崔 勇

江蘇核電有限公司，江蘇 連云港 222000

0 前言

SA508-Ⅲ是低碳合金鋼，其典型組織為97%上貝氏體+3%碳化物，是核電設(shè)備中壓力容器的典型用鋼[1]。為了保證與主設(shè)備相連接的支管的耐腐蝕性能，支管材料多選用奧氏體不銹鋼，兩者之間先采用鎳基合金進(jìn)行預(yù)堆隔離，再采用角焊縫形式進(jìn)行連接。核電站服役經(jīng)驗(yàn)表明，異種金屬材料的差異使得角焊縫及預(yù)堆層在長(zhǎng)期高溫、高壓、高輻射環(huán)境下，常因應(yīng)力腐蝕、疲勞腐蝕、疲勞等因素產(chǎn)生裂紋或其他超標(biāo)缺陷，嚴(yán)重影響核電站的安全運(yùn)行[2]。典型案例如某核電站在運(yùn)行期間2號(hào)機(jī)組發(fā)生脈沖管線BOSS頭焊縫漏水事件[3]。為修復(fù)此類型接管受損結(jié)構(gòu)或焊縫，保證其服役性能，可采用打磨+補(bǔ)焊、切割+更換及OVERLAY堆焊修復(fù)三種方式。前兩種方式局限性較大，OVERLAY堆焊修復(fù)方式不僅可以加強(qiáng)原焊縫結(jié)構(gòu)，還能改善原焊縫結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)。目前該種修復(fù)方式在各大核電站得到了應(yīng)用及推廣。

為了保證接管角焊縫及預(yù)堆層在OVERLAY修復(fù)后的安全可靠服役，合適的堆焊結(jié)構(gòu)并控制堆焊過程中的殘余應(yīng)力都是必須的。隨著焊接試驗(yàn)數(shù)據(jù)的積累和相關(guān)理論的完善，殘余應(yīng)力分布規(guī)律的研究從機(jī)械法及物理法等試驗(yàn)手段拓寬至以有限元分析為主的數(shù)值模擬手段[4-5]。但由于接管角焊縫及預(yù)堆層不僅包含多種材料，而且結(jié)構(gòu)復(fù)雜（為復(fù)雜的空間相貫線），且堆焊結(jié)構(gòu)為多層多道焊，使殘余應(yīng)力計(jì)算更為復(fù)雜繁瑣。魏敏[6]等運(yùn)用有限元分析方法對(duì)核壓力容器接管安全端的堆焊修復(fù)失效進(jìn)行評(píng)定，通過仿真計(jì)算證明了增加堆焊層厚度可以有效促進(jìn)結(jié)構(gòu)的安全性；張世偉[7]等針對(duì)核電廠穩(wěn)壓器噴霧管接管嘴堆焊結(jié)構(gòu)建立軸對(duì)稱有限元模型，通過數(shù)值模擬方式闡述了結(jié)構(gòu)在堆焊后及運(yùn)行工況下的應(yīng)力分布；李守彬[8]等運(yùn)用有限元分析計(jì)算了支管座結(jié)構(gòu)堆焊修復(fù)過程的應(yīng)力分布，為實(shí)現(xiàn)支管座焊縫原有壓應(yīng)力分布提供了具體的研究方向。

針對(duì)某核電站主管道儀表接管角焊縫及預(yù)堆層的缺陷，文中基于國(guó)內(nèi)外已有的維修經(jīng)驗(yàn)，制定了OVERLAY堆焊修復(fù)的技術(shù)路線，通過ABAQUS的熱-力順序耦合方式及熱循環(huán)曲線法模擬堆焊修復(fù)過程中溫度場(chǎng)和應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)，根據(jù)工藝需求開展不同堆焊厚度、不同線能量下的殘余應(yīng)力分布和焊接變形特性分析，為堆焊工藝的優(yōu)化、堆焊層壽命評(píng)估尤其是現(xiàn)場(chǎng)堆焊修復(fù)方案的制定提供數(shù)據(jù)支撐。

