Local repair welding of sealing surface of pressure vessel based on numerical simulation analysis
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摘要:目的
旨在研究表面状态对压力容器密封面局部焊接修复质量的影响。
方法采用数值模拟和试验验证方法研究了凹坑状态和平面状态密封面局部焊接修复后的变形情况，并利用渗透检验分析不同待焊表面状态焊后的焊缝质量。
结果结果表明，在相同焊接工艺下，密封面局部焊接修复时，待焊表面为平面时，焊后具有较小的变形量，但润湿角较大，渗透检验易出现超标显示；模拟缺陷去除后加工的圆弧过渡凹坑待焊表面焊后具有良好的表面质量，渗透检验无任何线性和圆形显示，但焊后变形相对较大，不利于后续表面加工。
结论就密封面局部焊接修复而言，应以最小的加工量去除缺陷，并将待焊表面加工为适当的圆弧形状，可在控制焊接变形的同时改善焊缝成形质量。
Abstract:[Objective] The aim is to investigate influence of surface state on the local repair welding quality of sealing surface of pressure vessel. [Methods] Numerical simulation and experimental verification methods are used to study deformation of sealing surface after local repair welding under concave state and plane state, and penetration testing is used to analyze weld quality under different surface states after welding. [Results] The results show that under the same welding process, when sealing surface is local repair welded with plane surface to be welded, there is less deformation after welding. However, wetting angle is large and penetration testing is prone to exceeding the standard display. After removal of simulating defect, the surface to be welded with circular arc transition concave has good surface quality after welding, and there is no linear or circular display in penetration testing. However, the deformation after welding is relatively large, which is not conducive to subsequent surface processing. [Conclusion] For the local repair welding of sealing surface, defects should be removed with the minimum amount of processing, and the surface to be welded should be processed into an appropriate circular arc shape, which can improve the quality of weld formation while controlling welding deformation.
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Keywords:
- sealing surface /
- repair welding /
- surface state /
- welding deformation /
- penetration testing /
- numerical simulation
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0. 前言
密封面作为管道连接、压力容器等重要的密封结构部分，起到隔绝内部介质外泄的作用。密封性是其重要的使用性能，对设备系统的安全运行至关重要[1]。
密封面失效主要表现为腐蚀、开裂、机械损伤等原因[2 − 4]。在核电、石油、化工、航空航天及电力等领域，针对密封面失效，在设计要求范围内，常采用整圈机械加工消缺处理或堆焊研磨处理[5 − 10]。例如，吴志祥等学者[11]针对1 000 MW机组中压汽门密封面裂纹，采用激光熔覆ErNiCr-3进行整圈堆焊修复；黄世龙[12]就安全阀阀座密封面失效设计了自动研磨研制修复装置；俞飞[13]针对某核电厂大口径主蒸汽隔离阀阀体密封面，采用高平面度非接触精密抛磨实现了亚微米级以上的表面粗糙度。工程应用经验表明：密封面采用整圈修复相较于局部修复更易满足平面度设计要求；局部采用焊接打磨方式时，由于焊接热效应作用，必然存在焊接变形，在焊缝毗连母材区尤为显著；另外，局部修复在密封面上存在焊缝与母材的熔合过渡，易产生咬边、未熔合等缺陷，均会给后续平面度的加工带来极大挑战。但是采用局部修复能够实现在线快速修复，具有技术难度小、施工周期短、费用相对较低的优点。
该文针对工程中密封面常见典型点蚀、划痕、凹坑、开裂等缺陷的局部焊接研磨修复开展研究，模拟不同类型缺陷去除后的待焊区域形貌，建立平面状态和凹坑状态两类数值模拟模型，模拟计算分析焊后变形情况；并开展手工TIG焊接工艺验证试验，通过焊后变形测量验证计算结果与焊后渗透检验分析焊后质量，从而优化、指导密封面焊接修复工艺设计，为研磨创造有利条件，实现密封面局部的高质量及高效修复。
1. 试验方法
1.1 ABAQUS数值模拟计算焊后变形量
根据不同类型缺陷处置的工程实践经验，建立不同焊接修复模型，输入材料与温度相关的热物参数、接触属性及边界条件，采用热−力顺序耦合进行有限元分析，获得密封面局部焊接修复后的应变特性。
1.1.1 模型建立
基于局部修复概念，以焊接修复方法建立有限元模型。将划痕机类缺陷加工去除后的待焊表面视为平面；将点蚀、凹坑、开裂类缺陷机加工去除后的待焊区域视为坡口，根据工程实践经验，平面焊接的熔深设置为1.3 mm，焊缝直径为5 mm；同时保证平面焊接和凹坑焊接两类情况下的熔敷金属具有相同体积，建立了外形轮廓尺寸为100 mm×100 mm×50 mm的模型，如图1所示。
