核電站控制棒驅動機構Canopy焊縫焊接溫度場和應力-應變場模擬

米大為，沈天闊，宿?；?，郭寶超*，鄒小平，孫廣，吳超平

核電站控制棒驅動機構Canopy焊縫焊接溫度場和應力-應變場模擬

米大為1，沈天闊2，宿?；?，郭寶超1*，鄒小平2，孫廣2，吳超平3

（1.上海第一機床廠有限公司，上海 201308；2.中廣核工程有限公司，廣東 深圳 518172；3.中機生產力促進中心有限公司，北京 100044）

研究機加工和拉拔2種成形方式下得到的填充環對Canopy焊縫的影響，獲取焊接焊縫成形、焊接殘余應力和變形的相關數據，以指導Canopy焊縫焊接工藝。采用數值模擬的方法，建立Canopy焊縫焊接數值分析模型，模擬焊接溫度場、焊接殘余應力和焊接殘余變形。拉拔成形環焊接熔池高度為9 mm，機加工成形環焊接熔池高度為8.3 mm；機加工成形環焊接最大殘余應力為255.6 MPa，而拉拔成形環焊接最大殘余應力為277.8 MPa，均出現在管座緊貼焊縫的位置；機加工成形環焊接殘余變形為0.19 mm，拉拔成形環焊接殘余變形為0.186 mm，最大殘余變形均出現在焊接起始位置附近，在焊縫與管座交接的位置。熔池形貌直接影響了熱影響區域的大小，拉拔Y型環焊接熔池高度更大，焊接的熱影響區域更大；拉拔Y型環焊接殘余應力略大于機加工Y型環焊接殘余應力；機加工成形環和拉拔成形環焊接殘余變形相近。

焊接模擬；焊接溫度場；焊接應力；焊接變形；Canopy焊縫

與傳統火電、風電、光伏新能源發電相比，核電在環保性、穩定性、自主可控性等方面優勢明顯，具有良好的發展前景[1]。隨著國內三代、四代核電機組的建設與投運，我國核電產業迎來快速發展期?？刂瓢趄寗訖C構位于核電站反應堆壓力容器的頂部，與控制棒組件相連接，其功能的完好與否對反應堆啟動、功率調節、維持堆功率和安全停堆等重要功能的實現有著直接影響。

焊接是零件成形的重要制造方法[2-8]，國內外學者針對焊接制造過程中的焊接接頭組織和性能開展了系統研究[9-15]。焊接是控制棒驅動機構制造的關鍵技術之一?？刂瓢趄寗訖C構的Canopy焊縫是連接耐壓殼體與管座的重要焊縫，其焊接技術采用的是核電廠中特殊的“Ω”密封焊技術，在控制棒驅動機構中共有上、中、下3個部分的密封焊。位于控制棒驅動機構下部的“Ω”密封焊技術常采用Y型熔化填充環作為填充材料進行焊接。焊接殘余應力和變形對焊接質量有重要影響[16-17]，國內外學者針對焊接應力和變形已經開展了大量研究工作。蘭福全等[18]模擬了304L與Q345R異種鋼焊接過程中的應力分布。陳勇等[19]建立了304不銹鋼薄壁管件縱縫焊接接頭殘余應力數值分析模型，并模擬了焊接應力場。Goldak等[20]和Paley等[21]研究了焊接模擬過程中的熱源模型。除了核電領域外，在工程機械、橋梁工程等焊接領域，都有焊接應力和變形模擬的相關研究[22-26]，都針對焊接殘余應力和變形進行了定量分析。

用于焊接的Y型填充環目前主要有2種成形方式：機加工和模具拉拔。這2種成形方式各有優缺點：拉拔成形Y型填充環的形狀較難控制，在拉拔制造過程中極易產生因壁厚太薄和彎曲形變而無法通過整形復位的現象，且成形的Y型填充環有斷口；機加工成形的加工精度能夠滿足Y型填充環的要求，具有尺寸調整靈活的優勢，可得到無斷口的整圓，但對加工設備要求較高且成本較高。在Canopy焊縫焊接過程中，研究機加工成形和拉拔成形Y型環對焊接溫度場、焊縫成形、焊接殘余應力、焊接殘余變形的影響規律具有重要意義。因此，本文建立了Canopy焊縫焊接數值分析模型，模擬了機加工成形環和拉拔成形環的焊接溫度場、焊縫成形、焊接殘余應力與變形，以期為實際核電站控制棒驅動機構Canopy焊縫焊接提供技術支撐。

