李 川 肖章玉 劉顯有 王世建 張軍寶

(1.二重(德陽(yáng))重型裝備有限公司，四川618000；2.東方電氣集團(tuán)東方電機(jī)有限公司，四川618000)

隨著水電機(jī)組單機(jī)容量的不斷增大，其轉(zhuǎn)輪鑄件的尺寸、質(zhì)量也在不斷增加，生產(chǎn)難度不斷增大。烏東德水電機(jī)組單機(jī)發(fā)電功率達(dá)到了850 MW，白鶴灘水電站單機(jī)發(fā)電功率為世界最大，達(dá)到1000 MW，其直徑接近10 m。由于產(chǎn)品尺寸超限，無(wú)法直接運(yùn)輸，故大型上冠采取分瓣式鑄造的方式來(lái)進(jìn)行生產(chǎn)。

轉(zhuǎn)輪體為水輪機(jī)組的心臟，長(zhǎng)時(shí)間在水下承受高負(fù)荷、腐蝕、沖擊，工況惡劣，其質(zhì)量至關(guān)重要，而Cr13Ni4系列不銹鋼有高強(qiáng)度、高延展、耐腐蝕、耐沖擊等優(yōu)點(diǎn)，目前大型水輪機(jī)基本選用Cr13Ni4系列不銹鋼進(jìn)行制造，此次模擬分析的大型水輪機(jī)鑄件(上冠、下環(huán)、葉片)的材料牌號(hào)為ZG04Cr13Ni4Mo。該材料在國(guó)內(nèi)外的運(yùn)用非常廣泛(如美國(guó)ASTM 743 CA6NM、歐洲GX4CrNi13-4)，其熱處理制度已經(jīng)非常成熟[1]，困擾實(shí)際生產(chǎn)的是由于不同產(chǎn)品的形狀各異，邊界條件不同而導(dǎo)致的熱處理變形。數(shù)值模擬在工程領(lǐng)域具有低成本、快速高效的優(yōu)點(diǎn)，能用于預(yù)測(cè)工藝難點(diǎn)，驗(yàn)證工藝可行性，以及原因分析等。Abaqus軟件具有材料屬性、邊界條件非線性以及多力耦合的優(yōu)勢(shì)，適合分析采取分瓣式的大型上冠熱處理的變形情況。為此，本文應(yīng)用Abaqus軟件模擬上冠熱處理變形分析，并通過(guò)上冠的熱處理驗(yàn)證了模擬結(jié)果對(duì)預(yù)防熱處理變形有很好的指導(dǎo)作用。

1 產(chǎn)品情況

此次模擬分析的上冠整體尺寸為?8600 mm×2345 mm，重量為148 t，最大壁厚為460 mm，材料牌號(hào)為ZG04Cr13Ni4Mo，組織為低碳馬氏體不銹鋼?；瘜W(xué)成分見表1，三維模型如圖1所示，熱處理工藝參數(shù)[2]為1040℃(空冷)+620℃(空冷)+600℃(爐冷)。

表1 ZG04Cr13Ni4Mo化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)Table 1 Chemical compositions of ZG04Cr13Ni4Mo(mass fraction,%)

2 有限元模型建立

2.1 數(shù)學(xué)模型

熱傳遞過(guò)程中分為導(dǎo)熱、對(duì)流、輻射3個(gè)方式。按照三維直角坐標(biāo)系傅里葉導(dǎo)熱定律和能量守恒定律得導(dǎo)熱微分方程：

(1)

q=hΔt

(2)

(3)

式中，ρ為密度，c為比熱容，λ為導(dǎo)熱系數(shù)，h為對(duì)流系數(shù)或者膜系數(shù)，ΔT為產(chǎn)品表面與對(duì)流介質(zhì)溫度差。

材料在不同溫度下的熱膨脹系數(shù)不一致，在加熱或者降溫過(guò)程中由于產(chǎn)品內(nèi)部各區(qū)域存在溫差，產(chǎn)品不均勻的塑性變形使得某些區(qū)域受壓，某些區(qū)域受拉，導(dǎo)致產(chǎn)生應(yīng)力，發(fā)生變形。ΔL=αLΔT，α為熱膨脹系數(shù)，溫差變化導(dǎo)致ΔL，L為原長(zhǎng)。

2.2 網(wǎng)格劃分

因?yàn)樯瞎跒閷?duì)稱圖形，所以切取其1/4作為研究對(duì)象，對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，節(jié)點(diǎn)數(shù)45670，網(wǎng)格數(shù)36636，網(wǎng)格屬性c3D8T(六面體網(wǎng)格)，種子全局設(shè)置為50 mm，劃分好的網(wǎng)格如圖2所示。

圖1 上冠三維模型Figure 1 Three-dimensional model of upper crown

圖2 上冠1/4有限元模型Figure 2 1/4 finite element model of upper crown

2.3 熱物參數(shù)

