核级管端法兰面在线堆焊修复的残余应力
鲁立1,2,5, 胡梦佳1, 蔡志鹏1,2,3, 李克俭1, 吴瑶4, 潘际銮1    
1. 清华大学 机械工程系, 北京 100084;
2. 清华大学 摩擦学国家重点实验室, 北京 100084;
3. 清华大学 先进核能技术协同创新中心, 北京 100084;
4. 清华大学 天津高端装备研究院, 天津 300304;
5. 苏州热工研究院有限公司, 苏州 215004
摘要:采用数值模拟的方法研究了某一核级管端法兰面在线堆焊修复过程中的焊接顺序及堆焊厚度对残余应力和变形的影响。模拟结果表明,由于法兰内外侧厚度不同以及内外壁连接管的刚性差异,采用从内至外的焊接顺序可以得到整体较小的焊接残余应力和变形。当堆焊厚度为20 mm时,外壁管道焊缝处的轴向残余应力接近材料的屈服强度;当堆焊厚度不超过15 mm时,外壁管道焊缝处的残余应力远低于屈服强度。采用优化的焊接工艺制作了等比例模拟件,并采用X射线衍射法测试模拟件的残余应力,计算结果与测试结果吻合良好,进一步验证了数值模型及模拟分析结果的可靠性。
关键词法兰面    堆焊修复    焊接残余应力    数值模拟    
Residual stresses after on-line surfacing welding repairs on the flange surface of a nuclear grade pipe end
LU Li1,2,5, HU Mengjia1, CAI Zhipeng1,2,3, LI Kejian1, WU Yao4, PAN Jiluan1    
1. Department of Mechanical Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China;
2. State Key Laboratory of Tribology, Tsinghua University, Beijing 100084, China;
3. Collaborative Innovation Center of Advanced Nuclear Energy Technology, Beijing 100084, China;
4. Tsinghua University Research Institute for Advanced Equipment, Tianjin 300304, China;
5. Suzhou Nuclear Power Research Institute, Suzhou 215004, China
Abstract: Numerical simulations were used to study the effect of welding sequence and surfacing thickness on the residual stresses and deformation after on-line surfacing welding repair of the flange surface of a nuclear grade pipe. The simulations show that the welding sequence from the inside to the outside wall leads to smaller residual stresses and deformation due to the different thicknesses of the inside and outside walls of the flange and the rigidity differences between the connecting pipes. With a 20 mm surfacing thickness, the residual axial stress at the welding seam of the outer pipe wall is close to the material yield strength. With surfacing thicknesses no more than 15 mm thick, the residual stress at the welding seam of the outer pipe wall is far lower than the yield strength. A sample specimen was made using the optimized welding process with the residual stress then measured using X-ray diffraction. The predicted stresses agree well with the measured data to verify the simulation results.
Key words: flange face    surfacing welding repair    welding residual stress    numerical simulation    

核电站中法兰结构是常见的管道连接方式,其主要的失效形式为化学腐蚀或应力腐蚀等[1]。经腐蚀后的法兰结构将成为核电站运行的安全隐患。部分法兰为预制结构,在现场与多个管道或贯穿件相连,难以更换,多采用现场堆焊修复的方式。待修复法兰的腐蚀深度较大时,实际应用中常需要将法兰面整体切削后重新堆焊,堆焊过程中的局部加热会不可避免地产生残余应力和变形,且焊接后的残余应力对结构的强度、应力腐蚀倾向等都有较大影响[2]。因此,有必要从工艺层面研究和控制焊后残余应力及变形程度。

堆焊是修复破损构件的有效手段[3]。焊接顺序[4-5]、堆焊量[6]、焊接预热及层间温度[7-8]等都将影响构件的焊后残余应力及变形。采用数值模拟与试验结合的方法研究焊接结构的残余应力与变形是当前可行的方案之一[9-12]。Zhang等[9]采用数值模拟的方法研究了不同堆焊方式对核电站管嘴残余应力的影响。Song等[10]采用数值模拟研究了核电站异种金属喷嘴的焊接残余应力分布。Woo等[11]采用中子衍射的方法获得了异种金属堆焊管道的应力分布以辅助数值分析。Liu等[12]采用数值模拟分析了核电异种金属给水管嘴堆焊修复过程中的应力演变。

