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先胀后焊连接中焊接对胀接连接强度的影响

王海峰,马凤丽,桑芝富

（1.南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京210009;2.解放军理工大学理学院,江苏南

京211101）

摘要:

以常见的低碳钢换热管与低合金钢管板胀焊连接接头为研究对象,采用有限元法进行了换

热器管子与管板焊接过程的模拟,研究了焊接温度场作用下,不胀区长度L对先胀后焊接头胀接

区残余接触压力的影响.计算结果表明焊接对胀接区的影响主要表现为胀接区接触范围及接触压

力数值的减小,采用接头接触压力减小系数,和接触面积减小系数,来定量描述焊接对先胀后焊

接头胀接区的影响,给出了焊接对先胀后焊接头中胀接区影响的定量数值.同时,研究结果表明,

当增加不胀区长度时,焊接对胀接区的影响有所减小.先胀后焊连接接头设计应考虑焊接对胀

接的削弱作用,对于中等厚度的管板,胀接连接性能要求较高的胀焊接头,不推荐采用先胀后焊.

关键词:

换热器;管子与管板连接;液压胀接;胀焊结合

中图分类号:

TG142.41文献标识码:

A文章编号:

1001-4837（2010）12—0013—08

doi:

10.3969/j.issn.1001—4837.2010.12.003

EffectofWeldingonExpandingStrengthof

Tube——to——tubesheetJointsMadebyWeldingafterExpanding

WANGHai—feng,MAFeng—ii,SANGZhi—fu

（1.MechanicalandPowerEngineeringCollegeofNanjingUniversityofTechnology,Nanjing210009,

China:

2.InstituteofScience,PLAUniversityofScienceandTechnology,Nanjing211101,China）

Abstract:

Incorporatingwidelyusedmaterials,lowcarbonsteelforthetubeandlowalloysteelforthe

tubesheet,theweldingbetweenthetubeandtubesheetissimulatedusingfiniteelementmethod,andthe

effectoftheunexpandedzonelengthLontheexpandedzoneofthejointsmadebyweldingafterexpan.

dingisinvestigated.Theresultsindicatethattheeffectoftheweldingontheexpandedzoneofthejoint

exhibitsthereductionofcontactareaandcontactpressure.Thepercentagereductionsofcontactpressure

fDrandcontactareafrareintroducedbytheauthortoquantitativelydescribetheeffectoftheweldingon

theexpandedzoneofthejoint,andthevaluesfortheresearchmodelsarethengiven.Meanwhile,there—

suitsalsoindicatethattheeffectisreducedalittlewhentheunexpandedzonelengthLincreases.The

weakeninginfluenceoftheweldingontheexpandingjointsshouldbetakenintoaccountandtheexpand—

ed—weldedtube—to—tubesheetjointswithmoderatetubesheetthicknessarenotrecommendedwhen

highexpandingperformanceisrequired.

Keywords:

heatexchanger;tube—to—tubesheetjoint;hydraulicexpanding;expanded—weldedjoint

基金项目:

南京工业大学青年教师学术基金资助项目（39702013）

13?

先胀后焊连接中焊接对胀接连接强度的影响

0引言

同传统的机械胀接相比,以液袋式胀接为代

表的液压胀接技术不使用润滑油润滑换热管管

壁,改善了换热管管端的清洁和干燥,因此在换热

器管子与管板液压胀接与焊接结合的应用中,前

期的液压胀接在一定程度上减小了不胀区气体受

热后对接头的影响,克服了传统机械胀接带来的

弊端.在先胀后焊连接技术中,另外一个重要问

题是焊接温度场对胀接区的影响,在焊接热作用

下可能会引起胀接区的松弛,因此在以往接头设

计中,接头中留有不胀区来减小这一影响,国外一

般要求距管板表面10～12mm开始胀接¨],我

国的GBl51—1999《管壳式换热器》规定取15

mm,见图1,其中,为减小焊接与胀接的影响

而规定的不胀区域的范围.上述不胀区的数值是

机械胀接技术多年实践的总结,而液压胀接与传

统的机械胀接的成型机理不同,焊接温度场对先

胀后焊接头中的胀接区影响如何,原有的不胀区

的数值是否仍能适用尚需做进一步研究.

文中以常见的低碳钢换热管与低合金钢管板

胀焊连接接头为研究对象,采用有限元法进行了

焊接过程的模拟,将得到的焊接温度场施加于胀

接接头中,考察焊接温度场对接头胀接区的影响,

为先液压胀接后焊接相结合的应用提供参考数

据.