1 堆焊修復(fù)技術(shù)路線

1.1 堆焊修復(fù)結(jié)構(gòu)

某核電站主設(shè)備上的一種接管角焊縫結(jié)構(gòu)如圖1所示，由低合金鋼管道、兩層不銹鋼預(yù)堆層、不銹鋼馬鞍形坡口角焊縫及不銹鋼接管構(gòu)成。根據(jù)國(guó)內(nèi)外類似結(jié)構(gòu)運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)，在預(yù)堆層和角焊縫可能出現(xiàn)裂縫或超標(biāo)顯示。根據(jù)項(xiàng)目修復(fù)需求，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)工程實(shí)施條件，制定了以O(shè)VERLAY堆焊修復(fù)為主的技術(shù)路線，即在預(yù)堆層和角焊縫外側(cè)熔覆一層堆焊層，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的加強(qiáng)，從而保證角焊縫結(jié)構(gòu)的服役性能。

圖1 接管角焊縫結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural diagram of fillet weld

根據(jù)國(guó)內(nèi)已開展的結(jié)構(gòu)堆焊修復(fù)經(jīng)驗(yàn)[4]并參考ASME Case N-740/N-504標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范要求[9-10]，基于最嚴(yán)苛的假設(shè)條件，即預(yù)堆層全失效、角焊縫全貫穿的情況，并根據(jù)接管角焊縫結(jié)構(gòu)的形式、材料和工況具體情況，開展堆焊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。同時(shí)，考慮到異型堆焊結(jié)構(gòu)體積檢測(cè)技術(shù)難點(diǎn)，采用直面型表面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理念，將堆焊層外表面設(shè)計(jì)為圓錐面，以實(shí)現(xiàn)OVERLAY堆焊層超聲波檢測(cè)。綜合考量后設(shè)計(jì)的堆焊結(jié)構(gòu)形式如圖2所示。

圖2 堆焊結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic diagram of the cladding structure

1.2 材料參數(shù)

管道材料為SA508-Ⅲ低合金鋼，接管材料為316L不銹鋼，管道和接管間的兩層預(yù)堆層材料分別為Inconel 182、Inconel 82，角焊縫及堆焊層材料為52M，材料的部分性能參數(shù)如圖3所示[11-12]。

圖3 材料性能參數(shù)Fig.3 Material performance parameters

1.3 堆焊結(jié)構(gòu)尺寸計(jì)算

在結(jié)構(gòu)形式設(shè)計(jì)完成后，根據(jù)ASMEⅪ篇[13]關(guān)于堆焊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的要求，參考斷裂力學(xué)理論及規(guī)范要求的缺陷深度與待修復(fù)結(jié)構(gòu)的厚度比、堆焊結(jié)構(gòu)長(zhǎng)度設(shè)計(jì)原則，代入角焊縫結(jié)構(gòu)的材料及原始尺寸，分別計(jì)算堆焊修復(fù)層的厚度及長(zhǎng)度，并通過規(guī)范要求的膜應(yīng)力、彎曲應(yīng)力及剪切應(yīng)力的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則進(jìn)行結(jié)構(gòu)校核，從而完成堆焊結(jié)構(gòu)的迭代優(yōu)化，最終獲得最小堆焊結(jié)構(gòu)：堆焊厚度約為10 mm，堆焊長(zhǎng)度約為60 mm。

1.4 焊道規(guī)劃及焊接順序

由于接管角焊縫堆焊層存在兩層預(yù)堆層，加大了馬鞍形焊縫的焊接難度，經(jīng)過初期工藝摸索及試驗(yàn)，確定堆焊工藝如下：先在管道表面進(jìn)行填充層的堆焊，與預(yù)堆層表面齊平后，再由下向上逐道覆蓋原預(yù)堆層及焊縫表面，最后由內(nèi)至外逐漸完成堆焊。焊道規(guī)劃如圖4所示。

