弓形半管夾套焊接工藝仿真

王鋁,李紅軍,廖曉平

(1.浙江理工大學(xué)，杭州 310018；2.浙江德力裝備有限公司，浙江 紹興 312000)

0 前言

螺旋半管夾套是反應(yīng)釜的一種換熱裝置，通過(guò)對(duì)反應(yīng)釜內(nèi)溫度的控制來(lái)獲得最佳的反應(yīng)效果。半管夾套的焊接在釜體外側(cè)進(jìn)行，焊縫的開(kāi)裂會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱液體的泄露，因此，焊接質(zhì)量直接影響了設(shè)備運(yùn)行安全問(wèn)題。

焊接過(guò)程中彈塑性變形是產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力的根本原因，變形的發(fā)生可以由內(nèi)部作用或者外部作用而引起的，外部作用是焊接后應(yīng)力場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布不均勻引起的，內(nèi)部作用可能是由于構(gòu)件組織或者力學(xué)性能的差異引起的[1-2]。陳曉寧等學(xué)者[3]和李政輝等學(xué)者[4]結(jié)合奧氏體不銹鋼制造的壓力容器和設(shè)備中焊接半管夾套的焊縫性能要求，針對(duì)螺旋半管不銹鋼的焊接工藝要點(diǎn)及應(yīng)用，介紹了這種焊縫的焊接性能要求、焊縫檢測(cè)及試驗(yàn)過(guò)程，該焊接工藝評(píng)定的方法和評(píng)估也適用于類似的焊縫。除了焊接上的工藝要求，焊后殘余應(yīng)力也是影響焊縫開(kāi)裂的主要因素之一，蔣文春等學(xué)者[5]利用有限元軟件討論了坡口形式及半管間距對(duì)焊后殘余應(yīng)力的影響，得到最大焊接殘余應(yīng)力的位置及大小，為半管焊接安全提供了一定依據(jù)。后來(lái)針對(duì)焊后應(yīng)力集中區(qū)域部位的研究，王和慧等學(xué)者[6]利用有限元技術(shù)熱-結(jié)構(gòu)直接耦合的方法對(duì)一種新型冷卻夾套的焊接過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，通過(guò)溫度場(chǎng)與殘余應(yīng)力場(chǎng)的分析得出：焊接殘余應(yīng)力具有很強(qiáng)的局部性，焊縫的殘余應(yīng)力變化急劇，局部較為集中，提出焊后應(yīng)進(jìn)行一定的熱處理來(lái)提高部位承載能力。焊后殘余應(yīng)力及變形會(huì)受到多種因素的影響，通過(guò)焊后殘余應(yīng)力可以來(lái)評(píng)價(jià)焊接的好壞，Jiang 等學(xué)者[7]對(duì)半管夾套與殼體焊接時(shí)的殘余應(yīng)力和變形進(jìn)行了有限元分析，討論了熱輸入、殼體內(nèi)部冷卻和焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的影響，研究發(fā)現(xiàn)：焊縫金屬中會(huì)產(chǎn)生較大的縱向應(yīng)力，由于局部焊縫加熱，夾套和殼體變得不圓，沿殼體圓周產(chǎn)生張力波形，隨著熱輸入的增加，殘余應(yīng)力和橢圓度呈線性增加。史建蘭等學(xué)者[8]利用有限線元分析軟件并結(jié)合試驗(yàn)對(duì)不同坡口形式的半管夾套進(jìn)行焊接分析，結(jié)果表明：不開(kāi)坡口導(dǎo)致焊接溫度不足使得筒體與半管夾套的接觸面不能完全熔化，開(kāi)平行坡口導(dǎo)致根部焊不透，而開(kāi)45°外坡口能夠形成良好的焊縫，并能降低筒體的整體殘余應(yīng)力及腐蝕開(kāi)裂的敏感性。對(duì)減少焊接變形和殘余應(yīng)力方法的研究上，Liu 等學(xué)者[9-10]針對(duì)薄壁管道焊接變形這個(gè)突出而普遍的問(wèn)題，為了分析焊接變形和焊接變形的特性建立了實(shí)體殼混合模型，結(jié)果表明：焊縫焊管的焊接變形除了收縮外，還呈現(xiàn)出凸彎曲與軸向彎曲向焊縫側(cè)彎曲的組合形式，最大變形發(fā)生在焊縫兩端；在焊接模擬中考慮夾緊效應(yīng)，對(duì)有約束和無(wú)約束的焊縫焊管進(jìn)行了對(duì)比，建模結(jié)果表明：在外部約束作用下，焊接變形和殘余應(yīng)力均明顯減小，減小約束距離是減小焊縫焊管焊接變形的最有效方法。