1管子与管板焊接温度场的数值模拟

焊接是一个局部快速加热到高温并随后快速

冷却的过程,随着热源的移动,整个焊件的温度随

时间和空间急剧变化,材料的热物理性能也随温

度剧烈变化,同时还存在熔化和相变潜热现象.

文中进行焊接热应力分析时,只考虑温度场对应

力场的影响,而不考虑应力场对温度场的作用,即

温度场与应力场为弱耦合作用j.

1.1有限元模型

1.1.1几何模型

管子与管板焊接时,几何结构具有一定的对

称性,但焊接热源沿着焊缝的方向逐步加热,因此

载荷不具有对称性,故在进行管子与管板焊接模

拟时,建立7管孔整体模型,见图2.其中,换热

14?

管

（a）不开槽胀接加焊接

（b）开槽胀接加焊接

图1胀焊结合连接结构

管为025X2mm,长150mm的10号钢管,管板

厚度为50mm的16Mn,管孔直径D=25.4mm.

文中考虑了不开槽和开槽结构的先胀后焊接头,

连接型式尺寸见图1,焊接温度场计算共包含2

个有限元模型.

图2焊接模拟几何模型

第27卷第12期压力容器总第217期

1.1.2材料物理性能参数

金属材料的物理性能参数如比热,导热系数,

密度等一般随温度的变化而变化,温度变化范围

不大时,可采用材料物理性能参数的平均值进行

计算.但在焊接过程中,焊接局部加热到很高的

温度,整个焊件温度变化十分剧烈,如果不考虑材

料的物理性能随温度的变化,计算结果将产生一

定偏差,因此在焊接温度场的模拟过程中,应采用

随温度变化的各项物理性能参数值.

材料在低温下的性能参数可以从有关手册或

的限制,材料高温下的性能参数相当匮乏,并且试

验结果的稳定性和准确性也比较差,因此国内外

学者对材料高温性能的处理通常做出一些合理假

设.文中500qC内的材料物理性能参数由文献

[5]获得,10号钢高温下的材料性能参数取与之

相近的2O号钢材料的性能.j,16Mn高温下的

材料性能参数参见文献[8—9],分别见表1,2.

文中考虑相变对温度场的影响,10号钢和16Mn

的相变潜热△p分别为250kJ/kg和300kJ/kg,

固相线温度分别为1476和1424oC,液相线温度

通过试验获得,然而,由于受到试验条件等诸因素分别为1519和1505clC.

表110号钢物理性能

温度/℃2010020o30040o5OHD1200145025oo

导热系数/w?

（//'/?

℃）44.244.248.446.943.741.341.341.341.3

比热/J?

（kg?

cc）4774774985215445577007007oo

密度/kg?

m.786o

表216Mn物理性能

温度/℃2010020030o4oo5oolO0014902500

导热系数/W?

（m?

℃）53.251.140.939.437.8363028.228.2

比热/J?

（kg?

oC）460481507548582678756756756

密度/kg?

m.7870

1.1.3有限元网格

采用大型有限元分析软件ABAQUS中的8

节点实体单元对图2中的模型进行网格划分.焊

接是一个温度随时间和空间都急剧变化的过程,

温度梯度很大,故在焊缝及其附近使用较细的单

元尺寸,而在远离焊缝的区域使用较大的单元尺

寸划分网格,一般认为,要获得良好的瞬态温度

场,焊缝处的单元网格应控制在2mm以下¨,文

中进行焊接模拟时,考察了不同单元网格对计算

结果的影响,从模拟结果和计算成本来看,采用焊

缝圆周120等分的有限元网格密度已经足够（焊

缝最长单元长度0.65mm）.管板不开槽结构的

有限元模型共含节点30381,单元31399个;管板

开槽结构的有限元模型中共含节点38099,单元

35975个,有限元网格见图3.

1.1.4初始条件和边界条件

焊接温度场模拟属于动态热分析过程,取初

始管子与管板初始温度2O℃.焊件的边界由于

与外界存在温度差而与周围介质换热,其中包括

对流和辐射换热.模拟中在所有外表面均施加对

流和辐射换热边界条件,取换热系数13W/（m

oC）,材料的黑度取0.85,环境温度20℃.

