焊接殘余應(yīng)力對氫擴散影響的有限元模擬

1、金屬多圾11期蔣文春等：焊接殘余應(yīng)力對氫擴散彩響的有限元模擬1223應(yīng)力對氫擴散滋響的數(shù)值模擬，國內(nèi)外尚無相關(guān)報道. 木文利用有限元軟件A13AQUSW,結(jié)合工程實際， 模擬濕硫化氫電化學(xué)腐蝕反應(yīng)所產(chǎn)生的氯在焊接接頭處 的擴散和黃集，得到了焊態(tài)下氫擴散和聚集的分右規(guī)律； 芥對弾后熱處理對降低殘余應(yīng)力效應(yīng)進行了數(shù)値模擬，研 究了熱處再對©擴散的影響，得到了熱處理狀態(tài)下焊接接 頭氫擴散和聚集的規(guī)律.并與無應(yīng)力狀態(tài)下氯擴散進行了 對比，得到了焊接殘余應(yīng)力對氫擴散的的響規(guī)律，為迸- 步卑握應(yīng)力條件下環(huán)龍氫開裂的判據(jù)打下了基礎(chǔ).1焊接殘余應(yīng)力誘導(dǎo)氫擴散基本理論很堀傳質(zhì)理論，在非均勻介質(zhì)中，由化

2、學(xué)位梯度引起 的氫擴散的本構(gòu)方程為心-妙燎+嗨(W*)+爲(wèi)謝 當(dāng)存在溫度梯度時，得到"-卯(矍+唸)其中應(yīng)力梯度系數(shù)的表達式如下：以上各式中，J表示擴散通雖，g/(cm2-$); D表示氫的 擴散系數(shù)，cm2/s; 0表示濃度，10一6；$表示溶恥度， 10一6;札是溫度梯度下的“ Soret效應(yīng)"系數(shù)；0是溫 度，文中取為25 C； A是絕對零度(-273 C);爲(wèi)是等 效應(yīng)力梯度系數(shù)，N/m1/2； R為氣體浙數(shù)，一般取8.3 J/(molK；也表示氫在鋼中的偏摩爾體積，Mirth建 議取訕=2.0 cm3/moll18L2有限元模型2.1幾何模型以容機為400 in3

3、、壁厚為30 mm的lGMnR鋼 LPG球罐為例，該球爲(wèi)的操作壓力為1.57 MPa,工作溫 度為壞境溫度.焊接接頭采用對稱“ X型”坡口，以焊縫 為中心，選取長為200 rnm,寬為壁厚的例面作為研究對 象(如圖1).由于硏究對象的中心對稱性，在建模時僅選 取1/4的剖面，建H二維軸對稱右眼元模甲.2.2有限元分析思路利用軟件ABAQUS,開發(fā)了一個存在焊接殘余應(yīng)力 下氫擴散的順次耦合計算程序'首先計算焊接溫度場，然后 進行焊接殘余應(yīng)力的耦仔計算，再將殘余應(yīng)力場作為氫擴 散的預(yù)定義場來進行應(yīng)另誘導(dǎo)氫擴散的順次耦合計算為 研究熱處理的影響，再進行焊后熱處瑾的數(shù)值模擬，然后 進行熱處理狀

4、態(tài)下殘余應(yīng)力誘導(dǎo)氫擴散的計算.并與沒育 應(yīng)力場下的氫擴散進行比較，計算過程如圖2所示.2.3有限元網(wǎng)格劃分在焊縫及熱影響區(qū)，殘余應(yīng)力比較大，對氫的擴散較 為顯著，所以網(wǎng)格劃分較為密集；而在遠離焊縫的區(qū)域， 網(wǎng)格較為較疏.圖3給岀了網(wǎng)格劃分模式，共有286個 節(jié)點，250個單元(笙元類世為軸對稱笙元)，溫度場計舜 采用DCAX4單元，焊接殘余應(yīng)力場采用CAX4單元， 氫擴敬采用DCAX4單元.溫度場、應(yīng)力場以及氫擴撤 的計算均采用相同的節(jié)點和單元.24材料參數(shù)圖：L X電?？诤附咏宇^示點圖Fig.l Sketch of welded joint w讓h X-typeEl 3 1/4區(qū)網(wǎng)格燈分Fi