在建模過程中，對(duì)焊道幾何特征進(jìn)行適應(yīng)性簡(jiǎn)化，每道焊道均進(jìn)行一定的規(guī)則化處理，焊接順序?yàn)閺鸟R鞍形頂部開始逆時(shí)針堆焊，每完成一道控溫至180℃以下后，方可進(jìn)行下一道次的堆焊。

圖4 焊道規(guī)劃示意Fig.4 Schematic diagram of the weld path plan

2 有限元分析模型建立

考慮到周向焊接的連續(xù)性及接管角焊縫幾何結(jié)構(gòu)的特性，基于接管角焊縫的結(jié)構(gòu)特性在CAD軟件中建立三維模型，再導(dǎo)入ABAQUS中建立有限元分析模型。首先在前處理模塊中完成網(wǎng)格劃分，再通過熱源校核完成焊接熱源模型的建立和校正，然后通過前處理模塊完成材料賦予、載荷添加、邊界條件設(shè)定等，最后提交給求解器完成分析計(jì)算，具體流程如圖5所示。

圖5 焊接過程數(shù)值模擬流程Fig.5 Schematic diagram of the numerical simulation flow of the welding process

2.1 網(wǎng)格劃分

根據(jù)熱-力順序耦合方式的要求，在ABAQUS中分別建立熱分析模型和力分析模型，且為確保計(jì)算的統(tǒng)一性，兩種分析模型采用相同的網(wǎng)格劃分。為提高計(jì)算準(zhǔn)確性并平衡計(jì)算時(shí)間，按照距離堆焊層位置的遠(yuǎn)近對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行劃分并盡可能選用質(zhì)量較好的六面體規(guī)則網(wǎng)格，堆焊層及其附近的網(wǎng)格密集，遠(yuǎn)離堆焊層逐漸稀疏，網(wǎng)格模型如圖6所示。整個(gè)模型共472 323節(jié)點(diǎn)和443 042個(gè)單元。熱分析模型選用DC3D8單元，力分析模型選用C3D8R單元。

圖6 網(wǎng)格模型Fig.6 Grid model

2.2 熱源模型

熱源模型的選取、建立及校核是實(shí)現(xiàn)焊接過程數(shù)值模擬的關(guān)鍵。焊接過程中熱源具有局部集中性、瞬時(shí)性和移動(dòng)性等，容易形成梯度較大的不均勻溫度場(chǎng)，而不均勻溫度場(chǎng)是導(dǎo)致焊接過程及焊后形成較大殘余應(yīng)力和變形的根本原因。因此，合理的熱源模型選取直接關(guān)系到后續(xù)數(shù)值模擬的計(jì)算精度及準(zhǔn)確性。文中采用雙橢球移動(dòng)熱源模型，該模型前半部分和后半部分分別為長(zhǎng)度不同的1/4橢球，如圖7所示，不僅考慮了焊接電弧的挖掘和攪拌效應(yīng)，還考慮了厚度方向的熱效應(yīng)，更接近文中采用的自動(dòng)氬弧焊的真實(shí)焊接熱流分布。