材料隨溫度變化的熱物參數(shù)[3]見表2。

2.4 換熱面

結(jié)合實(shí)際，上冠內(nèi)腔與外表面的換熱系數(shù)明顯不一致，外表面換熱系數(shù)大，內(nèi)腔換熱系數(shù)小，因此對(duì)內(nèi)腔與外表面分別設(shè)置不同的冷卻系數(shù)，換熱系數(shù)與溫度相關(guān)。利用外接鎧裝熱電偶測(cè)得實(shí)際件溫，空氣溫度為20℃，再根據(jù)文獻(xiàn)[3]的空冷階段換熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)公式

H=2.2(Tw-Tc)0.25+4.6×10-8(Tw2+Tc2)(Tw+Tc)

得到換熱系數(shù)。Tw為工件溫度，Tc為環(huán)境溫度。

3 試生產(chǎn)變形情況

3.1 試生產(chǎn)邊界條件、載荷設(shè)置、耦合方法

根據(jù)以往裝爐方式設(shè)置邊界條件，切口面對(duì)稱面不傳熱，上冠裙邊外沿底固定5處，內(nèi)法蘭底面固定，載荷設(shè)置為全局重力(方向Z向正方向)，采取直接耦合法進(jìn)行分析。邊界條件設(shè)置如圖3所示。

表2 ZG06Cr13Ni4Mo熱物參數(shù)Table 2 Thermal parameters of ZG06Cr13Ni4Mo

圖3 邊界條件、載荷設(shè)置Figure 3 Boundary conditions and load setting

圖4 溫度場(chǎng) Figure 4 Temperature field

3.2 計(jì)算結(jié)果

按照上述內(nèi)容進(jìn)行輸入，采用隱式求解器直接耦合進(jìn)行分析。

3.2.1 溫度場(chǎng)

由圖4可知該產(chǎn)品在冷卻過(guò)程中的心部和表面的溫差比較大。在冷卻前期，表面溫度急劇下降，心部溫度冷速低于表面。冷卻后期由于對(duì)流系數(shù)和材料本身的導(dǎo)熱率關(guān)系，厚大部位冷卻相當(dāng)緩慢，熱量不能快速地傳遞到表面，因此該產(chǎn)品的冷卻適用高溫階段快速冷卻，低溫階段可以適當(dāng)降低熱對(duì)流系數(shù)，適當(dāng)延長(zhǎng)冷卻時(shí)間，給予心部熱量傳導(dǎo)時(shí)間，減少整體的溫度差異。

3.2.2 應(yīng)力場(chǎng)

由圖5可以知道在冷卻過(guò)程中應(yīng)力場(chǎng)總體不大，過(guò)流面應(yīng)力均值在35 MPa，應(yīng)力最大的位置在上冠裙邊支撐位置(裝爐支墊位置)，應(yīng)力為95 MPa，應(yīng)力最小區(qū)域在內(nèi)法蘭區(qū)域。

3.2.3 變形情況

根據(jù)圖6的3個(gè)軸向位移場(chǎng)可以得知，X方向、Y方向上幾乎沒(méi)有變形，變形方向主要集中在Z方向。可知變形的位置主要是過(guò)流面，在過(guò)流面發(fā)生了不同程度的下沉，靠近上冠裙邊(出水邊)的位置下沉尤為嚴(yán)重，該處的下沉尺寸達(dá)到9 mm。

圖5 應(yīng)力分布圖Figure 5 Stress distribution diagram

圖6 變形情況Figure 6 Deformation situation

3.3 試生產(chǎn)實(shí)際變形

該上冠在試生產(chǎn)實(shí)際過(guò)程中支墊方式如模擬過(guò)程中邊界條件所示，對(duì)內(nèi)法蘭和上冠裙邊進(jìn)行支撐固定。在熱處理后的加工過(guò)程中發(fā)現(xiàn)過(guò)流面進(jìn)水端的翹曲，裙邊(進(jìn)水邊)與內(nèi)法蘭之間的區(qū)域出現(xiàn)了下塌，導(dǎo)致加工過(guò)程中過(guò)流面進(jìn)水邊余量過(guò)大，而裙邊(進(jìn)水邊)與內(nèi)法蘭過(guò)流面之間的區(qū)域缺量出現(xiàn)黑皮。

3.4 模擬與實(shí)際結(jié)果對(duì)比

為了找出變形的原因，需要驗(yàn)證模擬結(jié)果與試生產(chǎn)變形結(jié)果的趨勢(shì)是否一致。選取7個(gè)點(diǎn)作為熱處理模擬與試生產(chǎn)工藝的對(duì)比參考點(diǎn)(如圖7所示)。

