消除大型結(jié)構(gòu)件焊接畸變的焊后熱處理工藝

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(中油國(guó)家石油天然氣管材工程技術(shù)研究中心有限公司， 陜西 西安 710000)

某大型焊接結(jié)構(gòu)件是在原有鑄造的基礎(chǔ)上，進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)和創(chuàng)新設(shè)計(jì)后得出的新產(chǎn)品。與原有的鑄造工藝相比，焊接而成的結(jié)構(gòu)件，其壁厚和幾何尺寸不受限制，對(duì)于大型結(jié)構(gòu)件可以分段制成部件，現(xiàn)場(chǎng)組焊，結(jié)構(gòu)更加靈活且生產(chǎn)方便。然而焊接工藝以及焊縫數(shù)量多在這種厚壁結(jié)構(gòu)件中的應(yīng)用，產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力與過(guò)大的焊接畸變影響結(jié)構(gòu)的尺寸精度，從而使得裝配達(dá)不到工藝要求，并且降低結(jié)構(gòu)的實(shí)際承載能力。因此，預(yù)測(cè)進(jìn)而控制焊接畸變，降低或消除殘余應(yīng)力對(duì)于保證大型焊接結(jié)構(gòu)件的加工質(zhì)量，提高其使用安全性，具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

對(duì)于大型焊接結(jié)構(gòu)件焊后熱處理的有限元數(shù)值分析，Kumar-Krishnasamy等[1]和樊睿智等[2]均對(duì)構(gòu)件進(jìn)行焊后熱處理數(shù)值模擬，得到滿意的結(jié)果，并對(duì)熱處理工藝的選取提供了一定的參考依據(jù)。陳志華等[3]對(duì)大型球罐的熱處理過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，而且對(duì)于改進(jìn)后加裝反射板的大型球罐整體熱處理進(jìn)行相關(guān)分析研究，最終達(dá)到了相關(guān)的熱處理工藝要求，提升了整體熱處理質(zhì)量。

本文通過(guò)對(duì)大型焊接結(jié)構(gòu)件進(jìn)行焊接過(guò)程有限元分析，并制定了幾種熱處理工藝方案，對(duì)幾種熱處理工藝優(yōu)劣性進(jìn)行了對(duì)比，得到了較優(yōu)的熱處理工藝，從而完成對(duì)實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中大型結(jié)構(gòu)熱處理溫度和保溫時(shí)間的最佳熱處理方案的制定，所選用的熱處理工藝成功地預(yù)測(cè)并控制了焊接畸變，進(jìn)而為實(shí)際控制焊接畸變提出若干合理的建議。

1 大型結(jié)構(gòu)件的物理模型

本文研究對(duì)象為某大型焊接結(jié)構(gòu)。結(jié)構(gòu)由上下兩部分組成，中間裝配用法蘭連接。本文主要以下半部分結(jié)構(gòu)為例，下半部分主要由若干筒板、內(nèi)筋板、外筋板和法蘭等主要結(jié)構(gòu)焊接而成。其中結(jié)構(gòu)中圓筒的最大直徑為φ5120 mm，沿軸向長(zhǎng)為2500 mm，結(jié)構(gòu)板厚為45 mm。工藝參數(shù)如表1所示。

表1 焊接工藝參數(shù)

結(jié)構(gòu)在焊接完成后，需要進(jìn)行焊后熱處理。焊后熱處理的目的是松弛焊接殘余應(yīng)力，保證機(jī)械加工時(shí)尺寸和形狀穩(wěn)定，改善母材、焊接區(qū)域以及結(jié)構(gòu)件的裝配性能[4]。焊接容易造成焊后殘余應(yīng)力的局部集中，因此需要熱處理，使得殘余應(yīng)力能夠充分、均勻地釋放[5]。本文制定的熱處理工藝參數(shù)如表2所示。焊接完成后，進(jìn)入熱處理爐進(jìn)行整體熱處理，改善焊接畸變。

表2 熱處理工藝參數(shù)

2 有限元模型的建立

由于模型結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，所以利用建模軟件進(jìn)行三維建模，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。建立的有限元模型如圖1所示。模型單元總數(shù)為148 419，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為66 511。熱場(chǎng)模擬分析計(jì)算時(shí)，殼體采用三維熱實(shí)體單元，它是一種由8節(jié)點(diǎn)組成的六面體單元[6]，每個(gè)節(jié)點(diǎn)具有溫度自由度，可以很好地模擬實(shí)體溫度的變化。進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)耦合場(chǎng)分析時(shí)，將三維熱實(shí)體單元轉(zhuǎn)化成結(jié)構(gòu)實(shí)體單元。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

