張敏 陳引妮 褚巧玲*/西安理工大學(xué)

結(jié)構(gòu)優(yōu)化對風(fēng)機(jī)葉輪焊接殘余應(yīng)力和穩(wěn)態(tài)運行的影響*

張敏 陳引妮 褚巧玲*/西安理工大學(xué)

0 引言

隨著國民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展，風(fēng)機(jī)被廣泛用于鍋爐和工業(yè)窯爐的通風(fēng)和引風(fēng)；工廠、礦井、隧道、冷卻塔、船舶和建筑物的通風(fēng)、排塵和冷卻；谷物的烘干和選送。對風(fēng)機(jī)來說，葉輪是風(fēng)機(jī)能量轉(zhuǎn)換的關(guān)鍵部件，它的設(shè)計直接影響風(fēng)機(jī)的使用環(huán)境和使用壽命[1]。某鼓風(fēng)機(jī)廠生產(chǎn)的離心式壓縮機(jī)葉輪在服役一段時間后出現(xiàn)裂紋，而導(dǎo)致葉輪開裂的原因：一方面是焊接后的殘余應(yīng)力過大，另外一方面是葉輪高速旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的離心載荷過大。某鼓風(fēng)機(jī)廠的葉輪為大型三元流葉輪，是由輪蓋、軸盤及19個葉片組成的[2]，而這三部分主要是通過焊接的方式連接在一起的。因為焊接是一個不均勻加熱的過程，在焊接過程中，焊縫和近縫區(qū)的金屬因快速加熱而膨脹，但是膨脹又受到周圍未加熱金屬的牽制而產(chǎn)生塑性壓縮應(yīng)變，因此導(dǎo)致焊接結(jié)束后工件中產(chǎn)生了殘余應(yīng)力。焊接殘余應(yīng)力對結(jié)構(gòu)的完整性有多方面的影響，而且高強(qiáng)度拉伸的殘余應(yīng)力可導(dǎo)致工件的腐蝕、疲勞和斷裂損失[3]。同時，葉輪是在高轉(zhuǎn)速5 600r/min的工況下工作的，葉輪在運轉(zhuǎn)的過程中，主要受到兩大載荷的作用，一種是運行時葉輪內(nèi)部氣流對葉片產(chǎn)生的氣動載荷，另一種是由于葉輪高速旋轉(zhuǎn)所產(chǎn)生的離心載荷，而氣動載荷相對離心載荷較小，所以離心載荷是人們最常關(guān)注的載荷。

在工程實際中，應(yīng)力因不易直觀測量而容易被忽視，但是它對結(jié)構(gòu)的安全可靠性卻有著非常大的影響[4],因此采用有限元方法對結(jié)構(gòu)的應(yīng)力進(jìn)行預(yù)測和分析已經(jīng)成為了一種趨勢。由于葉輪在實際使用過程中，進(jìn)風(fēng)口位置容易引起開裂。針對這種現(xiàn)象，本文考慮改變?nèi)~輪進(jìn)風(fēng)口葉片的結(jié)構(gòu)，通過有限元軟件來分析葉片結(jié)構(gòu)的不同對風(fēng)機(jī)葉輪焊接殘余應(yīng)力和運行應(yīng)力的影響，希望能為葉輪在實際生產(chǎn)和使用中提供理論支持。

1 葉輪基本情況

1.1 材料物理性能參數(shù)

本文葉輪的材料為15MnNiCrMoV鋼。15MnNiCrMoV鋼屬于低碳合金調(diào)質(zhì)鋼，是對日本的Wel-ten100N鋼進(jìn)行的調(diào)整，主要是為滿足離心壓縮機(jī)產(chǎn)品的需要而開發(fā)的新鋼種。它具有高強(qiáng)度、高塑性、高韌性及低脆性轉(zhuǎn)變溫度等優(yōu)點[5]。

15MnNiCrMoV材料的密度為7 850kg/m3，泊松比為0.3。材料的非線性熱物理參量在殘余應(yīng)力的計算中有著重要的影響[6-7]，15MnNiCrMoV鋼的非線性物理性能參數(shù)如表1所示。

