壓力容器非線性裂紋補(bǔ)焊及熔池受力分析

紀(jì)東生，周世杰，李云濤，李耀榮，王學(xué)蘭，郝學(xué)敏

（1.天津市特種設(shè)備監(jiān)督檢驗(yàn)技術(shù)研究院，天津300060；2.天津理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津300384；3.天津?qū)毘蓹C(jī)械制造股份有限公司，天津300352）

0 前言

焊接裂紋是壓力容器中最危險(xiǎn)的缺陷之一，是影響壓力容器使用壽命的重要因素，因此焊接裂紋補(bǔ)焊質(zhì)量的好壞是決定壓力容器能否再次使用的關(guān)鍵[1]。壓力容器常見裂紋有：應(yīng)力腐蝕裂紋、疲勞裂紋、過熱和過冷裂紋等。當(dāng)容器焊縫受到較大濃度堿水侵蝕時(shí)，會(huì)在金屬晶體和晶間產(chǎn)生電位差，晶粒本身電位高形成陰極，而晶界間的電位低形成陽極，在晶粒和晶間產(chǎn)生微電流腐蝕沿晶界面向縱深發(fā)展，即在金屬內(nèi)部產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕裂紋；在形成疲勞裂痕基礎(chǔ)上，由交變應(yīng)力和腐蝕性介質(zhì)共同作用產(chǎn)生應(yīng)力集中，導(dǎo)致疲勞裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展。熱裂紋是一種在金屬結(jié)晶過程中相變前發(fā)生的晶格缺陷，冷裂紋在焊接結(jié)束后較長(zhǎng)一段時(shí)間或較低溫度下產(chǎn)生。

由于裂紋成因復(fù)雜，形態(tài)各異，極易擴(kuò)展，具有很多不可預(yù)見性因素，因此必須高度重視裂紋的防護(hù)，主要的防護(hù)措施包括：（1）限制鋼材及焊接材料中的含碳量和易偏析的元素及有害雜質(zhì)的含量；（2）調(diào)節(jié)焊接金屬的化學(xué)成分，改善焊縫組織、細(xì)化焊縫晶粒；（3）采用多層多道焊法，避免中心偏析、降低收縮應(yīng)力；（4）采用淺熔深焊接方法，加速冷卻，使低熔點(diǎn)物質(zhì)上浮在焊縫表面而不存在于焊縫；（5）采用合理的裝配次序，減小焊接應(yīng)力。

由于壓力容器焊接裂紋普遍呈非線性擴(kuò)展，進(jìn)一步了解非線性焊接過程熔池流動(dòng)和受力[2-3]對(duì)于實(shí)現(xiàn)高質(zhì)量裂紋補(bǔ)焊具有重要意義。此外，表面張力的大小和正負(fù)直接影響熔池形狀，因此研究曲線路徑壓力容器補(bǔ)焊過程中熔池的流動(dòng)變得十分必要。

本研究針對(duì)雙橢球熱源模型進(jìn)行非線性修正，考慮重力、表面張力等的作用，采用有限體積法進(jìn)行模擬計(jì)算，獲得壓力容器焊接裂紋補(bǔ)焊過程中的溫度場(chǎng)和熔池流場(chǎng)結(jié)果，從而探討表面張力對(duì)非線性焊接過程熔池流動(dòng)的影響。

1 模型假設(shè)及補(bǔ)焊工藝參數(shù)

為了簡(jiǎn)化計(jì)算，做如下假設(shè)：焊接裂紋以正弦曲線的形式存在于壁厚10 mm的容器焊接接頭的熔合區(qū)到熱影響區(qū)范圍內(nèi)，裂紋深度2.2 mm，超過允許的腐蝕余量2.0 mm，寬度1.5 mm，長(zhǎng)度為一個(gè)正弦周期。考慮到容器體積巨大，在裂紋振幅范圍內(nèi)，容器的裂紋面可近似為平面，建立如圖1所示的模型，尺寸 40 mm×20 mm×10 mm。

圖1 焊接裂紋補(bǔ)焊模型

TIG焊工藝參數(shù)為[4]：焊接電流80 A，直流鎢極接負(fù)極；焊接電壓12 V；焊接速度1 mm/s氬氣流量10 L/min，純度 99.99%；填充焊絲 THS-308，直徑φ2.0 mm；線能量小于等于23.04 kJ/cm。焊前清除焊接區(qū)的銹、油、水等附著物，有風(fēng)時(shí)采取防風(fēng)措施，施行多層多道焊。

2 建立數(shù)學(xué)模型

2.1 雙橢球熱源模型修正

要實(shí)現(xiàn)正弦曲線路徑的焊接，需要修正雙橢球熱源模型，使熱源沿z軸直線移動(dòng)，并沿x軸正弦擺動(dòng)。通過UDF編程實(shí)現(xiàn)熱源在軟件中的移動(dòng)，其數(shù)學(xué)模型的表達(dá)式[5]為