（a）焊接接头总体网格图

（b）焊缝放大图（圆周120等分）

图3有限元分析模型网格图

1.1.5焊接热源及工艺参数

15?

先胀后焊连接中焊接对胀接连接强度的影响

焊接电弧的有效加热半径及热量分布形式与

焊接方法和参数有关,目前尚缺乏系统而准确的

资料.电弧热流通常采用高斯分布的形式,Gold.

ak【l则提出了一种双椭圆模型.表面堆焊时,可

以采用上述热源模型并沿焊接方向连续移动,然

而对于填角焊缝,上述热源模型难以适用,此时焊

接热源可通过假定焊缝单元的内部热生成施加到

焊缝上,将有效的焊接热输入量换算成焊缝单元

在单位体积,单位时间内的热生成强度.:

（1）y

式中叼——电弧热效率,77取0.7_】]

/l_一焊接电压,V

—一焊接电流,A

焊接热输入作用的焊缝单元体积,

文中模拟了钨极氩弧焊的焊接过程,焊接工

艺参数如表3所示.

表3焊接工艺参数

焊丝钨极基值峰值电弧焊接气体

直径直径电流电流电压速度流量

/mm/mm,,,/mm?

rn/L?

Ⅱn

45～160～9.5～踟

.802.46012～l85518011

1.2计算结果及分析

焊接过程中,热源是随着电弧的移动逐渐施

加的,在ABAQUS软件中通过定义振幅曲线限制

加载时间来模拟电弧的移动.

焊接开始后,焊缝单元升温很快,短时间内就

达到材料的熔化温度以上.焊接开始后t=

19.625s的焊接温度场如图4所示.可以看出,

在移动热源前方等温线较密集,温度梯度较大,热

源后方的等温线较稀疏,温度梯度较小;焊接熔池

区最高温度随着焊缝单元的细化逐渐降低,在本

文的管子与管板焊接模型中,当焊缝圆周120等

分时熔池区最高温度接近1900℃,处于文献

[16]提及的熔池平均温度（1600～1900oC）范围

之内,因此认为焊缝圆周采用120等分时的计算

温度场结果是可信的,进一步网格细分后虽使最

高温度略有降低,但占用了过多的计算时间,且会

进一步增加后续应力分析的计算成本.

在焊接过程中,接头高温区域随着焊接热源

的移动而移动,沿管板厚度方向上的典型分布见

】6.

图4焊接温度场（t=19.625s）

图5,该截面对应圆周角0=90.（角度0定义见图

3（b））,此时焊接时间t为19.625S.为了更加直

观地考察管子与管板焊接温度在管板厚度上的分

布,将焊接热源移动到1/4（t=19.625s）,1/2（t

=39.25s）,3/4圆周（t=58.875s）及焊接结束（t

78.5s）时,焊接热源所在截面沿管板厚度的温

度分布如图6所示.计算结果表明:

在焊接过程

中,换热管和管板距离管板边缘8～10mm的位

置,温度可降到300℃以下,焊接热对胀接区材料

的组织和性能的影响甚微,但对于先胀后焊接头,

前期胀接区中管子与管板的接触状况不仅受到焊

接温度场的影响,而且也与管端焊接残余应力和

变形有关,下文在管子与管板液压胀接的基础上,

将焊接温度场作为载荷施加于胀接接头以模拟先

胀后焊接头的成型过程,考察焊接过程及焊后残

余变形对先胀后焊接头中胀接区的影响.

■一图5接头截面上的温度分布（0=90.,t=19.625s）

2焊接对先胀后焊接头中胀接区影响的数值模

拟

2.1有限元模型

先胀后焊接头的应力分析方法如下:

（1）按

上述方法得到焊接温度场后,首先进行单元转换,

{i;●22●

0O8000On000

++++十+十++十+++

eeeC0ee

59d938406284吣8,-,j60,≈,1605087;2●;48370

…"""娟¨"Ⅵl障跬目ii凼-_

第27卷第12期压力容器总第217期

廷

曩500

靴

l000

赠

500

扭

O2040

离管板边缘距离x/mm

（a）换热管管壁平均温度分布

02040

离管板边缘距离x/mm

（b）管孔内壁上的温度分布

图6接头截面焊接过程中的温度分布

将原热分析单元转换成相应的结构单元,再设置

结构分析中的材料属性,如弹性模量,热膨胀系数

等,有限元网格与焊接温度场模拟的网格一致;

（2）采用单元生死技术,杀死焊缝单元,建立管子

与管板问的接触,进行胀接模拟,胀接压力取180

MPa;（3）将热应力的求解视为顺序耦合问题,按

照焊接作用历程激活焊缝单元,将焊接温度场以

温度载荷的形式施加于有限元模型中,随后设置

求解选项,进行结构计算.