1.2 結(jié)構(gòu)模型

圖1為葉輪的幾何模型，其中圖1（a）是葉輪的原模型，葉輪由輪蓋，軸盤和葉片三部分組成，葉片為彎曲的三元流葉片，共有19片，葉輪的直徑為1.035米。圖1（b）是葉片的切割模型，而葉片的具體切割角度如表1所示。

表115 MnNiCrMoV鋼的物理性能參數(shù)表

圖1 葉輪的結(jié)構(gòu)優(yōu)化模型圖

表2 葉輪葉片結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案表

2 葉輪模型的建立

2.1 有限元模型的建立

首先用專用三維造型軟件PROE建好葉輪幾何模型后[8]，接著將葉輪模型導(dǎo)入劃分網(wǎng)格的專用軟件Hypermesh中進(jìn)行網(wǎng)格的劃分。根據(jù)葉輪的總體尺寸，采用智能和自由網(wǎng)格劃分技術(shù)對葉輪進(jìn)行劃分[9]。焊縫處進(jìn)行細(xì)化，采取10mm網(wǎng)格大小，而對于別的對計算結(jié)果影響不大的體，采用80mm的網(wǎng)格尺寸，這樣既能提高計算效率，又能保證計算精度，葉輪的有限元模型如圖2所示。

圖2 葉輪有限元模型圖

2.2 載荷的施加和邊界條件的設(shè)定

在計算應(yīng)力時，為了保證有限元模型不產(chǎn)生剛體位移，使求解過程穩(wěn)定而不發(fā)散，在軸盤孔處施加環(huán)向位移約束，約束UX，UY，UZ三個方向的自由度，這樣既能保證我們所關(guān)心的部位應(yīng)力釋放，又能使計算順利進(jìn)行。

在計算穩(wěn)態(tài)運行時，由于葉輪的額定工作轉(zhuǎn)速是5 600r/min，計算時以角速度的方式進(jìn)行施加（換算成角速度為586.4rad/s），同時，葉輪受到的離心力以慣性載荷的形式施加。葉輪工作時軸盤內(nèi)圈是以過盈配合的方式安裝在軸上的，因此計算時，約束軸盤內(nèi)圈三個方向的平動自由度和Z、Y兩個方向的轉(zhuǎn)動自由度。

2.3 熱應(yīng)力模型

焊接應(yīng)力的產(chǎn)生和發(fā)展是一個隨加熱與冷卻而變化的材料熱彈塑性應(yīng)力應(yīng)變動態(tài)過程。本文熱應(yīng)力計算過程采用了Von Mises屈服準(zhǔn)則，Von Mises流動法則以及等向強(qiáng)化準(zhǔn)則。

2.4 熱-彈塑性模型

本文在進(jìn)行有限元分析計算時，材料模型選為熱-彈塑性，屬于材料非線性，又因為焊接過程是一個加熱不均勻的過程，所以，采用增量理論分析來計算焊接過程中的熱彈塑性性能。有限元分析時，總的應(yīng)變增量包括彈性應(yīng)變增量、塑性應(yīng)變增量、蠕變應(yīng)變量和熱應(yīng)變增量[10]，即：

其中，{dε}是總的應(yīng)變增量；{dεe}是彈性應(yīng)變增量；{dεp}是塑性應(yīng)變增量；{dεt}是熱應(yīng)變增量,{d εc}是蠕變應(yīng)變量。

3 計算結(jié)果與分析

圖3葉輪原模型焊接后殘余應(yīng)力分布圖

圖3 是葉輪原模型焊接后的殘余應(yīng)力分布。圖3（a）是葉輪整體焊后的殘余應(yīng)力分布，從圖中可以看出，葉輪在焊后的峰值等效應(yīng)力較大，最大等效應(yīng)力達(dá)到了995MPa，但是葉輪輪蓋表面和軸盤處的殘余應(yīng)力不是很大，這是因為葉輪焊后殘余應(yīng)力主要集中在葉片進(jìn)風(fēng)口位置，屬于應(yīng)力集中。圖3（b）是葉片焊后的殘余應(yīng)力分布，從圖中可以看出葉片的殘余應(yīng)力在焊后同樣較大，最大殘余應(yīng)力為908MPa，而且殘余應(yīng)力主要集中在靠近焊縫的邊緣。