從圖8可以看出，模擬結(jié)果與試生產(chǎn)結(jié)果趨勢(shì)幾乎是一致的，可以利用模擬結(jié)果來(lái)分析該上冠的變形原因。

圖7 參考點(diǎn)位置Figure 7 Reference point position

圖8 模擬與試生產(chǎn)對(duì)比折線圖Figure 8 Comparison of line chart between simulationand trial production

3.5 原因分析

由于上冠特殊的結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致在熱處理過(guò)程中只能以過(guò)流面進(jìn)水邊在下，出水邊在上的方式進(jìn)行熱處理裝爐。試生產(chǎn)過(guò)程中按照傳統(tǒng)的經(jīng)驗(yàn)，將內(nèi)法蘭與大端口支撐，依靠?jī)?nèi)法蘭、大端口下沿支撐整個(gè)產(chǎn)品的重量。觀察整個(gè)模擬變形過(guò)程，該上冠變形是在升溫階段產(chǎn)生的，利用力學(xué)理論分析變形原因可知，上冠裙邊支撐點(diǎn)不能Z軸正向伸縮，上冠在受熱膨脹，產(chǎn)生熱應(yīng)力，由于支撐點(diǎn)緊固作用，該熱應(yīng)力為壓應(yīng)力，方向沿過(guò)流面，重力為沿Z軸正方向。重力及熱應(yīng)力Z方向分力對(duì)裙邊支撐點(diǎn)產(chǎn)生彎矩，迫使上冠裙邊支撐點(diǎn)與內(nèi)法蘭支撐點(diǎn)之間產(chǎn)生下塌，而裙邊發(fā)生向上的翹曲變形。在后續(xù)的冷卻過(guò)程中由于溫度的降低，基體收縮，該變形趨勢(shì)減小。

4 解決方案

4.1 思路

根據(jù)3.5節(jié)原因分析，上冠裙邊(進(jìn)水邊)的翹曲，主要是由于受到Z軸負(fù)向的支反力作用。因此在對(duì)大端口進(jìn)行支墊時(shí)預(yù)留膨脹過(guò)程中的間隙，讓其自由膨脹。對(duì)內(nèi)法蘭支墊不做改變，進(jìn)行完全支撐固定，承受全部重力。這樣操作，可使上冠裙邊(進(jìn)水邊)僅受熱應(yīng)力和重力作用，無(wú)彎矩產(chǎn)生。

4.2 數(shù)值模擬驗(yàn)證

4.2.1 計(jì)算模型

此次的計(jì)算模型，除了位置約束不同，其他同試生產(chǎn)參數(shù)一致。此次僅約束內(nèi)法蘭，將大端口約束釋放，整個(gè)邊界條件如圖9所示。

圖9 約束、載荷布置Figure 9 Constraint and load arrangement

圖10 變形結(jié)果Figure 10 Deformation results

4.2.2 計(jì)算結(jié)果

從圖10可以看出，上冠裙邊向上翹曲現(xiàn)象已經(jīng)消失，整體變形量已經(jīng)大幅度減少，最大變形量?jī)H為2.2 mm，在Z軸方向上也未因?yàn)槿惯厸](méi)有支撐緊固而產(chǎn)生較大的變形，整個(gè)過(guò)程變形處于可控范圍。

5 生產(chǎn)驗(yàn)證

在實(shí)際后續(xù)生產(chǎn)過(guò)程中，采用支撐緊固內(nèi)法蘭，上冠裙邊采取預(yù)留膨脹量方式進(jìn)行裝爐。通過(guò)此種方式裝爐進(jìn)行熱處理，后續(xù)加工劃線，實(shí)際變形量得到了控制，加工過(guò)程無(wú)黑皮出現(xiàn)，縮短了生產(chǎn)周期，保證了質(zhì)量。

6 結(jié)論

(1)采用數(shù)值模擬的方法對(duì)生產(chǎn)過(guò)程進(jìn)行指導(dǎo)是便捷高效的。

(2)采用傳統(tǒng)方法進(jìn)行支撐，上冠裙邊易產(chǎn)生向上的翹曲變形，其原因?yàn)樯瞎谌惯呏吸c(diǎn)不能Z軸正向伸縮，上冠在受熱膨脹，產(chǎn)生熱應(yīng)力，由于支撐點(diǎn)緊固作用，該熱應(yīng)力為壓應(yīng)力，方向沿過(guò)流面，重力為沿Z軸正方向。重力及熱應(yīng)力Z方向分力對(duì)裙邊支撐點(diǎn)產(chǎn)生彎矩，迫使上冠裙邊支撐點(diǎn)與內(nèi)法蘭支撐點(diǎn)之間產(chǎn)生下塌，而裙邊發(fā)生向上的翹曲變形。

(3)采用只支撐內(nèi)法蘭，預(yù)留裙邊膨脹間隙的方式，不會(huì)造成上冠的沿重力方向變形(塌陷)，能夠有效地解決裙邊向上翹曲，過(guò)流面下塌的問(wèn)題。