超大型容器牛眼式局部焊后熱處理模擬分析與工程應(yīng)用

晏桂珍，蔣文春，羅 云，王成才，高 騰，馬淋淋，李 銀

(1.山東核電設(shè)備制造有限公司，山東煙臺(tái) 265118；2.山東省核電設(shè)備工程技術(shù)研究中心，山東煙臺(tái) 265118；3.煙臺(tái)市核電設(shè)備工程技術(shù)研究中心，山東煙臺(tái) 265118;4.中國(guó)石油大學(xué)(華東) 新能源學(xué)院，山東青島 266580)

0 引言

焊后熱處理是壓力容器制造的一道重要工序，其具有松弛焊接殘余應(yīng)力、穩(wěn)定結(jié)構(gòu)的形狀和尺寸、改善母材和焊接接頭的性能、提高抗應(yīng)力腐蝕的能力的作用[1-4]。焊后熱處理有爐內(nèi)加熱整體熱處理、爐內(nèi)加熱分段熱處理、容器內(nèi)部加熱整體熱處理和筒體整圈加熱局部熱處理4種方式。為了實(shí)現(xiàn)焊后熱處理整體性、一次性和終結(jié)性等功能特點(diǎn)[5-6]，工程應(yīng)用優(yōu)選整體加熱焊后熱處理[6-9]。

某項(xiàng)目超大型壓力容器內(nèi)直徑約43 m，高度超過(guò)60 m，采用模塊化分段拼裝，然后整體吊裝就位焊接完成。依據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)范，該壓力容器筒體與插入板之間的焊縫需要進(jìn)行焊后熱處理。筒體段組焊階段是一個(gè)兩端開(kāi)口、直徑達(dá)43 m的薄壁圓筒，若進(jìn)行爐內(nèi)整體或分段熱處理，需要建造大型專(zhuān)用熱處理爐，成本太高且對(duì)工期進(jìn)度影響較大；各分段就位形成封閉容器后，內(nèi)部安裝了大量的主系統(tǒng)與設(shè)備，也不能采用自身爐膛內(nèi)部加熱的方式進(jìn)行整體熱處理。因此，采用局部電加熱的方式進(jìn)行焊后熱處理是相對(duì)可行的方法。

對(duì)于壓力容器局部焊后熱處理，ASME Bolier& Pressure Vessel Code Section Ⅲ和GB 150.4—2011《壓力容器》規(guī)定筒體局部熱處理時(shí)應(yīng)沿容器的整個(gè)圓周形成一個(gè)環(huán)形加熱帶。以筒體上P03插入板為例，其外直徑達(dá)4.2 m，若采用整個(gè)筒體環(huán)形加熱帶的方法，所需加熱面積為1 284 m2，加熱電能需求為5.8萬(wàn)kW，施工操作性較差，現(xiàn)場(chǎng)難以實(shí)現(xiàn)[10-16]。筒體與插入板焊接接頭宜選擇牛眼式局部焊后熱處理方式。然而，大型筒體與插入板焊接接頭局部焊后熱處理易產(chǎn)生由于變形不協(xié)調(diào)而導(dǎo)致的再熱裂紋，文獻(xiàn)[17]和[18]均報(bào)道了某核電大型壓力容器的插入板與筒體焊縫在焊后熱處理過(guò)程中產(chǎn)生了3處裂紋，裂紋長(zhǎng)度共計(jì)約5.6 m，均處于插入板一側(cè)的焊縫熔合線(xiàn)處，裂紋最深處約10 mm；分析發(fā)現(xiàn)，熱處理過(guò)程中的不均勻變形及焊趾處應(yīng)力集中是導(dǎo)致裂紋的根本原因。

對(duì)此，本文針對(duì)大型容器插入板與筒體牛眼式局部焊后熱處理開(kāi)裂問(wèn)題，為避免發(fā)生焊接接頭表面開(kāi)裂和異常變形等缺陷，并綜合施工成本，采用有限元模擬方法，對(duì)牛眼式局部焊后熱處理進(jìn)行模擬分析，嘗試找出一種可以避免焊后熱處理開(kāi)裂的牛眼式局部焊后熱處理方法，并對(duì)此方法進(jìn)行工程驗(yàn)證。

