CMT電弧增材修復超期服役2.25Cr1Mo鋼工藝參數優化

中圖分類號 TQ050.4+1 文獻標志碼 A 文章編號 0254-6094（2025）04-0611

2.25Cr1Mo鋼具有較好的熱強性、高溫組織穩定性和焊接性能，能在高溫、高壓環境下長期穩定運行，常用于火電鍋爐、石化加氫反應器等領域[1-5]。但是加氫反應器在高溫（大于 400^°C ）、高壓（大于 10MPa ）、臨氫狀態下長期服役，氫損傷、泄漏、爆炸事故時有發生，也存在氫致劣化、再生裂紋等問題。在回火過程中，殘余應力的集中與增大可能會導致氫致裂紋的產生。鋼材中的氫溶解度會大幅降低，一部分氫會通過器壁的內外表面逸出，但大部分仍會滯留在器壁中，形成過飽和狀態[]。在修復過程中，由于殘余應力的作用，回火脆化會降低材料的韌性和抗裂性能，使修復后的加氫反應器在高溫高壓環境下更容易發生裂紋、破損、氫致開裂，導致越修越裂的情況發生。目前，電弧增材制造技術作為一種先進的修復技術，因其高效、精確、低熱輸入等優點，在金屬材料修復領域得到了廣泛關注和應用。對超期服役的2.25Cr1Mo鋼進行局部損傷修復，可以延長加氫反應器的使用壽命，降低成本。然而，已有研究主要集中在普通服役狀態下材料的增材制造修復，對超期服役并存在回火脆化、氫脆和微裂紋的2.25Cr1Mo鋼的研究較少。

筆者使用ABAQUS軟件建立電弧增材有限元模型，通過生死單元法模擬焊接過程，并采用控制變量法，以熔覆層與基體結合處溫度、最大殘余應力、熱影響區大小來作為評價指標，對電弧電流、電弧電壓、焊接速度這3個工藝參數進行優化，通過綜合分析法選取最優工藝參數，并對最優工藝下受回火脆影響下的2.25Cr1Mo鋼進行了焊接修復模擬分析，同時與經過熱處理工藝后的模型進行對比，為回火脆狀態下的2.25Cr1Mo鋼修復的工藝試驗參數選擇提供一定參考。

1試驗設計及方法

采用冷金屬過渡焊接機和直流電機進行試驗，利用RCU機器人手臂、三相 380V/50Hz 智能加熱設備、氬氣二氧化碳瓶等組成加工平臺。試驗中選擇焊接電流為 160A ，焊接電壓為15V，焊接速度為 3.2mm/s ，送絲速度為 100mm/min ，保護氣采用氣體混合物 （M21）82%Ar+18%CO₂ ，其氣體流量為 20L/min ，機器人手臂頂端伸出長度為2mm 左右，焊絲頂端距離基板約為 5mm ，弧長修正系數為 4% ，電感修正為2.1。基板選擇規格160mm×80mm×16mn 的回火脆化 2.25Cr1Mo 鋼板，焊絲選擇直徑為 1.2mm 的2.25Cr1Mo鋼焊絲，型號為YR407，基板與焊絲的化學成分見表1。試驗前，需要使用砂紙和打磨機對基板表面進行打磨，后用乙醇進行清洗，吹風機吹干后放入加熱爐中進行預熱，預熱溫度設置為 200°C 。焊接完成后進行材料熱處理，降低殘余應力，熱處理的起始溫度為 200°C ，升溫速度 55°C/h ，保溫溫度為 680^°C ，保溫時長 ^2h ，降溫速度 55°C/h ，并在200°C 后空冷。

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表1基板與焊絲的化學成分

使用壓痕法測量成型件（圖1）表面AB線上18個點的殘余應力。對被測表面進行打磨拋光，然后換布輪對區域進行拋光處理，再用無水丙酮將表面清洗干凈。后把應變片貼到相應位置，應變片與熔覆層保持垂平，9號測試點貼在熔覆層邊緣上，剩下測試點都貼在基材上，每間隔5mm粘貼一個，制造壓痕，在測試點粘貼1～3h后，開始測試操作，殘余應力測試位置示意圖如圖2所示。為減小測量帶來的誤差，取AB線上下距離 10mm 的水平線上，再次進行測試，后對3組數據取平均值。

