蒙占彬

(1.中國(guó)石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,山東青島 266580；2.勝利油田鉆井工藝研究院,山東東營(yíng) 257017)

K型管節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力及其對(duì)應(yīng)力集中系數(shù)的影響

蒙占彬1,2

(1.中國(guó)石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,山東青島 266580；2.勝利油田鉆井工藝研究院,山東東營(yíng) 257017)

采用有限元軟件ANSYS,以K型管節(jié)點(diǎn)為研究對(duì)象,利用生死單元技術(shù),模擬焊接過(guò)程和退火處理過(guò)程,研究管節(jié)點(diǎn)的焊接殘余應(yīng)力,得到焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)的分布。分別對(duì)考慮焊接殘余應(yīng)力與不考慮焊接殘余應(yīng)力而只考慮焊縫對(duì)結(jié)構(gòu)影響的管節(jié)點(diǎn)模型施加軸向載荷,計(jì)算這兩種模型的熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù),得到焊接殘余應(yīng)力對(duì)管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)的影響。結(jié)果表明:對(duì)焊接管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行退火處理可以顯著降低焊接殘余應(yīng)力,降低發(fā)生變形和斷裂失效的風(fēng)險(xiǎn),大幅度提高管節(jié)點(diǎn)的安全性能；管節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)中熱點(diǎn)位置及熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)與尺寸參數(shù)、載荷類型、加載方式、焊縫結(jié)構(gòu)等有關(guān)。

K型管節(jié)點(diǎn)；焊接殘余應(yīng)力；退火處理；應(yīng)力集中系數(shù)

管節(jié)點(diǎn)的主要作用就是傳遞支管的負(fù)載給主管,由于匯交于節(jié)點(diǎn)的各圓管交線處應(yīng)力狀態(tài)非常復(fù)雜,往往造成局部高應(yīng)力,導(dǎo)致裂紋出現(xiàn),引起結(jié)構(gòu)失效[1]。應(yīng)力集中系數(shù)是評(píng)價(jià)管節(jié)點(diǎn)安全的重要參數(shù),把節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中最大的點(diǎn)稱為熱點(diǎn),相應(yīng)的最大應(yīng)力值稱為熱點(diǎn)應(yīng)力。對(duì)于海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的管節(jié)點(diǎn)破壞往往發(fā)生在管節(jié)點(diǎn)焊縫處,對(duì)于管節(jié)點(diǎn)焊接結(jié)構(gòu),由于焊接過(guò)程中不均勻的加熱與冷卻將導(dǎo)致殘余應(yīng)力和殘余變形的產(chǎn)生[2-3],而目前管節(jié)點(diǎn)承載能力的計(jì)算都只是考慮了局部幾何形狀因素引起的應(yīng)力集中系數(shù),筆者基于熱彈塑性理論,考慮材料的力學(xué)性能隨溫度的變化,通過(guò)有限元方法數(shù)值模擬焊接殘余應(yīng)力,分析其對(duì)管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中的影響。在此基礎(chǔ)上,分別建立K型間隙節(jié)點(diǎn)和搭接節(jié)點(diǎn)模型,研究其在相同載荷作用下應(yīng)力分布形式的異同。

1 焊接殘余應(yīng)力

考慮到焊接過(guò)程模擬的高度非線性以及計(jì)算量等因素[4],假設(shè):管節(jié)點(diǎn)的所有外邊界僅與空氣發(fā)生對(duì)流換熱,將輻射換熱的影響折算到對(duì)流換熱中,而不單獨(dú)考慮；忽略熔池內(nèi)部的化學(xué)反應(yīng)和攪拌、對(duì)流等現(xiàn)象；忽略焊條與母材材料的不一致性,采用隨溫度變化的熱物性參數(shù)；忽略缺陷和裂紋的形成；環(huán)境溫度為室溫25℃。

由于金屬材料物理和力學(xué)性能隨溫度變化而變化,特別是對(duì)焊接加熱高溫區(qū)。為了準(zhǔn)確計(jì)算焊接的殘余應(yīng)力,通過(guò)mptemp和mpdata命令建立材料隨溫度變化的參數(shù)庫(kù),給出了具有代表性的6個(gè)特征溫度下的材料性能參數(shù)值,其余溫度下的值則是通過(guò)線性插值求得,給定溫度范圍之外的則由外推法求得。

1.1 溫度場(chǎng)數(shù)值模擬

如圖1所示為K型管節(jié)點(diǎn)幾何參數(shù),其中,D、d分別為主管外徑和支管外徑,δ1、δ2分別為主管、支管壁厚,α為支管軸線與主管軸線交角,g為支管之間的間隙,L為管段長(zhǎng)度。