2.1 材料參數(shù)

整個(gè)構(gòu)件用材為Q390鋼，材料特性[7-8]參數(shù)如圖2所示。在材料參數(shù)中假設(shè)不隨溫度變化[9]的有密度7800 kg/m3，泊松比0.3。

圖2 材料的力學(xué)和物理性能參數(shù)[7-8]Fig.2 Mechanical and physical property parameters of the tested material[7-8]

2.2 焊接熱源

焊接熱源生熱率的形式作為焊縫單元內(nèi)部生熱處理，從而施加載荷，本文利用“生死單元”技術(shù)，模擬焊縫從“無(wú)”(即填充)到“有”(凝固)的過(guò)程。熱源的計(jì)算公式如下[10]：

(1)

式中：U為焊接電壓；I為焊接電流；η為焊接熱效率；V為熱源體積。

2.3 邊界條件

在進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)考慮對(duì)流和輻射對(duì)構(gòu)件造成的影響。將對(duì)流和輻射合為總的換熱系數(shù)β，邊界換熱損失的熱能表示為[11]：qs=β(T-Ta)，其中qs為邊界換熱損失熱能，W/m2；β為換熱系數(shù)，W/(m2·℃)，T為工件溫度，Ta為環(huán)境溫度。絕熱邊界條件以對(duì)稱面為準(zhǔn)，設(shè)定初始溫度為室溫20 ℃。

在進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力分析時(shí)，施加邊界條件，使其不存在剛體發(fā)生平移和轉(zhuǎn)動(dòng)。根據(jù)實(shí)際工況，為了限制法蘭的一個(gè)端角，而讓法蘭的另一端自由畸變，約束施加的位置如圖3所示。即在法蘭的某一棱角P處(如圖3所示)，沿棱邊PA，X方向位移ux=0；沿棱邊PB，uy=0；沿棱邊PC，uz=0。

圖3 模擬計(jì)算中的約束條件Fig.3 Constraint conditions in simulation calculation

3 溫降模型的基本理論[12]

大型結(jié)構(gòu)件焊后熱處理主要是溫度的變化。溫度變化主要存在于結(jié)構(gòu)在焊接完成后，整體放入加熱爐中被加熱，溫度加熱到相應(yīng)的溫度后，進(jìn)行保溫，然后取出來(lái)進(jìn)行空冷降溫。因此被加熱的結(jié)構(gòu)件和較冷的空氣間會(huì)存在熱量傳遞。

結(jié)構(gòu)件在熱處理時(shí)與周圍介質(zhì)存在熱輻射、對(duì)流和熱傳導(dǎo)。在焊接結(jié)構(gòu)件從熱處理爐取出來(lái)時(shí)，它與周圍的空氣存在熱輻射和對(duì)流，熱傳導(dǎo)相對(duì)較小，不予考慮。單位時(shí)間單位面積的輻射能E與溫降的4次方成正比：

(2)

式中：E為輻射能，W/m2；σ為絕對(duì)黑體輻射系數(shù)，即斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，一般取σ=5.69 W/(m2·K4)為輻射率；T為物體絕對(duì)溫度，K。因輻射散失的熱量Q為：

(3)

式中：E1為單位時(shí)間與單位面積向周圍釋放的能量；E2為單位時(shí)間與單位面積向周圍吸收的能量；Q為熱量；S為散熱面積；t為時(shí)間。由于T0?T，T0為環(huán)境溫度，因此一般可以不考慮環(huán)境溫度，采用微分形式可寫(xiě)：

(4)

由散熱造成的溫度損失為dT，其熱量的微分方程為：

dQ=-hBLγCdT

(5)

式中：B為構(gòu)件寬度；L為構(gòu)件長(zhǎng)度；h為構(gòu)件厚度；γ為構(gòu)件的密度；C為構(gòu)件的比熱容。

假設(shè)構(gòu)件為一薄板，散熱面積S近似為2BL，從公式(4)與(5)可以得出輻射溫降公式為：

(6)

由于對(duì)流換熱過(guò)程非常復(fù)雜，為了計(jì)算方便，通常采用如下簡(jiǎn)單的計(jì)算式：

(7)