圖7 雙橢球熱源模型Fig.7 Double ellipsoidal heat source model

2.3 熱循環(huán)曲線法

文中模型構(gòu)件尺寸大、網(wǎng)格數(shù)量較多且焊道多，采用移動(dòng)熱源+生死單元技術(shù)的計(jì)算量較為龐大，需適當(dāng)簡(jiǎn)化溫度場(chǎng)計(jì)算，即采用熱循環(huán)曲線法進(jìn)行熱-力耦合的計(jì)算。首先使用對(duì)應(yīng)的焊接工藝和模型構(gòu)件結(jié)合雙橢球熱源進(jìn)行初步溫度場(chǎng)計(jì)算，通過調(diào)整雙橢球熱源的各個(gè)參數(shù)確保溫度場(chǎng)計(jì)算的準(zhǔn)確性；在得到初始溫度場(chǎng)分布之后，提取出對(duì)應(yīng)的各個(gè)焊道的熱循環(huán)曲線；然后將熱循環(huán)曲線作為熱學(xué)溫度載荷依次加載到對(duì)應(yīng)的焊道上，從而計(jì)算出完整的溫度場(chǎng)，再利用熱彈塑性理論完成力學(xué)模型的有限元分析計(jì)算。在使用熱循環(huán)曲線加載計(jì)算溫度場(chǎng)的過程中，由于未考慮到熱源的移動(dòng)，焊接順序及方向?qū)ψ罱K焊接應(yīng)力應(yīng)變結(jié)果的影響很大，因此在接管角焊縫堆焊過程數(shù)值模擬仿真過程中，將每條焊縫分成8段，且保證在馬鞍形頂部區(qū)域和底部區(qū)域焊接的連續(xù)性，熱循環(huán)曲線按照焊接方向依次被加載到各個(gè)焊縫段上。

2.4 邊界條件

焊接開始前，結(jié)構(gòu)處于常溫環(huán)境，設(shè)定初始溫度和環(huán)境溫度為20℃。由于是在空氣中進(jìn)行焊接作業(yè)，故結(jié)構(gòu)與外界接觸的面均設(shè)置對(duì)流邊界，對(duì)流換熱系數(shù)為20 W/（m2·℃），設(shè)置結(jié)構(gòu)的輻射發(fā)射率為0.85。另外，根據(jù)實(shí)際層間溫度控制的要求，在焊縫降至150℃再開始下一道次的焊接，因此在每道焊接完成后均設(shè)置200～300 s的冷卻時(shí)間，確保溫度降至150℃以下。

在力分析計(jì)算中，對(duì)結(jié)構(gòu)邊緣設(shè)定剛性位移約束，用于模擬焊接過程中工裝對(duì)試件的約束。

3 有限元結(jié)果分析

3.1 熱分析模型計(jì)算結(jié)果

完成材料參數(shù)及熱源模型添加、接觸屬性和邊界設(shè)置，完善接管角焊縫堆焊熱分析模型后，將模型導(dǎo)入ABAQUS求解器中進(jìn)行熱分析計(jì)算，并在后處理中查看結(jié)果。接管角焊縫在第一道次焊接過程的溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

圖8 第一道次溫度場(chǎng)結(jié)果Fig.8 Temperature field results of the first pass

在ABAQUS中，溫度云圖從深藍(lán)色到鮮紅色表示溫度從低到高，灰色區(qū)域則表示該區(qū)域達(dá)到焊絲熔化溫度，可認(rèn)為是熔池部分。從圖8a可以看出，堆焊進(jìn)行到3 s左右時(shí)熱源溫度約為2 460℃，焊縫熔池和模型的溫度場(chǎng)分布呈橢圓狀，焊縫區(qū)域等溫線密集，遠(yuǎn)離熱源處等溫線稀疏直至消失。隨著堆焊過程的進(jìn)行，熱源從馬鞍形頂部繞著接管向頂部移動(dòng)，焊縫起始部位將熱量傳輸?shù)狡渌麉^(qū)域，溫度迅速下降，而下一個(gè)焊接區(qū)域溫度迅速上升，形成新的熔化區(qū)。焊接完成后，各點(diǎn)溫度均迅速下降，逐漸趨于一致。焊接仿真完成后，選擇各層具有代表性的道次溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，不同道次焊接過程的溫度場(chǎng)分布如圖9所示，各道次間溫度場(chǎng)分布趨勢(shì)接近一致，最高溫度基本維持在2 400～25 00℃。

