12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV异种耐热钢焊接接头蠕变数值模拟

张建强，郭嘉琳，李太江，姚兵印，刘福广

(1. 武汉大学 动力与机械学院，湖北 武汉 430072；2. 西安热工研究院有限公司，陕西 西安710032)



12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV异种耐热钢焊接接头蠕变数值模拟

张建强1，郭嘉琳1，李太江2，姚兵印2，刘福广2

(1. 武汉大学 动力与机械学院，湖北 武汉 430072；2. 西安热工研究院有限公司，陕西 西安710032)

采用有限元方法对奥氏体耐热钢(12Cr18Ni12Ti)与珠光体耐热钢(12Cr1MoV)焊接接头在温度为540 ℃、外加轴向拉应力为80 MPa条件下的蠕变最大主应力、von Mises等效应力和等效蠕变应变进行了数值模拟。结果表明，焊缝/12Cr1MoV界面附近区域的最大主应力数值很高，蠕变孔洞易于在焊缝/12CR1MoV界面区域形成。焊缝/12Cr1MoV界面附近的von Mises等效应力数值也很高，因而，孔洞易于扩张。蠕变变形主要发生在12Cr1MoV母材一侧，最大等效蠕变应变位于距焊缝/12Cr1MoV界面约5.3mm，界面附近存在蠕变拘束。焊缝/12Cr1MoV界面为接头的薄弱环节。

奥氏体耐热钢；珠光体耐热钢；异种钢焊接接头；蠕变；数值模拟

奥氏体耐热钢(12Cr18Ni12Ti)具有优良的高温持久、蠕变强度、韧性和抗氧化性能，而珠光体耐热钢(12Cr1MoV)价格较为便宜，因此，大型火电机组锅炉经常采用12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV异种钢接头[1]，就12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV异种钢接头而言，焊缝/12Cr1MoV界面两侧材料的化学成分、显微组织和蠕变强度差异较大，在使用过程中焊缝和12Cr1MoV钢之间因热膨胀系数差形成的热应力、碳迁移、接头的组织变化等将导致焊缝/12Cr1MoV界面区对早期蠕变失效十分敏感，接头的使用寿命常常达不到预期要求，迫使机组经常发生非计划停机，造成巨大的经济损失[2-3]。失效过程为靠近焊缝/12Cr1MoV界面的12Cr1MoV母材贫碳层中晶界形成蠕变孔洞，孔洞扩张、汇聚，形成裂纹，最终导致接头破坏[4]。

有鉴于此，针对12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV异种钢接头，选择镍基合金焊丝ERNiCr-3，形成12Cr18Ni12Ti/ERNiCr-3/12Cr1MoV异种钢接头。利用大型商用软件对接头在540 ℃、外加轴向应力为80 MPa条件下的最大主应力、von Mises等效应力、蠕变应变等，特别是焊缝/12Cr1MoV界面附近区域的情况进行数值分析；分析12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接头在运行过程中的蠕变最大主应力、von Mises等效应力、蠕变应变分布规律及变化特征，为合理选择焊接材料、制订焊接工艺，防止接头早期失效提供依据。

表1母材和填充材料化学成分的质量分数%

材料CSiMnSPCrMoVNbNi12Cr18Ni12Ti0.010.400.460.0280.031180.930.210.091212Cr1MoV0.110.600.550.0350.0351.100.600.22ERNiCr-30.070.700.890.0030.00620.20.480.21余量

表2焊接工艺参数

焊层焊道焊接电流I/A电弧电压U/V焊接速度v/(mm·min-1)保护气体流量Q1/(L·min-1)背面保护气体Q2/(L·min-1)11918～1020101022,31028～1080101034,51028～108010-46,71028～108010-58,91028～107010-

1　实验和计算模型

1.1实验

实验材料为12Cr18Ni12Ti和12Cr1MoV小径管，管子的外径为57 mm，壁厚为8.4 mm。焊缝填充材料为镍基ERNiCr-3，形成12Cr18Ni12Ti/ERNiCr-3/ 12Cr1MoV异种钢接头。母材和焊丝的成分见表1。坡口型式为V型，无钝边高度，坡口角度为65°，根部不留间隙；采用手工氩弧焊接工艺进行施焊，焊缝分为5层9道，焊丝直径为2.4 mm；焊缝外表面余高约为2 mm、宽度约为12 mm；内表面焊缝余高约为1.5 mm、宽度约为4 mm；焊前预热温度为175 ℃。焊后不进行热处理，焊接工艺参数见表2。接头的构型示意和几何尺寸如图1所示。沿管壁长度方向取样加工成蠕变试样，蠕变试样中间段尺寸为直径6 mm、长38 mm，其中外径焊缝宽度为8 mm，内径焊缝宽度为3 mm。蠕变试样中间段形式、尺寸如图2所示。