圖4為三種不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉輪焊后殘余應(yīng)力分布。圖4（a）為葉片切割6°的葉輪殘余應(yīng)力分布，從圖中可以看出，葉片結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，葉輪殘余應(yīng)力同樣主要集中在進(jìn)風(fēng)口位置，但是殘余應(yīng)力的最大值為838MPa，較葉輪原結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力降低了15.8％。圖4（b）為葉片切割12°的葉輪殘余應(yīng)力分布，葉輪殘余應(yīng)力也主要集中在進(jìn)風(fēng)口位置，最大等效應(yīng)力為較原結(jié)構(gòu)減小了40.2％。圖4（c）為葉片切割25°的葉輪殘余應(yīng)力分布，葉片切割25°后，葉輪的殘余應(yīng)力降幅最大，較原結(jié)構(gòu)下的殘余應(yīng)力減小了46.4％，但是殘余應(yīng)力集中的區(qū)域均在葉輪進(jìn)風(fēng)口的位置。

圖5分別是三種不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉片焊后殘余應(yīng)力分布圖。圖5（a）是葉片切割6°的殘余應(yīng)力分布圖，從圖中可以看出，葉片焊完后的最大殘余應(yīng)力為695MPa，比無切割的葉片的殘余應(yīng)力減小了23.5％，而且葉片的殘余應(yīng)力主要集中在靠近焊縫的邊緣位置，圖5（b）是葉片切割12°的殘余應(yīng)力分布，葉片切割12°后，葉片殘余應(yīng)力集中的區(qū)域減小，但是應(yīng)力仍然主要集中在靠近焊縫的邊緣位置，最大殘余應(yīng)力較未切割減小了50％。圖5（c）是葉片切割25°的殘余應(yīng)力分布，可以明顯看出：葉片切割25°后的葉片殘余應(yīng)力降幅最大，比原結(jié)構(gòu)的殘余應(yīng)力減小了53.6％，但是，殘余應(yīng)力集中的位置沒有變化。

圖4 不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉輪焊后殘余應(yīng)力分布圖

圖5不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉輪焊后殘余應(yīng)力分布圖

圖6 是葉輪在運行過程中的應(yīng)力分布，從圖中可以看出：葉輪正常運行時所受到的最大等效應(yīng)力為656MPa，最大等效應(yīng)力主要集中在葉片扭曲較嚴(yán)重的部位，這與葉輪是三元流葉輪，葉片形狀較為復(fù)雜有關(guān)。但是，整個軸盤和輪蓋的等效應(yīng)力均在300MPa以下，且軸盤和輪蓋的應(yīng)力以葉輪旋轉(zhuǎn)軸為中心，以帶狀波浪形向圓周方向逐漸減少，整個葉輪的應(yīng)力分布成圓周對稱。

圖7是葉輪經(jīng)過不同切割角度后的運行應(yīng)力分布。圖7（a）是葉片切割6°后的葉輪運行應(yīng)力，從圖中可以看出，葉輪運行過程峰值應(yīng)力為901MPa，集中在輪蓋進(jìn)風(fēng)口焊縫區(qū)域和葉片進(jìn)風(fēng)口區(qū)域。圖7（b）是葉片切割12°后的葉輪運行應(yīng)力，同樣的，葉輪運行中的應(yīng)力較大，為959MPa，集中在輪蓋進(jìn)風(fēng)口焊縫區(qū)域和葉片進(jìn)風(fēng)口區(qū)域。圖7（c）是葉片切割25°后的葉輪運行應(yīng)力。葉片切割25°后的葉輪運行應(yīng)力最大，為1 205MPa，超過了材料的屈服強(qiáng)度（1 025MPa）。但是應(yīng)力集中的位置與切割6°和12°的應(yīng)力集中位置相同。從圖7中也可以看出：葉輪切割不同角度后，雖然峰值應(yīng)力較大，但是輪蓋和軸盤處的應(yīng)力都不是很大，輪蓋處大部分區(qū)域的應(yīng)力在200MPa左右，而軸盤處大部分區(qū)域的應(yīng)力在139MPa以下。