1 分析模型

1.1 幾何模型

筒體環(huán)內(nèi)直徑43 m，總高19.34 m，由5層板組成，第1層鋼板厚度55 mm，其余4層鋼板厚度為52 mm。P03插入板厚130 mm，外直徑4.2 m，其上安裝焊接一個(gè)內(nèi)徑3 m、厚度130 mm的貫穿件套筒，結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 插入板與筒體環(huán)結(jié)構(gòu)示意

插入板對(duì)接焊縫熱處理主要受軸向約束作用，為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，建立1/4模型；研究的關(guān)鍵部位是P03插入板與筒體間的焊接接頭，忽略筒體鋼板之間的拼焊焊縫，以及筒體上其他插入件和貫穿件；將除P03插入板和貫穿件之外的筒體看作一個(gè)整體。

圖2 分析模型與網(wǎng)格劃分

利用有限元軟件對(duì)建立的幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，插入板與筒體環(huán)間焊縫和熱影響區(qū)的網(wǎng)格尺寸較小，分布較密，遠(yuǎn)離焊縫的網(wǎng)格尺寸較大，分布較疏，中間部分采用過(guò)渡網(wǎng)格進(jìn)行劃分，保證計(jì)算的精確度。網(wǎng)格類(lèi)型采用計(jì)算精度高的三維八節(jié)點(diǎn)六面體縮減積分單元(C3D8R)。利用單元鈍化與激活方法來(lái)形成焊縫金屬。在焊縫及熱影響區(qū)，殘余應(yīng)力比較大，網(wǎng)格劃分較為密集，在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，網(wǎng)格較為稀疏。圖2示出了網(wǎng)格劃分模式，共有268 537個(gè)節(jié)點(diǎn)和238 824個(gè)單元。熱分析和力分析采用相同的單元和節(jié)點(diǎn)。

1.2 材料參數(shù)

筒體、P03插入板與套筒的材料均為SA-738Gr.B。通過(guò)試驗(yàn)和處理分析，不同溫度下試樣母材區(qū)、焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的彈性模量、抗拉強(qiáng)度以及屈服強(qiáng)度，如表1所示。SA-738Gr.B為淬火加回火態(tài)交貨的含Cr，Mo低合金元素的碳錳硅鋼，藍(lán)脆現(xiàn)象造成抗拉強(qiáng)度在300～400℃范圍呈現(xiàn)明顯升高，屈服強(qiáng)度高低波動(dòng)的結(jié)果。

表1 不同溫度下試樣母材區(qū)、焊縫區(qū)和熱影響區(qū)力學(xué)性能

1.3 邊界約束

1.3.1 溫度場(chǎng)計(jì)算邊界條件

在溫度場(chǎng)計(jì)算過(guò)程中，設(shè)置絕對(duì)零度和環(huán)境溫度，焊接計(jì)算時(shí)賦予模型環(huán)境溫度，熱處理計(jì)算時(shí)賦予模型溫度，同時(shí)設(shè)置模型的對(duì)流散熱與輻射散熱，以保證模型溫度的正常變化。

1.3.2 應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算邊界條件

焊后熱處理時(shí)，筒體環(huán)下部通過(guò)坡口保護(hù)器與支墩接觸，限制筒體環(huán)沿徑向方向位移及軸向向下的位移。分析模型筒體環(huán)下端設(shè)置徑向約束和軸向約束，模型兩側(cè)設(shè)置對(duì)稱(chēng)約束。

1.4 熱輸入載荷

根據(jù)實(shí)際焊后熱處理情況進(jìn)行模型切割，選擇對(duì)應(yīng)區(qū)域進(jìn)行熱處理熱源的添加，按熱處理曲線(xiàn)的參數(shù)設(shè)置熱處理熱源變化幅值曲線(xiàn)(見(jiàn)圖3)，以保證最大程度地接近實(shí)際工況。