本文采用数值模拟的方法研究了某一核级管端法兰面在线自动化堆焊修复过程中,考虑结构因素情况下的焊接顺序及堆焊厚度对残余应力及变形的影响,以优化焊接工艺。同时,采用优化后的焊接工艺制作了等比例模拟件,并采用X射线衍射法测量模拟件内外壁面及法兰端面的残余应力,以验证数值模型及模拟分析结果的可靠性。

1 有限元模型的建立

本文研究的法兰结构带有内、外2个焊接端,法兰材质为Z2CN18.10,外焊接端相连管件起到支撑法兰和作为内焊接端相连管道穿墙套筒的作用。相连管件由两部分构成,一段为长约170 mm材质为Z2CN18.10的焊接不锈钢管道,一段为长约300 mm材质为A42CP的焊接碳钢管道,两者规格均为外直径524 mm,管壁厚12 mm。不锈钢管焊接在法兰和碳钢管道之间,作为过渡段。整体结构如图 1a所示。

图 1 法兰结构及堆焊有限元模型

该法兰面腐蚀的最大深度达10 mm以上,由于结构的特殊性,难以对法兰进行更换,需要采用在线切削后堆焊的方式开展。由于存在一定的放射性,计划采用自动化堆焊以减小人员辐射剂量。

自动堆焊修复法兰面时,层间温度控制小于150 ℃;焊接速度约为110 mm/min;焊接电流约为180 A;电压约为10.5 V;保护气体流量为13~25 L/min。

法兰面及与之相连管道为轴对称结构,虽然焊接过程不满足轴对称条件,但由于模型结构具有一定刚性,焊接过程中周向位移较小,可建立轴对称模型[13],使用ABAQUS按照图 1a结构建立的几何模型和网格划分情况如图 1b所示。有限元建模采用热-弹塑性轴对称单元,在建模中采用随温度变化的非线性材料模型,焊缝区及附近区域网格尺寸为1 mm×1 mm。

根据现场条件及后续模拟件的制造情况,模型中内侧管道和外侧管道的端部均为固定边界条件。建模过程中采用生死单元技术模拟焊缝金属的填充过程,随着焊缝金属的填充,代表焊道的单元逐渐被激活,焊道分布和数量依据堆焊厚度和焊接工艺的不同而发生变化。

法兰面母材采用Z2CN18.10不锈钢,堆焊修复金属采用316L不锈钢,在不同温度下的热力学材料性能如图 2所示。

图 2 Z2CN18.10不锈钢及316L不锈钢材料参数

根据实际的焊接过程,采用体热源模型,即对每个焊道的单元施加体热源以模拟焊接过程,热源参数由焊接参数确定。由于法兰及管道外表面处于自然散热状态,根据经验公式和试算确定外表面散热的换热系数为

$ H=\left\{\begin{array}{ll} {10+0.119 \times T, } & {T \leqslant 800}; \\ {105+0.363 \times(T-800), } & {800<T \leqslant 1200}; \\ {250.2+2.5 \times(T-1200), } & {T>1200}. \end{array}\right. $ (1)

其中T为外表面温度,单位为℃。

在焊接过程中,环境温度20 ℃,初始温度为20 ℃,层间温度控制在80 ℃以内,焊后直接冷却至室温,不进行热处理。

计算过程中采用顺序耦合计算方法,即首先计算焊接过程中的温度场,随之将其作为应力及变形计算的边界条件,可以在保证计算精度的同时大大提高计算效率。在温度场计算过程中,对每个焊道施加一次加热时间步和一次散热时间步,通过控制焊缝熔池大小确定每个加热时间步长,通过控制层间温度确定每个散热时间步的长度。