5、g»3 Meshing of mode) for one quarter <>f the welding joint假設(shè)焊材與母材的材料框同，其熱力學(xué)性能與溫度相 關(guān)，并口假定虛700-1200 £時物理性能保持不變，其 浬論依據(jù)見文獻19,計算焊接溫度場和殘余應(yīng)力場所需 的物珥性能和力學(xué)性能參數(shù)如圖4所示20),圖中j為 比熱容(102 J/ (-C -kg), K 是熱導(dǎo)率(10 w/(m 6 a 是熱膨脹系數(shù)(10-5 :C 7),卩是Poisson比，CTS是，用 服強度(102 MPa), E是彈性模雖(102 GPa).另外密度 為7850 kg/i

6、n奮計算應(yīng)力梯度下的氫擴散時，擴散系 數(shù)取4.77x10-7 cm?" I21).由于難以瀏得緘在材料中的圖2殘余應(yīng)力卜空擴敝計算順7?Fig.2 Calculating seqence of hydrogen diffusion under residual stress圖4 16MnR鋼熱物理件能參數(shù)Fig.4 Dependences of properties on temperature for the steel 16MnR (Cj>: specifil henl,代：thermal conductivity, c yield strength. E: clastic

7、 modulus, a: coefficient of expansion, “： Poi$ $on ratio)溶解度,按HirtbMl給出的溶解岌公式計算，其值為 0.4x10-6.應(yīng)力悌度系數(shù)根據(jù)公式計算，芹值為 2.4xlO"6/N-m1/2.$匸 EdQuog2.5焊接工藝及熱處理參數(shù)表1給出了用丁焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬計算的焊接 工藝參數(shù)，焊接熱效率常數(shù)取0.75,基體的預(yù)熱溫度為 200 -C.圖5給出了用于焊.后熱處理消除殘余應(yīng)力數(shù)值模 擬計算的工藝曲線.2.6邊界條件和初始條件在焊樓溫度場中，模型外表面為對流和輻射邊界條表1那接T.藝穢數(shù)ThL>仏 1 Weld

8、ing parameterWeldVoltageCurrentVelocitypassd Vh Av, mm/812212022221402.532311034241553.5t, min圖5球蹴整體焊后熱處理工藝曲線Fig.5 Heat treatment proc<'sHing after welding>$2SJOdE3JL件，對流系數(shù)取io W/(n?.K),輻射發(fā)射率取為0.85,初 始溫度取25 "C.在刀分析場中，淳縫中心為軸對稱邊界條件.在氫擴披分析中表征邊界條件的參數(shù)是氫活度 恥 =C/s.模型的上農(nóng)直與介質(zhì)接觸，并假定由千濕 H?S與堀腐蝕反應(yīng)

9、產(chǎn)生的原千氫濃度保持恒定，并設(shè)定 其值為100x10-氯活度為250,下表面氫活度為0. 2.7幾項假設(shè)(1) 在計算過程中忽略焊接接頭不同組織対魚擴散的 影響，認為氫在焊縫、母材以及熱響區(qū)的擴散系數(shù)及溶 解度桿同.(2) 忽略氣孔和夾雜等缺陷的常響，認為氫住各部位 的擴散系數(shù)是各向同姓的.(3) 濕H?S與16MnR.鋼發(fā)生電化學(xué)腐蝕產(chǎn)生的氫 原子作為環(huán)境氫的來源，假定其濃度為100x10-6.(4) 不考慮16MnR鋼在冶煉及焊接過程中殘留在金 屬或者焊縫內(nèi)的固有“內(nèi)氫”，只考慮濕H2S與鋼發(fā)生電 化學(xué)腐蝕產(chǎn)生的“外氫”.因此，文中焊接接頭中氫的濃度 指的是由“外氫”擴散進入金屈和焊縫的擴