圖1 成型件幾何模型

圖2殘余應力測試位置示意圖

2 電弧增材模擬研究

2.1ABAQUS模型建立及網格劃分

在電弧增材修復模擬過程中，采用ABAQUS軟件進行模型的建立和網格劃分（圖3），基材是長 × 寬 × 高尺寸為 160mm×80mm×16mm 的2.25Cr1Mo鋼板，焊縫為單道熔覆，焊縫寬度為6mm 。模型采用過渡網格劃分方法，網格詳細劃分如下：在焊縫、熱影響區域將網格細化，尺寸為1mm×1mm×1mm ，遠離熱影響區則粗化網格以節約計算資源，尺寸為2 。

圖3單層單道2.25Cr1Mo鋼焊縫試樣有限元模型網格劃分

本模型共有40023個節點和27760個單元，其中溫度場、應力場和熱處理分別使用DC3D8、C3D8R和C3D8T單元類型，且節點和單元網格劃分保持一致。在電弧增材過程中，焊絲隨熱源的移動不斷熔化并凝固成形，這是一個從無到有的過程，需要在有限元模型中通過生死單元法進行模擬。在初始狀態下，修復區域的單元被“殺死”，隨著時間的推移，當熱源到達后，在指定的時間步激活修復區域的單元，單元激活的速度和熱源移動的速度相匹配，以模擬材料的逐層沉積

2.2 材料熱物性參數、邊界條件

材料的熱物理性能會隨著溫度的變化而變化，且CMT電弧增材制造過程中存在著金屬熔化的過程，需要考慮熔化潛熱。采用等效比熱容法[7]將熔化潛熱換算成比熱容，具體公式為：

c_e=c₁+c₀

式中 c₀ （204號 潛熱比熱容； （204號 比熱容； c 1 材料的等效比熱容； L 熔化潛熱； T_L （204號 液相線溫度； T_s 固相線溫度。 計算結果見表2。

表2 2.25Cr1Mo鋼熱物理性能

在溫度場模擬時，將邊界條件中的環境溫度T₁ 設為 20^qC ，對流換熱系數h設為 10W/（m²?^°C） ，在電弧增材模擬中，沉積過程中的熱量交換主要以輻射散熱和對流換熱為主，因此需要輻射散熱和對流換熱為邊界條件，通過綜合散熱系數H來等效試樣與外界發生的熱交換[8]， H 的表達式為：

式中 T- 材料的實時溫度；ε 表面輻射效率；σ 玻爾茲曼常數， 5.67×10^-8W/（m²?K⁴）

假設熔覆層與母材材料相同，在模擬時所需的2.25Cr1Mo鋼其各項參數隨溫度的變化如圖4所示9，金屬材料在遇高溫后，其熱物理性能參數（比熱容 C 熱導率 λ 、彈性模量 E 、泊松比v、線膨脹系數 α ）隨著溫度的變化呈現非線性特征，且參數的選取能直接影響到數值模擬結果的準確性。

圖4 2.25Cr1Mo鋼材料參數

J系數預測韌脆轉變溫度FATT是如今較為主流的方法，J的計算方法為[10]：

J=（Mn+Si）（P+Sn）×10⁴

由J系數預測FATT的計算公式為：

FATT_max99%=-8.0043×10^-4×J²+0.7267J-15.416

FATT_max95%=-8.5424×10^-4×J²+0.7745J-48.782

FATT_max50%=-5.5147×10^-4×J²+0.5757J-7732.1

在API579—2016評定規范中給出了由韌脆轉變溫度值預測長期服役產生回火脆化后材料K_IC 的計算公式：

K_IC=36.5+3.084exp[0.036×（T₀-T_ref+56）]

其中， T₀ 為試驗溫度； T_ref=FATT_c

由此得到2.25Cr1Mo鋼長期服役后 K_rc 的預測方法。

文中取J系數為150的2.25Cr1Mo鋼脆化100 000h 來進行計算，代入式（5）后得到 FATT= 25°C ，由經驗公式（8）計算可得到回火脆影響下的 K_IC=290.2MPa?m^1/2，