圖9 各道次溫度場(chǎng)結(jié)果Fig.9 Temperature field results of each channel

溫度場(chǎng)計(jì)算完成后，提取出熔池區(qū)域內(nèi)各典型點(diǎn)的熱循環(huán)曲線并求平均值，獲得每條焊道中各段的熱循環(huán)曲線。第一道次焊道第二段的熱循環(huán)曲線如圖10所示。

圖10 第一道次第二段的熱循環(huán)曲線Fig.10 Thermal cycling curve of the first section of the first pass

由圖10可知，焊接開始前，該段截面各節(jié)點(diǎn)溫度均較低，熱源移動(dòng)靠近時(shí)，各點(diǎn)溫度均快速上升，溫度發(fā)生劇烈變化，該截面節(jié)點(diǎn)中最高溫度迅速上升到約2 650℃。隨著熱源逐漸遠(yuǎn)離該截面，各點(diǎn)溫度快速下降，10 s內(nèi)降至約600℃，散熱速度非?？?。這是由于溫度高時(shí)，熱輻射引起的熱量傳導(dǎo)非常迅速，隨著溫度的降低，降溫速度在逐漸降低，直至平緩。取該熔池截面區(qū)域所有點(diǎn)的平均溫度用于表征第一道次第二段的溫度變化趨勢(shì)，繪制熱循環(huán)曲線如圖10b所示。初始溫度場(chǎng)計(jì)算后，分別提取出各道次每段的熱循環(huán)曲線，將其作為溫度載荷加載后提交至求解器完成完整的溫度場(chǎng)計(jì)算。

3.2 力分析計(jì)算結(jié)果

將完整溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)果作為載荷輸入設(shè)置完善力分析模型，再將力分析模型提交后完成力學(xué)分析計(jì)算。為更清晰地表達(dá)接管及接管角焊縫的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，建立以接管軸線方向?yàn)閳A柱軸向的柱坐標(biāo)系，堆焊后的應(yīng)力狀態(tài)如圖11所示。

圖11 接管角焊縫堆焊后應(yīng)力分布Fig.11 Stress distribution after fillet weld overlay of nozzle

圖11a的Von Mises等效應(yīng)力結(jié)果表明應(yīng)力集中區(qū)域位于堆焊層與主管道接觸區(qū)域、堆焊層表面及堆焊層與接管接觸區(qū)域，最大應(yīng)力為520 MPa，超過材料的屈服強(qiáng)度，該位置的塑性變形較大。同時(shí)，原焊縫及預(yù)堆層的等效應(yīng)力水平都低于200 MPa，未達(dá)到材料的屈服強(qiáng)度。圖11b徑向應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果表明堆焊層結(jié)構(gòu)分向應(yīng)力均為正值，越靠近外側(cè)下端，拉應(yīng)力越高；而原焊縫結(jié)構(gòu)大部分區(qū)域及管道表面部分的分向應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)值，該區(qū)域的應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，表明堆焊層對(duì)該區(qū)域應(yīng)力狀態(tài)有改善作用。圖11c、11d的周向和軸向應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算結(jié)果表明堆焊層結(jié)構(gòu)分向應(yīng)力為正值，越靠近外側(cè)兩端，拉應(yīng)力越高，而越靠近內(nèi)側(cè)，應(yīng)力逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)值，原焊縫、預(yù)堆層及主管道多呈壓應(yīng)力分布。

根據(jù)接管角焊縫堆焊層結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，選擇如圖12所示的4個(gè)路徑分別對(duì)堆焊后應(yīng)力分布狀態(tài)進(jìn)行分析，路徑各方向應(yīng)力如圖13所示。