10、散氯濃度.3焊接殘余應(yīng)力計算結(jié)果與分祈平行丁焊縫方向的力為縱向殘余應(yīng)九記為S33；垂 直干焊魅方向的力為橫向應(yīng)力，記為S】；沿看厚度方向 的力為旳向殘余應(yīng)力，記為S22在ABAQUS中，應(yīng)力 狀態(tài)下氮的擴散研究的是等效應(yīng)力對氫擴散的影響，本文 愎擬時采用等效Misess應(yīng)力來計算，因此去節(jié)同時給岀 了等效Iisess應(yīng)力分布.在下文分析焊接殘余應(yīng)力對蛍 擴散的影響時，需從殘余應(yīng)力的計算結(jié)果文件中讀取各節(jié) 點的等效應(yīng)力值，因此在設(shè)底殘余應(yīng)力的輸出參數(shù)時必須 注意，輸出參數(shù)必須選擇“ S1NV ”(表等效應(yīng)力)，否則 在進行氫擴散計算時將不能瀆岀各節(jié)點的應(yīng)力值.圖6給出了熱處理前16MnR鋼后焊接

11、接頭主應(yīng)力 以及等效應(yīng)力Misess的分布.為更好地觀察焊接殘余應(yīng) 力以及擴散氫的濃度分布，在焊接複頭中，分別取3條路 徑來觀察(如國6a所示).路徑1距離蛍介質(zhì)接觸面1-5 mni,路輕2距離©介質(zhì)接觸面4-5 nun：方向均為從左 向冇；賂徑3為焊縫中心線，從內(nèi)壁指向外壁.圖7給岀 路徑1, 2, 3在熱處理前后主應(yīng)力以及等效Misess應(yīng) 力的變化從凰6a, b可以看出，橫向殘余應(yīng)力SH在熱形響區(qū) 最大，焊態(tài)值為362 NIPa熱處理后降為2()0 MPa ；焊縫 區(qū)，S.】焊態(tài)值為290 MPa,熱處理后降為150 MPa ； 遠離熱影響區(qū).S“逐漸衰減轉(zhuǎn)變?yōu)檩^小的壓應(yīng)力.焊

12、縫 表層應(yīng)力大丁殍縫內(nèi)部應(yīng)力.從圖6c,d可以看岀，徑向殘余應(yīng)力S-22在焊縫根部 最大，焊態(tài)值為113 MPa,熱處理肓降為89 MPa ；任焊11期蔣文春等：焊接殘余應(yīng)力對氫擴散彩響的有限元模擬#圖6熱處理前后16MnR鋼焊按接頭(1/4區(qū))的焊接殘余應(yīng)力分布(Pa)Fig.6 Welding residual stress (RS. Pa) contours in one quarter of the welding joint for steel 16MnR (S“： RS perpendicular to weld line, S22： RS along thickness dire

13、ction, S33： RS parallel to weld line)(a) Sn before PWHT (b) Sn after PWIIT (c) S22 before PWHT (d) S22 ar PWIIT(e) S3” before PWHT (f) S33 after PWHT (g) Misess stress before PWIIT(h) Miscss stress after PWHT縫區(qū)，s22的值絞小，焊態(tài)值任40 MPa左右，熱處理 后在20 MPa左右；在熱響區(qū).S22表現(xiàn)為壓應(yīng)力， 焊態(tài)值為98 MPa,熱處理后為50 MPa.從圖6e, f可以看岀.縱向

14、殘余應(yīng)力S33在焊縫區(qū)最 大，焊態(tài)值為344 MPa,熱處理后降為210 MPa ；在熱 彩響區(qū)，S33表現(xiàn)為壓應(yīng)力，焊態(tài)值在180 MPa左右， 熱處理后為140 MPa ；遠離熱影響區(qū)，S33逐漸衰減. 焊縫表層應(yīng)力大于煒縫內(nèi)部應(yīng)力.從圖6g, h可以看出，等效Misess應(yīng)力在熱影響區(qū) 最大，焊態(tài)值為336 MPa,熱處理后降為194 MPa ；在 焊縫區(qū)，焊態(tài)值為250 MPa,熱處理后為150 MPa :遠 離熱影響區(qū)逐漸衰減.焊縫表層應(yīng)力大于內(nèi)部應(yīng)力.從圖了三條路徑主應(yīng)力和Misess應(yīng)力在熱處理前后 的變化可以看出，熱處理后.應(yīng)力值大為降低，應(yīng)力松弛 效果明顯，域大殘余應(yīng)力下降近