图1　接头形状及尺寸

1.2.1网格划分方案

采用实体单元进行建模，模型的坐标原点设在蠕变试样中间段左端中心位置，其中x轴与模型长度方向(外应力作用方向)一致。焊缝及界面附近区域应力、应变变化剧烈，因此，焊缝及附近区域的网格尺寸比较小。最小网格尺寸为0.17 mm×1 mm，周向为10°。远离焊缝的试件边缘的网格尺寸最大，为0.56 mm×1 mm，周向仍为10°。模型的节点数为9 701，单元数为9 504，有限元网格模型如图3所示。

(b) 三维网格模型图3　有限元网格模型

1.2.2边界条件

为了防止分析过程中模型发生刚体运动导致计算不收敛，但又不至于影响计算精度，将模型左端节点x、y和z轴方向、右端中心部位部分节点的y和z方向的位移进行约束。外应力作用于模型右端面(图3(b)中12Cr1MoV钢外侧面)，且平行于x轴方向。轴向拉伸应力水平为80 MPa，模拟的蠕变温度为540 ℃、计算时间为2×105h。

1.2.3材料本构关系

采用Bailey-Norton定律描述接头的蠕变行为，其关系式如下：

(1)

3)通过优化前后运动参数曲线的对比分析，可知优化后的机构保证栽苗直立度，运动稳定性好，但需要对凸轮的回程段进行改进，以避免加速度的突变值过大。

温度为540 ℃时材料的力学性能和蠕变参数见表3。

表3540 ℃时材料的力学性能和蠕变参数

材料屈服强度RCl/MPa弹性模量E/GPa蠕变系数蠕变指数12Cr18Ni12Ti3801922.45×10-298.112Cr1MoV175175.32.79×10-176.13ERNiCr-33501957.8×10-308.0

2　有限元模拟

2.1蠕变最大主应力

12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接头的蠕变失效主要是12Cr1MoV母材贫碳层中晶界孔洞形核及孔洞扩展的结果，而蠕变孔洞形核受最大主应力的控制[5]。在试样表面沿长度方向提取接头在80MPa轴向应力作用下，模拟运行不同时间后的最大主应力分布，如图4所示。

1—5分别是时间为1.041×104h、5.024×104h、1.002×105h、1.506×105h、2×105h时的最大主应力曲线。图4　最大主应力随时间的变化

由图4可知，随着运行时间的增加，12Cr18Ni12Ti/焊缝界面(x=15mm)的最大主应力基本不变。由于12Cr18Ni12Ti母材和焊缝的蠕变强度明显高于12Cr1MoV，因此在运行过程中12Cr18Ni12Ti/焊缝界面没有弱化。而焊缝/12Cr1MoV界面(x=21mm)附近区域的最大主应力不断上升，t=1.041×104h时最大主应力为229.1MPa，t=2×105h时为311.2MPa。因此，焊缝/12Cr1MoV母材一侧的界面不断弱化，从孔洞形核来看，焊缝/12Cr1MoV界面区是接头的薄弱环节。

2.2von Mises等效应力

在80MPa轴向应力作用下，模拟计算不同时间后的vonMises等效应力，如图5所示。

图5　von Mises等效应力随时间的变化

由图5可以看出，运行过程中最大vonMises等效应力始终位于临近焊缝/12Cr1MoV界面附近，即x=23mm附近区域。运行时间为1.041×104h时，最大vonMises等效应力为495.1MPa，运行时间为5.024×104h、1.002×105h、1.506×105h、2×105h时最大vonMises等效应力均为520MPa。由此可以看出，运行5.024×104h后，焊缝/12Cr1MoV界面附近最大vonMises等效应力达到最大值，然后趋于稳定，因此孔洞扩展速率很快。而12Cr18Ni12Ti/焊缝界面处及附近的vonMises等效应力基本不发生变化，为80MPa左右。由于vonMises等效应力主要影响孔洞扩展、连接及裂纹扩展，12Cr18Ni12Ti/焊缝界面附近的vonMises等效应力较小，即使产生了孔洞，也不容易扩展，而焊缝/12Cr1MoV界面区域的vonMises等效应力高。因此从孔洞的扩展来看，焊缝/12Cr1MoV界面区域为接头的薄弱环节。

2.3等效蠕变应变

外加轴向应力为80MPa，模拟运行不同时间后，12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接头等效蠕变应变沿试样长度方向的分布如图6所示。由图6可以看出，由于12Cr18Ni12Ti钢、焊缝的变形阻力高于12Cr1MoV钢，因此接头的蠕变变形主要发生在靠近焊缝/12Cr1MoV界面右侧的12Cr1MoV母材区域。t=1.041×104～2×105h时，接头的等效蠕变应变集中在x=28.3mm区域，即距离焊缝/12Cr1MoV界面5.3mm的区域。t=1.041×104～1.002×105h时，最大等效蠕变应变增加较快，随后最大蠕变应变增加幅度减小。t=1.041×104时，最大等效蠕变应变数值为7.97×10-2，t=2×105h时为3.29×10-1。而12Cr18Ni12Ti钢一侧的蠕变应变很小，低于2×10-8，t=2×105时，仅为1.35×10-8。而此时12Cr18Ni12Ti/焊缝界面的蠕变应变为7.3×10-9，焊缝/12Cr1MoV界面的等效蠕变应变为1.17×10-1。焊缝/12Cr1MoV界面与12Cr1MoV母材之间形成等效蠕变应变谷值，即存在蠕变拘束。

