核電站控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)Canopy焊縫焊接溫度場和應(yīng)力-應(yīng)變場模擬

米大為，沈天闊，宿希慧，郭寶超*，鄒小平，孫廣，吳超平

核電站控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)Canopy焊縫焊接溫度場和應(yīng)力-應(yīng)變場模擬

米大為1，沈天闊2，宿希慧3，郭寶超1*，鄒小平2，孫廣2，吳超平3

（1.上海第一機(jī)床廠有限公司，上海 201308；2.中廣核工程有限公司，廣東 深圳 518172；3.中機(jī)生產(chǎn)力促進(jìn)中心有限公司，北京 100044）

研究機(jī)加工和拉拔2種成形方式下得到的填充環(huán)對Canopy焊縫的影響，獲取焊接焊縫成形、焊接殘余應(yīng)力和變形的相關(guān)數(shù)據(jù)，以指導(dǎo)Canopy焊縫焊接工藝。采用數(shù)值模擬的方法，建立Canopy焊縫焊接數(shù)值分析模型，模擬焊接溫度場、焊接殘余應(yīng)力和焊接殘余變形。拉拔成形環(huán)焊接熔池高度為9 mm，機(jī)加工成形環(huán)焊接熔池高度為8.3 mm；機(jī)加工成形環(huán)焊接最大殘余應(yīng)力為255.6 MPa，而拉拔成形環(huán)焊接最大殘余應(yīng)力為277.8 MPa，均出現(xiàn)在管座緊貼焊縫的位置；機(jī)加工成形環(huán)焊接殘余變形為0.19 mm，拉拔成形環(huán)焊接殘余變形為0.186 mm，最大殘余變形均出現(xiàn)在焊接起始位置附近，在焊縫與管座交接的位置。熔池形貌直接影響了熱影響區(qū)域的大小，拉拔Y型環(huán)焊接熔池高度更大，焊接的熱影響區(qū)域更大；拉拔Y型環(huán)焊接殘余應(yīng)力略大于機(jī)加工Y型環(huán)焊接殘余應(yīng)力；機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接殘余變形相近。

焊接模擬；焊接溫度場；焊接應(yīng)力；焊接變形；Canopy焊縫

與傳統(tǒng)火電、風(fēng)電、光伏新能源發(fā)電相比，核電在環(huán)保性、穩(wěn)定性、自主可控性等方面優(yōu)勢明顯，具有良好的發(fā)展前景[1]。隨著國內(nèi)三代、四代核電機(jī)組的建設(shè)與投運(yùn)，我國核電產(chǎn)業(yè)迎來快速發(fā)展期。控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)位于核電站反應(yīng)堆壓力容器的頂部，與控制棒組件相連接，其功能的完好與否對反應(yīng)堆啟動(dòng)、功率調(diào)節(jié)、維持堆功率和安全停堆等重要功能的實(shí)現(xiàn)有著直接影響。

焊接是零件成形的重要制造方法[2-8]，國內(nèi)外學(xué)者針對焊接制造過程中的焊接接頭組織和性能開展了系統(tǒng)研究[9-15]。焊接是控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)制造的關(guān)鍵技術(shù)之一。控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)的Canopy焊縫是連接耐壓殼體與管座的重要焊縫，其焊接技術(shù)采用的是核電廠中特殊的“Ω”密封焊技術(shù)，在控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)中共有上、中、下3個(gè)部分的密封焊。位于控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)下部的“Ω”密封焊技術(shù)常采用Y型熔化填充環(huán)作為填充材料進(jìn)行焊接。焊接殘余應(yīng)力和變形對焊接質(zhì)量有重要影響[16-17]，國內(nèi)外學(xué)者針對焊接應(yīng)力和變形已經(jīng)開展了大量研究工作。蘭福全等[18]模擬了304L與Q345R異種鋼焊接過程中的應(yīng)力分布。陳勇等[19]建立了304不銹鋼薄壁管件縱縫焊接接頭殘余應(yīng)力數(shù)值分析模型，并模擬了焊接應(yīng)力場。Goldak等[20]和Paley等[21]研究了焊接模擬過程中的熱源模型。除了核電領(lǐng)域外，在工程機(jī)械、橋梁工程等焊接領(lǐng)域，都有焊接應(yīng)力和變形模擬的相關(guān)研究[22-26]，都針對焊接殘余應(yīng)力和變形進(jìn)行了定量分析。

