消除大型結構件焊接畸變的焊后熱處理工藝

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

某大型焊接結構件是在原有鑄造的基礎上，進行結構改進和創新設計后得出的新產品。與原有的鑄造工藝相比，焊接而成的結構件，其壁厚和幾何尺寸不受限制，對于大型結構件可以分段制成部件，現場組焊，結構更加靈活且生產方便。然而焊接工藝以及焊縫數量多在這種厚壁結構件中的應用，產生的焊接殘余應力與過大的焊接畸變影響結構的尺寸精度，從而使得裝配達不到工藝要求，并且降低結構的實際承載能力。因此，預測進而控制焊接畸變，降低或消除殘余應力對于保證大型焊接結構件的加工質量，提高其使用安全性，具有重要的現實意義。

對于大型焊接結構件焊后熱處理的有限元數值分析，Kumar-Krishnasamy等[1]和樊睿智等[2]均對構件進行焊后熱處理數值模擬，得到滿意的結果，并對熱處理工藝的選取提供了一定的參考依據。陳志華等[3]對大型球罐的熱處理過程進行了數值模擬，而且對于改進后加裝反射板的大型球罐整體熱處理進行相關分析研究，最終達到了相關的熱處理工藝要求，提升了整體熱處理質量。

本文通過對大型焊接結構件進行焊接過程有限元分析，并制定了幾種熱處理工藝方案，對幾種熱處理工藝優劣性進行了對比，得到了較優的熱處理工藝，從而完成對實際工業生產中大型結構熱處理溫度和保溫時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測并控制了焊接畸變，進而為實際控制焊接畸變提出若干合理的建議。

1 大型結構件的物理模型

本文研究對象為某大型焊接結構。結構由上下兩部分組成，中間裝配用法蘭連接。本文主要以下半部分結構為例，下半部分主要由若干筒板、內筋板、外筋板和法蘭等主要結構焊接而成。其中結構中圓筒的最大直徑為φ5120 mm，沿軸向長為2500 mm，結構板厚為45 mm。工藝參數如表1所示。

表1 焊接工藝參數

結構在焊接完成后，需要進行焊后熱處理。焊后熱處理的目的是松弛焊接殘余應力，保證機械加工時尺寸和形狀穩定，改善母材、焊接區域以及結構件的裝配性能[4]。焊接容易造成焊后殘余應力的局部集中，因此需要熱處理，使得殘余應力能夠充分、均勻地釋放[5]。本文制定的熱處理工藝參數如表2所示。焊接完成后，進入熱處理爐進行整體熱處理，改善焊接畸變。

表2 熱處理工藝參數

2 有限元模型的建立

由于模型結構較為復雜，所以利用建模軟件進行三維建模，并進行網格劃分。建立的有限元模型如圖1所示。模型單元總數為148 419，節點總數為66 511。熱場模擬分析計算時，殼體采用三維熱實體單元，它是一種由8節點組成的六面體單元[6]，每個節點具有溫度自由度，可以很好地模擬實體溫度的變化。進行熱-結構耦合場分析時，將三維熱實體單元轉化成結構實體單元。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

2.1 材料參數

整個構件用材為Q390鋼，材料特性[7-8]參數如圖2所示。在材料參數中假設不隨溫度變化[9]的有密度7800 kg/m3，泊松比0.3。

圖2 材料的力學和物理性能參數[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部生熱處理，從而施加載荷，本文利用“生死單元”技術，模擬焊縫從“無”(即填充)到“有”(凝固)的過程。熱源的計算公式如下[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

在進行溫度場計算時考慮對流和輻射對構件造成的影響。將對流和輻射合為總的換熱系數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，W/(m2·℃)，T為工件溫度，Ta為環境溫度。絕熱邊界條件以對稱面為準，設定初始溫度為室溫20 ℃。

在進行焊接殘余應力分析時，施加邊界條件，使其不存在剛體發生平移和轉動。根據實際工況，為了限制法蘭的一個端角，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]

