張騰, 李鵬遠(yuǎn), 孫振超, 魏海鴻, 劉晨曦

(1.核工業(yè)西南物理研究院,成都 610225;2.天津大學(xué),天津 300350)

0 前言

國際熱核聚變試驗堆計劃(ITER),是目前全球最大的國際科研合作計劃之一。ITER裝置是一個能產(chǎn)生聚變反應(yīng)的超導(dǎo)托克馬克,俗稱人造太陽[1]。國際熱試驗堆在設(shè)計壽命為20年,預(yù)計運行次數(shù)為3萬次。低溫超導(dǎo)磁體系統(tǒng)作為ITER裝置關(guān)鍵部件由環(huán)向場線圈、極向場線圈和校正場線圈組成[2-3]。其中極向場線圈起著等離子體的電流和位形用的關(guān)鍵作用。在極向場線圈上有72個316LN異形超導(dǎo)線圈支撐,該部件直接與低溫超導(dǎo)線圈接觸,服役于4 K極低溫,12 T強磁場,14 MeV中子輻照環(huán)境下,要承受3萬次放電帶來的沖擊載荷[4]。該異形超導(dǎo)線圈支撐結(jié)構(gòu)的制造方式以TIG焊接為主,再加上少量的機械加工。控制焊接變形的同時保證焊縫金屬在低溫下力學(xué)性能是其制造的關(guān)鍵。

316LN奧氏體不銹鋼由于具有較高的熱膨脹系數(shù)和較低的熱傳導(dǎo)系數(shù),在焊接過程中產(chǎn)生較大變形和殘余應(yīng)力。過大的焊接變形和殘余應(yīng)力不僅降低結(jié)構(gòu)的承載能力及疲勞強度,而且可能導(dǎo)致部件無法正常裝配。因此,焊接變形和殘余應(yīng)力的控制對大型結(jié)構(gòu)焊接生產(chǎn)的確定尤為重要。近年來隨著計算機的發(fā)展,固有應(yīng)變、熱彈塑性有限元等各種數(shù)值模擬方法越來越多的運用在實際的焊接生產(chǎn)中[5-6]。對 304及316L奧氏體不銹鋼大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)的焊接變形的研究較多[7-9]。 但由于缺乏焊接殘余應(yīng)力和變形計算所需要的性能數(shù)據(jù),關(guān)于 316LN材料結(jié)構(gòu)的焊接變形研究主要集中在簡單結(jié)構(gòu)如平板對接以及管對接方面[10-11],且未見對復(fù)雜316LN結(jié)構(gòu)焊接變形及殘余應(yīng)力的數(shù)值模擬計算研究。

文中通過試驗和熱彈塑性有限元模擬相結(jié)合的方法, 先對薄板對接進(jìn)行焊接試驗和數(shù)值模擬分析。驗證316LN不銹鋼高溫性能參數(shù)及熱力邊界條件的準(zhǔn)確性。在此基礎(chǔ)上,將其應(yīng)用于ITER低溫超導(dǎo)磁體異形支撐結(jié)構(gòu)的焊接變形預(yù)測及制造方案優(yōu)化中。

1 材料屬性

1.1 材料

316 LN奧氏體不銹鋼因具備良好的耐腐蝕性和低溫性能而廣泛運用于極低溫工況條件中。其化學(xué)成分見表1,與316L不銹鋼相比,添加略多的鎳和Mo進(jìn)而提高耐腐蝕性[12]。添加0.17%的N用于提高其在4 K極低溫工況下的強度。其低溫和常溫力學(xué)性能見表2。

表1 316LN及焊材的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù),%)

表2 材料的常溫及低溫性能

1.2 平板對接試驗

采用鎢極氬弧焊(TIG)對尺寸為3 mm×50 mm×100 mm的試板進(jìn)行對接試驗,焊接填充材料為BOHLER的 ER317L,焊絲直徑為1 mm。在焊接電流110 A,電弧電壓10 V,焊接速度2 mm/s的工藝下進(jìn)行手工焊接。焊接過程中采用如圖1所示的熱電偶測量距離焊縫中心距離不同的4個點的熱循環(huán)曲線;焊接結(jié)束后對試板進(jìn)行實測得到焊接變形的縱向收縮變形為0.45 mm,橫向收縮變形為0.99 mm。