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图 1 焊接修复三维模型（mm）Figure 1. Repair welding of 3D model (mm). (a) plane welding; (b) concave welding采用六面体结构性网格，利用梳密布种策略，在保证计算精度的同时提高计算效率，网格模型如图2所示。
1.1.2 材料
母材304L和焊材308L材料随温度变化的热物理性能及力学性能参数如图3[14]所示，包括密度、导热系数、比热容、热焓、热膨胀系数、弹性模量、屈服强度等。同时为了准确模拟焊接过程的热应变过程，在计算时，假设材料屈服行为服从Von-Mises屈服准则，且满足塑性硬化准则。
1.1.3 热源模型与参数设置
针对TIG焊接工艺选择双椭球热源模型[15 − 16]，该模型不仅可以考虑热源在厚度方向的热效应，同时也兼顾了焊接电弧的挖掘和搅拌效应，与实际焊接过程的热流分布符合性较好。数学描述如下
$$ q\left( {x,y,{\textit{z}}} \right) = \frac{{6\sqrt 3 {f_1}\eta UI}}{{{\text{π }}\sqrt {\text{π }} abc}}{{\text{e}}^{ - \tfrac{{3{x^2}}}{{{a^2}}} - \tfrac{{3{y^2}}}{{{b^2}}} - \tfrac{{3{{\textit{z}}^2}}}{{{c^2}}}}},x \geqslant 0 $$ (1) $$ q\left( {x,y,{\textit{z}}} \right) = \frac{{6\sqrt 3 {f_2}\eta UI}}{{{\text{π }}\sqrt {\text{π }} abc}}{{\text{e}}^{ - \tfrac{{3{x^2}}}{{{a^2}}} - \tfrac{{3{y^2}}}{{{b^2}}} - \tfrac{{3{{\textit{z}}^2}}}{{{c^2}}}}},x \geqslant 0 $$ (2) $$ {f_1} + {f_2} = 2 $$ (3) 式中：a，b，c为椭球形状参数；η为热源效率；U为电弧电压；I为焊接电流；f1和f2椭球前半部分及后半部分的能量分数。
设置焊接电流为90 A，焊接速度为2.7 mm/s，电弧电压为10 V，热源效率η为0.65，f1为1.33，f2为0.67，焊接时间3 s；结合手工TIG焊接工程实际经验，圆形焊缝的成形，焊枪行走轨迹近似弧形，因此，数值模拟过程将点焊处理为焊接时间很短的连续焊接，热源起点为直径5 mm焊缝半径的1/2处，即焊接轨迹位于与焊缝同心且直径为2.5 mm的圆形路径，如图4所示。
通过调整椭球形状参数，获得了焊缝形貌与模型匹配良好的热源模型及参数，如图5所示。
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图 5 不同表面状态下焊接热源模型参数计算结果Figure 5. Calculation results of welding heat source model parameters under different surface states. (a) plane; (b) concave1.2 工艺验证试验
采用相同的焊接工艺参数，在厚度为50 mm的304L不锈钢平板试件上采用308L焊丝进行平面焊接，以及直径5 mm、深度3.7 mm的圆滑凹坑焊接。焊后进行渗透检验，并采用OLS4000激光共聚焦显微镜对焊缝及邻近区域进行形貌三维扫描，获取变形状态。
2. 结果与分析
2.1 ABAQUS数值模拟分析结果
模型侧面以固支约束作为边界条件，应力场结果计算表明：平面焊接后的最大Mises等效应力在邻近焊趾的母材表面，为247 MPa，未超过母材的屈服强度，如图6所示。凹坑状态下焊后的最大Mises等效应力同样为247 MPa，但是位于焊缝下方的母材内部，如图7所示。分析认为，凹坑焊接，导致热源更多的集中在母材表面下方的凹坑内，因此焊后的残余应力最大值出现在焊缝下方的内部区域。
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图 6 平面焊接Von Mises应力分布云图Figure 6. Von Mises stress distribution cloud map for plane welding![]()
图 7 凹坑焊接Von Mises应力分布云图Figure 7. Von Mises stress distribution cloud map for concave welding影响密封性能的平面度与垂直表面U2方向的变形有关，焊接导致在垂直于密封面U2方向（即图8和图9中的y方向）的变形是影响平面度的主要因素。2种情况下焊后U2方向的变形云图如图8和图9所示，均主要集中在焊缝及毗连母材区域，变形范围主要集中在以焊缝为中心半径约20 mm圆形区域内。
选取相互垂直的路径1和路径2上分析变形情况，结果如图10所示。针对平面焊接情形，路径1和路径2变形趋势一致，一侧焊趾到母材约3.5 mm区域内，母材变形表现为凸出原始表面，在邻近焊趾位置的母材变形量达到最大0.08 mm；当距离焊趾大于3.5 mm时，母材变形表现为内凹低于原始表面；在距离焊趾约7.5 mm处，变形量达到最大−0.003 mm。另一侧焊趾到母材4.5 mm区域内，母材同样变现为凸起变形，变形量最大约0.09 mm，在距离焊趾大于7 mm范围，表现为内凹变形，变形量最大约−0.004 mm。凹坑焊接后，路径1和路径2的变形趋势与平面焊接一致，从焊趾到母材，先凸起变形然后再内凹，但是最大凸出量为0.22 mm、最大内凹量为−0.008 mm，均大于平面焊接情况。母材凸起部分，可通过后续研磨机加工等方式予以去除；而内凹区域需按照一定斜度研磨至与母材接平。研磨作为减材加工方式，内凹量越大，即母材需要研磨去除部分更多，因此，内凹区域是局部焊接修复的主要关注区域。
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图 10 路径1和路径2在U2方向应变结果Figure 10. Strain results of path 1 and path 2 in the U2 direction2.2 工艺验证结果
2.2.1 焊缝质量分析
渗透检验作为核电常用评价焊缝表面状态的无损检验方式，也是密封面焊后必要的检验项目。对不同待焊表面状态下焊缝表面质量进行渗透检验。焊后的实物图和渗透检验结果见图11所示。结果表明：在近似相同的填充金属体积下，平面焊接焊缝金属显著凸出原母材面，且渗透检验在焊趾区有间断分布的圆形显示；凹坑焊接焊缝略微高出母材表面，渗透检验无任何可记录的圆形显示和线性显示。
