Inconel 625鎳基合金管道焊接殘余應力的數值模擬

姬麗森，凌澤民，何 建

(重慶大學材料科學與工程學院， 重慶 400044)

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Inconel 625鎳基合金管道焊接殘余應力的數值模擬

姬麗森，凌澤民，何 建

(重慶大學材料科學與工程學院， 重慶 400044)

摘要：以Inconel 625鎳基合金管道的焊接接頭為研究對象，建立了熱-力學耦合的三維有限元模型，采用ANSYS軟件對該合金管道環焊縫對稱焊的殘余應力進行了數值模擬，分析了管道外表面軸向和環向殘余應力分布，并進行了試驗驗證；此外，還分析了預熱溫度對管道殘余應力的影響。結果表明：該合金管道焊后外表面軸向與環向殘余應力的模擬結果與試驗結果在數值和分布趨勢上均比較吻合，證明了模型的準確性；在焊縫及近焊縫區的管道外表面形成了軸向壓應力和環向拉應力，隨著距焊縫中心距離的增加，軸向壓應力逐漸變為拉應力，而環向拉應力逐漸轉變為壓應力，并最終趨向于0；隨著預熱溫度的升高，管道外表面軸向和環向殘余應力均降低。

關鍵詞：Inconel 625鎳基合金；管道；預熱；殘余應力；數值模擬

0引言

Inconel 625鎳基合金具有較高的強度和塑性，優異的疲勞和熱疲勞強度、氧化抗力、耐腐蝕性能,優良的焊接性，廣泛應用于航空航天、船舶、核能和石油化工等領域[1-3]。該合金制造的管道在應用時需要進行焊接，而焊接是一個局部不均勻加熱和冷卻的過程，易在焊接接頭處產生殘余應力，影響到管道的強度、剛度和承載能力，并誘發應力腐蝕[3]。因此，焊接殘余應力受到了人們的廣泛關注。

有限元模擬是伴隨著計算機技術和數值分析方法發展而發展起來的結構分析方法，被廣泛地應用于焊接熱傳導分析、應力和變形分析、焊接結構斷裂分析等方面。通過有限元軟件可對焊接殘余應力進行精確模擬,從而優化焊接結構設計以及工藝參數，相比試驗方法，節約了大量的時間和人力物力。國內外學者對鎳基合金焊接殘余應力的有限元模擬已開展了一些研究，Yegaie等[4]采用有限元方法研究了Monel 400板塊散熱鎢極惰性氣體保護焊(GTAW)焊接溫度場與殘余應力分布；Purmohamad等[5]利用ANSYS有限元軟件研究了GTAW焊接Incoloy 800H管道對接環焊縫殘余應力的分布；肖新華等[6]利用數值模擬方法預測了鎢極惰性氣體保護焊方法打底焊接大口徑Inconel 718鎳鉻合金管道的焊接溫度場和殘余應力的分布。但對Inconel 625鎳基合金管道的焊接殘余應力的研究報道相對較少。為此，作者采用ANSYS軟件對Inconel 625鎳基合金管道焊接過程進行了有限元建模，模擬了管道環焊縫外表面軸向和環向殘余應力的分布，并進行了試驗驗證。

1試驗方法

對外徑150 mm、壁厚7 mm、長300 mm 的Inconel 625鎳基合金管道分兩層進行環焊縫焊接。第一層采用鎢極氬弧焊焊接，以ERNCrMo-3焊絲作為填充材料；第二層采用手工電弧焊焊接，填充材料為ENCrMo-3焊絲。管道的環縫對接焊如圖1所示，焊接工藝參數如表1所示。采取對稱焊的方法，焊接方向用時鐘位置表示為6→3→12，6→9→12,預熱溫度為20 ℃。

圖1　Inconel 625合金管道環焊縫焊接示意Fig.1　Schematic for the girth welding of Inconel 625 alloy tube

表1　焊接工藝參數Tab.1　Welding process parameters

采用X-350AL型X射線應力測定儀測試Inconel 625鎳基合金管道外表面軸向和環向的主應力(即殘余應力)，采用鉻靶，Kα射線，選(211)面作為衍射晶面，入射角ψ0分別為0°和35°，衍射角2θ為151°～162°。殘余應力測試點位于管道外表面軸線上(穿過圖1中9點位置)，距焊縫中心線的距離分別為0,7，17，27 mm，每個點處測6次，去掉最大值和最小值取平均值作為該點處的殘余應力。測試前先對管道外表面測試點處進行打磨，去除表面的氧化皮和油污等，再用NaCl飽和溶液進行電解拋光。