圖1 薄板對接溫度場測量

2 平板對接試驗及熱彈塑性有限元分析

2.1 計算材料屬性

焊接變形的熱彈塑性有限元分析需要的材料屬性包括:彈性模量、泊松比、屈服強度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、線膨脹系數(shù)等。文中參考ITER材料手冊得到316LN的主要的材料物理性能參數(shù)見表3[12]。

表3 316LN材料屬性

2.2 平板對接有限元模型

如圖2所示,建立10 mm×120 mm×120 mm的墊板及3 mm×50 mm×100 mm的試板的有限元模型,墊板與焊接試板之間的摩擦系數(shù)為0.2,不設(shè)置任何焊接夾具以觀察其焊接變形。環(huán)境溫度為30 ℃,經(jīng)過多次調(diào)試,最終確定試板與空氣的自然對流換熱系數(shù)為40 W/(m2·K),自由狀態(tài)下的試板與墊板的接觸換熱系數(shù)為30 W/(m2·K),輻射對流系數(shù)為0.6,采用雙橢球熱源模擬TIG焊接熱輸入,使用生死單元技術(shù)模擬焊接過程中焊料的填充。

圖2 平板對接焊接有限元模型

2.3 計算溫度場結(jié)果

由圖3溫度場云圖可知,焊接過程中焊縫中心的最高溫度達(dá)到1 500 ℃,離熔合線5 mm處的最高溫度約為600 ℃,10 mm處的溫度約為450 ℃,15 mm處的溫度約為150 ℃,25 mm處的最高溫度為100 ℃。離焊縫區(qū)域越近,溫度梯度越大,焊縫對稱的兩個點的溫度場呈對稱趨勢。焊接開始后最高溫度始終位于焊縫處,隨著焊槍的離開該部位的溫度迅速降低,熔池最高溫度約1 500 ℃。

圖3 焊接結(jié)束時的溫度場云圖

2.4 焊接殘余應(yīng)力和焊接變形結(jié)果

圖4為有限元分析得到的焊縫縱向和橫向收縮變形結(jié)果,試板在焊后沿著焊縫方向發(fā)生了約0.05 mm的剛體位移。工件縱向收縮0.53 mm,橫向收縮1.15 mm,符合薄板焊接變形橫向收縮大于縱向收縮的基本規(guī)律。

圖4 平板對接變形分析結(jié)果

有限元分析所得的焊縫區(qū)域的殘余應(yīng)力如圖5所示,焊縫區(qū)域的縱向殘余應(yīng)力最大值550 MPa,橫向殘余應(yīng)力最大值約180 MPa,縱向殘余應(yīng)力遠(yuǎn)大于橫向殘余應(yīng)力。焊縫的縱向殘余應(yīng)力在近縫區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,遠(yuǎn)離近縫區(qū)表現(xiàn)為壓應(yīng)力,縱向殘余應(yīng)力在垂直于焊縫方向的任何一個截面上平衡。焊縫的橫向殘余應(yīng)力在焊縫開頭結(jié)尾處均為壓應(yīng)力,焊縫中間為拉應(yīng)力。焊縫的橫向殘余應(yīng)力在任意一個縱向截面上平衡,符合焊接殘余應(yīng)力的基本規(guī)律[13-14]。

圖5 焊接殘余應(yīng)力云圖

2.5 計算結(jié)果與測試結(jié)果對比

圖6為316LN平板對接計算值與模擬值比較。由圖6a可知工件縱向收縮0.53 mm,橫向收縮1.15 mm,符合薄板焊接變形橫向收縮大于縱向收縮的基本規(guī)律。與試驗結(jié)果相比,誤差在20%以內(nèi)。

由圖6b熱電偶測試溫度及相應(yīng)位置測試點的計算溫度比較可知,各點溫度場計算結(jié)果與測試值(最高溫度和波形時間)的誤差約為15%,證明了熱力邊界條件及算法的準(zhǔn)確性。

