蘇文獻(xiàn)， 范 斌， 許 斌， 眭宏梁

（上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093）

某壓力容器制造廠生產(chǎn)排液蒸發(fā)器，在制造過程中，管箱隔板與筒體焊接處產(chǎn)生了焊接變形，其凹陷處最大為5mm.由于時間緊迫和質(zhì)量控制問題等原因，無法對其進(jìn)行退火等消除殘余應(yīng)力的處理.為了校核變形后的管箱能否滿足設(shè)計條件下的強(qiáng)度要求，本文采用了固有應(yīng)變有限元法，計算出變形區(qū)域的等效殘余應(yīng)變，轉(zhuǎn)化為等效殘余應(yīng)力，作為初始條件施加在有限元模型中［1］，利用大型有限元軟件包ANSYS進(jìn)行強(qiáng)度校核.

1 載荷與結(jié)構(gòu)分析

1.1 載荷分析

排液蒸發(fā)器為管殼式結(jié)構(gòu)，其管箱帶有橫向與縱向隔板，直徑為1 000mm，如圖1所示.管程主要工藝參數(shù)：介質(zhì)為液氧和液氮、進(jìn)口溫度為－185℃、出口溫度為－100℃.殼程主要工藝參數(shù)：殼程介質(zhì)為冷卻水、進(jìn)口溫度為－19℃、出口溫度65℃.在焊接過程中結(jié)構(gòu)經(jīng)歷了局部高溫循環(huán)，在焊縫處產(chǎn)生了熱膨脹.由于鄰近區(qū)域材料的溫度較低，熱膨脹在這些區(qū)域受到了明顯的抑制，所以在焊縫及鄰近區(qū)域內(nèi)就產(chǎn)生了壓縮塑性應(yīng)變，焊后冷卻至室溫下，這一應(yīng)變也無法自動消除，結(jié)構(gòu)內(nèi)產(chǎn)生的應(yīng)力為殘余應(yīng)力［2］.固有應(yīng)力是指在不受外力作用下物體內(nèi)部所存在的應(yīng)力.因此，焊接殘余應(yīng)力就是一種典型的固有應(yīng)力，是熱應(yīng)變、塑性應(yīng)變以及相應(yīng)變綜合影響的結(jié)果.在焊接過程中，固有應(yīng)變?yōu)闊釕?yīng)變、塑性應(yīng)變以及相應(yīng)變3者之和.固有應(yīng)變有限元法是一種既能解決大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)，又比較經(jīng)濟(jì)的預(yù)測焊接變形的方法，目前在國內(nèi)外都取得了不少進(jìn)展，具有較廣闊的應(yīng)用前景［3］.

圖1 管箱變形外觀圖Fig.1 External view of the channel deformation

隔板與筒體焊接截面如圖2所示.根據(jù)制造廠提供的焊接數(shù)據(jù)（見表1），計算過程中，電流I為100A，電壓U為14V，焊接速度v為0.33cm／s，電弧熱效率η為0.8，將上述數(shù)據(jù)帶入式

求得焊接線能量Q為3 360J／cm，將Q根據(jù)隔板和筒體導(dǎo)熱情況分為Q1和Q2，分別加于隔板和筒體上，固有應(yīng)變分布的區(qū)域也分為隔板和筒體兩部分進(jìn)行計算.隔板縱向單位固有應(yīng)變體積和橫向單位固有應(yīng)變體積分的計算式［4］為

筒體縱向單位固有應(yīng)變體積和橫向單位固有應(yīng)變體積計算式為

式中，K為縱向焊接系數(shù)，K＝8.6×10－7cm3／J；ζ為橫向焊接系數(shù)，ζ＝0.9×10－6cm3／J［5］.根據(jù)對該蒸發(fā)器現(xiàn)場數(shù)據(jù)測量，焊接變形區(qū)域中，筒體水平方向變形寬度約為50mm，故筒體固有應(yīng)變區(qū)F2＝2a×h′＝50 mm×6 mm，對于隔板取固有應(yīng)變區(qū)F1＝a×h＝25 mm×12 mm，對于.隔板平均固有應(yīng)變和分別為