在長(zhǎng)時(shí)間的熱處理過(guò)程中，在高溫下，材料不可避免地會(huì)發(fā)生蠕變，對(duì)殘余應(yīng)力存在一定的釋放作用。選擇合理的蠕變模型是準(zhǔn)確計(jì)算熱處理過(guò)程中殘余應(yīng)力演化規(guī)律及殘余應(yīng)力、應(yīng)變的關(guān)鍵。采用Norton本構(gòu)模型對(duì)焊接接頭在熱處理過(guò)程中的蠕變行為進(jìn)行模擬，一般認(rèn)為在高溫下材料的最小蠕變應(yīng)變速率和應(yīng)力滿(mǎn)足Norton指數(shù)關(guān)系式：ε=Bσn。根據(jù)母材區(qū)、焊縫區(qū)和熱影響區(qū)的蠕變曲線(xiàn)得到應(yīng)變最小變化速率，通過(guò)擬合得到母材區(qū)、焊縫區(qū)和熱影響區(qū)蠕變曲線(xiàn)的兩個(gè)參數(shù)B和n，如表2所示。

圖3 焊后熱處理溫度曲線(xiàn)

表2 蠕變曲線(xiàn)參數(shù)計(jì)算結(jié)果

2 模擬分析工況

結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)操作可行性，針對(duì)表3所示3種工況進(jìn)行模擬分析。

表3 工況組合方式

垂直焊縫加筋板目的是減小熱處理過(guò)程中焊縫及附近區(qū)域的應(yīng)力和變形。加筋板材質(zhì)為SA-738 Gr.B，初設(shè)長(zhǎng)度800 mm，厚度40 mm，以間隔800 mm布置。對(duì)焊縫加筋板模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分并優(yōu)化，如圖4所示。

圖4 焊縫加筋板局部模型

對(duì)主加熱區(qū)周?chē)黾虞o助加熱的方式進(jìn)行模擬，目的是改善變形不協(xié)調(diào)，降低熱處理過(guò)程中產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力。輔助加熱方案為軸向梯度輔助加熱，即：軸向由主加熱區(qū)向外依次增加500 ℃輔助加熱區(qū)、400 ℃輔助加熱區(qū)、300 ℃輔助加熱區(qū)、200 ℃輔助加熱區(qū)，每個(gè)溫度輔助加熱區(qū)的寬度為200 mm，如圖5所示。

圖5 軸向梯度輔助加熱方案示意

通過(guò)對(duì)比分析焊接接頭加筋板模型與焊接接頭加筋板并輔助加熱模型、無(wú)筋板模型與無(wú)筋板加輔助加熱模型的熱處理模擬結(jié)果，并結(jié)合施工難易程度，確定最終是否進(jìn)行軸向梯度輔助加熱。

3 結(jié)果分析

3.1 路徑與定義

以容器筒體為基準(zhǔn)，建立柱坐標(biāo)系，并定義該坐標(biāo)系下沿徑向、環(huán)向和軸向的應(yīng)力分量分別為徑向應(yīng)力S11、環(huán)向應(yīng)力S22和軸向應(yīng)力S33，沿徑向、環(huán)向和軸向的變形分量分別為U1、U2和U3。

根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，插入板與筒體連接焊接接頭上下兩部位的是焊后熱處理易產(chǎn)生裂紋的區(qū)域，在模型上取兩條路徑進(jìn)行分析，如圖6所示。P1-out為插入件下部沿外表面由焊縫中心分別向厚板方向和薄板方向；P1-in為插入件下部沿內(nèi)表面由焊縫中心分別向厚板方向和薄板方向。

圖6 模型上兩條路徑示意

3.2 應(yīng)力模擬分析結(jié)果

3.2.1 工況A分析結(jié)果

圖7(a)示出路徑P1-out環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力分析結(jié)果。厚板一側(cè)在距離焊縫相對(duì)較遠(yuǎn)位置保溫結(jié)束和熱處理后的各向應(yīng)力分布均勻；在鄰近焊縫位置保溫結(jié)束和熱處理后各向應(yīng)力變化幅度相對(duì)較大。其中，保溫結(jié)束時(shí)環(huán)向應(yīng)力由-250 MPa增大至155 MPa，保溫結(jié)束時(shí)軸向應(yīng)力由66 MPa增大至345 MPa，熱處理后環(huán)向應(yīng)力由-9 MPa增大至26 MPa，熱處理后軸向應(yīng)力由-200 MPa降至-550 MPa。薄板一側(cè)整體應(yīng)力波動(dòng)較大，尤其是保溫結(jié)束時(shí)的軸向應(yīng)力由鄰近焊縫區(qū)的320 MPa迅速降至-620 MPa，熱處理后的軸向應(yīng)力由鄰近焊縫區(qū)的-625 MPa迅速增至510 MPa。