用于焊接的Y型填充環(huán)目前主要有2種成形方式：機(jī)加工和模具拉拔。這2種成形方式各有優(yōu)缺點(diǎn)：拉拔成形Y型填充環(huán)的形狀較難控制，在拉拔制造過程中極易產(chǎn)生因壁厚太薄和彎曲形變而無法通過整形復(fù)位的現(xiàn)象，且成形的Y型填充環(huán)有斷口；機(jī)加工成形的加工精度能夠滿足Y型填充環(huán)的要求，具有尺寸調(diào)整靈活的優(yōu)勢，可得到無斷口的整圓，但對加工設(shè)備要求較高且成本較高。在Canopy焊縫焊接過程中，研究機(jī)加工成形和拉拔成形Y型環(huán)對焊接溫度場、焊縫成形、焊接殘余應(yīng)力、焊接殘余變形的影響規(guī)律具有重要意義。因此，本文建立了Canopy焊縫焊接數(shù)值分析模型，模擬了機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)的焊接溫度場、焊縫成形、焊接殘余應(yīng)力與變形，以期為實(shí)際核電站控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)Canopy焊縫焊接提供技術(shù)支撐。

1 Canopy焊縫數(shù)值分析模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

在Canopy焊縫焊接時(shí)，Y型填充環(huán)位于管座和耐壓殼之間，焊接位置示意圖如圖1所示。機(jī)加工成形和拉拔成形的Y型填充環(huán)實(shí)物如圖2所示。

圖1 焊接位置示意圖

a 機(jī)加工 b 拉拔

圖2 Y型填充環(huán)實(shí)物

Fig.2 Y-type filler rings: a) machined ring; b) drawn ring

根據(jù)Y型填充環(huán)實(shí)物，構(gòu)建了Canopy焊縫焊接幾何模型，如圖3所示。為了在滿足計(jì)算精度的同時(shí)提高計(jì)算效率，本文建立了不均勻網(wǎng)格。對于溫度梯度較大的焊縫區(qū)域，網(wǎng)格尺寸較小（小于等于1.5 mm），在遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域，網(wǎng)格尺寸隨距離的增大而逐漸增大至2 mm，同時(shí)控制厚度方向的網(wǎng)格尺寸。Canopy焊縫焊接網(wǎng)格模型如圖4所示。

a 機(jī)加工 b 拉拔

圖3 Canopy焊縫焊接幾何模型

Fig.3 Geometry model of Canopy welded seam: a) machined; b) drawn

圖4 Canopy焊縫焊接網(wǎng)格模型

1.2 材料熱物理參數(shù)

密度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、換熱系數(shù)等熱物理參數(shù)的準(zhǔn)確與否直接影響到溫度場的正確性，也間接影響到殘余應(yīng)力場，這些熱物理參數(shù)是焊接模擬的重要參數(shù)[16]。在焊接過程中，這些參數(shù)與溫度之間呈非線性變化，需要通過大量試驗(yàn)來測得不同溫度下的參數(shù)值，本文控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)焊接件的主體材料為304L不銹鋼，其熱物理參數(shù)如表1所示。

1.3 控制方程

Canopy焊縫焊接過程遵循焊接熱傳導(dǎo)方程、焊接應(yīng)力變形方程。其中，焊接熱傳導(dǎo)方程如式（1）所示；彈性階段的焊接應(yīng)力變形方程如式（2）所示，