2 结果与讨论 2.1 焊接顺序对残余应力及焊接变形的影响规律

堆焊过程的焊接顺序是影响法兰面变形与应力的关键因素之一,本文采用数值模拟的方法研究每一层堆焊层焊接顺序对堆焊后残余应力和变形的影响规律,研究选取的模型及主要假设条件如图 3所示。主要假设条件:1)法兰面顶部整体去除20 mm后进行堆焊;2)只堆焊1层;3)根据焊接工艺计算热输入为10 kJ/cm;4)无预热;5)每层由10道焊缝组成。

图 3 焊接顺序计算模型

在研究中对4种不同的焊接顺序进行了计算,分别为从内至外(Case1),从外至内(Case2)、从两边至中间(Case3)和从中间至两边(Case4),如图 3所示,其中箭头表示焊接方向。

图 45分别为采用不同焊接顺序下的残余应力及轴向变形的分布云图。其中S22为轴向残余应力,U2为轴向位移。可以看出,采用不同的焊接顺序,其轴向残余应力和变形的分布及峰值均存在较大差异,具体表现为:最大压缩和拉伸轴向残余应力均出现外侧管壁靠近焊缝处,而应力梯度与峰值应力分布存在差异。堆焊完成后,在外侧管道固定的情况下,内部管道会产生向下的轴向位移。

图 4 (网络版彩图)焊接顺序对轴向残余应力的影响

图 5 (网络版彩图)焊接顺序对轴向变形的影响

4种焊接顺序的最大轴向残余应力和位移数值如表 1所示,采用从内至外的焊接顺序,可以得到整体较小的焊接残余应力和变形。以上差别由法兰内外侧厚度不同以及内外壁连接管的刚性差异导致。

表 1 焊接顺序对最大轴向残余应力及位移的影响
焊接顺序 Case1 Case2 Case3 Case4
最大轴向应力/MPa 202.4 319.2 227.7 315.1
最大轴向位移/mm 0.368 0.358 0.402 0.390

2.2 堆焊厚度对残余应力的影响规律

堆焊厚度是影响残余应力分布的重要影响因素。通过控制堆焊厚度可以尽量减小内外侧管道上的残余拉应力,避免管道的变形及失效的风险。同时,由于焊接过程中残余应力难以避免,因此需要尽量将残余应力的峰值区间控制在法兰盘上,避免峰值出现在管道或对接焊缝上。

研究选用的计算模型如图 3所示,考虑法兰面顶部去除10、15和20 mm材料后进行堆焊,对于3种不同的情况,焊接热输入均为10 kJ/cm,堆焊焊道厚度为2.5 mm,且每层均由7~10道焊缝组成,每层均采用从内至外的焊接顺序。

堆焊完成后,3种不同堆焊厚度下的轴向应力分布情况如图 6所示。可以看出,随着堆焊厚度的不同,最大轴向残余应力发生的位置基本相似,均出现在堆焊层下方的热影响区附近,但是峰值应力存在区别。并且随着堆焊层厚度的增大,残余拉应力的范围会明显扩大,且扩展至法兰与外侧管道的连接焊缝处。

图 6 (网络版彩图)不同堆焊层厚度的轴向残余应力分布云图

提取管道外壁轴向应力分布如图 7所示。由于在法兰面顶端下方70 mm处存在外壁管道和法兰面的对接焊缝,考虑到堆焊残余应力可能会与该对接焊缝的残余应力产生叠加,因此重点关注该处的残余应力值。

图 7 不同堆焊层厚度下管道外壁轴向残余应力分布

当堆焊厚度为20 mm时,外壁管道焊缝处的轴向残余应力接近材料的屈服强度250 MPa,而厚度减小为15或10 mm时,外壁管道焊缝处的残余应力均低于屈服强度,因此建议堆焊厚度不超过15 mm。对超过15 mm的缺陷宜采用手工局部打磨和局部焊接的组合方式修复。