(a)沿路徑P1-out 環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力

圖7(b)示出路徑P1-in環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力分析結(jié)果。保溫結(jié)束時(shí)環(huán)向應(yīng)力在厚板側(cè)均為壓應(yīng)力且波動(dòng)較小，基本維持在-300 MPa左右，但厚板側(cè)焊趾處應(yīng)力為16 MPa，存在一定的應(yīng)力不協(xié)調(diào)；保溫結(jié)束時(shí)薄板側(cè)環(huán)向應(yīng)力分布有一定的波動(dòng)，但近焊縫區(qū)相對(duì)平緩，且為壓應(yīng)力。保溫結(jié)束時(shí)軸向應(yīng)力在厚板和薄板鄰近焊縫位置均為壓應(yīng)力，最小值位于薄板側(cè)焊趾處約-330 MPa。熱處理后環(huán)向應(yīng)力在厚板側(cè)遠(yuǎn)離焊縫位置分布均勻，數(shù)值基本維持在100 MPa左右，在鄰近焊縫位置環(huán)向應(yīng)力迅速增大，在焊趾處大到最大值480 MPa；熱處理后環(huán)向應(yīng)力在薄板側(cè)鄰近焊縫位置基本維持在320 MPa左右，在薄板遠(yuǎn)離焊縫位置環(huán)向應(yīng)力迅速較小，最小約為-170 MPa。熱處理后軸向應(yīng)力分布規(guī)律和熱處理后環(huán)向應(yīng)力基本一致，在厚板側(cè)和薄板側(cè)軸向應(yīng)力最高值分別達(dá)到687 MPa和652 MPa。

圖7(c)示出路徑P1-out徑向變形分析結(jié)果。在保溫結(jié)束時(shí)，厚板側(cè)徑向變形分布較平緩，但數(shù)值最大可達(dá)到約122 mm；薄板側(cè)徑向變形迅速減小，最小僅有-0.6 mm，因此，焊縫兩側(cè)存在較大的變形不協(xié)調(diào)性。在熱處理后，厚板側(cè)徑向變形分布較平緩，數(shù)值也僅有18 mm；薄板側(cè)徑向變形減小，但是降低幅度不大。熱處理后，焊縫鄰近位置的徑向變形降低效果顯著。

從分析結(jié)果可知，保溫結(jié)束時(shí)的徑向變形過(guò)大，薄板側(cè)分布不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致較大的彎曲應(yīng)力，保溫結(jié)束時(shí)P1-out軸向應(yīng)力為345 MPa，超過(guò)保溫(600 ℃)時(shí)熱影響區(qū)的屈服強(qiáng)度，存在開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。

3.2.2 工況A與工況B結(jié)果對(duì)比

工況B選擇筋板高度為100,200,300 mm三種情況進(jìn)行分析，與工況A綜合對(duì)比結(jié)果如圖8所示。3種高度筋板工況和無(wú)筋板工況軸向應(yīng)力整體分布規(guī)律基本一致，即焊縫兩側(cè)附近位置應(yīng)力水平較高，遠(yuǎn)離焊縫位置應(yīng)力水平較低；薄板側(cè)應(yīng)力降低幅度較大，存在應(yīng)力不協(xié)調(diào)性，且在遠(yuǎn)離焊縫位置變?yōu)閴簯?yīng)力；焊縫附近位置軸向應(yīng)力整體上隨著筋板高度的增加而降低。焊縫區(qū)域軸向應(yīng)力波動(dòng)較大，且筋板高度越大，軸向應(yīng)力數(shù)值越??；最大值均出現(xiàn)在厚板一側(cè)，無(wú)筋板工況軸向應(yīng)力最大值為315 MPa；高度100 mm筋板工況軸向應(yīng)力最大值為302 MPa；高度200 mm筋板工況軸向應(yīng)力最大值為270 MPa；高度300 mm筋板工況軸向應(yīng)力最大值為266 MPa。隨著筋板高度增加，軸向應(yīng)力降低效果愈加顯著。

