賈瑞燕， 段偉贊

(哈爾濱電機廠有限責(zé)任公司，黑龍江 哈爾濱 150040)

0 前言

白鶴灘右岸蝸殼與引水壓力鋼管材料均為SX780CF鋼，其封閉焊縫直徑8 600 mm，厚度70 mm，為非對稱X 形坡口。蝸殼與壓力鋼管封閉焊縫焊接時，蝸殼側(cè)與座環(huán)裝焊完畢并通過基礎(chǔ)螺栓與機坑混凝土固定，壓力鋼管側(cè)混凝土澆筑完畢[1]，即該焊縫為兩側(cè)絕對拘束狀態(tài)下焊接的最后一道合攏縫，焊接接頭內(nèi)形成較大熱應(yīng)力及殘余應(yīng)力，產(chǎn)生焊接裂紋風(fēng)險大[2]；且該焊縫無法進行焊后消應(yīng)熱處理，較大的焊接殘余應(yīng)力將降低構(gòu)件的剛度、穩(wěn)定性和結(jié)構(gòu)的疲勞強度，對后續(xù)機組運行存在質(zhì)量隱患[3-6]。

文中利用有限元分析軟件MSC.Marc對蝸殼與壓力鋼管的封閉焊縫焊接工藝方案進行模擬研究，對無法進行試驗的重大部件焊接進行應(yīng)力場分析，預(yù)估不同焊接路徑方案所得到的殘余應(yīng)力，通過數(shù)據(jù)對比，優(yōu)選工藝方案，減小焊接殘余應(yīng)力值，節(jié)約制造成本，降低焊接質(zhì)量風(fēng)險和損失。該研究對實現(xiàn)白鶴灘蝸殼精品質(zhì)量有十分重要意義。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元建模及計算參數(shù)

壓力鋼管與蝸殼屬大型板殼類圓柱體結(jié)構(gòu),由于工件尺寸超大，為簡化計算，結(jié)合熱源作用區(qū)域和拘束條件，模型范圍選為橫向取蝸殼與壓力鋼管封閉環(huán)焊縫及兩側(cè)共520 mm , 如圖1所示。

焊接熱源產(chǎn)生的熱影響只存在于局部有限區(qū)域，不受遠處的熱源和拘束影響，故將環(huán)焊縫圓周均分8段，取l/8 圓周焊縫長度進行計算分析，得出L為3 375.5 mm。

圖1 蝸殼與壓力鋼管封閉焊縫有限元模型

x軸、y軸代表相互垂直的兩個徑向方向，z軸代表軸向方向。焊接過程溫度場分布非常不均勻，焊縫及熱影響區(qū)溫度梯度變化大，遠離焊縫處溫度梯度變化相對較小，劃分網(wǎng)格時采用焊縫及熱影響區(qū)共用網(wǎng)格節(jié)點，由于工件尺寸超大，焊縫及熱影響區(qū)采用相同尺寸的網(wǎng)格尺寸，單元寬度取10 mm，減少了整體網(wǎng)格數(shù)量，節(jié)省了計算成本,網(wǎng)格類型采用八節(jié)點六面體單元進行劃分。有限元模型網(wǎng)格單元數(shù)為41 065，采用生死單元[7]，隨熱源移動逐步激活焊縫單元。

選取雙橢球熱源模型進行數(shù)值模擬計算，焊接過程的熱效率設(shè)定為80%，熱源的分布參數(shù)根據(jù)熔池的尺寸選定。材料SX780CF密度為7 880 kg/m3,泊松比為0.3，熱膨脹系數(shù)1.4 × 10-5/℃，其他熱物理性能參數(shù)見表1。

表1 SX780CF材料性能參數(shù)

1.2 焊縫路徑規(guī)劃

現(xiàn)場焊接工藝制定時，為提高生產(chǎn)效率，通常由6～8名焊工在圓周方向上均布同時施焊。每人負責(zé)總長度約3 000～4 000 mm焊縫的焊接。根據(jù)現(xiàn)場施工特點，每名焊工焊接時，規(guī)劃出適于操作的兩種焊接路徑，如圖2所示，其中圖2a為順序焊，由1段至6段逐段順序焊接；圖2b為變序焊，由1段至6段跳躍變序焊接。順序焊操作簡單方便，生產(chǎn)效率高，但容易造成熱量累計；變序焊需要往復(fù)跳躍，操作較復(fù)雜，生產(chǎn)效率較低，但熱源作用區(qū)域分散，有利于工件散熱。

圖2 焊接路徑規(guī)劃示意圖

焊接順序?qū)堄鄳?yīng)力的分布有重要影響[8]，由于應(yīng)力釋放作用的存在，先焊接一側(cè)的殘余應(yīng)力低于后焊接側(cè)的殘余應(yīng)力，且多次熱循環(huán)是導(dǎo)致焊接變形的主要原因。

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 不同路徑模擬結(jié)果對比分析

基于以上建立的蝸殼與壓力鋼管封閉焊縫有限元模型和規(guī)劃的兩種不同路徑方案，通過后處理得到殘余應(yīng)力云圖，并選擇不同路徑節(jié)點殘余應(yīng)力值，進行對比分析。

圖3所示為不同焊接路徑下壓力鋼管環(huán)縫等效殘余應(yīng)力分布情況，其中圖3a 為順序焊殘余應(yīng)力，圖3b 為變序焊殘余應(yīng)力。不同焊接順序?qū)е聭?yīng)力分布不同，變序焊比順序焊殘余等效應(yīng)力分布低。

