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，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釜的一種換熱裝置，通過對反應釜內溫度的控制來獲得最佳的反應效果。半管夾套的焊接在釜體外側進行，焊縫的開裂會導致換熱液體的泄露，因此，焊接質量直接影響了設備運行安全問題。

焊接過程中彈塑性變形是產生焊接殘余應力的根本原因，變形的發生可以由內部作用或者外部作用而引起的，外部作用是焊接后應力場與溫度場分布不均勻引起的，內部作用可能是由于構件組織或者力學性能的差異引起的[1-2]。陳曉寧等學者[3]和李政輝等學者[4]結合奧氏體不銹鋼制造的壓力容器和設備中焊接半管夾套的焊縫性能要求，針對螺旋半管不銹鋼的焊接工藝要點及應用，介紹了這種焊縫的焊接性能要求、焊縫檢測及試驗過程，該焊接工藝評定的方法和評估也適用于類似的焊縫。除了焊接上的工藝要求，焊后殘余應力也是影響焊縫開裂的主要因素之一，蔣文春等學者[5]利用有限元軟件討論了坡口形式及半管間距對焊后殘余應力的影響，得到最大焊接殘余應力的位置及大小，為半管焊接安全提供了一定依據。后來針對焊后應力集中區域部位的研究，王和慧等學者[6]利用有限元技術熱-結構直接耦合的方法對一種新型冷卻夾套的焊接過程進行了數值模擬，通過溫度場與殘余應力場的分析得出：焊接殘余應力具有很強的局部性，焊縫的殘余應力變化急劇，局部較為集中，提出焊后應進行一定的熱處理來提高部位承載能力。焊后殘余應力及變形會受到多種因素的影響，通過焊后殘余應力可以來評價焊接的好壞，Jiang 等學者[7]對半管夾套與殼體焊接時的殘余應力和變形進行了有限元分析，討論了熱輸入、殼體內部冷卻和焊接順序對殘余應力的影響，研究發現：焊縫金屬中會產生較大的縱向應力，由于局部焊縫加熱，夾套和殼體變得不圓，沿殼體圓周產生張力波形，隨著熱輸入的增加，殘余應力和橢圓度呈線性增加。史建蘭等學者[8]利用有限線元分析軟件并結合試驗對不同坡口形式的半管夾套進行焊接分析，結果表明：不開坡口導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，開平行坡口導致根部焊不透，而開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力及腐蝕開裂的敏感性。對減少焊接變形和殘余應力方法的研究上，Liu 等學者[9-10]針對薄壁管道焊接變形這個突出而普遍的問題，為了分析焊接變形和焊接變形的特性建立了實體殼混合模型，結果表明：焊縫焊管的焊接變形除了收縮外，還呈現出凸彎曲與軸向彎曲向焊縫側彎曲的組合形式，最大變形發生在焊縫兩端；在焊接模擬中考慮夾緊效應，對有約束和無約束的焊縫焊管進行了對比，建模結果表明：在外部約束作用下，焊接變形和殘余應力均明顯減小，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半圓管夾套和管道，通過判定殘余應力來推測焊接結構參數的好壞，然而，針對弓形截面夾套的焊接分析研究較少。以120°圓心角所對應的弓形半管夾套為研究對象，建立夾套與釜體簡化模型，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和殘余應力場變化規律。

1 模型與材料

1.1 幾何模型和網格劃分

反應釜筒體內徑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，筒體的直徑遠大于半管的直徑，可將其轉換成薄板來處理，夾套筒體簡化后的模型如圖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。焊接部位的網格進行加密處理，最小的單元長度為1 mm，遠離焊縫的區域采用較為稀疏的網格，焊縫材料在焊接方向上采用相同網格寬度，整個溫度場與應力場采用相同的節點和單元。