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

結構件在熱處理時與周圍介質存在熱輻射、對流和熱傳導。在焊接結構件從熱處理爐取出來時，它與周圍的空氣存在熱輻射和對流，熱傳導相對較小，不予考慮。單位時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為絕對黑體輻射系數，即斯蒂芬-玻爾茲曼常數，一般取σ=5.69 W/(m2·K4)為輻射率；T為物體絕對溫度，K。因輻射散失的熱量Q為：

(3)

式中：E1為單位時間與單位面積向周圍釋放的能量；E2為單位時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為時間。由于T0?T，T0為環境溫度，因此一般可以不考慮環境溫度，采用微分形式可寫：

(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為構件寬度；L為構件長度；h為構件厚度；γ為構件的密度；C為構件的比熱容。

假設構件為一薄板，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)

由于對流換熱過程非常復雜，為了計算方便，通常采用如下簡單的計算式：

(7)

式中：T為物體溫度；T0為介質溫度，℃；t為熱交換時間；α為強迫對流換熱系數，通常由試驗確定。

4 計算結果及分析

4.1 焊態下結構的溫度場分布

圖4 焊接溫度場計算結果Fig.4 Calculation results of the welding temperature field

圖4給出了結構中典型焊縫a的焊接溫度場的分布，可以看出，焊縫附近溫度梯度變化比較大，溫度很高，甚至達到了材料的沸點。遠離焊縫的區域，溫度變化相對平緩很多。焊縫附近的熱影響區由于焊接熱源的不斷加熱和冷卻，一些節點已處于收縮冷卻階段，而另外的節點卻處于膨脹加熱階段，因此產生了復雜的非彈性變形，導致殘余應力的產生。

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

圖5 焊接件不同處節點的熱循環曲線(a)焊縫中心；(b)焊縫熔合線；(c)焊縫附近的母材區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)為遠離焊縫處節點的熱循環曲線。由圖5(c)可見，遠離焊縫處節點的溫度受熱源溫度影響較小，隨熱源移動溫度無劇烈變化，僅存在由于熱傳導而發生的簡單的降溫過程，在焊接過程中，節點溫度達到了殼體的預熱溫度200 ℃，隨著焊接的進行，溫度變化越來越平緩，最終達到室溫狀態。

4.2 焊態下構件總體畸變

由于本研究中的構件焊接完成后需要通過法蘭同上半部分構件相連接，法蘭面的焊后畸變必然影響到后續機加工以及裝配工序的可實施性與精度[13]，因此，對結構的畸變進行進一步的分析。

圖6給出了整個構件焊接完成以后的總體畸變狀況。從圖6可以看出，由于結構厚度大，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。在整個結構中部有一定的畸變，但是畸變量不是很大，只有3～5 mm。

圖6 結構件焊接畸變Fig.6 Welding distortion of the components

在焊接過程中，由于設計要求導致鋼板厚、坡口大、焊縫多，因此焊接畸變量很大。同時由于構件的法蘭不是一個整體結構，而是有多塊板分段拼焊呈凸型，而且還要在法蘭外側焊接多個支撐板，增加了焊縫的數量，這樣，從水平法蘭向上，焊縫數量較多，形成一個很大的向上拉的應力，導致機殼焊后向上翹，畸變比較明顯。

4.3 焊后熱處理對構件畸變的影響

模擬了3種不同熱處理工藝下構件的畸變分布，結果見圖7。同一溫度下，不同的保溫時間熱處理后的最大畸變量分析結果見表3。

圖7 不同工藝熱處理后構件的畸變場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件的最大畸變量

從圖7和表3可知，3種熱處理工藝中，經F2(550 ℃×10 h)熱處理后，結構的總體畸變量較小，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)。所以從結構總體畸變這個角度考慮，550 ℃退火6～10 h是可取的熱處理工藝。