1 Canopy焊縫數值分析模型

1.1 幾何模型及網格劃分

在Canopy焊縫焊接時，Y型填充環位于管座和耐壓殼之間，焊接位置示意圖如圖1所示。機加工成形和拉拔成形的Y型填充環實物如圖2所示。

圖1 焊接位置示意圖

a 機加工 b 拉拔

圖2 Y型填充環實物

Fig.2 Y-type filler rings: a) machined ring; b) drawn ring

根據Y型填充環實物，構建了Canopy焊縫焊接幾何模型，如圖3所示。為了在滿足計算精度的同時提高計算效率，本文建立了不均勻網格。對于溫度梯度較大的焊縫區域，網格尺寸較?。ㄐ∮诘扔?.5 mm），在遠離焊縫的區域，網格尺寸隨距離的增大而逐漸增大至2 mm，同時控制厚度方向的網格尺寸。Canopy焊縫焊接網格模型如圖4所示。

a 機加工 b 拉拔

圖3 Canopy焊縫焊接幾何模型

Fig.3 Geometry model of Canopy welded seam: a) machined; b) drawn

圖4 Canopy焊縫焊接網格模型

1.2 材料熱物理參數

密度、導熱系數、比熱容、換熱系數等熱物理參數的準確與否直接影響到溫度場的正確性，也間接影響到殘余應力場，這些熱物理參數是焊接模擬的重要參數[16]。在焊接過程中，這些參數與溫度之間呈非線性變化，需要通過大量試驗來測得不同溫度下的參數值，本文控制棒驅動機構焊接件的主體材料為304L不銹鋼，其熱物理參數如表1所示。

1.3 控制方程

Canopy焊縫焊接過程遵循焊接熱傳導方程、焊接應力變形方程。其中，焊接熱傳導方程如式（1）所示；彈性階段的焊接應力變形方程如式（2）所示，

塑性力學階段的焊接應力變形方程如式（3）所示[16]。

式中：為密度；為比熱容；為溫度；為時間；為導熱系數；為體積熱流密度；σ為應力；C為彈性常數；ε為應變；dε為應變增量；為剪切彈性模量；dσ'為切向應力增量；為泊松比；為正彈性模量；δ為分段函數；dm為正應力增量；d為非負比例系數。

1.4 熱邊界條件及分析設置

熱邊界條件是焊接過程中數值模擬的定解條件，它在一定程度上決定了焊接溫度場的分布。當環境與物體之間存在溫差時，一般情況下，熱量會由高溫向低溫傳遞。本文模擬環境溫度為24 ℃，與試驗環境溫度一致。在焊接過程中，熱源沿著焊縫移動，工件溫度隨時間變化，且工件會因受熱不均而產生溫差，在工件內部進行熱傳導的同時，工件與環境之間也不斷進行熱量交換。本文將熱交換系數設置為常數。

基于Canopy焊縫實際焊接過程，采用焊縫焊接時間為180 s。一般認為，可將最終冷卻溫度低于70 ℃的內應力作為焊接殘余應力，因此本文將溫度低于70 ℃的應力值作為焊接殘余應力。通過試算可知，冷卻時長應取1 300 s，冷卻后溫度為25～26 ℃，符合要求。因此，分析中采用的冷卻時長為1 300 s。

1.5 模擬軟件和數值算法

本文采用ANSYS軟件的經典APDL模塊與Workbench靜力學模塊，對Canopy焊縫接頭Y型填充焊縫的焊接過程進行熱-結構耦合模擬。焊接是一個復雜的熱物理過程，為了能在實現Canopy焊縫焊接過程數值模擬的同時保證計算效率，本文重點考慮Canopy焊縫焊接溫度場、焊接殘余應力和殘余變形等主要因素，忽略了一些次要因素。首先把焊接熱源加到Canopy焊縫焊接結構件上得到焊接溫度場，其次將得到的焊接溫度場作為荷載加到工件上得到應力-應變。Canopy焊縫焊接過程中溫度場和應力-應變場的模擬分析流程如圖5所示。