圖2 網格劃分

1.2 焊接工藝參數

焊接仿真軟件為SYSWELD，焊接方式為CO2氣體保護電弧焊，焊接效率取0.85，空氣對流換熱采用默認數值20 W/(m·K)，具體焊接工藝參數見表1。

表1 焊接工藝參數

焊縫示意圖如圖3 所示。模型在焊接時需要設置裝夾點來固定模型，該模型一共需要2 道焊接，每道焊接時間t=40 s，焊接方向均沿著y軸正方向在第1道焊接結束后，設置1 000 s 的冷卻時間然后再進行第2 道焊接，然后直至模型冷卻到室溫再進行后處理。

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稱特點，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，分別為不同取值；m，n為能量分配系數，關系式為m+n=2；Q為熱輸入。通過改變上述數值，如果得到熔池與焊縫接近，那么近似認為參數是符合實際的。根據該熱源特點，將其分布參數前半軸長度c設置為3 mm、后半軸設置為4.5 mm、橫向長度a設置為1.8 mm 及縱向半徑b設置為2 mm。

1.4 焊接材料

計算溫度場與應力場所需的材料參數都隨著溫度而變化，夾套與筒體均采取與工程應用中常用的304 不銹鋼作為模型材料，具體材料性質隨溫度變化的值見表2。

表2 304 不銹鋼材料參數

1.5 模型試驗

通過紅外熱成像儀記錄實際焊縫表面區域的溫度，然后與仿真預測溫度進行對比來驗證模型有效性。測溫點如圖4 所示，選取距離熱源中心表面分別為20 mm 和30 mm 的A，B 區域內6 個位置，并分別讀取在15 s 時的溫度值。

圖4 15 s 時焊接點及測溫點示意圖

試驗時使用熱成像儀記錄下A，B 區域焊接過程中相同時間、離熱源中心熱成像值，如圖5 所示，其中B 區域離15 s 時焊接點較近，A 區域較遠，B 區域瞬時平均溫度較高，熱像圖顯示A，B 區域焊縫該時刻最大瞬時溫度分別為487 ℃和925 ℃。

圖5 A，B 區域熱成像

將熱成像值與A，B 區域內溫度點平均值進行比較的結果見表3。計算取得A，B 區域仿真值與試驗值差值分別在50 ℃，9 ℃左右，考慮到真實環境溫差及各種誤差，差值在可接受范圍內，即該熱源模型具有一定的可靠性，可作為后續應力場的計算初始場。

表3 仿真與試驗溫度對比表 ℃

2 結果與討論

2.1 溫度場分析

焊接過程中在溫度場穩定時截面云圖如圖6 所示。焊縫熔池的溫度均達到了材料的熔點，遠離焊縫中心的溫度逐漸下降，其中焊縫中心溫度均達到了焊縫材料的熔點，熔池與實際情況相符。

圖6 焊接溫度場云圖

A 點是分別取3 種模型焊縫根部的一點（圖2），焊接時間段在20～90 s 之間的溫度循環曲線如圖7所示。由于該點為單道焊接的結束點，在開始時間段熱源距離較遠，溫度循環曲線都處于室溫階段，當熱源接近并經過該點時，3 種模型的溫度循環曲線急劇上升并達到最高溫度，其中外坡口模型根部曲線顯示達到了304 不銹鋼的熔點（1 400 ℃左右），而未開坡口和內坡口模型均未達到熔點，焊接完成后，隨著時間逐漸冷卻到室溫。由溫度循環曲線可知開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，在焊接根部區域存在一定的焊接缺陷，焊縫面積的減少必然導致連接強度降低及應力集中，降低疲勞強度，產生裂紋影響反應釜的安全使用。

圖7 A 點溫度循環曲線

2.2 焊接殘余應力場

焊接殘余應力是由焊接過程中母材和焊材不同熱學性能使結構出現不均勻的變形，在焊接完成后進而產生內部殘余內力。因此，焊后殘余應力的分析是先計算焊接溫度場，再將溫度場的文件作為初始條件來求解應力場。

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 應力云圖如圖8 所示。3種模型的焊接殘余Mises 應力相差不大，應力峰值都主要集中在焊縫處，隨著遠離焊縫的區域，應力值越來越小，在夾套中心呈現一個穩定的趨勢。由3 種模型應力峰值可知，開外坡口的夾套模型焊接殘余應力最小，這與文獻[11]中所描述現象相同。