15、50%以上焊接殘余應(yīng)力 的分布規(guī)律與文獻22|是致的.4焊接殘余應(yīng)力下氫擴散的計算圖8給出了焊接殘余應(yīng)力作用以及無應(yīng)力下氯擴散 的分布圖.圖9分別給出了 3條路徑熱處理前后以及無 應(yīng)力狀態(tài)下擴散氫的濃度分布.圖8a顯示，焊態(tài)下由于應(yīng)力梯度作用，氫向高應(yīng)力 區(qū)富集.在區(qū)域A處，焊接殘余應(yīng)力繪大，擴散氮的濃度 較奇.嵌大值達214x10-6.熱影響區(qū)右側(cè)形成一個明顯 的氯濃度低谷，濃度為0.在應(yīng)力梯度下，此濃度低谷能夠 促逬氫的長程擴散，即能夠?qū)⑦h距離的氫誘導(dǎo)向高應(yīng)力區(qū) 擴散.低谷左右兩側(cè)形成兩個界面，在右側(cè)界面處，距離 焊縫較遠，殘余應(yīng)力較小，對皺擴敬的響不大，但是濃 度楞度相對絞大，促使氫向左

16、側(cè)擴散，但是擴散過來的皺 并不能在低谷處聚集.因為左側(cè)戡商處應(yīng)力梯度較大，誘 使氯向左側(cè)界面擴散，當(dāng)集到熱影響區(qū).熱處理狀態(tài)下 從圖8b可以看出，應(yīng)力發(fā)生松弛，應(yīng)力水平大為下降，對 氫擴散的彬響也隨之降低，呆高濃度降為135燈0一6從11期蔣文春等：焊接殘余應(yīng)力對氫擴散彩響的有限元模擬#11期蔣文春等：焊接殘余應(yīng)力對氫擴散彩響的有限元模擬1225尸O1"QY 巧” K-I MIL 7Q0»gcoi*c EHCONCJL37占-O.OOrKW2002one A：The hydro«en ccwwilte in the hifh stress arm圖8焊接殘余應(yīng)力下

17、擴散敎的分布(1。7)Fig.8 DifFusion hydrogen contours (106) under stress before (a) and after (b) stress relaxation, and with- ouc stress (c)圖7熱處理的后三條路徑的殘企應(yīng)力分布Fig.7 Distributions of weMing residual stress of the three paths(a) Path I (b) Path 2 (c) Path 3(d) Misess stress of the three path% (path No. see Fig

18、.6a)(C)CONC(I.OOfg Hi 7137U" *5 00c»«l3 33" 2 50e>l*J 67#*010 007圖9町以看出，路徑1, 2, 3的蛍濃度均比沒冇經(jīng)過熱處 理的濃度低，降低約40%.從圖8c可以看岀，在沒有應(yīng)力的情況下，由于濃度 梯度，衣從內(nèi)表面向外表面擴散，濃度分布均勻.圖9顯 示3種路徑級濃度分布曲線，圖9a, b顯示路徑1和2 各點蛍的濃度一樣.路徑3沿厚度方向，氫濃.龐分布呈線 性遞減的規(guī)律，如圖9c所示.從圖7和9可以看出，路徑1, 2, 3上氫的濃度分布 與應(yīng)力分布規(guī)律一致.即在高應(yīng)力區(qū)，纟(的濃度較髙，

19、這 預(yù)示著氫富集產(chǎn)生開裂；在遠離焊縫及熱龍響區(qū)的地方， 應(yīng)力和濃度逐漸衰減.熱處理后，擴散氯的濃度小于焊態(tài) 下的濃度40%.在沒有應(yīng)力的狀態(tài)下，窩濃度更低.從以上分析可以看出，由于焊接殘余應(yīng)力的存在，將 促使氫向焊縫及熱影響區(qū)富集，從而使得材料性能發(fā)生惡 化，發(fā)生與氫有關(guān)的開裂.對于用于貯存LPG的球罐, 由于介質(zhì)中含有的濕疏化氫與鋼發(fā)生電化學(xué)卿蝕反應(yīng)所 產(chǎn)生的氫，可在殘余焊接應(yīng)力的作用下向鋼材內(nèi)部擴散而 造成破壞.在實際應(yīng)用中，LPG球鑼山于未進行燼后熱 處理而引發(fā)環(huán)境氫開裂的例片很多，給正常生產(chǎn)和安全產(chǎn) 生了潛在的危險.所以，對于含氫環(huán)境下的壓力容器如儲 縮和管道，焊后應(yīng)該采用消除應(yīng)力處理