圖3 應(yīng)力場分布

圖4所示為焊縫中間處垂直于焊縫分布的殘余等效應(yīng)力路徑曲線，順序焊和變序焊殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致，順序焊應(yīng)力峰值高于變序焊。圖5所示為沿焊縫分布的殘余等效應(yīng)力路徑曲線，順序焊大部分區(qū)域殘余應(yīng)力較高，變序焊在后一半的焊縫長度上殘余應(yīng)力值相對順序焊降低。焊接過程，先焊焊縫對后焊焊縫造成拘束，順序焊由1段至6段逐段焊接，先形成焊縫拘束大，工件殘余應(yīng)力較高。變序焊跳躍焊接，后焊焊縫受先焊焊縫拘束較小，殘余應(yīng)力較低。

壓力鋼管和蝸殼屬于壓力管道部件，工作中承受循環(huán)交變壓力，降低環(huán)縫的殘余應(yīng)力有利于提高壓力鋼管和蝸殼連接處的疲勞性能。

圖4 應(yīng)力路徑曲線(焊縫中間處垂直焊縫)

圖5 應(yīng)力路徑曲線(沿焊縫)

2.2 焊接方案優(yōu)化

基于以上分析，焊接路徑優(yōu)化為變序焊，即將壓力鋼管與蝸殼封閉環(huán)縫均分為8份，每1/8圓再均分為6段，每段長563 mm，8名焊工沿圓周均布，對各自負責(zé)的1/8圓采取圖2b所示的變序焊同時施焊。

對路徑優(yōu)化后的封閉環(huán)焊縫焊接全過程進行數(shù)值模擬計算，得出殘余應(yīng)力。如圖6所示為封閉環(huán)焊縫整體焊接完畢后冷卻至室溫的殘余應(yīng)力場分布，殘余應(yīng)力在圓周方向分布較為一致，殘余應(yīng)力峰值集中在焊縫中間位置，殘余應(yīng)力最大值為643.8 MPa，小于母材SXB780CF的屈服強度690 MPa。如圖7所示為封閉環(huán)焊縫整體焊接完畢后冷卻至室溫的位移場，即焊縫變形分布情況，可見焊縫兩側(cè)熱影響區(qū)為變形量集中分布地帶，最大變形量為1.547 mm。該變形量對于機組安裝精度未造成不良影響。

圖6 封閉環(huán)焊縫冷卻后殘余應(yīng)力場

圖7 封閉環(huán)焊縫冷卻后位移場

3 現(xiàn)場驗證

現(xiàn)場焊接選取優(yōu)化后的焊接方案，采用焊條電弧焊方法，焊接材料為E11018-G，焊接速度100 mm/min，具體焊接工藝參數(shù)見表2。先焊接大坡口側(cè)，背面清根再焊小坡口側(cè)。為保證高強鋼焊接質(zhì)量，避免冷裂紋，通常采取預(yù)熱溫度150 ℃[9-10]，層間溫度200 ℃，后熱溫度230 ～ 280 ℃。

表2 現(xiàn)場焊接工藝參數(shù)

對蝸殼與壓力鋼管封閉焊縫進行焊接殘余應(yīng)力測試，應(yīng)力測試方式采用X射線應(yīng)力測試[11]，檢測依據(jù)為GB/T 7704—2008《無損檢測 X射線應(yīng)力測定方法》標(biāo)準(zhǔn)，殘余應(yīng)力測區(qū)布置為圓周均布12區(qū)，各區(qū)測點分布示意圖如圖8所示。殘余應(yīng)力測試值見表3。測點編號沿水流方向為正，測點編號對應(yīng)測點距焊縫中心的距離，如圖8所示。殘余應(yīng)力測試結(jié)果應(yīng)力值為正數(shù)是拉應(yīng)力，為負數(shù)是壓應(yīng)力。

對比分析白鶴灘工地現(xiàn)場實測壓力鋼管蝸殼封閉焊縫殘余應(yīng)力值與數(shù)值模擬值，按實測點位置在數(shù)值模型上提取對應(yīng)點殘余應(yīng)力計算值。實測殘余應(yīng)力最大值648.1 MPa，與模擬值接近。

焊接變形測量采用焊縫兩側(cè)刻線樣沖點測量方式完成，測點圓周均布測量8點，測量工具游標(biāo)卡尺。焊接變形測量值見表4。

圖8 殘余應(yīng)力測點分布示意圖

表3 殘余應(yīng)力測試值MPa

表4 焊接變形測量值 mm

根據(jù)現(xiàn)場對蝸殼和壓力鋼管對接焊縫變形值的測量，變形值最大為2.12 mm。該數(shù)值與模擬值接近。

4 結(jié)論

利用有限元分析軟件MARC，對蝸殼與壓力鋼管對接封閉焊縫建立焊接熱過程的數(shù)學(xué)模型，按照不同的焊接路徑，進行模擬研究。通過比對分析不同焊接路徑下焊接殘余應(yīng)力分布，優(yōu)選出焊接工藝方案，預(yù)估出焊后殘余應(yīng)力。工地現(xiàn)場進行了殘余應(yīng)力和變形實測，驗證了數(shù)值模擬結(jié)果。通過該研究實現(xiàn)了白鶴灘蝸殼與壓力鋼管封閉焊縫殘余應(yīng)力的有效控制。