圖8 焊接殘余應力云圖

在開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。根據模型定義橫向應力為S11，縱向應力為S22，厚度應力為S33，然后分別對這幾條路徑上的殘余應力進行分析。

3 種模型沿著P1路徑上的橫向殘余應力S11和縱向殘余應力S22的曲線圖分別如圖10 和圖11 所示。可知橫向殘余應力S11和縱向殘余應力S22分別主要表現為壓應力和拉應力，3 種模型在遠離邊緣的部位曲線變化趨勢較為復雜，難以得出結論，但是在y方向離邊緣橫截面0～10 mm 的距離里，橫向殘余應力都表現為壓應力，而且開外坡口模型的橫向殘余應力明顯小于另外2 個模型；縱向殘余應力表現既有拉應力也有壓應力，說明開外坡口模型在邊緣產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力S33數據變化不大，因此不做分析。

圖10 P1 路徑上橫向殘余應力

圖11 P1 路徑上縱向殘余應力

圖12 為3 種模型沿著P2路徑上的橫向殘余應力S11趨勢圖和整體變形，雖然由Mises 應力云圖可知應力分布情況雖然大致相同，由圖12a 可知，橫向應力先呈現先增大后減小的趨勢，然后再增大后減小，在焊縫區域由拉應力變成壓應力（圖12b），原始輪廓線對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出受擠壓狀態。夾套兩端最后在遠離焊縫區域存在一段平緩曲線，橫向殘余應力在橫截面呈現大致對稱結構。不開坡口的模型在該路徑上的橫向殘余應力最大，其拉應力峰值遠超材料的屈服強度，而開外坡口模型的橫向殘余應力比內坡口和不開坡口的模型都要小。

圖12 P2 路徑上橫向殘余應力及形變

3 種模型沿著P2路徑上的縱向殘余應力S22趨勢如圖13 所示。雖然有很多研究關于縱向殘余應力對疲勞強度的影響，在實際工程應用中，最為普遍的現象是沿著焊縫的裂紋總是出現或者擴散在焊接根部，沿著焊縫方向的縱向殘余應力并不會對這種裂紋產生一些擴散或者閉合的影響[12-13]。由圖13 可知縱向殘余應力在橫截面也呈現出大致對稱結構，縱向殘余應力在焊縫區域表現為拉應力，其中不開破口的夾套模型的縱向殘余應力最大，外坡口與內坡口模型雖然相差不大，但內破口縱向殘余應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力S33數據變化不大，因此不做分析。

圖13 P2 路徑上縱向殘余應力

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

圖14 P3 路徑上橫向殘余應力

3 種模型沿著P3路徑上的縱向殘余應力S22趨勢如圖15 所示。P3路徑上的縱向應力主要表現為拉應力，這是由于模型的筒體部分被固定住，弓形半管在通過焊條與筒體連接時，在縱向方向的融合對筒體產生提拉作用，因此在應力的表現為拉應力，開外坡口和內破口的模型表現出的縱向殘余應力大于不開坡口的模型，可能是由于不開坡口的模型與筒體焊接時流進去的焊材更少，結合時產生的形變相對較小。

圖15 P3 路徑上縱向殘余應力

3 結論

（1）當前工藝參數下，3 種坡口夾套模型焊縫焊材均達到了材料熔點，但是只有外角平分線坡口的根部達到焊透狀態，其余坡口并未達到焊透狀態，說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 應力值，焊縫厚度方向的殘余應力值較小，主要表現為橫向和縱向殘余應力，開外坡口模型在邊緣產生裂紋的概率明顯小于另外2 種模型，而且在焊縫處3 條路徑上的殘余應力值分析說明了外角平分線坡口模型具有更好的應用性。

（3）在工程中，半管夾套的焊接時應該使夾套與筒體分開一定距離，使更多的焊材能夠流進焊縫處能夠減少筒體厚度方向殘余應力的產生。