2.3 熱源模型施加

不同的焊接過程和材料可能需要不同的熱源模型，以便模擬溫度場分布和熔池形狀。在本次研究中，選擇了Goldak提出的雙橢球熱源模型（圖5），該模型已被廣泛應用于焊接模擬，并在模擬結果的準確性方面表現出色。

圖5 雙橢球熱源模型示意圖

雙橢球熱源模型分為前半部分和后半部分，兩部分由不同大小的1/4球組成。通過調整熱源形狀參數，可以更好地模擬焊接時的溫度場分布和熔池的幾何形狀。這為焊接提供了更高的自由度，以適應不同焊接條件的模擬需求[]

前半部分熱源計算式為：

后半部分熱源計算式為：

q=ηUI 式中 a₁ —前半軸長度；a₂ -后半軸長度；b 熔池的一半寬度；c 熔池的深度；（204號 f₁，f₂ 熱源的能量分配系數；1- 焊接電流；q 熱輸入；U 焊接電壓；η 熱源效率。

形狀系數按Goldak推薦取值，利用語言編寫半橢球熱源子程序，將熱源子程序加載到模型中， a_?1 取 3.6mm ， a₂ 取 7.2mm ；b取 4mm，c 取 2mm，η 取 0.85：f₁+f₂=2 ，模擬中取值為 f₁=0.6，f₂=1.4 。

2.4模型的試驗驗證

當工況為焊接電流 160A 、焊接電壓12V、焊接速度 5mm/s 時，檢測沿著垂直于AB線的剖面方向，將溫度模擬結果與試驗結果進行對比，結果如圖6所示。模擬與試驗獲得的溫度分布曲線變化規律保持一致，都是靠近熱源中心時，溫度分布呈上升趨勢，遠離熱源中心，則溫度下降，這表明熱源中心處的熱輸入較大，材料的溫度就大，同時這兩條曲線吻合較好，證明了單層單道有限元模型在溫度場中的可靠性。

圖6 溫度變化曲線試驗及模擬結果

當工況為焊接電流 160A 、焊接電壓12V、焊接速度 5mm/s 時，測試成型件表面AB方向的殘余應力模擬結果并與試驗結果進行對比（圖7）。模擬與實測獲得的殘余應力分布曲線變化規律保持一致，都是離熱源中心越近，殘余應力值越大，殘余應力呈上升趨勢，這表明熱源中心處的熱輸入大，材料的溫度梯度較大，所以殘余應力值較大，同時這兩條曲線吻合較好，證明了單層單道有限元模型在應力場中的可靠性。

圖7殘余應力變化曲線試驗及模擬結果

3 工藝參數影響分析

3.1 工藝參數的選擇

筆者根據需求對焊接電流、焊接電壓、焊接速度進行模擬優化分析。焊接電流影響熔池的大小和溫度，增大電流會提高熔覆層的熔深，但可能增加殘余應力和熱影響區。焊接電壓決定電弧的穩定性和熔池形態，較高的電壓能提高熔覆的質量，但可能導致過多熱輸人。焊接速度影響熔池的冷卻速度和組織結構，較快的速度能減少熱影響區，但可能導致熔覆層不均勻，因此這些參數需優化以達到最佳的修復效果。

3.2 評價指標的選擇

以熔覆層與基體結合處溫度、殘余應力最大值、熱影響區（HAZ）的大小來作為工藝優化的評價指標。溫度影響熔覆層與基體的結合質量，決定了焊接時能否形成良好的材料結合，通過模擬得出溫度云圖，溫度過高可能會導致熱變形和應力集中的產生，研究溫度及溫度梯度云圖，可以減少裂紋產生，并且可以幫助理解焊接區域的熱輸人情況，以及確定關鍵溫度點以避免過熱和材料氣化。殘余應力影響材料的強度和結構穩定性，Mises殘余應力云圖用于評估焊接后材料內部的殘余應力分布，有助于優化焊接工藝，減小殘余應力，并評估焊接結構的整體力學性能。熱影響區直接影響焊接接頭的力學性能，以及可能導致此區域的母材性能的退化，HAZ云圖用于確定熱影響區的范圍和特性，幫助評估焊接過程中材料的微觀組織變化，并優化焊接參數以控制熱影響區的大小和性質。圖8是焊接電流160A、焊接電壓 15V 焊接速度 3.2mm/s 時的溫度、應力云圖。