式中 α為有效系數(shù)；D為熱源左右擺動(dòng)的幅度；e為熱源左右擺動(dòng)頻率的1/2；t為熱源移動(dòng)的時(shí)間；熱源中熔池的參數(shù) a、b、cf、cr是根據(jù)文獻(xiàn)[6]的經(jīng)驗(yàn)公式算出。式（1）、（2）中可通過調(diào)整 D、e的參數(shù)[7]改變熱源的正弦曲線運(yùn)動(dòng)軌跡，從而改變焊縫形狀。

2.2 控制方程

研究中模擬流體的流動(dòng)，除考慮驅(qū)動(dòng)力的作用外，還要作如下假設(shè)[8]：（1）熔池內(nèi)部液體為牛頓不可壓縮流體；（2）熔池內(nèi)部流體的流動(dòng)為層流；（3）熔池表面平坦；（4）工件初始溫度300 K。

流體的流動(dòng)要遵循物理守恒定律，包括：質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律。本研究中焊接過程的控制方程[9]為

質(zhì)量守恒方程

動(dòng)量守恒方程

x方向

y方向

z方向

能量守恒方程

2.3 邊界條件

（1）材料密度使用Boussinesq假設(shè)[10]。

（2）工件外壁面與周圍環(huán)境的對(duì)流換熱邊界條件為q=-hc（T-T0），其中hc為對(duì)流換熱系數(shù)；T0為環(huán)境溫度。

（3）工件的各個(gè)面已經(jīng)在圖1中標(biāo)出，保護(hù)氣面是“mixed”邊界條件，氣體流量10 L/min；空氣面是“mixed”邊界條件；恒溫面溫度為300 K，耦合面是耦合的邊界條件，所有面的速度邊界條件為靜止的邊界條件。

2.4 材料物理性能參數(shù)

A304奧氏體不銹鋼的熱物理性能參數(shù)引自文獻(xiàn)[11]，如表1、表 2 所示。

表1 材料比熱容和熱導(dǎo)率隨溫度的變化

表2 材料的其他熱物理性能參數(shù)

3 模擬結(jié)果和分析

針對(duì)A304不銹鋼壓力容器焊接裂紋正弦曲線TIG補(bǔ)焊過程，使用層流模型、壓力基和SMPLE算法對(duì)三維流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并針對(duì)流場(chǎng)模擬，分析熔池中的受力，細(xì)化網(wǎng)格區(qū)域尺寸0.3mm×0.3mm×0.5mm。計(jì)算并分析補(bǔ)焊過程中在純導(dǎo)熱、負(fù)表面張力和正表面張力三種條件下的溫度場(chǎng)和流場(chǎng)的分布。

圖2是補(bǔ)焊過程中，純導(dǎo)熱、負(fù)表面張力、正表面張力三種條件下的溫度場(chǎng)分布。由于熱源的移動(dòng)，在x-z平面都存在拖尾現(xiàn)象，考慮正表面張力的條件下，拖尾現(xiàn)象最長(zhǎng)，考慮負(fù)表面張力的條件下，拖尾現(xiàn)象最短；熱源前進(jìn)方向的溫度梯度由大到小的情況依次為：正表面張力、純導(dǎo)熱、負(fù)表面張力，說明表面張力能改變?nèi)鄢厍昂髢啥说臏囟忍荻取?/p>

圖2 溫度場(chǎng)分布

圖3為三種條件下熔池形狀的變化。圖3b中，熔池由原來的半橢球狀變?yōu)獒旑^狀，熔深沒有變化，而x-z面熔寬增加，當(dāng)熔深到0.6 mm時(shí)，熔寬迅速減小，說明負(fù)表面張力能改變?nèi)蹖挼拇笮。瑢?duì)熔深沒有影響。

圖3c中，x-z面熔寬大幅減小，隨著熔深增加，熔寬先增大后減小，呈橢球狀；對(duì)比圖3a、3b、3c可知，在有表面張力作用時(shí)，峰值溫度減小，熔池前端形狀較規(guī)則，而末端形狀很不規(guī)則；原因是表面張力作用能夠加快熔池內(nèi)部流體的流動(dòng)速度，導(dǎo)致熱量傳遞加快，熔池前端流體的流動(dòng)比較均勻，熱量傳遞一致，而熔池末端流體的流動(dòng)不均勻，熱量傳遞不一致。在正表面張力的作用下，峰值溫度最小，表面熔寬大幅減小，熔深顯著增加，說明正表面張力對(duì)熔池底部流體的流動(dòng)具有較大的加速作用，增加熔深。因此，正表面張力具有降低表面熔寬、增加熔深的作用。