20、，降低焊接接頭處 的殘余應(yīng)力，以減少發(fā)生環(huán)境氫開裂的可能性.11期蔣文春等：焊接殘余應(yīng)力對氫擴散彩響的有限元模擬1227LLG0QCJIU8U8 U6&PAH10250f o -COUBJC8U8 UObOJpX 工I40-30-2010OLcogerQ)ouoo U66O-OAH25020015010060002468101214Distance, mm圖9焊接找余應(yīng)力T三條路涇包的濃度分布Fig9 Distributions of hydrogen concentration with or whhout welding residual stress field for path

21、 l(a? path 2 (b) and path 3 (c)5結(jié)論(1) 利刃有限元軟件AJBAQUS,開發(fā)了焊接殘余應(yīng) 力下氫擴散的耦合計算程序.對焊態(tài)、熱處理以及無應(yīng)力 三種狀態(tài)卜的蔻擴散結(jié)果進行了比較；結(jié)果衷明，焊接殘 余應(yīng)力是導(dǎo)致絨在焊接接頭聚集的卞要原因之一.(2) 念焊接殘余應(yīng)力梯度下，負向高應(yīng)力區(qū)富集.在 熱影響區(qū)附近，有一個毎濃度低谷，兩側(cè)形成濃度梯度與 應(yīng)力梯度，能夠誘導(dǎo)氯向高應(yīng)力區(qū)長程擴散；在焊縫及熱 滋響區(qū)，氫的濃度較高；在遠離焊縫及熱滋響區(qū)的地方， 氫的分布與無應(yīng)力狀態(tài)下的分布類似.(3) 在焊縫及熱戀響區(qū)，由干焊接殘余應(yīng)力的存在， 將促進氫的擴散和聚集，使材料性能惡

22、化，發(fā)半與氫有關(guān) 的開段.對尸皺環(huán)境下的壓力容器、儲峨和管道，焊后需 采用合適的方法進行消除應(yīng)力處理，降低焊接接頭處殘余 應(yīng)力，減少發(fā)生環(huán)境氫開裂的可能咗.參考文獻1 Zhang Y R, Dong C Li X G, Rui X L, Zhou H R. Aria Mttail Sin, 2006; 42: 52】(張領(lǐng)陽謊.國就李曉鋼、為曉龍，周和榮.金屬學(xué)報，2006; 42： 521)2 CJto H, Li G F, Cai X, Yang W. Aria Metail Sin 2()04； 40: 967(郭 浩,李光福.蔡虬楊武.金履學(xué)報.2004; 40： 967)3 Tang

23、 J Q, Gong J t Zhang L J. Cottos Sci Pvot TechnoL 2005; 17： 432(出建群，鞏建鳴.張禮敬腐蝕科學(xué)£防護技術(shù)，2005; 17： 432)4 Rogante M, Battistella P, Cesari F Jnt J Hydrogen Etx er他 2006: 31: 5975 Tang J Q, Gong J M, Zhang X C, Tu S T. Eng FailureAnal. 2006b 13: 10576 Pandey R K. Eng Failure Anaf, 2005; 12: 3767 Nybo

24、rg R. ASTM STP, 1994: 278 Xue .1 R. Trans Chin Weld Insty 1998; 19: 263(薛繼仁 焊接學(xué)報，】998； 19: 263)9 Zhang T, Yao Y, Chu W Y, Qiao L J. Ada Me tall Sinr 2002; 3& 844(張濤，姚遠，曲武揚.喬河杰.金屬學(xué)報，2002; 38： 844)10 Tu/nbull A, Ferriss D II. Structural Materials: Properties,Microstrw.ture and PxrxcwiTtg, 1996; 206(1): 111 Hnglicy. Michael P, Cook, Robert F Appl Phys Letty 2004; 85; 40412* Quan G F. .7 Chin Soc Cottos Protf 1993; 13: 80(權(quán)高峰.中國腐燭與防護學(xué)報，1993; 13： 8013 Zhao X W, Su Y J、Gao K W? Qiao L J. Chu W Y, XuY