圖8焊接電流160A、焊接電壓15V、焊接速度3.2mm/s 時的溫度、應力云圖

從圖8a可以看出，熱量集中在焊接區域，在熱源中心處溫度迅速升高達到峰值，熔池的溫度從中間向邊緣、從中間向后慢慢降低，增材修復完的區域溫度迅速下降，顯示了明顯的梯度，整個溫度呈橢球形。從圖8b可以看出，殘余應力主要集中分布在焊縫與熱影響區，最大值集中在焊縫與基體連結處，在此工藝參數下最大殘余應力為 266.6MPa 。

3.3 分析路徑選擇

如圖9所示，溫度、縱向殘余應力分布云圖的取點路徑選擇路徑1，通過路徑1上的溫度分布，可以了解熱源在移動過程中對材料的加熱和冷卻過程，進而評估溫度梯度和熱傳導特性，可以明顯看出焊縫處、熱影響區與基體處的殘余應力對比；橫向殘余應力、熱影響區分布云圖選擇路徑2，路徑2是垂直于熱源移動方向的路徑，這個方向的殘余應力通常由熱膨脹和冷卻收縮引起，了解橫向殘余應力的分布有助于評估焊接過程中可能產生的變形和裂紋傾向，進而優化工藝參數以減小殘余應力和防止失效，并且通過路徑2上的熱影響區分析，可以評估焊接過程中材料受熱的范圍和程度。

圖9 路徑選取圖

3.4 電流影響分析

在本模擬中，保持電壓為15V，焊接速度為3.2mm/s ，將電流分別設置為 150，160，170A 。由圖10a可知，溫度先升高后降低，是因為高溫區域集中在焊縫中心，熱源中心處的溫度最高，向焊縫上下溫度遞減，焊縫處溫度變化梯度較小，基體溫度下降梯度較大，隨著電流增大，峰值溫度由 2206^°C 上升到 2454^°C ，提升 11.2% 。由圖10b可知，HAZ的溫度范圍為 500～1420^°C ，經計算，150A工況下的HAZ為 4.17mm，170AA A工況下的HAZ為 4.04mm ，下降了 3% ，這是因為高溫度梯度意味著熱量在短距離內迅速分布，這通常會導致熱影響區較小，熱量在高溫度梯度下更集中，周圍材料的溫度不會升高太多，從而限制了熱影響區的擴展。由圖10c、d可知，縱向殘余應力先平緩后降低，是因為焊縫區與熱影響區處的溫度梯度較大，所以焊接殘余應力較大，當遠離熱源時，溫度梯度變化小，所以殘余應力較小，隨著焊接電流的增大，導致的溫度升高，促進了結合區域的熱塑性變形，殘余應力峰值反而降低，150A工況下的Mises應力為 268.0MPa ，170A工況下的Mises應力為 264.8MPa ，下降 1.2% ，降幅并不明顯。

圖10不同焊接電流下溫度、HAZ、殘余應力的變化

3.5 電壓影響分析

圖11為焊接電流為 160A 、焊接速度為3.2mm/s 時，不同焊接電壓情況下的溫度、HAZ、殘余應力的變化。由圖11a可見，隨焊接電壓的升高，峰值溫度從 1933^°C 上升到 2830°C ，上升46.4% ，高電壓會增加焊接過程中產生的熱量，導致較高的熔池溫度。由圖11b可知，經計算，12V工況下的HAZ為 4.49mm，18V 工況下的HAZ為3.92mm ，下降了 12.7% ，因為隨著電壓的增大，高電壓導致更快速的瞬時加熱和冷卻過程，快速冷卻會導致熱量在焊縫附近迅速散失，從而限制熱影響區的擴展。由圖11c、d可知，12V工況下的Mises應力為 271.1MPa ，18V工況下的Mises應力為 260.4MPa ，下降了 3.9% ，熱源中心殘余應力較高，遠離熱源則較低，因為隨著電壓的增高，熱輸入量增大，熔池變大，使得溫度梯度較大，從而殘余應力值會變大。