表4示出了沿路徑P1-out和P1-in不同高度筋板模型在保溫結(jié)束和熱處理后焊縫附近的最大應(yīng)力及變形值。由表4可以看出，保溫結(jié)束時(shí)外表面的最大軸向應(yīng)力隨著筋板高度的增加而降低；熱處理后，無(wú)筋板和高度100 mm筋板的最大徑向變形超過(guò)或十分接近筒體壁厚的2/3,高度200 mm筋板與筒體壁厚2/3只有約5 mm差值，高度300 mm筋板徑向變形相對(duì)較小。

(a)保溫結(jié)束時(shí)軸向應(yīng)力對(duì)比

3.2.3 工況B與工況C結(jié)果對(duì)比

選擇較優(yōu)的300 mm高筋板方案，開(kāi)展工況B與工況C對(duì)比分析，結(jié)果如圖9所示。P1-in路徑應(yīng)力為壓應(yīng)力，不做重點(diǎn)分析。

表4 沿P1-out和P1-in在保溫結(jié)束后和熱處理后的最大應(yīng)力及變形值

(a)保溫結(jié)束時(shí)軸向應(yīng)力對(duì)比

沿外表面P1-out路徑，工況C(輔助加熱模型)相對(duì)于工況B(無(wú)輔助加熱模型)軸向應(yīng)力和徑向變形改善效果不明顯，考慮到軸向輔助加熱施工難度和成本費(fèi)用，建議選擇無(wú)輔助加熱作為插入板實(shí)際熱處理工藝。

4 優(yōu)化方案

4.1 方案方案模型

結(jié)合筋板強(qiáng)度校核分析結(jié)果和工程操作方便，采用筋板長(zhǎng)度1200 mm，高度200 mm，厚度40 mm，間距800 mm垂直布置于焊縫上，整圈一次加熱的優(yōu)化方案。

4.2 優(yōu)化方案焊后熱處理分析結(jié)果

圖10,11分別示出保溫結(jié)束時(shí)和熱處理后環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力分布云圖。在保溫結(jié)束時(shí)，焊縫區(qū)及周邊區(qū)域的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力均不超過(guò)300 MPa，在內(nèi)側(cè)為壓應(yīng)力，且最大值出現(xiàn)在插入板下部焊縫位置及周邊區(qū)域。在熱處理后，整體外表面環(huán)向應(yīng)力分布均勻，且數(shù)值不大，插入板上下部焊縫及周邊區(qū)域產(chǎn)生了壓應(yīng)力。

(a)保溫結(jié)束時(shí)

保溫結(jié)束時(shí)，沿路徑P1-out軸向應(yīng)力在焊縫位置沿薄板至厚板先增大后減小，在焊縫及周邊區(qū)域的最大值為95 MPa，在厚板和薄板焊趾處數(shù)值非常小，分別為-29 MPa和70 MPa；焊縫周邊區(qū)域軸向應(yīng)力基本為壓應(yīng)力，最小值達(dá)到-270 MPa。熱處理結(jié)束后沿路徑P1-out焊縫即周邊區(qū)域軸向應(yīng)力基本為壓應(yīng)力，最大軸向應(yīng)力分別為-130 MPa。

保溫結(jié)束時(shí)和熱處理后徑向變形分布如圖12所示。保溫結(jié)束時(shí)，焊縫及周邊區(qū)域徑向變形相對(duì)較大，最大值為83 mm左右；熱處理結(jié)束后，整體變形值較小，焊縫及周邊區(qū)域徑向變形最大值集中于插入件上部和下部位置。

(a)保溫結(jié)束時(shí)

沿P1-out路徑，在保溫結(jié)束時(shí)，沿厚板至焊縫，徑向變形分布均勻，在薄板側(cè)迅速減小，最大值為80 mm；在熱處理后，徑向變形先增大后減小，在焊縫處達(dá)到最大值，最大值為-2 mm。分析結(jié)果表明，優(yōu)化方案的殘余應(yīng)力和變形滿(mǎn)足焊后熱處理要求。