塑性力學(xué)階段的焊接應(yīng)力變形方程如式（3）所示[16]。

式中：為密度；為比熱容；為溫度；為時(shí)間；為導(dǎo)熱系數(shù)；為體積熱流密度；σ為應(yīng)力；C為彈性常數(shù)；ε為應(yīng)變；dε為應(yīng)變增量；為剪切彈性模量；dσ'為切向應(yīng)力增量；為泊松比；為正彈性模量；δ為分段函數(shù)；dm為正應(yīng)力增量；d為非負(fù)比例系數(shù)。

1.4 熱邊界條件及分析設(shè)置

熱邊界條件是焊接過程中數(shù)值模擬的定解條件，它在一定程度上決定了焊接溫度場的分布。當(dāng)環(huán)境與物體之間存在溫差時(shí)，一般情況下，熱量會由高溫向低溫傳遞。本文模擬環(huán)境溫度為24 ℃，與試驗(yàn)環(huán)境溫度一致。在焊接過程中，熱源沿著焊縫移動(dòng)，工件溫度隨時(shí)間變化，且工件會因受熱不均而產(chǎn)生溫差，在工件內(nèi)部進(jìn)行熱傳導(dǎo)的同時(shí)，工件與環(huán)境之間也不斷進(jìn)行熱量交換。本文將熱交換系數(shù)設(shè)置為常數(shù)。

基于Canopy焊縫實(shí)際焊接過程，采用焊縫焊接時(shí)間為180 s。一般認(rèn)為，可將最終冷卻溫度低于70 ℃的內(nèi)應(yīng)力作為焊接殘余應(yīng)力，因此本文將溫度低于70 ℃的應(yīng)力值作為焊接殘余應(yīng)力。通過試算可知，冷卻時(shí)長應(yīng)取1 300 s，冷卻后溫度為25～26 ℃，符合要求。因此，分析中采用的冷卻時(shí)長為1 300 s。

1.5 模擬軟件和數(shù)值算法

本文采用ANSYS軟件的經(jīng)典APDL模塊與Workbench靜力學(xué)模塊，對Canopy焊縫接頭Y型填充焊縫的焊接過程進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)耦合模擬。焊接是一個(gè)復(fù)雜的熱物理過程，為了能在實(shí)現(xiàn)Canopy焊縫焊接過程數(shù)值模擬的同時(shí)保證計(jì)算效率，本文重點(diǎn)考慮Canopy焊縫焊接溫度場、焊接殘余應(yīng)力和殘余變形等主要因素，忽略了一些次要因素。首先把焊接熱源加到Canopy焊縫焊接結(jié)構(gòu)件上得到焊接溫度場，其次將得到的焊接溫度場作為荷載加到工件上得到應(yīng)力-應(yīng)變。Canopy焊縫焊接過程中溫度場和應(yīng)力-應(yīng)變場的模擬分析流程如圖5所示。

表1 304L鋼高溫物理性能與高溫力學(xué)性能[4]

Tab.1 Physical and mechanical properties of 304L stainless steel at high temperature[4]

圖5 焊接有限元分析流程

2 焊縫形貌和溫度場

機(jī)加工成形焊縫起始焊接位置和焊縫中間位置的熔池形貌與試驗(yàn)熔池形貌分別如圖6和圖7所示。拉拔成形環(huán)焊縫起始焊接位置和焊縫中間位置的熔池形貌與試驗(yàn)熔池形貌分別如圖8和圖9所示。可知，機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接仿真得到的熔池形貌與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。這說明熱源模型及其模型參數(shù)的選擇較為合理。對比機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接熔池仿真形貌可以發(fā)現(xiàn)，2種Y型填充環(huán)焊后熔池寬度相近，但拉拔成形環(huán)焊接熔池高度為9 mm，機(jī)加工成形環(huán)焊接熔池高度為8.3 mm，拉拔成形環(huán)焊接熔池高度略大于機(jī)加工成形環(huán)焊接熔池高度。