半管夾套的焊接大多都是針對(duì)半圓管夾套和管道，通過(guò)判定殘余應(yīng)力來(lái)推測(cè)焊接結(jié)構(gòu)參數(shù)的好壞，然而，針對(duì)弓形截面夾套的焊接分析研究較少。以120°圓心角所對(duì)應(yīng)的弓形半管夾套為研究對(duì)象，建立夾套與釜體簡(jiǎn)化模型，利用SYSWELD 焊接軟件模擬電弧焊焊接，研究不同坡口形式下模型的溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)變化規(guī)律。

1 模型與材料

1.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

反應(yīng)釜筒體內(nèi)徑D=2 000 mm，筒壁厚T=10 mm，纏繞在釜外的螺旋半管直徑d=160 mm，圓心角θ=120°，夾套壁厚t=3 mm。筒體和管壁厚都很薄，筒體的直徑遠(yuǎn)大于半管的直徑，可將其轉(zhuǎn)換成薄板來(lái)處理，夾套筒體簡(jiǎn)化后的模型如圖1 所示。

圖2 為3 種不同坡口模型，夾套與筒體焊接部位的坡口角度為根部角平分線。焊接部位的網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，最小的單元長(zhǎng)度為1 mm，遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域采用較為稀疏的網(wǎng)格，焊縫材料在焊接方向上采用相同網(wǎng)格寬度，整個(gè)溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)采用相同的節(jié)點(diǎn)和單元。

圖2 網(wǎng)格劃分

1.2 焊接工藝參數(shù)

焊接仿真軟件為SYSWELD，焊接方式為CO2氣體保護(hù)電弧焊，焊接效率取0.85，空氣對(duì)流換熱采用默認(rèn)數(shù)值20 W/(m·K)，具體焊接工藝參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 焊接工藝參數(shù)

焊縫示意圖如圖3 所示。模型在焊接時(shí)需要設(shè)置裝夾點(diǎn)來(lái)固定模型，該模型一共需要2 道焊接，每道焊接時(shí)間t=40 s，焊接方向均沿著y軸正方向在第1道焊接結(jié)束后，設(shè)置1 000 s 的冷卻時(shí)間然后再進(jìn)行第2 道焊接，然后直至模型冷卻到室溫再進(jìn)行后處理。

圖3 焊縫示意圖

1.3 熱源模型

熱源模型選取雙橢球熱源模型，該模型具有前后不對(duì)稱特點(diǎn)，前半部分模型熱流密度為：

后半部分模型熱流密度為：

式中：a，b，c 為熱源的分布參數(shù)，分別為不同取值；m，n為能量分配系數(shù)，關(guān)系式為m+n=2；Q為熱輸入。通過(guò)改變上述數(shù)值，如果得到熔池與焊縫接近，那么近似認(rèn)為參數(shù)是符合實(shí)際的。根據(jù)該熱源特點(diǎn)，將其分布參數(shù)前半軸長(zhǎng)度c設(shè)置為3 mm、后半軸設(shè)置為4.5 mm、橫向長(zhǎng)度a設(shè)置為1.8 mm 及縱向半徑b設(shè)置為2 mm。