為了研究3種熱處理工藝對法蘭處畸變的影響，找出最佳的保溫時間，取法蘭處各點，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，來對比焊后熱處理工藝對法蘭畸變的影響，分析結果見圖8(b)。

圖8 結構件法蘭上畸變測量取點(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，結構件焊后畸變較大，且焊后畸變量曲線全部位于零點以上。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位于零點以下，F1、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，適量的矯枉過正，可以更有效地改善構件的焊后畸變。所以從結構法蘭處畸變量分析可知，F3(550 ℃×6 h)工藝較其它兩種工藝合理。

通過對結構件同一溫度不同保溫時間的3種熱處理工藝的比較發現，F3(550 ℃×6 h)是較優的熱處理工藝，以F3工藝(550 ℃×6 h)為比較對象，將溫度升高到650 ℃保溫6 h，比較熱處理溫度對結構畸變的影響，得出最可行的熱處理制度。

取法蘭處的畸變來對比焊后以及不同溫度熱處理6 h后的畸變量，得到的結構總體畸變分布如圖9所示，最大畸變量見表4，可以看出，F4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件的最大畸變量

圖9 不同工藝熱處理后構件的畸變場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熱處理工藝對法蘭處畸變的影響，找出最佳的保溫溫度，取法蘭處各點如圖8(a)所示，分析結果如圖10所示。從圖10可以看出，經F3和F4這兩種工藝熱處理后的畸變曲線都基本位于零點以下，這種適量的矯枉過正，可以更有效地改善構件的焊后畸變，穩定結構的尺寸。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稱性較好， F4(650 ℃×6 h)工藝熱處理對結構畸變的改善更有效。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、后結構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 試驗驗證分析

焊接畸變產生的根本原因是焊后殘余應力導致的材料非協調性變形，而傳統的焊接畸變預測依賴于經驗公式，誤差較大且測量方法復雜[14]。因此本文利用熱彈塑性有限元法預測焊接畸變，并對最佳工藝熱處理后殘余應力進行試驗和理論對比，說明選用熱處理工藝的有效性。

采用“盲孔法”[15-16]測量經過F4熱處理工藝后的殘余應力，對構件法蘭處進行打磨、劃線、定位、貼電阻應變片，并進行鉆孔，釋放殘余應力。如圖11所示，在法蘭各測量點處打磨，并在結構法蘭處取相應的位置。

圖11 構件殘余應力測量取點位置示意圖(a)及應變片的粘貼方式(b)Fig.11 Schematic of residual stress measurement positions of the components(a) and paste method of the strain sheet(b)

通過應變片讀出的數據，算出最小和最大主應力，根據公式(8)算出測試點的等效殘余應力。

(8)

圖12 結構經熱處理(工藝F4)后的等效應力數值模擬和測試結果比較Fig.12 Equivalent effective stress comparison of numerical simulation and test results of the components after heat treatment (process F4)

式中：σeq為等效應力；σ1為第一主應力；σ2為第二主應力。

熱處理(F4)完成后，結構法蘭處的測量數據比較如圖12所示。從圖12可以看出，結構熱處理后模擬計算結果分布較平緩，峰值應力出現在點5和點7處，基本位于法蘭的尖角處，即機殼上兩條焊縫相交的地方。試驗測量結果峰值應力出現在點2、5和7處，這與模擬結果基本吻合。試驗測量數據比模擬結果略大一些。這是由于實際測量中，法蘭上施加的約束較多，增加了法蘭處的殘余應力，使得應力較為集中。

6 結論

1) 直徑為φ5.12 m的Q390C鋼大型結構件在焊態下，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，在整個結構中部有一定的畸變，但是畸變量不是很大，只有3～5 mm。

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

3) 通過試驗測量熱處理后(F4：650 ℃保溫6 h)的殘余應力，試驗測量結果與模擬結果趨勢相同，基本一致，試驗測量數據比模擬結果略大一些。這是由于實際試驗測量中，法蘭上施加的約束較多，增加了法蘭處的殘余應力，使得應力較為集中。