材料在接近熔点的温度下,屈服强度和弹性

模量等主要参数均失去其实际物理意义,但由于

本研究以热弹塑性理论为基础,因此,这些参数必

须为非零值,文中1O号钢高温下的材料力学性能

参数取与之相近20号钢材料的性能,16Mn

高温下的材料力学性能参数见文献[8—9],常温

下材料力学性能参数由文献[5]获得.文中采用

的管子与管板材料力学性能见表4,5.

有限元模型的边界条件如图7所示,管子下

端面的外壁和管板下边缘的4个象限点（即分

别为0.,90.,180.,270.,0定义见图3（b））固定,

管板上边缘的4个象限点限制轴向位移（即坐标

Y=0）.

2.2计算结果及分析

典型的先胀后焊接头接触压力随焊接过程的

变化见图8,图中有限元模型的不胀区长度为

表410号钢力学性能

温度/℃2010020030o4oo50012002500

弹性模量/GPa2102082001931851765

泊松比0.270.280.290.30.30.3O.40.4

屈服强度/MPa26021l2211771671573

切向模量/MPa250020802200193017501750l500120

热膨胀系数/×10～mm?

mm..12.6l2.613.113.514.014.313.1613.16

表516Mn力学性能

温度/℃201002003o040o50o6oo80o1O0HD1500

弹性模量/GPa212208203197185162152l3327.227.2

自松比0.280.280.30.30.30.350.350.350.40.4

屈服强度/MPa3473123l9283233●_——●——15324.33

切向模量/MPa209020802030l9701850___——_.——l33084045

热膨胀系数/×10～mlYl?

mm8.3l12.612.913.514.014.713.1613.16l3.1613.16

15mm,为了更加清楚地说明液压胀接接头接触

压力在焊接过程中的变化,将4个典型轴线方向

上的接触压力分布绘于图9中,其中定义见图

3（b）,值为0.代表起弧点,为距离管箱侧管板

边缘距离,见图5.

计算结果表明,管子与管板胀接接头的残余

接触压力沿轴线分布是不均匀的,在靠近上下管

板边缘处各存在一个高接触压力区,之后出现胀

l7?

先胀后焊连接中焊接对胀接连接强度的影响VoW7.No122010

图7应力分析模型的边界条件

接头发生接触的表面

（a）胀后接头残余接触压力

《

毫

邕

藿

辎

娟

趟

18?

接头发生接触的表面

不紧区段,另外液压胀接时换热管沿轴向会有一

定的收缩,并且在胀接范围端部约有2—3mm存

在间隙,以上液压胀接的特征均有别于传统的机

械胀接,在一些文献中已有讨论,在此不再

详述.胀接接头在管端焊接过程中,受到焊缝高

温膨胀变形的作用,接头接触压力增加,接触范围

沿轴向延伸约2～3mm,之后随着焊缝冷却,接头

接触压力又逐渐减小,并且在靠近焊缝侧的胀接

部分出现一定松弛,表现为胀接区的接触压力区

接头发生接触的表面

（b）焊接进行3O.51s时接头接触压力

接头发生接触的表面

（c）焊接结束时接头接触压力（d）焊缝完全冷却后接头残余接触压力

图8先胀后焊接头的接触压力变化（管板不开槽,L=15mm）

0255O

离符板边缘距离X/lnln

（a）0:

≈

窆

泳

澄

离管板边缘距离x/mm

第27卷第12期压力容器总第217期

《

芝

嚣

巡

鬃

02550

离管板边缘距离r/mm

≈

塞

菩

晕

术

颦

02550

离管板边缘距离x/ram

（c）o=18O.（d）0=270.

图9先胀后焊接头典型位置处的接触压力变化（管板不开槽,L=15mm）

数值减小,甚至部分区域失去接触,在0角从270.

～

360.的胀接部分尤为明显,见图8（d）和图9.