2焊接過程的有限元模型

2.1　三維有限元模型

采用有限元法對管道環焊縫焊接過程進行分析。為準確模擬焊接的溫度場和應力場，采用三維實體模型進行計算，并對其進行網格劃分。從焊縫中心到遠離焊縫邊緣采取由緊密到稀疏的網格過渡方式劃分網格，這樣既可以節省計算時間，又可以提高計算精度。單元類型采用8節點的六面體單元，模型的網格劃分如圖2所示，模型節點數為29 100，單元數為21 900。

圖2　管道環焊縫焊接有限元模型Fig.2　Finite element model for the girth welding of the tube

2.2　溫度場計算模型

在計算中采用基于生死單元的焊接熱源加載模型，通過施加生熱率載荷模擬熱源的移動以及焊縫的形成。將全部焊接熱Q均勻分布在焊縫上[7]，假定在計算前所有焊縫單元不是激活的，即開始計算前將焊縫中所有單元“殺死”，相當于焊前管道的組合裝配狀態，在計算過程中按照焊接順序將被“殺死”的單元“激活”，以此來模擬焊縫金屬的填充過程；同時，給激活的單元施加生熱率(HGEN)，熱載荷的作用時間等于實際焊接時間。每一步計算完成后，刪除該步的生熱率，重新進行下一步的加載運算[8]。生熱率的計算公式為：

(1)

(2)

式中：HGEN為每個載荷步施加的生熱率；Q為熱源熱量；U為焊接電壓；I為焊接電流；η為電弧熱效率，取0.75；Aweld為焊縫的橫截面積；v為焊接速度；dt為每個載荷步的時間步長。

隨著焊接過程的逐步進行，熱源也隨之在被焊工件上方不斷地向前移動，熱源的移動及數學模型通過ANSYS的APDL語言定義循環來實現。

計算過程中假定母材與焊縫金屬的熱物理性能參數相同，不同溫度下導熱系數λ[1]、比熱容c[1]和熱交換系數αc[9]如圖3所示。

圖3　Inconel 625合金的熱物理性能Fig.3　Thermophysical characteristic of Inconel 625 alloy

2.3　力學模型

采用ANSYS有限元軟件進行應力計算時，對溫度場和應力場采用間接耦合方式，在溫度場計算結束后將模型的傳熱單元改為結構單元，將瞬態溫度場(熱載荷)按單元節點一一對應施加于應力場計算過程中，從而實現應力場與溫度場的耦合[10]。計算時設定材料模式為熱彈塑性，符合Von Mises屈服準則，塑性區遵從流變法則，且各向同性硬化。Inconel 625合金在各個溫度下的彈性模量E、剪切模量G、線膨脹系數ɑ、屈服強度σs、泊松比ν等力學性能[1]如圖4所示。

圖4　Inconel 625合金的力學性能Fig.4　Mechanical properties of Inconel 625 alloy

3模擬結果與分析

3.1　溫度場

圖5為預熱溫度為20 ℃、按6→9→12方向焊接時，9點位置處焊縫中心上一個采樣點的溫度隨時間變化的曲線。由圖5可知，該采樣點共經過兩次升降溫過程，焊接第一層時，受到加熱作用其峰值溫度達到1 642 ℃，超過了Inconel 625合金的熔點，可見該采樣點在第一道焊縫內；第二層焊在管外壁進行，熱源未直接作用于該采樣點，因此峰值溫度在700 ℃左右。這反映了多層焊熱循環的特點。

圖5　20 ℃預熱溫度下焊縫中心線上采樣點處的焊接熱循環曲線Fig.5　Welding thermal cycle curve of the sampling point at theweld center line with preheating temperature of 20 ℃

3.2　應力場

因管道上6點和12點處經歷了兩次加熱過程，殘余應力分布異常[11]，而且對稱焊接方式使6→3→12和6→9→12兩個半周管道殘余應力分布趨勢相同，因此選取9點附近區域進行了軸向和環向殘余應力的測試與模擬。圖6為不同預熱溫度下管道焊后殘余應力的分布，預熱溫度分別為20,150,300 ℃，試驗值是在室溫下測得的殘余應力。

圖6　管道外表面軸向和環向殘余應力模擬與試驗結果Fig.6　Axial (a) and hoop (b) residual stress distributions by simulation and experiment on outer surface of tube