1.4 焊接材料

計(jì)算溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)所需的材料參數(shù)都隨著溫度而變化，夾套與筒體均采取與工程應(yīng)用中常用的304 不銹鋼作為模型材料，具體材料性質(zhì)隨溫度變化的值見(jiàn)表2。

表2 304 不銹鋼材料參數(shù)

1.5 模型試驗(yàn)

通過(guò)紅外熱成像儀記錄實(shí)際焊縫表面區(qū)域的溫度，然后與仿真預(yù)測(cè)溫度進(jìn)行對(duì)比來(lái)驗(yàn)證模型有效性。測(cè)溫點(diǎn)如圖4 所示，選取距離熱源中心表面分別為20 mm 和30 mm 的A，B 區(qū)域內(nèi)6 個(gè)位置，并分別讀取在15 s 時(shí)的溫度值。

圖4 15 s 時(shí)焊接點(diǎn)及測(cè)溫點(diǎn)示意圖

試驗(yàn)時(shí)使用熱成像儀記錄下A，B 區(qū)域焊接過(guò)程中相同時(shí)間、離熱源中心熱成像值，如圖5 所示，其中B 區(qū)域離15 s 時(shí)焊接點(diǎn)較近，A 區(qū)域較遠(yuǎn)，B 區(qū)域瞬時(shí)平均溫度較高，熱像圖顯示A，B 區(qū)域焊縫該時(shí)刻最大瞬時(shí)溫度分別為487 ℃和925 ℃。

圖5 A，B 區(qū)域熱成像

將熱成像值與A，B 區(qū)域內(nèi)溫度點(diǎn)平均值進(jìn)行比較的結(jié)果見(jiàn)表3。計(jì)算取得A，B 區(qū)域仿真值與試驗(yàn)值差值分別在50 ℃，9 ℃左右，考慮到真實(shí)環(huán)境溫差及各種誤差，差值在可接受范圍內(nèi)，即該熱源模型具有一定的可靠性，可作為后續(xù)應(yīng)力場(chǎng)的計(jì)算初始場(chǎng)。

表3 仿真與試驗(yàn)溫度對(duì)比表 ℃

2 結(jié)果與討論

2.1 溫度場(chǎng)分析

焊接過(guò)程中在溫度場(chǎng)穩(wěn)定時(shí)截面云圖如圖6 所示。焊縫熔池的溫度均達(dá)到了材料的熔點(diǎn)，遠(yuǎn)離焊縫中心的溫度逐漸下降，其中焊縫中心溫度均達(dá)到了焊縫材料的熔點(diǎn)，熔池與實(shí)際情況相符。

圖6 焊接溫度場(chǎng)云圖

A 點(diǎn)是分別取3 種模型焊縫根部的一點(diǎn)（圖2），焊接時(shí)間段在20～90 s 之間的溫度循環(huán)曲線如圖7所示。由于該點(diǎn)為單道焊接的結(jié)束點(diǎn)，在開(kāi)始時(shí)間段熱源距離較遠(yuǎn)，溫度循環(huán)曲線都處于室溫階段，當(dāng)熱源接近并經(jīng)過(guò)該點(diǎn)時(shí)，3 種模型的溫度循環(huán)曲線急劇上升并達(dá)到最高溫度，其中外坡口模型根部曲線顯示達(dá)到了304 不銹鋼的熔點(diǎn)（1 400 ℃左右），而未開(kāi)坡口和內(nèi)坡口模型均未達(dá)到熔點(diǎn)，焊接完成后，隨著時(shí)間逐漸冷卻到室溫。由溫度循環(huán)曲線可知開(kāi)外坡口的夾套模型根部更容易焊透，而另外2 種模型由于根部未焊透，在焊接根部區(qū)域存在一定的焊接缺陷，焊縫面積的減少必然導(dǎo)致連接強(qiáng)度降低及應(yīng)力集中，降低疲勞強(qiáng)度，產(chǎn)生裂紋影響反應(yīng)釜的安全使用。