筒體平均固有應(yīng)變和分別定義為

圖2 隔板和筒體固有應(yīng)變區(qū)域Fig.2 Inherent strain area of the clapboard and shell

表1 焊接工藝參數(shù)Tab.1 Welding parameters

根據(jù)相關(guān)圖紙和技術(shù)數(shù)據(jù)，基本設(shè)計數(shù)據(jù)見表2.

表2 設(shè)計參數(shù)Tab.2 Design parameters

本文所考慮的載荷為管程壓力、焊接殘余應(yīng)力和3個接管的等效端面力.考慮工況分別為只有焊接殘余應(yīng)力作用無管程設(shè)計壓力作用、焊接殘余應(yīng)力和管程設(shè)計壓力同時作用.

1.2 模型的結(jié)構(gòu)尺寸與主要設(shè)計參數(shù)

計算模型包括封頭、管箱筒體、接管以及管箱隔板.幾何模型及相關(guān)尺寸見表3及圖3.封頭、筒體和隔板所用材料為0Cr18Ni9，在設(shè)計溫度下的彈性模量為1.93×105MPa，泊松比為0.3，許用應(yīng)力Sm為117.5MPa.

表3 幾何模型參數(shù)Tab.3 Geometric parameters of model

圖3 幾何模型Fig.3 Geometry of model

1.3 有限元計算模型

由于六面體網(wǎng)格具有計算精度高、占用節(jié)點(diǎn)少等優(yōu)點(diǎn)，所以采用六面體網(wǎng)格劃分，沿壁厚方向劃分2層.單元類型為Solid 95，共劃分了26 938個六面體單元，149 018個節(jié)點(diǎn).有限元網(wǎng)格如圖4所示.沿筒體端面軸向及環(huán)向方向進(jìn)行約束.

圖4 模型的有限元網(wǎng)格圖Fig.4 Finite element mesh of model

2 有限元計算結(jié)果及分析

2.1 工況1——僅受焊接殘余應(yīng)力作用

在此工況下的應(yīng)力強(qiáng)度分布見圖5.由圖5可知，隔板與筒體間焊縫（圖中矩形框內(nèi)部分）的應(yīng)力強(qiáng)度在20～45.713MPa之間，遠(yuǎn)小于設(shè)計溫度下該材料的許用應(yīng)力117.5MPa.

圖5 僅受殘余應(yīng)力作用下應(yīng)力分布Fig.5 Stress intensity results（only residual stress）

2.2 工況2——僅受管程設(shè)計壓力作用

封頭、管箱筒體和3個接管的內(nèi)表面以及隔板受管程壓力0.4MPa作用.有限元分析得到模型的應(yīng)力分布（見下頁圖6）.最大應(yīng)力強(qiáng)度點(diǎn)在接管Φ457×5.2與筒體連接處.選取兩條應(yīng)力評定路徑，一條是接管Φ457×5.2與筒體連接處沿接管壁厚方向；另一條選取筒體徑向隔板與筒體連接處沿隔板壁厚方向.應(yīng)力評定結(jié)果見表4.

圖6 僅受管程設(shè)計壓力作用下應(yīng)力分布圖Fig.6 Stress intensity results（only tube design pressure）

表4 應(yīng)力強(qiáng)度評定（工況2及工況3）Tab.4 Assessment of intensity（case 2and case 3）

2.3 工況3——焊接殘余應(yīng)力和管程設(shè)計壓力同時作用

這一工況下的應(yīng)力強(qiáng)度分布見圖7.最大應(yīng)力強(qiáng)度點(diǎn)仍在接管Φ457×5.2與筒體連接處.應(yīng)力評定路徑的數(shù)量和位置與工況2相同.應(yīng)力評定結(jié)果見表4.