表1 304L鋼高溫物理性能與高溫力學性能[4]

Tab.1 Physical and mechanical properties of 304L stainless steel at high temperature[4]

圖5 焊接有限元分析流程

2 焊縫形貌和溫度場

機加工成形焊縫起始焊接位置和焊縫中間位置的熔池形貌與試驗熔池形貌分別如圖6和圖7所示。拉拔成形環焊縫起始焊接位置和焊縫中間位置的熔池形貌與試驗熔池形貌分別如圖8和圖9所示?？芍?，機加工成形環和拉拔成形環焊接仿真得到的熔池形貌與試驗結果基本吻合。這說明熱源模型及其模型參數的選擇較為合理。對比機加工成形環和拉拔成形環焊接熔池仿真形貌可以發現，2種Y型填充環焊后熔池寬度相近，但拉拔成形環焊接熔池高度為9 mm，機加工成形環焊接熔池高度為8.3 mm，拉拔成形環焊接熔池高度略大于機加工成形環焊接熔池高度。

圖6 機加工成形環起始焊接位置的熔池形貌對比

圖7 機加工成形環焊縫中間位置的熔池形貌對比

圖8 拉拔成形環起始焊接位置的熔池形貌對比

圖9 拉拔成形環焊縫中間位置的熔池形貌對比

機加工成形環焊接過程的溫度變化情況如圖10所示。在第5 s焊接第一塊焊縫，此時溫度為1 450 ℃，超過熔點，為熔融狀態，第一塊焊縫周圍溫度較高，而其他區域保持環境溫度。在第45 s時已經焊接了9小塊焊縫，第9塊焊縫溫度為1 450 ℃，超過熔點，為熔融狀態，焊接過的區域溫度較高，而其他區域保持環境溫度。在第180 s焊接完畢，此時，焊縫最高溫度為1 450 ℃，最低溫度為44 ℃。拉拔成形環焊接過程中溫度場的變化規律與機加工成形環焊接溫度場的類似。

圖10 機加工成形環焊接過程溫度變化

為了獲取機加工成形環和拉拔成形環焊接溫度場的差異，取、兩點處的熱循環曲線進行對比分析。圖11為點和點位置示意圖，其中，點位于焊接起始位置（也是終止位置），點為點的對稱點。、點處的焊接熱循環曲線如圖12所示?？梢钥闯?，在同一時刻，無論是點還是點，拉拔成形環的焊接溫度始終高于機加工成形環的焊接溫度，這說明拉拔成形環的焊接熱影響區域大于機加工成形環的焊接熱影響區。當焊接工況不同時，在焊接熱源作用下，焊接熱循環也會不同，說明焊接工況對焊接傳熱過程有一定影響。

焊接結束時間為=180 s，冷卻過程共持續了1 300 s。機加工成形環焊接冷卻過程中溫度場的變化情況如圖13所示，最終冷卻溫度為25 ℃左右。拉拔成形環焊接最終冷卻溫度場云圖如圖14所示，最終冷卻溫度也為25 ℃左右。由于散熱條件一致，機加工成形環和拉拔成形環焊接的最終冷卻溫度均接近焊接的環境溫度。

圖11 A點和B點示意圖

圖12 焊接過程溫度變化

圖13 機加工成形環焊接冷卻過程溫度場

圖14 拉拔成形環焊接最終溫度場

3 焊接殘余應力和變形

當Canopy焊縫焊接時，熱源在時間和空間上不斷變化，焊縫區域發生熔化，在焊縫附近區域溫度急劇升高，受材料熱脹冷縮的影響，焊縫附近區域發生膨脹且受到遠離焊縫區域的約束，呈現受壓狀態；當焊縫附近區域冷卻后，遠離焊縫區域又會反過來阻止其收縮，此時呈現受拉狀態，產生永久性塑性變形，最終形成焊接殘余應力場。機加工成形環和拉拔成形環焊接應力結果分別如圖15和圖16所示。