葉輪在焊接過程的計算中，按照實際焊接過程，首先計算了葉片和輪蓋的焊接，接著計算了葉片和軸盤的焊接，最后進(jìn)行整體消應(yīng)力熱處理過程，而葉輪運行過程的計算也是按照葉輪實際運行工況進(jìn)行的模擬計算。圖8是不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉輪在葉片和軸盤焊接后的殘余應(yīng)力和運行應(yīng)力比較圖。從圖中可以清楚地看出：原葉輪和葉片在焊接后的殘余應(yīng)力都較大，葉輪最大殘余應(yīng)力為995MPa，葉片最大殘余應(yīng)力為908MPa，而經(jīng)過葉片結(jié)構(gòu)優(yōu)化后，葉輪和葉片焊后的殘余應(yīng)力均明顯降低，而且隨著葉片切割角度的逐漸增大，葉輪和葉片焊后殘余應(yīng)力均逐漸減小。而葉輪的運行應(yīng)力則是隨著葉片切割角度的增加，越來越大。

圖6 葉輪運行的應(yīng)力分布圖

圖7 不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉輪運行應(yīng)力分布圖

圖8 不同葉片結(jié)構(gòu)下的葉輪焊后應(yīng)力和運行應(yīng)力比較圖

綜上所述，葉片不同的切割角度對葉輪焊接過程的應(yīng)力和運行應(yīng)力都有一定的影響。隨著葉片切割角度的增大，葉輪焊接殘余應(yīng)力逐漸降低，但是殘余應(yīng)力集中的位置保持一致，均在葉輪進(jìn)風(fēng)口位置。這是因為葉片的切割實際上是減少了焊縫的長度，當(dāng)葉片切割角度越大時，焊縫越短，從而降低了焊接過程總體熱量的輸入。隨著葉片切割角度的增加，葉輪運行過程的峰值應(yīng)力有所增加，同時運行應(yīng)力也主要集中在葉輪進(jìn)風(fēng)口位置。雖然葉片切割角度增加后，葉輪焊接殘余應(yīng)力降低了，但是運行應(yīng)力卻顯著增加，并且運行應(yīng)力增加的幅度較焊接殘余降低的幅度大，而且切割25°后的運行應(yīng)力超過了材料的屈服強(qiáng)度。所以為了保證葉輪運行過程的安全穩(wěn)定性，建議保持葉輪原先結(jié)構(gòu)特征。

4 結(jié)論

1）葉輪焊后的殘余應(yīng)力較大，最大應(yīng)力達(dá)到了995MPa，應(yīng)力主要集中在進(jìn)風(fēng)口位置，葉輪葉片焊后的殘余應(yīng)力同樣較大，最大殘余應(yīng)力為908MPa，主要集中在靠近焊縫的邊緣。葉輪正常運行時所受到的最大等效應(yīng)力為656MPa，應(yīng)力主要集中在葉片扭曲較嚴(yán)重的部位，這與葉輪是三元流葉輪，葉片形狀較為復(fù)雜有關(guān)。

2）葉片經(jīng)過切割6°、12°和25°的結(jié)構(gòu)調(diào)整后，葉輪整體和葉片上的殘余應(yīng)力均明顯降低，而運行應(yīng)力則隨著切割角度的增加而逐漸增大。

3）實際生產(chǎn)中是否對葉片進(jìn)行切割，以及切割角度的大小要綜合考慮葉輪氣動性能、焊接殘余應(yīng)力和運行應(yīng)力的影響。

[1]何元新.基于PRO/E的軸流風(fēng)機(jī)葉片建模技術(shù)研究[J].風(fēng)機(jī)技術(shù),2013（5）:58-60,68.