由圖6可見，模擬管道外表面軸向和環向殘余應力的分布趨勢與試驗值較一致；軸向殘余應力在焊縫及近縫區表現為壓應力，模擬和試驗得到的軸向最大壓應力分別為492 MPa和480 MPa，隨著距焊縫距離增加，壓應力逐漸減小，并轉變為數值很小的拉應力，最終應力趨于0；環向殘余應力在焊縫及近縫區為拉應力，模擬和試驗得到的環向最大拉應力分別為280 MPa和290 MPa，隨著距焊縫距離增加，拉應力快速轉變為壓應力，模擬和試驗得到的環向最大壓應力分別為316 MPa和297 MPa，隨后壓應力逐漸減小至0。這是由焊接時管道受到的局部非均勻加熱和冷卻所導致的。隨著焊接過程的進行，焊接熱源沿環焊縫焊接線移動，焊縫金屬熔化后依次凝固，造成管道內部約束的變化；焊后環焊縫沿徑向進行環向收縮，在焊縫與近縫區形成向內凹的收縮變形，從而在管道軸線方向引起彎曲應力。因此，管道焊接后在焊縫及近焊縫區的外表面形成軸向壓應力和環向拉應力，隨著遠離焊縫，軸向壓應力逐漸變為拉應力，而環向拉應力逐漸轉變為壓應力，并且隨著距焊縫中心距離的增加軸向和環向殘余應力趨于0。

管道焊后外表面軸向與環向殘余應力的模擬結果與試驗結果在數值和分布趨勢上均比較吻合，說明建立的有限元模型可以比較精確地模擬管道對接焊后外表面的軸向與環向殘余應力。由圖6還可發現，在不同預熱溫度下，管道軸向與環向殘余應力的分布趨勢基本一致；隨預熱溫度升高，軸向殘余應力和環向殘余應力的最大拉、壓應力均逐漸降低，預熱溫度為20,150,300 ℃的軸向最大壓應力分別為492，450，337 MPa;環向最大拉、壓應力分別由20 ℃的280，316 MPa 依次降低到150 ℃下的254，290 MPa和300 ℃下的223，170 MPa，最大壓應力降低幅度較最大拉應力的更明顯。焊前對管道進行整體預熱，使焊接過程中焊縫區與遠離焊縫區的溫差減小，可有效降低熱應力。

4結論

(1) 建立了Inconel 625鎳基合金管道環焊縫對稱焊的三維實體模型，模擬得到焊后管道外表面軸向與環向殘余應力分布，模擬結果與試驗結果在數值和分布趨勢上均比較吻合，模型較準確。

(2) 焊縫及近焊縫區的管道外表面軸向殘余應力為壓應力，環向殘余應力為拉應力；隨著距焊縫中心距離的增加軸向壓應力逐漸轉為拉應力,環向拉應力轉為壓應力，并且最終趨于0。

(3) 隨著預熱溫度的升高，Inconel 625鎳基合金管道外表面的軸向和環向殘余應力降低。

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Numerical Simulation of Welding Residual Stress

in Inconel 625 Nickel-based Alloy Tube

JI Li-sen, LING Ze-min, HE Jian

(School of Material Science and Engineering, Chongqing University, Chongqing 400044, China)

Abstract:Based on the butt joint of Inconel 625 nickel-based alloy tube, the three-dimensional thermal and mechanical finite element model was established. The ANSYS software was used to simulate the residual stress of the nickel-based alloy tube after girth welded by the symmetry welding method, and the simulated distribution of axial and hoop residual stress on outer surface of the tube were analyzed and verified by experiment. In addition, the effect of the preheating temperatures on the residual stresses was investigated. The results show that the axial and hoop residual stress distribution on outer surface of the tube obtained by simulation coincided well with the experimental results, indicating the accuracy of the simulation model. The axial residual compressive stresses and hoop residual tensile stresses formed on outer surface of the weld and near weld zone. With the increase of the distance from the weld center line, the axial compressive stress gradually turned to tensile stress and hoop tensile stress to compressive stress, and then tended to zero. The axial and hoop residual stresses both decreased with the increase of the preheating temperature.

Key words:Inconel 625 nickel-based alloy; tube; preheating; residual stress; numerical simulation

中圖分類號：TG404

文獻標志碼：A

文章編號：1000-3738(2015)12-0067-04