大型汽輪機焊接轉子殘余應力及變形分析

雷 陳，熊建坤，冷進明

（東方汽輪機有限公司，四川德陽618200）

0 前言

由于焊接過程是一個局部的不均勻加熱、冷卻過程，受焊縫及近縫區溫度場的影響，轉子內部會出現大小不等、分布不均勻的殘余應力應變場[1-2]。焊接殘余應力不但可能引起熱裂紋、冷裂紋、脆性斷裂等工藝缺陷，而且在一定條件下會嚴重影響結構的強度、剛度、受壓時的穩定性、加工精度和尺寸穩定性等[3-4]。焊接過程中施加的局部熱輸入是引起殘余應力和焊接變形的根源。溫度場變化造成的熱應變以及顯微組織變化引起的相變應變決定了焊接殘余應力的分布水平[5]。焊接殘余應力是直接影響構件結構性能、安全可靠性的重要因素[6]。在進行焊接生產和修復工程中，需要特別關注焊接殘余應力的分布和水平，以降低其危害，保證設備的安全運行。

焊接轉子制造過程中由9道焊縫將10個鍛件焊接在一起，每一道焊縫的變形會產生疊加作用，從而對轉子整體尺寸造成較大影響。研究轉子變形情況，分析其變形規律及影響因素，對焊接轉子制造工藝和質量控制具有十分重要的意義。本研究采用有限元方法建立焊接轉子焊接和熱處理過程的數值模型，分析其焊接過程中應力應變的分布與變化情況。通過與實驗數據對比，驗證有限元建模方法的正確性和可靠性，從而將有限元方法應用于轉子產品焊接變形和殘余應力的研究與分析中。

1 有限元模型建立

1.1 幾何模型及網格劃分

由于轉子是軸對稱結構，在建模時采用熱-彈塑性軸對稱單元，近縫區網格尺寸為1 mm×1 mm，共18 267個單元。采用ABAQUS軟件進行模擬計算，建模過程中采用生死單元技術模擬焊縫金屬的填充過程，隨著焊縫金屬的填充，代表焊道的單元逐漸被激活。焊縫區共劃分83道焊縫，其中1～9道為TIG焊道，其余為SAW焊道。

本研究采用二維模型進行計算，網格單元密度的選擇對于模型的計算效率有重要影響。若模型整體采用小單元高密度的劃分，模擬計算的計算量過大，結果收斂性低，對計算機硬件要求高；若整體采用低密度的劃分，關鍵部位的計算精度不夠，模擬結果準確性低。結合焊接物理過程中模型焊縫處受到的熱流密度較大，需重點關注，故采用1mm×1mm的網格劃分；因為模型邊界部位的熱流密度較均勻，無需過于細致計算，故采用20 mm×20 mm的網格劃分；焊縫周邊熱影響區采用過渡單元。模型的幾何尺寸分布如圖1所示，模型的網格示意和焊道網格示意分別如圖2和圖3所示。

圖1 模型幾何尺寸分布

1.2 材料模型

轉子試驗件材料采用25Cr2Ni4MoV，在建模中采用非線性材料模型，根據試驗結果確定材料在不同溫度下的熱、力學材料性能[7]，如表1所示。

1.3 散熱邊界條件

根據轉子模擬件實際的焊接過程，采用體熱源模型，即對每個焊道的單元施加體熱源以模擬焊接過程，熱源參數由焊接參數確定。由于模擬件表面由保溫棉覆蓋，根據試算確定表面散熱的換熱系數如下[8]

圖2 模型網格示意

圖3 焊道網格示意

表1 材料在不同溫度下的熱、力學材料性能

在焊接過程中，環境溫度為20℃，初始溫度為320℃，層間溫度控制在300℃±20℃。

2 有限元計算結果

改變單元類型和增加回火蠕變參數后，得出模型殘余應力分布云圖。通過應力場云圖分析殘余應力的分布特點，得到模型不同區域的殘余應力數值，從而獲得整個模型殘余應力數值分布區間。

2.1 焊后殘余應力計算結果

焊后殘余應力分布云圖如圖4～圖6所示。對比圖4～圖6可以看出，焊縫區各向殘余應力峰值大，分布不均勻；熱影響區各向殘余應力峰值小于焊縫區，分布較均勻；母材區各向殘余應力峰值變化不大，分布均勻。