圖6 機(jī)加工成形環(huán)起始焊接位置的熔池形貌對比

圖7 機(jī)加工成形環(huán)焊縫中間位置的熔池形貌對比

圖8 拉拔成形環(huán)起始焊接位置的熔池形貌對比

圖9 拉拔成形環(huán)焊縫中間位置的熔池形貌對比

機(jī)加工成形環(huán)焊接過程的溫度變化情況如圖10所示。在第5 s焊接第一塊焊縫，此時(shí)溫度為1 450 ℃，超過熔點(diǎn)，為熔融狀態(tài)，第一塊焊縫周圍溫度較高，而其他區(qū)域保持環(huán)境溫度。在第45 s時(shí)已經(jīng)焊接了9小塊焊縫，第9塊焊縫溫度為1 450 ℃，超過熔點(diǎn)，為熔融狀態(tài)，焊接過的區(qū)域溫度較高，而其他區(qū)域保持環(huán)境溫度。在第180 s焊接完畢，此時(shí)，焊縫最高溫度為1 450 ℃，最低溫度為44 ℃。拉拔成形環(huán)焊接過程中溫度場的變化規(guī)律與機(jī)加工成形環(huán)焊接溫度場的類似。

圖10 機(jī)加工成形環(huán)焊接過程溫度變化

為了獲取機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接溫度場的差異，取、兩點(diǎn)處的熱循環(huán)曲線進(jìn)行對比分析。圖11為點(diǎn)和點(diǎn)位置示意圖，其中，點(diǎn)位于焊接起始位置（也是終止位置），點(diǎn)為點(diǎn)的對稱點(diǎn)。、點(diǎn)處的焊接熱循環(huán)曲線如圖12所示。可以看出，在同一時(shí)刻，無論是點(diǎn)還是點(diǎn)，拉拔成形環(huán)的焊接溫度始終高于機(jī)加工成形環(huán)的焊接溫度，這說明拉拔成形環(huán)的焊接熱影響區(qū)域大于機(jī)加工成形環(huán)的焊接熱影響區(qū)。當(dāng)焊接工況不同時(shí)，在焊接熱源作用下，焊接熱循環(huán)也會不同，說明焊接工況對焊接傳熱過程有一定影響。

焊接結(jié)束時(shí)間為=180 s，冷卻過程共持續(xù)了1 300 s。機(jī)加工成形環(huán)焊接冷卻過程中溫度場的變化情況如圖13所示，最終冷卻溫度為25 ℃左右。拉拔成形環(huán)焊接最終冷卻溫度場云圖如圖14所示，最終冷卻溫度也為25 ℃左右。由于散熱條件一致，機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接的最終冷卻溫度均接近焊接的環(huán)境溫度。

圖11 A點(diǎn)和B點(diǎn)示意圖

圖12 焊接過程溫度變化

圖13 機(jī)加工成形環(huán)焊接冷卻過程溫度場

圖14 拉拔成形環(huán)焊接最終溫度場

3 焊接殘余應(yīng)力和變形

當(dāng)Canopy焊縫焊接時(shí)，熱源在時(shí)間和空間上不斷變化，焊縫區(qū)域發(fā)生熔化，在焊縫附近區(qū)域溫度急劇升高，受材料熱脹冷縮的影響，焊縫附近區(qū)域發(fā)生膨脹且受到遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域的約束，呈現(xiàn)受壓狀態(tài)；當(dāng)焊縫附近區(qū)域冷卻后，遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域又會反過來阻止其收縮，此時(shí)呈現(xiàn)受拉狀態(tài)，產(chǎn)生永久性塑性變形，最終形成焊接殘余應(yīng)力場。機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接應(yīng)力結(jié)果分別如圖15和圖16所示。

從Canopy焊縫整體平均殘余應(yīng)力可以看出，拉拔成形環(huán)的焊接殘余應(yīng)力略大于機(jī)加工成形環(huán)的焊接殘余應(yīng)力，機(jī)加工成形環(huán)焊接最大殘余應(yīng)力為255.6 MPa，而拉拔成形環(huán)焊接最大殘余應(yīng)力為277.8 MPa，均出現(xiàn)在管座緊貼焊縫的位置。分析認(rèn)為，殘余應(yīng)力的大小與熱影響區(qū)域大小有關(guān)，拉拔成形環(huán)焊接熱影響區(qū)域較大，意味著熱量積累更多，進(jìn)而導(dǎo)致了較大的殘余應(yīng)力。焊接熱影響是產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力的本質(zhì)原因。

