穩(wěn)壓器安全端接管表面堆焊工藝參數(shù)虛擬研究

林方強(qiáng)，王 建，趙永明，羅緒珍，李紅軍，葉義海

（1.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院核燃料元件及材料研究所，四川 成都 610213；2.秦山核電有限公司，浙江嘉興314330）

0 前言

隨著有限元分析技術(shù)的不斷發(fā)展和計(jì)算機(jī)處理能力的不斷增強(qiáng)，運(yùn)用有限元技術(shù)進(jìn)行焊接數(shù)值模擬研究已廣泛應(yīng)用于汽車(chē)制造、航天航空和核電維修等工程科研領(lǐng)域。有限元分析技術(shù)不僅可以模擬焊接試驗(yàn)過(guò)程，研究焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的變化，還能研究焊接工藝參數(shù)、焊接環(huán)境參量等對(duì)焊接應(yīng)力、焊接溫度場(chǎng)的影響，進(jìn)行焊接工藝設(shè)計(jì)與優(yōu)化[1]?！吧倭繉?shí)物焊接試驗(yàn)和大量有限元計(jì)算結(jié)合”的焊接工藝研究模式，可以彌補(bǔ)傳統(tǒng)焊接工藝研究模式費(fèi)時(shí)費(fèi)力、結(jié)果不全面、無(wú)前瞻性等缺陷。

基于某核電廠穩(wěn)壓器安全端接管，運(yùn)用ANSYS軟件建立接管表面堆焊的數(shù)值模型，研究焊接電流、焊接速度對(duì)焊接應(yīng)力的影響，進(jìn)而指導(dǎo)焊接工藝設(shè)計(jì)。

1 有限元模型

以ANSYS程序APDL命令流的方式，建立了穩(wěn)壓器安全端接管表面堆焊的二維軸對(duì)稱(chēng)有限元數(shù)值模型。模型網(wǎng)格劃分示意如圖1所示，模型包括由不銹鋼、碳鋼、Inconel600合金組成的原安全端接管異種金屬焊縫和Inconel690合金堆焊層。具體模型網(wǎng)格劃分、材料參數(shù)及邊界條件見(jiàn)文獻(xiàn)[2]。

圖1 表面堆焊有限元模型Fig.1 Finite elementmodel of weld overlay

對(duì)應(yīng)二維軸對(duì)稱(chēng)模型，需要將三維均勻體熱源模型簡(jiǎn)化為二維體熱源模型。為使二維模型盡可能真實(shí)地反映三維模型的情況，溫度場(chǎng)的計(jì)算應(yīng)反映熱源在三維工件上的移動(dòng)。移動(dòng)熱源對(duì)垂直于焊縫研究平面的作用按時(shí)間順序分為預(yù)熱、直接加熱、與周?chē)牧蠠醾鲗?dǎo)、冷卻4個(gè)階段。為了更好地反映研究平面受移動(dòng)熱源作用的幾個(gè)變化階段，建立了二維改進(jìn)均勻體熱源模型，考慮熱源移動(dòng)效應(yīng)[3]

式中 Q為熱生成率；η為電弧熱效率；U為焊接電壓；I為焊接電流；v為焊接速度；Vp為焊縫單元的體積；d為高斯參數(shù)，等于熱源作用體積在焊接方向上的半長(zhǎng)，即熔池表面在焊接方向上尺寸的半長(zhǎng)；t為熱源加熱時(shí)間；tc為熱源中心移至研究平面的時(shí)間。

首先，計(jì)算獲得熔池長(zhǎng)度L和熱源加熱時(shí)間t0，取tc=t0/2；然后，均勻獲取熱源加載時(shí)間內(nèi)10個(gè)時(shí)刻對(duì)應(yīng)的熱生成率hgen（i），加載到焊縫單元上?？紤]到多道焊過(guò)程，將t0歸一化：加載時(shí)間為1s，各個(gè)時(shí)刻熱生成率為hgen（i）×t0。使用二維改進(jìn)均勻體熱源模型，焊縫截面在加熱階段受到載荷的相對(duì)強(qiáng)度如圖2所示。

圖2 二維改進(jìn)均勻體熱源相對(duì)強(qiáng)度Fig.2 Relative value of 2D modified symmetrical body heat-source

2 焊接電流虛擬研究

結(jié)合實(shí)際堆焊試驗(yàn)，進(jìn)行了不同焊接電流的虛擬對(duì)比試驗(yàn)，焊接工藝參數(shù)如表1所示。表1中第1組是實(shí)際堆焊試驗(yàn)使用的焊接工藝參數(shù)，保持焊接電壓、焊接速度不變，改變焊接電流（±10A、±20A），模擬分析前兩道焊縫的加熱和冷卻過(guò)程，獲得焊接過(guò)程的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。