圖12 路徑1～4示意Fig.12 Schematic diagram of path 1～4

圖13 路徑1～3各方向應(yīng)力Fig.13 Stress in all directions of path 1～3

由圖13可知，越靠近外側(cè)堆焊層，表面殘余應(yīng)力越大，在焊縫區(qū)及周圍區(qū)域多表現(xiàn)為拉應(yīng)力，最大徑向應(yīng)力分別為180 MPa、110 MPa，最大周向應(yīng)力為240 MPa、200 MPa，最大軸向應(yīng)力為120 MPa、210 MPa；而往內(nèi)側(cè)方向時(shí)，應(yīng)力水平逐漸減小至為壓應(yīng)力，靠近最內(nèi)側(cè)附近多表現(xiàn)為壓應(yīng)力，最大徑向壓應(yīng)力為39 MPa，最大周向壓應(yīng)力為-270 MPa，最大軸向壓應(yīng)力為-202 MPa。路徑3各方向應(yīng)力顯示原焊縫表面三個(gè)方向的應(yīng)力均以壓應(yīng)力為主，靠近下部應(yīng)力值有所增大，但應(yīng)力值范圍在-200～90 MPa，表明對(duì)原焊縫內(nèi)側(cè)改善效果明顯。

路徑4各方向應(yīng)力曲線如圖14所示。可以看出，路徑4在焊趾處均存在較大的周向應(yīng)力，整圈焊趾的周向應(yīng)力都大于200 MPa，最大值近260 MPa，徑向應(yīng)力則在50～150 MPa，軸向應(yīng)力基本表現(xiàn)為壓應(yīng)力。

圖14 路徑4各方向應(yīng)力曲線Fig.14 Stress curve in each direction of path 4

綜上可知，三個(gè)方向分應(yīng)力都呈現(xiàn)不均勻分布的特性，在馬鞍形底部和頂部位置應(yīng)力較大，而在過渡區(qū)應(yīng)力水平較低。

接管角焊縫在堆焊完成后冷卻收縮產(chǎn)生了焊后變形，如圖15所示，整體上變形較小。軸向變形結(jié)果顯示接管整體存在向下收縮的趨勢(shì)，最大收縮為0.63 mm；周向變形最大為0.30 mm，但支管整體不均勻，存在傾斜趨勢(shì)；徑向變形結(jié)果顯示接管右半部分向內(nèi)變形，左半部分向外變形，整體向左產(chǎn)生偏移，取接管頂端內(nèi)徑面4個(gè)點(diǎn)的變形量，其中最大徑向收縮為0.11 mm，接管整體無明顯傾斜。

圖15 焊后變形結(jié)果Fig.15 Deformation results after welding

焊后變形結(jié)果顯示接管有下凹現(xiàn)象，但無明顯傾斜，為減小接管下凹趨勢(shì)，建議在實(shí)際焊接過程中采用工裝對(duì)接管進(jìn)行固定約束。

4 堆焊工藝優(yōu)化

在多層多道堆焊過程中，殘余應(yīng)力和焊后變形受到多種因素的影響，尤其是堆焊層厚度和線能量，因此數(shù)值模擬時(shí)通過設(shè)置不同堆焊厚度和線能量分析不同工藝下的殘余應(yīng)力和焊后變形，選擇典型的路徑1進(jìn)行殘余應(yīng)力對(duì)比分析，選擇接管頂端變形量進(jìn)行對(duì)比分析。

4.1 堆焊厚度影響

不同堆焊厚度下路徑1應(yīng)力曲線如圖16所示。由圖16可知，隨著堆焊厚度的增加，軸向應(yīng)力變化較小，差別不大；原焊縫區(qū)域徑向壓應(yīng)力明顯增大，有助于改善原焊縫應(yīng)力狀態(tài)，但在堆焊層及堆焊層表面，徑向拉應(yīng)力先減小后增大；周向應(yīng)力結(jié)果顯示，隨著堆焊厚度的增加，原焊縫區(qū)域內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)有所下降，但在堆焊層拉應(yīng)力略有增加。

圖16 不同堆焊厚度下路徑1應(yīng)力曲線Fig.16 Stress curve of path 1 with different surfacing thickness