式中：T為物體溫度；T0為介質(zhì)溫度，℃；t為熱交換時(shí)間；α為強(qiáng)迫對(duì)流換熱系數(shù)，通常由試驗(yàn)確定。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 焊態(tài)下結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)分布

圖4 焊接溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果Fig.4 Calculation results of the welding temperature field

圖4給出了結(jié)構(gòu)中典型焊縫a的焊接溫度場(chǎng)的分布，可以看出，焊縫附近溫度梯度變化比較大，溫度很高，甚至達(dá)到了材料的沸點(diǎn)。遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，溫度變化相對(duì)平緩很多。焊縫附近的熱影響區(qū)由于焊接熱源的不斷加熱和冷卻，一些節(jié)點(diǎn)已處于收縮冷卻階段，而另外的節(jié)點(diǎn)卻處于膨脹加熱階段，因此產(chǎn)生了復(fù)雜的非彈性變形，導(dǎo)致殘余應(yīng)力的產(chǎn)生。

對(duì)焊縫區(qū)、熱影響區(qū)以及附近的母材區(qū)提取節(jié)點(diǎn)溫度，并繪制出不同位置的熱循環(huán)曲線，各區(qū)域的溫度曲線分布如圖5所示。由圖5(a，b)可以看出，整個(gè)焊接構(gòu)件在焊接過(guò)程中焊縫及其熔合線附近節(jié)點(diǎn)出現(xiàn)出兩次波動(dòng)，且整體變化趨勢(shì)具有同步性。在第一次波動(dòng)的波峰溫度達(dá)1500 ℃(如圖5(a)所示)，這是由于焊接第一道時(shí)候，熱源位于第一道焊縫處，在焊縫處溫度迅速上升，并且達(dá)到了材料的沸點(diǎn)。隨著第二道焊縫進(jìn)行焊接，熱源移動(dòng)，第一道焊縫處的溫度迅速降低，而第二道焊縫的升溫對(duì)第一道焊縫的溫度又有所影響，所以隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行，第一道焊縫處的溫度有所上升，在降溫的時(shí)候溫度迅速下降，并最終達(dá)到室溫狀態(tài)。

圖5 焊接件不同處節(jié)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線(a)焊縫中心；(b)焊縫熔合線；(c)焊縫附近的母材區(qū)Fig.5 Thermal cycle curves of different nodes of the welds(a) weld center; (b) weld fusion line; (c) base material area near the weld

圖5(c)為遠(yuǎn)離焊縫處節(jié)點(diǎn)的熱循環(huán)曲線。由圖5(c)可見(jiàn)，遠(yuǎn)離焊縫處節(jié)點(diǎn)的溫度受熱源溫度影響較小，隨熱源移動(dòng)溫度無(wú)劇烈變化，僅存在由于熱傳導(dǎo)而發(fā)生的簡(jiǎn)單的降溫過(guò)程，在焊接過(guò)程中，節(jié)點(diǎn)溫度達(dá)到了殼體的預(yù)熱溫度200 ℃，隨著焊接的進(jìn)行，溫度變化越來(lái)越平緩，最終達(dá)到室溫狀態(tài)。

4.2 焊態(tài)下構(gòu)件總體畸變

由于本研究中的構(gòu)件焊接完成后需要通過(guò)法蘭同上半部分構(gòu)件相連接，法蘭面的焊后畸變必然影響到后續(xù)機(jī)加工以及裝配工序的可實(shí)施性與精度[13]，因此，對(duì)結(jié)構(gòu)的畸變進(jìn)行進(jìn)一步的分析。

圖6給出了整個(gè)構(gòu)件焊接完成以后的總體畸變狀況。從圖6可以看出，由于結(jié)構(gòu)厚度大，有很好的抗橫向、縱向收縮的能力，橫向、縱向收縮都較小。另一方面，位移的最大值集中在法蘭上，全部焊完后的畸變量為16.135 mm。在整個(gè)結(jié)構(gòu)中部有一定的畸變，但是畸變量不是很大，只有3～5 mm。

圖6 結(jié)構(gòu)件焊接畸變Fig.6 Welding distortion of the components

在焊接過(guò)程中，由于設(shè)計(jì)要求導(dǎo)致鋼板厚、坡口大、焊縫多，因此焊接畸變量很大。同時(shí)由于構(gòu)件的法蘭不是一個(gè)整體結(jié)構(gòu)，而是有多塊板分段拼焊呈凸型，而且還要在法蘭外側(cè)焊接多個(gè)支撐板，增加了焊縫的數(shù)量，這樣，從水平法蘭向上，焊縫數(shù)量較多，形成一個(gè)很大的向上拉的應(yīng)力，導(dǎo)致機(jī)殼焊后向上翹，畸變比較明顯。