3.6 焊接速度影響分析

圖12為焊接電流為 160A 、焊接電壓為15V時，不同焊接速度情況下的溫度、HAZ、殘余應力的變化。由圖12a可見，當焊接速度變小時，峰值溫度從 2869^°C 下降到 1904^°C ，下降了 33.6% ，降幅較大，因為焊接速度低時，熱源停留時間長，導致峰值溫度高，熱量有更多時間向四周擴散，導致溫度變化平緩，溫度梯度小。由圖12b可見，1.6mm/s 工況下的HAZ為 5.7mm，5.0mm/s 工況下的HAZ為 3.8mm ，下降了 33.6% ，降幅較明顯，因為低焊接速度使熱源在同一位置熱量積累更多，導致局部溫度升高，熱量擴散到更廣的區域，并且溫度梯度較小，溫度變化平緩，熱影響區擴展較廣。由圖12c、d可知， 1.6mm/s 工況下的Mises最大值為 260.3MPa 5.0mm/ s工況下的Mises最大值為 270.1MPa ，上升了 3.7% ，因為焊接速度越低，熱影響區更大，焊縫與熱影響區溫度梯度較大，所以殘余應力分布更小。

圖11 不同焊接電壓下溫度、HAZ、殘余應力的變化

3.7工藝參數的優化

筆者采用三因素三水平正交試驗法進行了9組工況下的數值模擬分析，以焊接電流（A）焊接電壓（B）焊接速度（C）為因素變量，以最大殘余應力、最大熱影響區作為工藝優化的評價指標。各因素列于表3，不同工況具體數值見表4。

圖12不同焊接速度下溫度、HAZ、殘余應力的變化

表3正交試驗因素與水平

表4正交試驗設計表及指標值

對表4的正交試驗結果進行極差分析，極差分析表見表5，由此可以看出，不同因素對殘余應力和HAZ的影響程度不同。從極差R的大小得出，對于殘余應力而言，工藝參數影響由大到小為：焊接速度 gt; 焊接電壓gt;焊接電流；對于熱影響區的寬度而言，工藝參數的影響由大到小為：焊接速度 gt; 焊接電壓 gt; 焊接電流，從3個k值可知以焊接殘余應力為響應的工藝參數的優化組合為 A₂B₂C₁ ：以HAZ為響應的工藝參數優化組合為 A₂B₂C₃ ，因此得到最佳組合，對正交試驗結果進行方差 （F） 分析（表6）。可以看出， F 的臨界值為0.813，對于殘余應力而言， F（C）gt;F（B）gt;F（A） ，說明影響殘余應力大小的因素最重要的為焊接速度，其次為焊接電壓、焊接電流；對于HAZ而言， F（C）gt;F（B）gt; F（A） ，與殘余應力相同。通過極差與方差分析可得，選取中間均值 C₂ ，這樣可以保證殘余應力與HAZ都接近最優參數。綜上所述，最優工藝組合為 A₂B₂C₂ ，即焊接電流為160A，焊接電壓為 15V 焊接速度為 3.2mm/s 。在此最優參數下，對于2.25Cr1Mo鋼單層單道試驗可獲得最優焊接質量。