4.3 筋板拆除后分析結(jié)果

拆除筋板后的應(yīng)力分布如圖13所示。徑向應(yīng)力整體分布較?。煌獗砻婧缚p及周邊區(qū)域的環(huán)向應(yīng)力較大值集中于插入板上部和下部位置；插入板上部和下部位置的軸向應(yīng)力為壓應(yīng)力。

(a)筋板拆除后Miss應(yīng)力

圖14 筋板拆除后路徑P1-out應(yīng)力分布曲線(xiàn)

沿P1-out路徑的應(yīng)力分布如圖14所示。在焊縫及周邊區(qū)域，環(huán)向應(yīng)力較大值集中于焊縫中心附近，最大值為305 MPa，厚板側(cè)和薄板側(cè)焊趾處環(huán)向應(yīng)力分別為148 MPa和-2 MPa；在焊縫及周邊區(qū)域，軸向應(yīng)力基本為壓應(yīng)力，最大值為-140 MPa，在厚板一側(cè)應(yīng)力分布相對(duì)均勻，在薄板一側(cè)，軸向應(yīng)力沿路徑P1-out迅速增加，在焊縫的薄板位置最大值約為340 MPa。筋板拆除后應(yīng)力整體分布數(shù)值不大，插入板、筒體及其焊接接頭滿(mǎn)足強(qiáng)度要求。

5 工程應(yīng)用

采用優(yōu)化方案開(kāi)展容器P03插入板與筒體焊接接頭的焊后熱處理(見(jiàn)圖15)，熱處理完畢、待筋板拆除后，對(duì)焊縫及筋板拆除處母材表面進(jìn)行表面檢測(cè)，未發(fā)現(xiàn)裂紋；插入板和筒體整體形狀偏差滿(mǎn)足產(chǎn)品要求。同時(shí)，采用GB/T 24179—2009《金屬材料 殘余應(yīng)力測(cè)定 壓痕應(yīng)變法》中的壓痕應(yīng)變法測(cè)試了插入板與筒體焊縫區(qū)和熱影響區(qū)熱處理前后殘余應(yīng)力大小，發(fā)現(xiàn)采用優(yōu)化方案的焊縫和熱影響區(qū)殘余應(yīng)力由拉應(yīng)力降低為壓應(yīng)力，這從圖13和圖14也能看出。而傳統(tǒng)熱處理方案不僅產(chǎn)生開(kāi)裂，而且殘余拉應(yīng)力仍然較大，因此，充分說(shuō)明了本優(yōu)化方案的優(yōu)越性。

圖15 P03插入板與筒體焊縫焊后熱處理現(xiàn)場(chǎng)

6 結(jié)論

(1)插入板與筒體焊接接頭圓周一次加熱焊后熱處理，保溫結(jié)束時(shí)的插入板上下部位區(qū)域徑向變形大，因板厚差造成變形不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致較大彎曲應(yīng)力，易產(chǎn)生焊縫開(kāi)裂。

(2)垂直焊縫布置加筋板可以顯著改善熱處理過(guò)程中焊縫及其周邊區(qū)域的應(yīng)力和變形，是一種規(guī)避插入板和筒體在該區(qū)域熱處理過(guò)程中因承受過(guò)大的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力、產(chǎn)生過(guò)度拉伸變形而導(dǎo)致破壞的方法。筋板高度和長(zhǎng)度越大，焊縫區(qū)域應(yīng)力和變形降低效果越好。

(3)采用增加輔助加熱的方式，對(duì)改善熱處理過(guò)程中的軸向應(yīng)力和徑向變形效果不明顯，甚至有增大現(xiàn)象，工程操作指導(dǎo)意義有限。

(4)采用筋板長(zhǎng)度1200 mm，高度200 mm，厚度40 mm，間距800 mm的優(yōu)化方案能有效解決大型插入板與筒體焊縫熱處理開(kāi)裂問(wèn)題，且熱處理后焊縫和熱影響區(qū)殘余應(yīng)力降低為壓應(yīng)力。