表1 焊接工藝參數(shù)Table 1 Welding process parameter

數(shù)值模型中定義多道焊接過(guò)程，每道焊縫加載熱源時(shí)間1 s，冷卻時(shí)間400 s，前兩道焊縫焊接時(shí)間總計(jì)802 s。模型局部單元網(wǎng)格如圖3所示，節(jié)點(diǎn)Node 3和Node 1470分別處于第2道焊縫單元和第2道焊縫覆蓋下的原管道單元內(nèi)。第2道焊縫焊接過(guò)程中，以Node 3和Node 1470的軸向、環(huán)向應(yīng)力變化為例，分析焊接電流對(duì)焊接應(yīng)力和應(yīng)力疊加效果的影響。

圖3 模型局部單元網(wǎng)格Fig.3 Local cell grid of finite elementmodel

第2道焊縫熱源加載及前期冷卻過(guò)程中（401～407 s），焊縫內(nèi)節(jié)點(diǎn)Node 3軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力變化曲線如圖4、圖5所示，圖中1～5與表1中序號(hào)相對(duì)應(yīng)。由圖4和圖5可知，在焊接過(guò)程中軸向和環(huán)向應(yīng)力變化趨勢(shì)一致，不同焊接電流引起的大小差異也一致，整體上環(huán)向應(yīng)力數(shù)值大于軸向應(yīng)力。

圖4 焊縫節(jié)點(diǎn)Node 3軸向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同電流）Fig.4 Axial stress curves of Node 3 under different welding current(401～407 s)

焊接熱源加載過(guò)程中，焊接電流越大，焊縫金屬處于熔融狀態(tài)，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力值為零的時(shí)間越長(zhǎng)，累積的相變潛熱越多。相變潛熱影響焊縫冷卻速度，進(jìn)而影響焊接應(yīng)力的變化。冷卻過(guò)程中，焊縫內(nèi)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力逐漸穩(wěn)定為拉應(yīng)力，由序號(hào)1、2、3三組焊接電流對(duì)比模擬實(shí)驗(yàn)可知，當(dāng)焊接電流為130～150A時(shí)，冷卻過(guò)程在焊縫內(nèi)產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力基本相等；由序號(hào)1、4、5三組對(duì)比模擬實(shí)驗(yàn)可知，當(dāng)焊接電流超過(guò)150 A時(shí)，隨著焊接電流的增加，焊縫內(nèi)殘余拉應(yīng)力變小。

圖5 焊縫節(jié)點(diǎn)Node 3環(huán)向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同電流）Fig.5 Hoop stress curves of Node 3 under different welding current（401～407 s）

實(shí)驗(yàn)中應(yīng)關(guān)注表面堆焊對(duì)原管道內(nèi)殘余應(yīng)力的影響。原管道內(nèi)的焊接應(yīng)力隨著焊縫內(nèi)應(yīng)力變化而變化，最終逐漸穩(wěn)定為壓應(yīng)力。節(jié)點(diǎn)Node1470軸向應(yīng)力曲線如圖6、圖7所示，比較不同焊接電流下管道內(nèi)部壓應(yīng)力可知，焊接電流越大，管道內(nèi)部因焊后冷卻產(chǎn)生的壓應(yīng)力越大。多道焊時(shí)焊接電流發(fā)生變化，焊接應(yīng)力也產(chǎn)生一致性變化。由于應(yīng)力疊加效應(yīng)，原管道內(nèi)的焊接殘余壓應(yīng)力隨著電流的增加而增加。

圖6 節(jié)點(diǎn)Node 1470軸向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同電流）Fig.6 Axial stress curves of Node 1470 under different welding current(401～407 s)

焊接熱過(guò)程是產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力的決定性因素。焊接電流越大，焊接熱輸入就越多，得到的焊接熱循環(huán)最高溫度越高，高溫相變停留時(shí)間越長(zhǎng)，焊接溫度場(chǎng)的溫度分布越不均勻，焊接應(yīng)力越大[4]。多道焊過(guò)程的疊加效果又進(jìn)一步增強(qiáng)焊接電流的影響，導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力也越大。其他條件不變時(shí)，焊接電流越大，原管道內(nèi)得到的殘余壓應(yīng)力越大，越有利于改善管道應(yīng)力狀態(tài)[5]。

圖7 節(jié)點(diǎn)Node 1470環(huán)向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同電流）Fig.7 Hoop stress curves of Node 1470 under different welding current（401～407 s）