[2]金玉淑,賈瑩,裴忠科.三元葉輪工藝方案分析[J].風(fēng)機(jī)技術(shù), 2014（1）:56-60.

[3]Price JWH,Kerezsi B.Potential guidelines for design and fitness for purpose for carbon steel components subject to repeated thermal shock[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping，2004，81(2):173-80.

[4]張敏,范文婧,褚巧玲，等.軸流壓縮機(jī)機(jī)殼穩(wěn)態(tài)運行特性的數(shù)值模擬[J].風(fēng)機(jī)技術(shù),2013(6):35-40.

[5]張敏,張翔,張恩華，等.15MnNiCrMoV與1Cr13異質(zhì)鋼焊接接頭的耐蝕性研究[J].焊管,2012,35(7):9-13.

[6]Zhu X K,Chao Y J.Effect of temperature dipen-dent material properties on welding simulation［J］.Computers and Structures, 2002,80(11):967-976.

[7]Goldak J,Chakravarti A,Bibby M.A new finite model for welding heat source［J］.Metallurgical Transactions B,1984,15 (2):299-305.

[8]曠紅梅,李海奇,薛福興.PRO/E在通風(fēng)機(jī)機(jī)翼型空心葉片放樣上的應(yīng)用[J].風(fēng)機(jī)技術(shù),2011(1):57-58,74.

[9]何磊,田愛梅.低比轉(zhuǎn)速離心泵葉輪造型及有限元網(wǎng)格劃分一體化分析[J].流體機(jī)械,2006,34（1）:27-31.

[10]姜傳海,程凡雄,吳建生.材料復(fù)合殘余應(yīng)力的高溫松弛行為[J].金屬熱處理,2004,29（5）:57-59.

■

本文利用大型通用有限元軟件ANSYS,分析了15MnNiCrMoV離心式壓縮機(jī)葉輪在不同葉片結(jié)構(gòu)下焊接殘余應(yīng)力和運行應(yīng)力的變化。結(jié)果表明：未進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化之前，葉輪在焊接后的殘余應(yīng)力和正常運行時所受到的運行應(yīng)力均較大，但是葉輪在經(jīng)過葉片切割6°、12°和25°的結(jié)構(gòu)調(diào)整后，葉輪焊后殘余應(yīng)力均明顯降低，葉輪整體的殘余應(yīng)力最大降低了46.4％，葉片殘余應(yīng)力最大降低了53.6％。但是，隨著葉片切割角度的增大，葉輪的運行應(yīng)力卻逐漸增加，而且切割25°后的葉輪運行應(yīng)力超過了材料的屈服強(qiáng)度。

結(jié)構(gòu)優(yōu)化；殘余應(yīng)力；有限元模擬；葉輪焊接；葉片切割

The Effect of Structure Optimization on Welding Residual Stress and Running Stress of Fan Impeller

Zhang Min,Chen Yinni,Chu Qiaoling,Fan Wenjing/Xi’an University of Technology

structure optimization; residual stress;finite element simulation；impeller welding；blade cutting

TH442；TK05

A

1006-8155（2015）01-0053-06

10.16492/j.fjjs.2015.01.079

國家自然科學(xué)基金（NO.51274162）；陜西省教育廳產(chǎn)業(yè)化培育項目（NO.2012JC16）

*本文其他作者：范文婧/西安理工大學(xué)

2014-04-24陜西西安710048

Abstract:In this paper,the large-scale finite element software ANSYS was used to analyze the change of residual stress and running stress of 15MnNiCrMoV centrifugal compressor impeller in different structural optimization.The results showed that the residual stress of impeller after welding and the operating stress acted during normal operation are both larger. However,after structural adjustment of cutting 6°,12°and 25°in blade,the residual stress of impeller after welding was significantly reduced.The residual stress in impeller was reduced by 46.4％ and blade reduced by 53.6％.But,with the increase of the cutting angle,running stress of impeller is gradually increased,and after cutting 25,the running stress of impeller exceeded the yield strength of material.