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图 11 局部修复实物图与渗透检验结果Figure 11. Local repair of physical images and penetration testing result. (a) local repair of physical images; (b) penetration testing result分析认为，平面焊接出现渗透显示问题，一方面，是由于待焊表面形貌导致熔滴与母材界面的润湿角θ过大造成的，如图12所示。润湿角θ过大，焊缝金属与母材界面难以润湿，熔融金属无法充分铺展，在焊趾位置形成微小夹角间隙，导致渗透剂难以清理而残留下来，最终出现渗透显示。另一方面，平面焊接首先在平面建立熔池，母材优先熔化，然后焊丝熔滴过渡到母材，熔滴可能无法完全覆盖液相母材，形成咬边缺陷，导致渗透显示。而模拟加工去除缺陷的凹坑，在焊接时可起到调整焊缝成形系数，获得较好的焊缝成形，从而利于通过渗透检验；同时凹坑内较小的润湿角θ也促进熔滴的充分铺展。因此，从焊缝成形质量而言，在密封面上加工一定尺寸的圆弧凹坑待焊表面进行焊接修复，有利于改善焊缝成形质量，为后续机械加工奠定基础。
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图 12 熔滴界面润湿角分析Figure 12. Analysis of wetting angle at the interface of droplet. (a) plane welding; (b) concave welding2.2.2 焊接变形分析
平面焊接和凹坑焊接的三维扫描结果如图13和图14所示，实际焊接扫描结果与数值模拟计算结果趋势相符，凹坑焊接在2条相互垂直的路径上，一侧均表现出明显的内凹现象，另一侧未见明显变化；平面焊接2条路径上焊趾区域均未见明显变化。分析认为，由于加工的直径5 mm凹坑焊后实际变为直径约10 mm，大于模拟计算的5 mm，从而热累积效应相对较弱，导致焊接变形量减小而不易显示观察。
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图 13 平面焊接三维扫描分析结果Figure 13. 3D scanning analysis results of plane welding. (a) analysis position of path 1 (μm); (b) profile of path 1; (c) analysis position of path 2 (μm); (d) profile of path 2![]()
图 14 凹坑焊接三维扫描分析结果Figure 14. 3D scanning analysis results of concave welding. (a) analysis position of path 1 (μm); (b) profile of path 1; (c) analysis position of path 2 (μm); (d) profile of path 23. 结论
（1）待焊表面加工一定尺寸的圆滑凹坑，有利于改善焊缝成形质量，但是会增大焊趾区凹陷变形的风险，不利于后续机械加工。
（2）建议对密封面开展局部焊接修复时，缺陷去除应按照尽量少的加工量为原则实施；待焊表面适当的圆滑过渡处理有利于改善焊缝成形质量。
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图 1 焊接修复三维模型（mm）
Figure 1. Repair welding of 3D model (mm). (a) plane welding; (b) concave welding
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图 5 不同表面状态下焊接热源模型参数计算结果
Figure 5. Calculation results of welding heat source model parameters under different surface states. (a) plane; (b) concave
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图 6 平面焊接Von Mises应力分布云图
Figure 6. Von Mises stress distribution cloud map for plane welding
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图 7 凹坑焊接Von Mises应力分布云图
Figure 7. Von Mises stress distribution cloud map for concave welding
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图 10 路径1和路径2在U2方向应变结果
Figure 10. Strain results of path 1 and path 2 in the U2 direction
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图 11 局部修复实物图与渗透检验结果
Figure 11. Local repair of physical images and penetration testing result. (a) local repair of physical images; (b) penetration testing result
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图 12 熔滴界面润湿角分析
Figure 12. Analysis of wetting angle at the interface of droplet. (a) plane welding; (b) concave welding
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图 13 平面焊接三维扫描分析结果
Figure 13. 3D scanning analysis results of plane welding. (a) analysis position of path 1 (μm); (b) profile of path 1; (c) analysis position of path 2 (μm); (d) profile of path 2
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