3 焊接速度虛擬研究

對(duì)焊接速度進(jìn)行相同的虛擬焊接對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)，以表1中的實(shí)驗(yàn)1為基準(zhǔn)，保持焊接電流、焊接電壓不變，改變焊接速度，參數(shù)設(shè)置如表2所示，使用有限元數(shù)值模型模擬前兩道焊縫的加熱和冷卻過(guò)程，得到焊接過(guò)程的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。

表2 焊接速度對(duì)比參數(shù)設(shè)置Table 2 Definition ofwelding speed

不同焊接速度下節(jié)點(diǎn)Node3和Node1470在時(shí)段401～407s內(nèi)的軸向和環(huán)向應(yīng)力曲線如圖8、圖9所示，圖中1～5與表2中序號(hào)相對(duì)應(yīng)。由圖8～圖11可知，在焊接熱源加載過(guò)程中，焊接速度越大，焊縫高溫相變停留短，零應(yīng)力狀態(tài)時(shí)間越短。焊后冷卻，焊縫內(nèi)形成拉應(yīng)力，焊縫覆蓋下深處母材區(qū)域形成壓應(yīng)力。在401～407 s時(shí)段焊縫單元內(nèi)形成的應(yīng)力大致分為3個(gè)層次：焊接速度160mm/min得到最大拉應(yīng)力，焊接速度140～150mm/min的焊縫拉應(yīng)力次之，焊接速度120～130mm/min的拉應(yīng)力最小。原管道內(nèi)部形成的殘余壓應(yīng)力則隨著焊接速度的增加而減小。

圖8 焊縫節(jié)點(diǎn)Node 3軸向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同速度）Fig.8 Axial stress curves of Node 3 under different welding speed（401～407 s）

圖9 焊縫節(jié)點(diǎn)Node 3環(huán)向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同速度）Fig.9 Hoop stress curves of Node 3 under different welding speed（401～407 s）

圖10 節(jié)點(diǎn)Node1470軸向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同速度）Fig.10 Axial stress curves of Node 1470 under different welding speed（401～407 s）

圖11 節(jié)點(diǎn)Node 1470環(huán)向應(yīng)力曲線（401～407 s，不同速度）Fig.11 Hoop stress curves of Node 1470 under different welding speed（401～407 s）

本試驗(yàn)使用了二維均勻體熱源模型，并定義熱源加載時(shí)間為1 s，忽略焊接速度變化引起加載時(shí)間的變化。因此，焊接速度主要通過(guò)影響焊接熱輸入大小，進(jìn)而影響焊接殘余應(yīng)力變化。焊接速度越小，焊接線能量越大，焊接溫度場(chǎng)的溫度分布越不均勻，得到的管道殘余壓應(yīng)力越大，即Overlay堆焊修復(fù)中焊接速度與管道內(nèi)殘余壓應(yīng)力負(fù)相關(guān)。

當(dāng)其他條件不變時(shí)，焊接速度越小，原管道內(nèi)得到的殘余壓應(yīng)力越大，越有利于改善管道應(yīng)力狀態(tài)。但焊接速度越小，堆焊修復(fù)所需時(shí)間越長(zhǎng)，影響效率；焊接速度小還會(huì)引起焊縫區(qū)域長(zhǎng)時(shí)間的高溫停留，對(duì)焊縫及附近區(qū)域組織結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響。因此，選擇焊接速度需要考慮到焊后材料的理化性能，并保證足夠的焊接效率。

4 結(jié)論

（1）在虛擬焊接分析研究的范圍內(nèi)，焊接電流越大，原管道內(nèi)得到的焊接壓應(yīng)力越大；焊接速度越大，原管道內(nèi)得到的焊接壓應(yīng)力越小。

（2）根據(jù)虛擬焊接工藝參數(shù)研究，優(yōu)化安全端接管表面堆焊修復(fù)工藝：在保證焊件理化性能和一定焊接效率的前提下，選擇盡可能大的焊接電流和盡可能小的焊接速度，可以得到最佳的管道應(yīng)力。

[1]林燕，董俊慧，劉軍．焊接殘余應(yīng)力數(shù)值模擬研究技術(shù)的現(xiàn)狀與發(fā)展[J]．焊接技術(shù)，2003，32（6）：5-7.

[2]林方強(qiáng)，王建，羅緒珍，等．核電管道安全端異種金屬焊接接頭表面堆焊的有限元分析[J]．電焊機(jī)，2016，46（7）：129-133.

[3]張建勛，劉川．焊接應(yīng)力變形有限元計(jì)算及其工程應(yīng)用[M]．北京：科學(xué)出版社，2015：34-35．

[4]周振豐．焊接冶金學(xué)[M]．北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1995:67-85.

[5]JangWook Lee．The Full StructuralWeld Overlay Procedure of PZR Nozzles for KORIUnit1[C]．Transactions of the Korean Nuclear Society Autumn Meeting，Gyeongju，2009.