從Canopy焊縫整體平均殘余應力可以看出，拉拔成形環的焊接殘余應力略大于機加工成形環的焊接殘余應力，機加工成形環焊接最大殘余應力為255.6 MPa，而拉拔成形環焊接最大殘余應力為277.8 MPa，均出現在管座緊貼焊縫的位置。分析認為，殘余應力的大小與熱影響區域大小有關，拉拔成形環焊接熱影響區域較大，意味著熱量積累更多，進而導致了較大的殘余應力。焊接熱影響是產生焊接殘余應力的本質原因。

圖15 機加工成形環焊接von Mises殘余應力

圖16 拉拔成形環焊接von Mises殘余應力

機加工成形環和拉拔成形環焊接殘余變形的對比結果如圖17所示?？芍?，最大殘余變形均出現在焊接起始位置附近，均出現在焊縫與管座交接位置。機加工成形環和拉拔成形環焊接的最大殘余變形幾乎相同，機加工成形環焊接殘余變形為0.19 mm，拉拔成形環焊接殘余變形為0.186 mm。

圖17 焊接殘余變形結果

4 結論

通過對控制棒驅動機構Canopy焊縫焊接所用的機加工成形環和拉拔成形環進行焊接仿真，得出如下結論：

1）建立了Canopy焊縫焊接溫度場和應力-應變場數值分析模型，焊接仿真得到的熔池形貌與試驗結果基本吻合。

2）熔池形貌直接影響了熱影響區域的大小，拉拔Y型環焊接熔池高度更大，焊接的熱影響區域更大。

3）拉拔Y型環焊接殘余應力略大于機加工Y型環焊接殘余應力。

4）機加工成形環和拉拔成形環的焊接殘余變形相近。

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Simulation of Welding Temperature Field and Stress-Strain Field of Canopy Welded Seam in Control Rod Drive Mechanism of Nuclear Power Plant

MI Dawei1, SHEN Tiankuo2, SU Xihui3, GUO Baochao1*, ZOU Xiaoping2, SUN Guang2, WU Chaoping3

(1. Shanghai No.1 Machine Tool Works Co., Ltd., Shanghai 201308, China; 2. China Nuclear Power Engineering Co., Ltd., Guangdong Shenzhen 518172, China; 3. China Productivity Center for Machinery Co., Ltd., Beijing 100044, China)

The work aims to study the effect of filler rings formed by machining and drawing on the Canopy welded seam and obtain the relevant data on welded seam formation, welding residual stress, and deformation to guide the welding of Canopy welded seams. The numerical simulation was used to establish a numerical analysis model for the welding of Canopy welded seams, simulating the welding temperature field, welding residual stress, and welding residual deformation. The height of the fusion zone for drawn rings was 9 mm, and that for machined rings was 8.3 mm. The maximum residual stress for machined rings was 255.6 MPa, while that for drawn rings was 277.8 MPa, both occurring at the location where the tube support was closely attached to the welded seam. The welding residual deformation for machined rings was 0.19 mm, and that for drawn rings was 0.186 mm. The maximum residual deformation occurred near the welding starting position, i.e. at the junction of the welded seam and the tube support. The morphology of the fusion zone directly affects the size of the heat-affected zone. The height of the fusion zone for drawn Y-shaped rings is larger, and the heat-affected zone of the welding is larger. The welding residual stress for drawn Y-shaped rings is slightly greater than that for machined Y-shaped rings. The welding residual deformation of machined and drawn rings is similar.

welding simulation; welding temperature field; welding stress; welding deformation; Canopy welded seam

10.3969/j.issn.1674-6457.2024.02.022

TG442

A

1674-6457(2024)02-0182-08

2023-11-02

2023-11-02

江蘇省博士后科研資助計劃（1601048C）

Jiangsu Postdoctoral Research Funding Program (1601048C)

米大為, 沈天闊, 宿?；? 等. 核電站控制棒驅動機構Canopy焊縫焊接溫度場和應力-應變場模擬[J]. 精密成形工程, 2024, 16(2): 182-189.

MI Dawei, SHEN Tiankuo, SU Xihui, et al. Simulation of Welding Temperature Field and Stress-Strain Field of Canopy Welded Seam in Control Rod Drive Mechanism of Nuclear Power Plant[J]. Journal of Netshape Forming Engineering, 2024, 16(2): 182-189.

（Corresponding author）