圖7 A 點(diǎn)溫度循環(huán)曲線

2.2 焊接殘余應(yīng)力場(chǎng)

焊接殘余應(yīng)力是由焊接過(guò)程中母材和焊材不同熱學(xué)性能使結(jié)構(gòu)出現(xiàn)不均勻的變形，在焊接完成后進(jìn)而產(chǎn)生內(nèi)部殘余內(nèi)力。因此，焊后殘余應(yīng)力的分析是先計(jì)算焊接溫度場(chǎng)，再將溫度場(chǎng)的文件作為初始條件來(lái)求解應(yīng)力場(chǎng)。

3 種模型焊接完成冷卻后，沿著y=120 mm 的橫截面截面上等值殘余Mises 應(yīng)力云圖如圖8 所示。3種模型的焊接殘余Mises 應(yīng)力相差不大，應(yīng)力峰值都主要集中在焊縫處，隨著遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，應(yīng)力值越來(lái)越小，在夾套中心呈現(xiàn)一個(gè)穩(wěn)定的趨勢(shì)。由3 種模型應(yīng)力峰值可知，開(kāi)外坡口的夾套模型焊接殘余應(yīng)力最小，這與文獻(xiàn)[11]中所描述現(xiàn)象相同。

圖8 焊接殘余應(yīng)力云圖

在開(kāi)外坡口模型上沿著截面上取3 條路徑，如圖9 所示，另外2 種模型的路徑選取也相同。根據(jù)模型定義橫向應(yīng)力為S11，縱向應(yīng)力為S22，厚度應(yīng)力為S33，然后分別對(duì)這幾條路徑上的殘余應(yīng)力進(jìn)行分析。

3 種模型沿著P1路徑上的橫向殘余應(yīng)力S11和縱向殘余應(yīng)力S22的曲線圖分別如圖10 和圖11 所示。可知橫向殘余應(yīng)力S11和縱向殘余應(yīng)力S22分別主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力和拉應(yīng)力，3 種模型在遠(yuǎn)離邊緣的部位曲線變化趨勢(shì)較為復(fù)雜，難以得出結(jié)論，但是在y方向離邊緣橫截面0～10 mm 的距離里，橫向殘余應(yīng)力都表現(xiàn)為壓應(yīng)力，而且開(kāi)外坡口模型的橫向殘余應(yīng)力明顯小于另外2 個(gè)模型；縱向殘余應(yīng)力表現(xiàn)既有拉應(yīng)力也有壓應(yīng)力，說(shuō)明開(kāi)外坡口模型在邊緣產(chǎn)生裂紋的概率明顯小于另外2 種模型。在P1路徑上的厚度方向的應(yīng)力S33數(shù)據(jù)變化不大，因此不做分析。

圖10 P1 路徑上橫向殘余應(yīng)力

圖11 P1 路徑上縱向殘余應(yīng)力

圖12 為3 種模型沿著P2路徑上的橫向殘余應(yīng)力S11趨勢(shì)圖和整體變形，雖然由Mises 應(yīng)力云圖可知應(yīng)力分布情況雖然大致相同，由圖12a 可知，橫向應(yīng)力先呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，然后再增大后減小，在焊縫區(qū)域由拉應(yīng)力變成壓應(yīng)力（圖12b），原始輪廓線對(duì)比焊接后的輪廓線兩端翹起，中間下凹，因此，在焊縫與筒體連接的部位表現(xiàn)出受擠壓狀態(tài)。夾套兩端最后在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域存在一段平緩曲線，橫向殘余應(yīng)力在橫截面呈現(xiàn)大致對(duì)稱結(jié)構(gòu)。不開(kāi)坡口的模型在該路徑上的橫向殘余應(yīng)力最大，其拉應(yīng)力峰值遠(yuǎn)超材料的屈服強(qiáng)度，而開(kāi)外坡口模型的橫向殘余應(yīng)力比內(nèi)坡口和不開(kāi)坡口的模型都要小。

