在環焊縫上加載一次,而實際過程中采用的是兩道焊,前者的整體熱輸入大于后者,易產生較大應力;

2) 焊接過程是一個瞬時加熱冷卻的過程,在加熱的同時已焊過的區域已開始冷卻,而在模擬過程中做了簡化設置,在經過8個加熱分析步后(即移動熱源的加載),最后完成整個模型的冷卻.

3 結論

1) 模擬計算了小型管板接頭的殘余應力場,發現最大徑向殘余應力出現在相鄰角焊縫間的熱影響區;環向殘余應力最大值在焊縫根部,而焊縫根部焊趾與介質直接接觸,易造成換熱管與管板連接處的開裂.

2) 通過X射線衍射法測量管板接頭焊后、先焊后脹的熱影響區環向殘余應力值,發現焊后殘余應力值較大,且為拉應力.隨后的脹接使整個接頭的應力值下降,且前后端部分測量點出現壓應力.制造過程中采取先焊后脹的方法不但減小換熱管與管板的間隙,還使焊后殘余應力值下降,甚至從拉應力轉變為壓應力,降低管子與管板之間發生應力腐蝕的可能性.對比有限元分析法的預測值與X射線衍射法的實測值,二者變化趨勢一致.