圖15 機(jī)加工成形環(huán)焊接von Mises殘余應(yīng)力

圖16 拉拔成形環(huán)焊接von Mises殘余應(yīng)力

機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接殘余變形的對比結(jié)果如圖17所示。可知，最大殘余變形均出現(xiàn)在焊接起始位置附近，均出現(xiàn)在焊縫與管座交接位置。機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)焊接的最大殘余變形幾乎相同，機(jī)加工成形環(huán)焊接殘余變形為0.19 mm，拉拔成形環(huán)焊接殘余變形為0.186 mm。

圖17 焊接殘余變形結(jié)果

4 結(jié)論

通過對控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)Canopy焊縫焊接所用的機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)進(jìn)行焊接仿真，得出如下結(jié)論：

1）建立了Canopy焊縫焊接溫度場和應(yīng)力-應(yīng)變場數(shù)值分析模型，焊接仿真得到的熔池形貌與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

2）熔池形貌直接影響了熱影響區(qū)域的大小，拉拔Y型環(huán)焊接熔池高度更大，焊接的熱影響區(qū)域更大。

3）拉拔Y型環(huán)焊接殘余應(yīng)力略大于機(jī)加工Y型環(huán)焊接殘余應(yīng)力。

4）機(jī)加工成形環(huán)和拉拔成形環(huán)的焊接殘余變形相近。

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MI Dawei1, SHEN Tiankuo2, SU Xihui3, GUO Baochao1*, ZOU Xiaoping2, SUN Guang2, WU Chaoping3

(1. Shanghai No.1 Machine Tool Works Co., Ltd., Shanghai 201308, China; 2. China Nuclear Power Engineering Co., Ltd., Guangdong Shenzhen 518172, China; 3. China Productivity Center for Machinery Co., Ltd., Beijing 100044, China)

The work aims to study the effect of filler rings formed by machining and drawing on the Canopy welded seam and obtain the relevant data on welded seam formation, welding residual stress, and deformation to guide the welding of Canopy welded seams. The numerical simulation was used to establish a numerical analysis model for the welding of Canopy welded seams, simulating the welding temperature field, welding residual stress, and welding residual deformation. The height of the fusion zone for drawn rings was 9 mm, and that for machined rings was 8.3 mm. The maximum residual stress for machined rings was 255.6 MPa, while that for drawn rings was 277.8 MPa, both occurring at the location where the tube support was closely attached to the welded seam. The welding residual deformation for machined rings was 0.19 mm, and that for drawn rings was 0.186 mm. The maximum residual deformation occurred near the welding starting position, i.e. at the junction of the welded seam and the tube support. The morphology of the fusion zone directly affects the size of the heat-affected zone. The height of the fusion zone for drawn Y-shaped rings is larger, and the heat-affected zone of the welding is larger. The welding residual stress for drawn Y-shaped rings is slightly greater than that for machined Y-shaped rings. The welding residual deformation of machined and drawn rings is similar.

welding simulation; welding temperature field; welding stress; welding deformation; Canopy welded seam

10.3969/j.issn.1674-6457.2024.02.022

TG442

A

1674-6457(2024)02-0182-08

2023-11-02

2023-11-02

江蘇省博士后科研資助計(jì)劃（1601048C）

Jiangsu Postdoctoral Research Funding Program (1601048C)

米大為, 沈天闊, 宿希慧, 等. 核電站控制棒驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)Canopy焊縫焊接溫度場和應(yīng)力-應(yīng)變場模擬[J]. 精密成形工程, 2024, 16(2): 182-189.

MI Dawei, SHEN Tiankuo, SU Xihui, et al. Simulation of Welding Temperature Field and Stress-Strain Field of Canopy Welded Seam in Control Rod Drive Mechanism of Nuclear Power Plant[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2024, 16(2): 182-189.

（Corresponding author）