4.3 焊后熱處理對(duì)構(gòu)件畸變的影響

模擬了3種不同熱處理工藝下構(gòu)件的畸變分布，結(jié)果見(jiàn)圖7。同一溫度下，不同的保溫時(shí)間熱處理后的最大畸變量分析結(jié)果見(jiàn)表3。

圖7 不同工藝熱處理后構(gòu)件的畸變場(chǎng)Fig.7 Distortion field of the components after different heat treatments(a) F1：550 ℃×15 h; (b) F2：550 ℃×10 h; (c) F3：550 ℃×6 h

表3 不同工藝熱處理后構(gòu)件的最大畸變量

從圖7和表3可知，3種熱處理工藝中，經(jīng)F2(550 ℃×10 h)熱處理后，結(jié)構(gòu)的總體畸變量較小，最大畸變量也最小，其次是F3(550 ℃×6 h)，熱處理后畸變最大的是工藝F1(550 ℃×15 h)。所以從結(jié)構(gòu)總體畸變這個(gè)角度考慮，550 ℃退火6～10 h是可取的熱處理工藝。

為了研究3種熱處理工藝對(duì)法蘭處畸變的影響，找出最佳的保溫時(shí)間，取法蘭處各點(diǎn)，如圖8(a)所示，分析焊后及不同焊后熱處理后畸變量的變化，來(lái)對(duì)比焊后熱處理工藝對(duì)法蘭畸變的影響，分析結(jié)果見(jiàn)圖8(b)。

圖8 結(jié)構(gòu)件法蘭上畸變測(cè)量取點(diǎn)(a)及熱處理前后的畸變分布(b)Fig.8 Measurement points(a) and distribution of distortion(b) on flange of the components before and after post weld heat treatment

從圖8(b)可以看出，結(jié)構(gòu)件焊后畸變較大，且焊后畸變量曲線全部位于零點(diǎn)以上。3種熱處理工藝中，只有工藝F3(550 ℃×6 h)的畸變量曲線大部分點(diǎn)位于零點(diǎn)以下，F(xiàn)1、F2這兩種熱處理工藝的畸變量接近于零。F3(550 ℃×6 h)熱處理工藝，適量的矯枉過(guò)正，可以更有效地改善構(gòu)件的焊后畸變。所以從結(jié)構(gòu)法蘭處畸變量分析可知，F(xiàn)3(550 ℃×6 h)工藝較其它兩種工藝合理。

通過(guò)對(duì)結(jié)構(gòu)件同一溫度不同保溫時(shí)間的3種熱處理工藝的比較發(fā)現(xiàn)，F(xiàn)3(550 ℃×6 h)是較優(yōu)的熱處理工藝，以F3工藝(550 ℃×6 h)為比較對(duì)象，將溫度升高到650 ℃保溫6 h，比較熱處理溫度對(duì)結(jié)構(gòu)畸變的影響，得出最可行的熱處理制度。

取法蘭處的畸變來(lái)對(duì)比焊后以及不同溫度熱處理6 h后的畸變量，得到的結(jié)構(gòu)總體畸變分布如圖9所示，最大畸變量見(jiàn)表4，可以看出，F(xiàn)4工藝(650 ℃×6 h)的最終總體畸變比F3工藝(550 ℃×6 h)小。

表4 不同工藝熱處理后構(gòu)件的最大畸變量

圖9 不同工藝熱處理后構(gòu)件的畸變場(chǎng)Fig.9 Distortion field of the components after different heat treatments (a) F3：550 ℃×6 h； (b) F4：650 ℃×6 h

為了研究F3、F4熱處理工藝對(duì)法蘭處畸變的影響，找出最佳的保溫溫度，取法蘭處各點(diǎn)如圖8(a)所示，分析結(jié)果如圖10所示。從圖10可以看出，經(jīng)F3和F4這兩種工藝熱處理后的畸變曲線都基本位于零點(diǎn)以下，這種適量的矯枉過(guò)正，可以更有效地改善構(gòu)件的焊后畸變，穩(wěn)定結(jié)構(gòu)的尺寸。而且F4(650 ℃×6 h)工藝的畸變曲線和焊后的畸變曲線的鏡像對(duì)稱性較好， F4(650 ℃×6 h)工藝熱處理對(duì)結(jié)構(gòu)畸變的改善更有效。因此推薦選用650 ℃保溫6 h(F4)熱處理工藝。