圖6 316LN平板對接計算值與模擬值比較

3 異形結(jié)構(gòu)焊接試驗及有限元分析

3.1 焊接方案概述

U形異形結(jié)構(gòu)焊縫布局及焊接過程如圖7所示,該方案首先采用手工TIG焊的方式完成鍛件與板材之間的雙面焊焊縫,焊接工藝參數(shù)見表4。焊接過程中可以隨時觀察測量板材的角變形量,如果變形量過大則通過反轉(zhuǎn)工件焊接另外一面,將變形拉回來以控制焊接變形。焊接完成后,通過機加去除焊縫余高,可以認(rèn)為雙面焊在最后成形過程中并不產(chǎn)生焊接變形。為保證熔敷金屬低溫下的塑韌性,嚴(yán)格控制層間溫度在100 ℃以內(nèi)。

圖7 U形支撐焊接方案示意圖

表4 異形支撐焊接工藝參數(shù)

3.2 異形結(jié)構(gòu)焊接試驗及有限元分析

為探求變形的原因及控制焊接變形。建立如圖8所示異形支撐有限元模型,采用非均勻的過渡網(wǎng)格,在焊接熱影響區(qū)域,采用相對較細(xì)密的網(wǎng)格劃分, 遠(yuǎn)離焊縫的區(qū)域則采用相對稀疏的網(wǎng)格劃分 。單元總數(shù)為72 330個, 節(jié)點總數(shù)為124 520個。采用與薄板對接模擬計算相同的熱力學(xué)邊界條件,根據(jù)實際情況增加夾具。

圖8 316LN異形支撐有限元模型

如圖9所示,在夾具拆除后的數(shù)天內(nèi)由于殘余應(yīng)力的釋放發(fā)生了明顯的變形,變形結(jié)果如圖9a所示,異形支撐開口張開9 mm,且狹縫寬度由要求的20 mm增加到25 mm以上,變形約5 mm;有限元分析的結(jié)果如圖9b所示,去除夾具異形支撐的開口尺寸張開6.74 mm;狹縫寬度發(fā)生了明顯改變,張開約2.5 mm。模擬計算的變形趨勢與工藝試驗的結(jié)果一致。通過計算結(jié)果和實測結(jié)果對比證明了有限元法在準(zhǔn)確的熱力邊界條件下可以預(yù)測復(fù)雜316LN焊接結(jié)構(gòu)的焊接變形。

圖9 拆除夾具后產(chǎn)品的變形

3.3 根據(jù)分析結(jié)果進(jìn)行工藝改進(jìn)

異形結(jié)構(gòu)變形主要源自于夾具釋放后近縫區(qū)的橫向殘余拉應(yīng)力在開口寬度及狹縫寬度方向上發(fā)生內(nèi)力再平衡。釋放夾具后焊縫部位高于材料屈服強度的殘余應(yīng)力將發(fā)生再平衡使得結(jié)構(gòu)發(fā)生變形。下端焊縫和上端焊縫二者雖然坡口、焊接參數(shù)一致,但下端焊縫的橫向收縮作用范圍從該焊縫至上端面;而上端焊縫的作用范圍僅從焊縫至上端面,導(dǎo)致下端焊縫的橫向收縮應(yīng)力對U形支撐開口尺寸變形的影響要比上端焊縫大得多。

根據(jù)焊接變形及殘余應(yīng)力縫分析并參考文獻(xiàn)[15-16]對316LN不銹鋼在600 ℃下的熱處理性能研究結(jié)果。如圖10所示,對焊接后的異形支撐產(chǎn)品采取600 ℃焊后熱處理來消除殘余應(yīng)力,拆除夾具并進(jìn)行精加工得到如圖11所示的變形在2 mm以內(nèi)的異形支撐產(chǎn)品。

圖10 熱處理后的帶夾具異形支撐

圖11 精加工后的異形支撐產(chǎn)品

4 結(jié)論

(1)薄板單層單道焊接的溫度場計算與模擬結(jié)果得偏差小于5%,焊接變形的偏差小于20%。殘余應(yīng)力的分布與理論一致。

(2)異形支撐焊接后在異形開口方向上的變形為9 mm,有限元分析的結(jié)果為6.4 mm。狹縫寬度尺寸在焊后變寬5 mm,有限元分析的結(jié)果為2.5 mm,模擬計算能夠反映其焊接變形規(guī)律。

(3)通過對夾持狀態(tài)下的異形支撐部件進(jìn)行600 ℃下去應(yīng)力熱處理后可以有效的降低殘余應(yīng)力,從而有效控制夾具釋放后的焊接變形。