圖12 P2 路徑上橫向殘余應(yīng)力及形變

3 種模型沿著P2路徑上的縱向殘余應(yīng)力S22趨勢(shì)如圖13 所示。雖然有很多研究關(guān)于縱向殘余應(yīng)力對(duì)疲勞強(qiáng)度的影響，在實(shí)際工程應(yīng)用中，最為普遍的現(xiàn)象是沿著焊縫的裂紋總是出現(xiàn)或者擴(kuò)散在焊接根部，沿著焊縫方向的縱向殘余應(yīng)力并不會(huì)對(duì)這種裂紋產(chǎn)生一些擴(kuò)散或者閉合的影響[12-13]。由圖13 可知縱向殘余應(yīng)力在橫截面也呈現(xiàn)出大致對(duì)稱結(jié)構(gòu)，縱向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)域表現(xiàn)為拉應(yīng)力，其中不開(kāi)破口的夾套模型的縱向殘余應(yīng)力最大，外坡口與內(nèi)坡口模型雖然相差不大，但內(nèi)破口縱向殘余應(yīng)力的峰值是高于外坡口模型的。在P2路徑上的厚度方向的應(yīng)力S33數(shù)據(jù)變化不大，因此不做分析。

圖13 P2 路徑上縱向殘余應(yīng)力

3 種模型沿著P3路徑上的橫向殘余應(yīng)力S11趨勢(shì)如圖14 所示。由圖14 可知，該路徑上3 種模型的橫向殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)大致相同，從筒體縱向距離上先由壓應(yīng)力減小到0，然后逐漸增大變成拉應(yīng)力再變成壓應(yīng)力，無(wú)論是拉應(yīng)力還是壓應(yīng)力的表現(xiàn)上，明顯可見(jiàn)外坡口模型在該路徑上的橫向應(yīng)力要比另外2種模型小。

圖14 P3 路徑上橫向殘余應(yīng)力

3 種模型沿著P3路徑上的縱向殘余應(yīng)力S22趨勢(shì)如圖15 所示。P3路徑上的縱向應(yīng)力主要表現(xiàn)為拉應(yīng)力，這是由于模型的筒體部分被固定住，弓形半管在通過(guò)焊條與筒體連接時(shí)，在縱向方向的融合對(duì)筒體產(chǎn)生提拉作用，因此在應(yīng)力的表現(xiàn)為拉應(yīng)力，開(kāi)外坡口和內(nèi)破口的模型表現(xiàn)出的縱向殘余應(yīng)力大于不開(kāi)坡口的模型，可能是由于不開(kāi)坡口的模型與筒體焊接時(shí)流進(jìn)去的焊材更少，結(jié)合時(shí)產(chǎn)生的形變相對(duì)較小。

圖15 P3 路徑上縱向殘余應(yīng)力

3 結(jié)論

（1）當(dāng)前工藝參數(shù)下，3 種坡口夾套模型焊縫焊材均達(dá)到了材料熔點(diǎn)，但是只有外角平分線坡口的根部達(dá)到焊透狀態(tài)，其余坡口并未達(dá)到焊透狀態(tài)，說(shuō)明外坡口焊接更容易焊透。

（2）外角平分線坡口的半管夾套焊接后具有最小的Mises 應(yīng)力值，焊縫厚度方向的殘余應(yīng)力值較小，主要表現(xiàn)為橫向和縱向殘余應(yīng)力，開(kāi)外坡口模型在邊緣產(chǎn)生裂紋的概率明顯小于另外2 種模型，而且在焊縫處3 條路徑上的殘余應(yīng)力值分析說(shuō)明了外角平分線坡口模型具有更好的應(yīng)用性。

（3）在工程中，半管夾套的焊接時(shí)應(yīng)該使夾套與筒體分開(kāi)一定距離，使更多的焊材能夠流進(jìn)焊縫處能夠減少筒體厚度方向殘余應(yīng)力的產(chǎn)生。