不同堆焊厚度焊后變形結(jié)果如表1所示?？梢钥闯觯S著堆焊厚度增加，各方向收縮變形均有較大的增加，其中軸向收縮變形由0.63 mm逐漸增加至1.25 mm，徑向方向收縮變形由0.11 mm增加至0.39 mm，表明隨著堆焊厚度的增加，接管向內(nèi)向下收縮越發(fā)明顯。

表1 不同堆焊厚度焊后變形結(jié)果Table 1 Post weld deformation results of different surfacing thickness

4.2 線能量影響

不同線能量下路徑1應(yīng)力的結(jié)果對(duì)比如圖17所示，可以看出，隨著線能量的增加，各方向應(yīng)力均有一定幅度的增加，但增幅不明顯。

圖17 不同線能量下路徑1應(yīng)力曲線Fig.17 Stress curve of path 1 under different line energy

不同線能量焊后變形結(jié)果如表2所示?？梢钥闯?，隨著線能量的增加，各方向收縮變形均有一定幅度的增加，其中軸向收縮變形由0.63 mm逐漸增加至0.91 mm，徑向方向收縮變形由0.11 mm增加至0.15 mm，徑向收縮增加幅度較低。

表2 不同線能量焊后變形結(jié)果Table 2 Deformation results after welding with different wire energies

堆焊工藝優(yōu)化結(jié)果顯示，隨著堆焊厚度的增加，應(yīng)力水平呈下降趨勢(shì)，但焊后變形呈增大趨勢(shì)，且向內(nèi)收縮增大幅度比軸向收縮更為明顯，因此建議選擇最小堆焊厚度以降低焊后變形；隨著線能量的增加，應(yīng)力水平和焊后變形均有增大趨勢(shì)，但增大幅度并不明顯，因此，在實(shí)際施焊過程中為確保焊接質(zhì)量，可以適當(dāng)提高線能量。

5 結(jié)論

（1）通過數(shù)值模擬，確定了設(shè)計(jì)的維修結(jié)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)原焊縫、預(yù)堆層及管道的應(yīng)力改善，應(yīng)力狀態(tài)以壓應(yīng)力為主。應(yīng)力分布表明，堆焊層與管道接觸區(qū)域、堆焊層表面、堆焊層與接管接觸區(qū)域的淺表層出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，接管變形以軸向方向收縮為主，最大為0.63 mm，徑向收縮最大僅0.11 mm?？蔀楹罄m(xù)焊后打磨和堆焊層兩端圓滑過渡處理提供理論支持。

（2）隨著堆焊厚度的增加，應(yīng)力水平呈下降趨勢(shì)，焊后變形呈增大趨勢(shì)，且向內(nèi)收縮增大幅度比軸向收縮更為明顯。

（3）隨著線能量的增加，應(yīng)力水平呈上升趨勢(shì)，焊后變形也呈增大趨勢(shì)，但增幅不明顯。

（4）本文建立的堆焊修復(fù)過程數(shù)值模擬方法為順利完成針對(duì)某核電站主管道儀表接管角焊縫缺陷的堆焊工藝研發(fā)提供了有力的數(shù)據(jù)支撐。研發(fā)的堆焊工藝在后續(xù)焊接試驗(yàn)過程中成型良好，焊縫質(zhì)量滿足核級(jí)標(biāo)準(zhǔn)，目視、滲透、超聲及各項(xiàng)破壞性檢驗(yàn)均達(dá)到指標(biāo)要求，滿足俄羅斯標(biāo)準(zhǔn)中相關(guān)要求，具備工程應(yīng)用條件。同時(shí)也可廣泛應(yīng)用于核電廠接管角焊縫、支管座等結(jié)構(gòu)采用堆焊修復(fù)技術(shù)的殘余應(yīng)力分析及工藝優(yōu)化。通過堆焊結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)—堆焊過程仿真—堆焊工藝優(yōu)化等路線可為該類型結(jié)構(gòu)堆焊的設(shè)計(jì)及堆焊工藝的改進(jìn)提供數(shù)據(jù)支撐。