造成先胀后焊接头接触压力松弛的原因在于

管子与管板焊接后存在焊接残余压缩变形,从

而引起焊缝处换热管的收缩,计算结果表明,焊接

残余变形的作用使管端收缩最大约0.015mlTl,并

且对于0角在270.一360.间的换热管部分影响较

大.焊缝温度的升高或冷却,引起管端换热管外壁

径向变形的变化,显然这一变化对管子与管板胀接

区的接触压力将产生直接影响,导致原胀接接头在

一

定范围内的连接减弱.图10示出了0为270.沿

轴向方向上的换热管外壁径向变形随焊接的变化

情况,当焊缝完全冷却后,对于距离管板边缘28

mm（即=28mm）范围内的换热管外壁,其径向位

移小于管子与管板的初始间隙,因此原胀接部分失

去连接,对应在该段的接触压力为0,与图8（d）,

图9（d）吻合.

计算结果表明,焊接对胀接区的影响主要表现

为胀接区接触范围及接触压力数值的减小,文中采

用接头接触压力减小系数,和接触面积减小系数

定量描述焊接对先胀后焊接头胀接区的影响,

和.定义如下:

∑P∑Pj

/,=....—L×100%

（2）

2一p|

×100%（3）

式中P——胀后接头中第i节点的接触压力

p——焊缝完全冷却后接头中第j节点的

暑

昌

袭

彝

接触压力

n.,n2——胀后和焊缝完全冷却后接触节点

的数目,由于文中有限元模型中

换热管胀接部分网格均匀,因此

接触面积之比与发生接触的节点

数之比一致

0.1O

0.0O

02550

离管板边缘距离x/mm

图10换热管外壁径向位移的变化（0=270.）

将不胀区分别取5,10,15,20mm时的计算

结果列于表6,可以看出:

（1）随着不胀区长度的

增加,接头接触压力和接触面积减小系数逐渐降

低,即焊接对胀接区的影响逐渐减弱;

（2）焊接对

接触压力有较大的影响,即使胀接位置离开焊缝较

远时,如20mm,焊接所引起的接头接触压力降低

但也达到了45.2%,对连接强度的影响不容小视,

因此管子与管板连接采用胀焊结合连接时,若先胀

后焊连接接头设计中考虑了胀接对连接强度的贡

献,应考虑焊接对胀接的削弱作用;（3）焊接引起

19?

CPVT先胀后焊连接中焊接对胀接连接强度的影响Vot27.No1220l0

51560..6f60..106565f2262:

03548l55.1.『.1.

15{491l51.6117.5I28.4

20J45.2『46.3l10.6I16.8

道承压能力的影响[J],压力容器,2006,23（3）:

l5一

l8.43.

[5]潘家祯.压力容器材料实用手册——碳钢及合金钢

[M].北京:

化学工业出版社,2000:

131—227.

[63黎江.三维焊接热应力和残余应力演化虚拟分析技

术研究[D].南宁:

广西大学,2002:

40-49.

[7]王长利.焊接温度场和应力场的数值模拟[D].沈

阳:

沈阳工业大学,2005:

39—62.

[8]尹立孟.基于计算机仿真的焊接热循环有限元分析

[D].乌鲁木齐:

新疆大学,2002:

54—55.

[9]肖顺湖.薄板焊接过程数值模拟与试验研究[D].

南宁:

广西大学,2005:

14—15.

[10]陈丙森.计算机辅助焊接技术[M].北京:

机械工

业出版社,1999:

115—116.

[11]GoldakJ.NewFiniteElementModelforWeldingHeat

Sources[J].MetallurgicalTransactionsB（Process

Metallurgy）,1984,15B

（2）:

299—305.

[12]汪建华,钟小敏,戚新海.管板接头三维焊接温度场

的数值模拟[J].焊接,1995,16（3）:

59—65.

[13]董俊慧,霍立兴,张玉凤.低碳钢管道焊接残余应力

有限元分析[J].焊接,2000,（12）:

11—15.

[14]TengTL,FungCP,ChangPH,eta1.Analysisof

ResidualStressesandDistortioninT—jointFiller

Weld[J].InternationalJournalofPressureVessdand

Piping,2001,78（8）:

523—538.

[15]拉达伊.焊接热效应?

温度场,残余压力,变形

[M].北京:

机械工业出版社,1997:

25.

[16]邹茉莲.焊接理论及工艺基础[M].北京:

北京航

空航天大学出版社,1994:

52—53.

[17]王海峰,桑芝富.液压胀管数值模拟[J].石油化工

设备,2001,30（3）:

10—13.

[18]于洪杰,徐

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