4熱處理分析

在電弧增材修復過程中，焊接區和熱影響區會經歷復雜的熱循環，導致材料內部產生較大的殘余應力和可能存在的氫濃度，焊后熱處理是通過適當的溫度和保溫時間，可以有效釋放和均化焊接過程中產生的殘余應力，減少應力集中，提高材料的抗疲勞性能和使用壽命。并且通過焊后熱處理，材料中的氫原子可以擴散并從材料內部逸出，從而降低氫濃度，減輕氫脆現象，提高材料的韌性和抗裂性能。在微觀方面，焊后熱處理可以改善焊接過程中形成的粗大晶粒和不均勻組織，使材料的微觀組織更加均勻和穩定，從而提高其綜合力學性能。適當的焊后熱處理可以改善材料的表面質量和抗腐蝕性能，提高其在苛刻環境下的使用壽命，圖13為熱處理后殘余應力分布云圖。由圖14可以看出，熱處理前，材料內部存在顯著的應力集中，特別是在熱源中心區域，熱處理后，殘余應力顯著降低，且應力分布更加均勻，由熱處理前的 266.7MPa 降低到 38.1MPa ，下降了85.7% 。通過熱處理，減少了應力集中現象，提高了材料的韌性和抗裂性能，減少了由于應力集中而導致的潛在開裂風險，優化后的應力分布有助于延長材料的使用壽命，提高其在實際工程應用中的可靠性。

表5正交試驗極差分析

表6正交試驗方差分析

圖13 熱處理殘余應力分布云圖

圖14熱處理前后殘余應力對比圖

5結論

5.1使用ABAQUS有限元軟件模擬單層單道電弧增材過程中的溫度場、應力場，對比發現和實測的相吻合，驗證了有限元模型的可靠性。

5.2根據Mises殘余應力云圖可知，影響因素程度大小從高到低為焊接速度 gt; 焊接電流gt;焊接電壓，殘余應力的大小與溫度梯度有關，溫度梯度大，殘余應力大，殘余應力最小時的工況為焊接電流160A、焊接電壓18V、焊接速度 1.6mm/s ，但是這個工況的峰值溫度達到了 3314^°C ，溫度太高會改變材料的化學成分，影響耐高溫和耐腐蝕性能，顯然不符合要求。根據HAZ云圖可知，在高電流電壓情況下，熱影響區反而小，因為這種情況下導致更快速的瞬時加熱和冷卻過程，快速冷卻會導致熱量在焊縫附近迅速散失，從而限制熱影響區的擴展，熱影響區最小的工藝參數為：焊接電流170A、焊接電壓18V、焊接速度 5.0mm/s 。最終經過極差方差分析法得出最優工藝參數為：焊接電流160A、焊接電壓15V、焊接速度 3.2mm/s 。

5.3經過焊后熱處理，殘余應力值有大幅度的降低，從266.7MPa降低到 38.1MPa ，下降了 85.7% ，材料的抗裂性能與耐久性等得到了提升。

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（收稿日期：2024-08-20，修回日期：2025-07-17）

Optimization of Process Parameters for CMT Arc Additive Repair of 2.25Cr1Mo Steel

WEI Shi-ao ^a，b ， ZHAO Jian-pingab，DAI Taoa，WU Yuana， JIN Zhi-haoa，GE Zhi-qianga

（a.School of Mechanical and Power Engineering; b.InstituteofReliability-centered Manufacturing（IRcM），Nanjing Tech University）

AbstractMaking using of the birth-death element method and the finite element analysis software ABAQUS establish a 2.25Cr1Mo steel model in tempering britle state withcold metal transition（CMT）WAAM repair. The simulation was verified byexperiments.The distribution and Variation of temperature field，stressfield and heat-affected zone during the repair processof diferent welding currents，welding voltages and welding speeds were simulated and analyzed.The results show that，the simulated temperature distribution curve complies with theresidual stressdistribution curve and the measured results，which verifies the possbilityof the finite element model.It is concluded that the residual stress is widelydistributed and large in places with large temperature gradients.The heat affected zone is related to the size of the molten pool and the heat difusion rate. Finally，through the orthogonal test，the optimal parameters were obtained by using the range variance analysis method as follws： welding current 16O A，welding voltage 15Vand welding speed 3.2 mm/s.Simulating the influence ofboth preheatingand post-weld heat treatmentonresidual stress indicates that，after post-weld heat treatment，the residual stress value can be greatly reduced，from 266.7 MPa to 38.1 MPa，a decrease of （204號 85.7% ，and the crack resistance and durability of the material can be improved.

Key Words 2.25Cr1Mo steel，WAAM，process parameter，extended service，numerical simulation，residual stress