圖7 殘余應(yīng)力和管程設(shè)計壓力同時作用下應(yīng)力分布圖Fig.7 Stress intensity results（both residual stress and tube design pressure）

2.4 應(yīng)力評定

將計算得到的應(yīng)力結(jié)果按照J(rèn)B 4732—1995《鋼制壓力容器—分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》規(guī)定進(jìn)行評定，結(jié)果為：一次局部薄膜應(yīng)力的值不得超過許用應(yīng)力的1.5倍，為176.3MPa，一次局部薄膜應(yīng)力加二次應(yīng)力的值不得超過許用應(yīng)力的3倍，為352.5MPa.

由表4可以看出，在3種載荷作用的工況下，設(shè)備的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度均能滿足要求，且在殘余應(yīng)力和管程設(shè)計壓力共同作用下的應(yīng)力強(qiáng)度與僅在管程設(shè)計壓力作用下的應(yīng)力強(qiáng)度差別不大.

3 結(jié)束語

采用固有應(yīng)變分析法，先計算出隔板和筒體的固有應(yīng)變體積，然后獲得筒體的焊接殘余應(yīng)力.針對僅考慮焊接殘余應(yīng)力、設(shè)計應(yīng)力以及焊接殘余應(yīng)力與工作應(yīng)力疊加3種工況，計算出變形區(qū)域的等效應(yīng)變，轉(zhuǎn)化為等效殘余應(yīng)力，并利用有限元軟件對容器的強(qiáng)度進(jìn)行分析.本例中工況2和工況3的最大應(yīng)力都發(fā)生在接管與筒體連接處，且相差不大，焊接變形區(qū)域的應(yīng)力水平較低，利用固有應(yīng)變法算出的等效焊接殘余應(yīng)力對設(shè)備強(qiáng)度的影響可忽略不計.

需要指出的是，由于金屬材料在殘余應(yīng)力和某些腐蝕介質(zhì)的共同作用下會導(dǎo)致應(yīng)力腐蝕裂紋的萌生，可能影響到容器的正常使用，盡管這個問題不在本文的研究范圍，但在實(shí)際運(yùn)行中應(yīng)引起注意，通過定期檢驗(yàn)來確保設(shè)備的安全運(yùn)行.

［1］魏良武.固有應(yīng)變法預(yù)測焊接變形的研究及其工程應(yīng)用［D］.上海：上海交通大學(xué)，2004.

［2］Chen J M，Lu H.Prediction of welding deformation of underframe ［J］.Journal of Shanghai Jiaotong University，2004，9（1）：10－14.

［3］汪建華.焊接數(shù)值模擬技術(shù)及其應(yīng)用［M］.上海：上海交通大學(xué)出版社，2003.

［4］黃輝，趙耀，袁華.平板焊接變形預(yù)測固有應(yīng)變方法的研究［C］∥第五屆中國CAE工程分析技術(shù)年會論文集，蘭州：中國機(jī)械工程學(xué)會機(jī)械工業(yè)自動化分會，2009.

［5］Ueda Y.Yuan M G.Prediction of residual stresses in butt welded plates using inherent strains［J］.Journal Engineering Materials and Technology，1993，115（10）：417－423.

［6］Murakawa H，Deng D，Ma N S，et al.Applications of inherent strain and interface element to simulation of welding deformation in thin plate structures［J］.Computational Materials Science，2012，51（1）：43－52.

［7］Deng D，Murakawa H，Liang W.Prediction of welding distortion in a curved plate structure by means of elastic finite element method［J］.Journal of Materials Processing Technology，2008，203（1／2／3）：252－266.

［8］Wang R，Zhang J X，Serizawab H，et al.Study of welding inherent deformations in thin plates based on finite element analysis using interactive substructure method［J］，2009，30（9）：3474－3481.