2.2 熱處理后殘余應力計算結果

在模型焊接過程后進行回火熱處理模擬，得出回火熱處理后應力分布云圖?；鼗馃崽幚砗髿堄鄳Ψ植荚茍D如圖7～圖9所示?？梢钥闯觯鼗馃崽幚砗?，轉子徑向、軸向、周向殘余應力峰值大幅降低，殘余應力分布的梯度變得較小。

圖4 徑向應力場云圖

圖5 軸向應力場云圖

圖6 周向應力場云圖

圖7 徑向應力場云圖

圖8 軸向應力場云圖

圖9 周向應力場云圖

3 計算結果討論分析

3.1 焊后計算結果分析

模型焊后內外壁應力分布如圖10和圖11所示?？梢钥闯?，σx為典型的“拉—壓—拉”型分布，焊縫及近縫區的縱向殘余應力為拉應力，內壁應力峰值為340 MPa，外壁應力峰值為840 MPa。遠離焊縫區域的縱向殘余應力為壓應力，數值在200 MPa以內。σy是平板內彎曲變形產生的，焊縫及近縫區為拉應力，內壁應力峰值為500 MPa，外壁應力峰值為700 MPa。

圖10 焊后內壁殘余應力分布

圖11 焊后外壁殘余應力分布

3.2 熱處理后計算結果分析

模型回火熱處理后內外壁應力分布如圖12和圖13所示。可以看出，經過回火熱處理，模型應力分布趨勢變化不大，但應力數值顯著降低，應力梯度改善很大。σx峰值由840 MPa降到200 MPa以內，釋放了70%的應力；σy峰值由700 MPa降至200 MPa以內，降低約70%。模型內外壁縱向應力和橫向應力大小非常接近，回火熱處理工藝使得模型的應力分布更加均勻。這表明回火熱處理工藝能夠明顯改善焊接件殘余應力問題。

3.3 模擬結果與實測結果對比

由于殘余應力測試前對轉子模擬件外壁焊縫區域進行了打磨，使得其應力得到釋放，所以模擬結果與實測結果可能有較大偏差，而內壁的打磨影響較小，所以采用內壁橫截面上的縱向和橫向應力分布來驗證模擬結果的正確性。

焊后內壁σx的對比結果如圖14所示。由圖14可知，在焊縫部位縱向應力峰值的誤差在50 MPa以內。實測數據在距離焊縫中心20 mm后才轉變為壓應力，而模擬結果在距離焊縫中心10 mm處就轉變為壓應力，實測數據與計算結果存在一定偏差，但實測數據和模擬數據的曲線都顯示出“拉—壓—拉”的應力分布趨勢。

圖12 熱處理后內壁殘余應力分布

圖13 熱處理后外壁殘余應力分布

圖14 焊后內壁σx對比

焊后內壁σy的對比結果如圖15所示?？梢钥闯?，該處實測數據大于模擬數據，可能是實際生產中存在橫向的約束，而數值模擬在現有條件下還無法設定合理、有效的橫向約束而導致。實測和模擬的應力分布曲線分布趨勢擬合較好。

圖15 焊后內壁σy對比

熱處理后內壁σx對比情況如圖16所示，應力得到很大程度的釋放，模擬數據和實測數據的峰值都保持在200 MPa以內。其中，模擬數據還維持著明顯的“拉—壓—拉”型應力分布，而實測數據焊縫中心的應力已近全部釋放，熱影響區的應力峰值較明顯。這可能是由于數值模擬和實際生產中邊界條件不同而導致的。

圖16 熱處理后內壁σx對比

熱處理后內壁的σy對比情況如圖17所示?？梢钥闯觯鼗馃崽幚砗髾M向應力分布趨勢無太大變化，但應力得到了很大釋放，實驗數據和模擬數據都維持在100 MPa以內。模擬數據和實驗數據從分布趨勢和峰值位置來看擬合較好。

4 結論

圖17 熱處理后內壁σy對比

（1）數值模擬結果與實測結果在具體數值上存在一定偏差，但對應力分布趨勢的反映一致，計算模型可反映出實際結構中的應力分布情況。

（2）從改善應力的角度來看，焊后熱處理工藝是合理有效的，熱處理后的焊接接頭應力得到有效緩解。