2.3 实验校核与验证

为验证数值模型及模拟分析结果,采用优化工艺由内至外堆焊修复等比例法兰模拟件,堆焊层厚度14 mm,并按照采用X射线衍射法(XRD)测试模拟件的残余应力,如图 8a所示。测试仪器采用加拿大Proto公司生产的i-XRD应力测试仪,测试过程和设备校准按ASTM E915-2016标准执行,测试前对待测区域进行电解抛光以消除附加应力。

图 8 模拟件残余应力测试及数值计算模型

法兰本体和外壁套管由一个对接焊缝相连接。在现场实际的结构中,由于设备已经运行较长时间,对接焊缝产生的残余应力基本释放。而在等比例模拟件中,对接焊缝焊接完成后较短时间内就进行了堆焊层的焊接,通过X射线测得的残余应力包括堆焊产生的残余应力和对接焊缝产生的残余应力,因此在对比测量值和计算结果时,需要考虑对接焊缝产生的残余应力。

建立如图 8c所示有限元模型,模拟堆焊修复前先完成对接焊缝焊接过程模拟,对接焊缝的热输入根据实际焊缝尺寸设定,其他的边界条件设置与堆焊模型相同。模拟件残余应力分布云图如图 9所示,其中S11为径向残余应力,S33为周向残余应力,径向和周向拉应力最大值集中在焊缝区域,轴向拉应力最大值集中在堆焊层下方热影响区附近,并且仅在模拟件外壁为较大的拉应力,内壁主要呈压缩应力。

图 9 (网络版彩图)模拟件堆焊后残余应力分布

图 8b为对模拟件内外壁和堆焊层端面残余应力测试的测点分布示意图,其中堆焊层端面间隔10 mm分布4个测点,内壁间隔10 mm分布4个测点,外壁间隔5 mm分布9个测点。考虑测试设备的可达性,对外壁测点测试轴向和周向应力,对内壁测点测试周向应力,对端面测点测试径向应力。残余应力测试结果如图 10中数据点所示,模拟件外壁为拉应力,内壁为压应力,堆焊层上表面为拉应力,但由于堆焊表面存在焊道的搭接,测量结果的规律性不强。

图 10 模拟件应力测量结果与计算结果对比

图 10a中,堆焊层端面应力主要以拉应力为主,测量结果和计算结果在趋势上吻合较好,但是由于端面焊道的搭接情况较为复杂,应力分布规律性不明显,因此在数值上存在一定偏差。图 10b中,模拟件外壁周向应力均为拉应力,最大值出现在靠近堆焊层的热影响区附近,随着距离堆焊层增大而逐渐减小,然后由于对接焊缝产生的残余应力,靠近对接焊缝的应力逐渐增高。测量结果和计算结果在趋势和峰值上均吻合较好。对比考虑和未考虑对接焊缝的计算结果可以看出,对接焊缝的存在会影响堆焊层产生的残余应力,但是由于实际结构中,对接接头形成后设备经过了长期的运行,因此在实际结构应力的评估中可以忽略对接接头的影响。图 10c中,模拟件外壁轴向应力均为拉应力,测量结果和计算结果在趋势和峰值上均吻合较好。对比考虑和未考虑对接焊缝的计算结果可以看出,对接焊缝的存在会影响堆焊层产生的残余应力,在不考虑对接焊缝时,轴向应力在远离堆焊层的区域迅速下降,而在模拟件中,由于对接焊缝的存在,对接焊缝和堆焊层之间的区域轴向应力均保持较高的水平。图 10d中,模拟件内壁周向应力均为压应力,测量结果和计算结果在趋势和峰值上均吻合较好。

综上,考虑对接接头焊接残余应力的有限元模型在计算结果的分布趋势和数值上都与试验结果吻合良好,计算结果可以较好地反映模拟件焊接后的残余应力分布,也进一步验证了数值模型及模拟分析结果的可靠性。

3 结论

本文采用数值模拟方法研究了某一核级管端法兰面在线堆焊修复过程中的焊接顺序及堆焊厚度对残余应力和变形的影响,并制作了等比例模拟件以验证数值模型及模拟分析的可靠性。经研究有以下结论:

1) 堆焊过程的焊接顺序是影响法兰面变形与残余应力的关键因素之一,优化焊接顺序可以降低焊接的残余应力与变形。考虑现场实施的可行性和生产效率,对4种不同的焊接顺序进行了计算,分别为从内至外,从外至内、从两边至中间和从中间至两边。结果表明,采用从内至外的焊接顺序,可以得到整体较小的焊接残余应力和变形,这是由于法兰内外侧厚度不同以及内外壁连接管的刚性差异而造成的。

2) 当堆焊层厚度为20 mm时,外壁管道焊缝处的轴向残余应力接近材料的屈服强度,而厚度减小为15或10 mm时,外壁管道焊缝处的残余应力远低于屈服强度,因此建议整体堆焊层厚度不超过15 mm。

3) 采用优化的焊接工艺制作了等比例模拟件,并采用X射线衍射法对模拟件的残余应力进行了测试,计算结果与测试结果吻合良好,进一步验证了数值模型及模拟分析结果的可靠性。

参考文献
[1]
SHALABY H M. Failure investigation of 321 stainless steel pipe to flange weld joint[J]. Engineering Failure Analysis, 2017, 80: 290-298. DOI:10.1016/j.engfailanal.2017.06.047
[2]
COULES H E, SMITH D J. Measurement of the residual stresses in a PWR control rod drive mechanism nozzle[J]. Nuclear Engineering & Design, 2018, 333: 16-24.
[3]
ALORAIER A, AL-MAZROUEE A, PRICE J W H, et al. Weld repair practices without post weld heat treatment for ferritic alloys and their consequences on residual stresses:A review[J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping, 2010, 87(4): 127-133.
[4]
SATTARI-FAR I, JAVADI Y. Influence of welding sequence on welding distortions in pipes[J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping, 2008, 85(4): 265-274.
[5]
DENG D, MURAKAWA H, LIANG W. Numerical simulation of welding distortion in large structures[J]. Computer Methods in Applied Mechanics & Engineering, 2007, 196(45): 4613-4627.
[6]
JIANG W, LIU Z, GONG J M, et al. Numerical simulation to study the effect of repair width on residual stresses of a stainless steel clad plate[J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping, 2010, 87(8): 457-463.
[7]
SCHAUPP T, SCHOEPFER D, KROMM A, et al. Welding residual stresses in 960 MPa grade QT and TMCP high-strength steels[J]. Journal of Manufacturing Processes, 2017, 27: 226-232. DOI:10.1016/j.jmapro.2017.05.006
[8]
DONG P, HONG J K, BOUCHARD P J. Analysis of residual stresses at weld repairs[J]. International Journal of Pressure Vessels & Piping, 2005, 82(4): 258-269.
[9]
ZHANG T, BRUST B, WILKOWSKI G, et al. Weld residual stress analysis and the effects of structural overlay on various nuclear power plant nozzles[J]. Journal of Pressure Vessel Technology, 2012, 134(6): 061205. DOI:10.1115/1.4006558
[10]
SONG T K, KIM Y B, KIM Y J, et al. Prediction of welding residual stress profile in dissimilar metal nozzle butt weld of nuclear power plant[J]. Procedia Materials Science, 2014, 3: 784-789. DOI:10.1016/j.mspro.2014.06.128
[11]
WOO W, EM V, HUBBARD C R, et al. Residual stress determination in a dissimilar weld overlay pipe by neutron diffraction[J]. Materials Science & Engineering A, 2011, 528(27): 8021-8027.
[12]
LIU R F, HUANG C C. Welding residual stress analysis for weld overlay on a BWR feedwater nozzle[J]. Nuclear Engineering & Design, 2013, 256: 291-303.
[13]
任维嘉, 吴爱萍, 赵海燕, 等. 大型电机转子焊接残余应力的数值分析[J]. 焊接学报, 2002, 23(4): 92-96.
REN J W, WU A P, ZHAO H Y, et al. Finite element method analysis on welding residual stresses of large electromotor rotor[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2002, 23(4): 92-96. (in Chinese)