图6　蠕变应变随时间的变化

3　加速试验

在540 ℃条件下，通过提高外加轴向应力水平进行蠕变试验。外加应力为190MPa，断裂时间为1 693h；而外加应力为180MPa，断裂时间为3 736h。接头的薄弱部位均为焊缝/12Cr1MoV界面处，且界面蠕变损伤严重。外加应力为180MPa时焊缝/12Cr1MoV界面处的蠕变裂纹形貌如图7所示。裂纹在12Cr1MoV钢一侧的贫碳层萌生，离焊缝/12Cr1MoV界面约30μm，为低塑性开裂，因此，焊缝/12Cr1MoV界面为12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV接头的薄弱环节。试验结果与模拟结果一致。

图7　加速试验后接头的界面蠕变裂纹(外加应力180 MPa)

4　结论

a) 对于12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV异种钢接头，最大主应力峰值位于焊缝/12Cr1MoV母材界面附近区域，蠕变孔洞易于在焊缝/12Cr1MoV母材界面附近区域形成。

b) von Mises等效应力峰值始终位于焊缝/12Cr1MoV界面区域，且数值很高，因而，焊缝/12Cr1MoV母材界面区域内孔洞易于扩张。

c) 由于12Cr1MoV变形较容易，等效蠕变应变主要分布在距焊缝/12Cr1MoV界面5.3 mm的12Cr1MoV母材区域；最大等效蠕变应变位于距焊缝/12Cr1MoV母材界面5.3 mm部位，焊缝/12Cr1MoV界面附近区域存在蠕变应变拘束。

d) 焊缝/12Cr1MoV界面附近区域为接头的薄弱环节。

[1] 杨富，章应霖，任永宁，等.新型耐热钢焊接[M].北京：中国电力工业出版社，2006.

[2] LUNDIN C D. Dissimilar Metal Welds-transition Joints Literature Review[J].Welding Journal, 1982, 61(S2): 58-63.

[3] BHADURI A K, VENKADESAN S, RODRIGUEZ P. Transition Metal Joints for Steam Generators-an Overview[J]. International Journal of Pressure Vessel and Piping,1994,58(3):251-265.

[4] 史春元，田锡唐，陈子刚.异种钢接头沿界面蠕变脆断的力学控制参量[J].焊接学报，1995，16(4)：185-189.

SHI Chunyuan, TIAN Xitang, CHEN Zigang. On Mechanical Parameter Controlling Creep Brittle Rupture Along Interface of Dissimilar Metal Welded Joints[J]. Transactions of the China Welding Institution, 1995, 16(4):185-189.

[5] CANE B J. Mechanistic Control Regimes for Intergranular Cavity Growth in 2.25 Cr-1Mo Steel Under Various Stresses and Stress States[J]. Metal Science, 1981(15): 302-310.

(编辑查黎)

Numerical Simulation on Interfacial Creep of Dissimilar Welded Joint Between 12Cr18Ni12Ti and 12Cr1MoV Heat-resistant Steel

ZHANG Jianqiang1, GUO Jialin1, LI Taijiang2, YAO Bingyin2, LIU Fuguang2

(1.School of Power and Mechanical Engineering, Wuhan University, Wuhan, Hubei 430072, China; 2. Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an, Shaanxi 710032, China)

Finite element is used for numerical simulation on the maximum principal stress, von Mises equivalent stress and equivalent creep stress in dissimilar welded joint between austenitic heat-resistant steel (12Cr18Ni12Ti ) and pearlitic heat-resistant steel (12Cr1MoV) under conditions of 540℃ and applied stress being 80 MPa. The results indicate that the maximum principal stress is quite high in the vicinity of weld 12Cr1MoV interface and creep cavities are easy to form in the weld 12Cr1MoV interface zone. The von Mises equivalent stress in the vicinity of weld 12Cr1MoV interface is also high and creep cavities are easy to expand as well. Creep deformation occurs at one side of 12Cr1MoV steel, the maximum equivalent creep strain is 5.3 mm from the weld 12Cr1MoV interface and there is creep constrain in the weld 12Cr1MoV interface. Thus it can be seen that weld 12Cr1MoV interface is the weakest part of 12Cr18Ni12Ti/12Cr1MoV welded joint.

austenitic heat-resistant steel; pearlitic heat-resistant steel; dissimilar metal welding joint; creep; numerical simulation

2015-11-04

2016-04-11

国家自然科学基金资助项目(51374154)

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.07.001

TG407

A

1007-290X(2016)07-0001-04

张建强(1964)，男，湖南长沙人。副教授，工学博士，主要从事异种耐热钢焊接和数值模拟研究。

郭嘉琳(1978)，男，湖北武汉人。讲师，工学博士，主要从事数值模拟和材料焊接研究。

李太江(1973)，男，河南信阳人。高级工程师，工学学士，主要从事异种钢焊接和无损检测研究。