圖10 焊后熱處理前、后結(jié)構(gòu)件法蘭上的畸變量分布Fig.10 Comparison of distortion distribution on the flange of the components before and after post weld heat treatment

5 試驗(yàn)驗(yàn)證分析

焊接畸變產(chǎn)生的根本原因是焊后殘余應(yīng)力導(dǎo)致的材料非協(xié)調(diào)性變形，而傳統(tǒng)的焊接畸變預(yù)測(cè)依賴于經(jīng)驗(yàn)公式，誤差較大且測(cè)量方法復(fù)雜[14]。因此本文利用熱彈塑性有限元法預(yù)測(cè)焊接畸變，并對(duì)最佳工藝熱處理后殘余應(yīng)力進(jìn)行試驗(yàn)和理論對(duì)比，說(shuō)明選用熱處理工藝的有效性。

采用“盲孔法”[15-16]測(cè)量經(jīng)過(guò)F4熱處理工藝后的殘余應(yīng)力，對(duì)構(gòu)件法蘭處進(jìn)行打磨、劃線、定位、貼電阻應(yīng)變片，并進(jìn)行鉆孔，釋放殘余應(yīng)力。如圖11所示，在法蘭各測(cè)量點(diǎn)處打磨，并在結(jié)構(gòu)法蘭處取相應(yīng)的位置。

圖11 構(gòu)件殘余應(yīng)力測(cè)量取點(diǎn)位置示意圖(a)及應(yīng)變片的粘貼方式(b)Fig.11 Schematic of residual stress measurement positions of the components(a) and paste method of the strain sheet(b)

通過(guò)應(yīng)變片讀出的數(shù)據(jù)，算出最小和最大主應(yīng)力，根據(jù)公式(8)算出測(cè)試點(diǎn)的等效殘余應(yīng)力。

(8)

圖12 結(jié)構(gòu)經(jīng)熱處理(工藝F4)后的等效應(yīng)力數(shù)值模擬和測(cè)試結(jié)果比較Fig.12 Equivalent effective stress comparison of numerical simulation and test results of the components after heat treatment (process F4)

式中：σeq為等效應(yīng)力；σ1為第一主應(yīng)力；σ2為第二主應(yīng)力。

熱處理(F4)完成后，結(jié)構(gòu)法蘭處的測(cè)量數(shù)據(jù)比較如圖12所示。從圖12可以看出，結(jié)構(gòu)熱處理后模擬計(jì)算結(jié)果分布較平緩，峰值應(yīng)力出現(xiàn)在點(diǎn)5和點(diǎn)7處，基本位于法蘭的尖角處，即機(jī)殼上兩條焊縫相交的地方。試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果峰值應(yīng)力出現(xiàn)在點(diǎn)2、5和7處，這與模擬結(jié)果基本吻合。試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)比模擬結(jié)果略大一些。這是由于實(shí)際測(cè)量中，法蘭上施加的約束較多，增加了法蘭處的殘余應(yīng)力，使得應(yīng)力較為集中。

6 結(jié)論

1) 直徑為φ5.12 m的Q390C鋼大型結(jié)構(gòu)件在焊態(tài)下，焊接畸變主要集中在法蘭處，全部焊完后的最大畸變量為16.135 mm，在整個(gè)結(jié)構(gòu)中部有一定的畸變，但是畸變量不是很大，只有3～5 mm。

2) 通過(guò)模擬構(gòu)件的總體畸變和結(jié)構(gòu)法蘭處的畸變分布，分析得出經(jīng)過(guò)F4(650 ℃保溫6 h)工藝處理后，構(gòu)件的總體畸變較小，結(jié)構(gòu)法蘭處的畸變分布和焊后的畸變分布呈較好的鏡像對(duì)稱性，這可以有效改善結(jié)構(gòu)的焊后畸變，并有利于構(gòu)件保持尺寸穩(wěn)定性。

3) 通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量熱處理后(F4：650 ℃保溫6 h)的殘余應(yīng)力，試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與模擬結(jié)果趨勢(shì)相同，基本一致，試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)比模擬結(jié)果略大一些。這是由于實(shí)際試驗(yàn)測(cè)量中，法蘭上施加的約束較多，增加了法蘭處的殘余應(yīng)力，使得應(yīng)力較為集中。