圖4為三種情況下x-y平面的速度矢量分布。圖4a中，在熔池中心形成兩個(gè)大小不同、流動(dòng)方向相反的渦流。形成大小不同的渦流的原因是熱源的非線性移動(dòng)，導(dǎo)致熔池左右兩端溫度梯度不均勻。圖4b中，熔池中心溫度高、表面張力小，邊緣溫度低、表面張力大，由于存在負(fù)表面張力作用，在熔池上表面，熔池內(nèi)的流體由中心流向邊緣，當(dāng)流體流至熔池邊緣時(shí)，受到熔池邊緣的阻擋，在靠近熔池邊緣向上垂直流動(dòng)，形成橢球形渦流。圖4c中，由于存在正表面張力作用，在熔池內(nèi)形成一個(gè)巨大的環(huán)流，在此環(huán)流左右兩側(cè)，流體的流速差很大，高流速的流體流至熔池底部，受到熔池底部的阻擋，對(duì)熔池底部起到?jīng)_刷作用，導(dǎo)致熔深增加。

圖5為三種條件下熔池內(nèi)流體流動(dòng)的速度變化。在負(fù)表面張力作用下，熔池內(nèi)流體的峰值流速最大約為0.524 m/s，說明負(fù)表面張力作用對(duì)熔池內(nèi)流體流動(dòng)的加速作用最強(qiáng)烈；在純傳熱作用下，速度曲線的斜率非常平緩，而在表面張力的作用下，速度曲線的斜率比純導(dǎo)熱條件下大得多，說明表面張力是熔池內(nèi)流體流動(dòng)的主要驅(qū)動(dòng)力之一。

圖3 熔池形狀的變化

4 結(jié)論

本研究中的數(shù)值模擬是在確定的焊接工藝基礎(chǔ)上，考慮材料的熱物理性能參數(shù)隨溫度變化及材料的散熱的情況下實(shí)現(xiàn)的。

（1）A304不銹鋼壓力容器焊接裂紋正弦曲線TIG補(bǔ)焊過程中，表面張力能夠改變?nèi)鄢厍昂髢啥说臏囟忍荻取?/p>

（2）負(fù)表面張力能夠改變?nèi)蹖挘瑢?duì)熔深沒有影響；正表面張力既能改變?nèi)蹖挘帜芨淖內(nèi)凵睢Ｒ虼耍砻鎻埩?duì)熔池形狀具有直接的影響作用。

（3）表面張力對(duì)熔池內(nèi)流體的流動(dòng)具有強(qiáng)烈的加速作用，是主要的驅(qū)動(dòng)力之一。

[1]占小紅，米高陽，陶汪，等.薄板鋁合金激光深熔焊熔池流動(dòng)數(shù)值模擬[J].焊接學(xué)報(bào)，2013，34（10）：31-34.

[2]石玗，郭朝博，許樂生，等.基于Fluent熔池內(nèi)部受力的數(shù)值分析[J].電焊機(jī)，2011，41（9）：21-24.

[3]Sana Bannour，Kamel Abderrazak.Effects of temperaturedependent material properties and shielding gas on molten pool formation during continuous laser welding of AZ91 magnesium alloy[J].Optics&Laser Technology，2012（44）：2459-2468.

[4]趙忠義，高芹.SUS304奧氏體不銹鋼的雙人雙面同步鎢極氬弧焊[J].壓力容器，2008，26（4）：60-62.

圖4 熔池在x-y平面的速度矢量分布

圖5 熔池內(nèi)流體流動(dòng)的速度變化

[5]John Goldak.A New Finite Element Model for Welding Heat Sources[J].Metallurgical transactions，1984（15）：299-305.

[6]王煜.高能束焊接雙橢球熱源模型參數(shù)的確定[J].焊接學(xué)報(bào)，2003，24（2）：67-70.

[7]郭廣飛，王勇，韓濤，等.雙橢球熱源參數(shù)調(diào)整在預(yù)測(cè)在役焊接熔池尺寸上的應(yīng)用[J].壓力容器，2013，30（1）：15-19.

[8]付磊，曾燚林，唐克倫，等.管殼式換熱器殼程流體流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬[J].壓力容器，2012，29（5）：36-41.

[9]吳樹森.材料加工冶金傳輸原理[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2001.

[10]Kamel Abderrazak.Numerical and experimental study of molten pool formation during continuous laser welding of AZ91 magnesium alloy[J].Computational Materials Science，2009（44）：858-866.

[11]Renping Wang.Numerical simulation of transient temperature field during laser keyhole welding of 304 stainless steel sheet[J].Optics&Laser Technology，2011（43）：870-873.