圖1 K型管節(jié)點(diǎn)的幾何參數(shù)Fig.1 Geometric parameters of K-joint

K型管節(jié)點(diǎn)有限元分析模型幾何參數(shù)為D= 273.1 mm,d=141.3 mm,δ1=25.4 mm,δ2=19.1 mm,L=5911 mm,L1=2466 mm,L2=2044 mm,α1= α2=45°。其中,L1、L2分別為兩支管長(zhǎng)度。

采用三維熱分析單元solid70建立模型如圖2所示?？紤]到焊接區(qū)及其附近存在著較大的溫度梯度,為了保證精度又節(jié)省計(jì)算機(jī)時(shí),在焊縫及其附近區(qū)域單元?jiǎng)澐州^密,管體其他部位網(wǎng)格劃分較稀,整個(gè)模型的節(jié)點(diǎn)數(shù)為62774,單元數(shù)為45445,焊縫區(qū)752個(gè)單元。

圖2 K型管節(jié)點(diǎn)溫度場(chǎng)有限元模型Fig.2 FEM model of K-joint for temperature field analysis

焊接溫度場(chǎng)求解過(guò)程中采用單元生死技術(shù)模擬熱源移動(dòng)和焊料填充,將每一個(gè)載荷步劃分為若干個(gè)時(shí)間步,由于焊接升溫和冷卻的初始階段溫度變化較大,采用歐拉向后時(shí)間積分法以改善收斂和提高精度,在每一時(shí)間步上使用修正的Newton-Raphson迭代法進(jìn)行平衡迭代,時(shí)間步長(zhǎng)在焊接開(kāi)始和冷卻開(kāi)始時(shí)取值較小,一般為0.1 s,計(jì)算得到的焊接過(guò)程中管節(jié)點(diǎn)的瞬態(tài)溫度分布如圖3所示。圖4為焊縫區(qū)某點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線(0≤t≤800 s),描繪了在焊接瞬間溫度迅速升高然后自然冷卻至室溫的整個(gè)過(guò)程。

1.2 焊接應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值模擬

構(gòu)件由于焊接產(chǎn)生的內(nèi)應(yīng)力為焊接應(yīng)力,按作用時(shí)間可以分為焊接瞬時(shí)應(yīng)力和焊接殘余應(yīng)力。焊接后殘留在構(gòu)件內(nèi)的焊接應(yīng)力稱為焊接殘余應(yīng)力。管節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力的有限元模型與焊接溫度場(chǎng)數(shù)值模擬的有限元模型相同,將溫度場(chǎng)計(jì)算得到的各時(shí)刻每個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度保存在熱分析結(jié)果文件中,重新進(jìn)入ANSYS前處理器,在應(yīng)力場(chǎng)分析時(shí)將溫度作為體載荷對(duì)應(yīng)施加于各節(jié)點(diǎn)。將熱分析單元轉(zhuǎn)換為對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)分析單元,輸入材料隨溫度變化的力學(xué)性能參數(shù),設(shè)置結(jié)構(gòu)的力學(xué)邊界條件,然后將溫度場(chǎng)計(jì)算的各個(gè)時(shí)刻節(jié)點(diǎn)溫度作為體載荷讀入?？紤]到焊接和冷卻過(guò)程中材料溫度變化,材料的力學(xué)性能也將隨之發(fā)生變化,選用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化模型,它使用一個(gè)雙線性來(lái)表示應(yīng)力應(yīng)變曲線,所以有兩個(gè)斜率:彈性斜率和塑性斜率,需要輸入屈服應(yīng)力和切線斜率。設(shè)定了6條不同溫度下的材料性能曲線(圖5),而其他溫度則采用插值方法求解。

圖3 焊接過(guò)程中溫度場(chǎng)分布Fig.3 Distribution of temperatuer field during welding

圖4 焊縫區(qū)某節(jié)點(diǎn)溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.4 Variation of some node temperature in welding area

圖5 不同溫度下管材本構(gòu)關(guān)系Fig.5 Stress-strain curve under different temperatures

圖6所示為管節(jié)點(diǎn)焊接后的殘余應(yīng)力分布。由圖6可以看出:焊縫區(qū)及附近存在著高達(dá)400 MPa的焊接殘余應(yīng)力,其最大值超過(guò)了材料的屈服強(qiáng)度；離開(kāi)焊縫區(qū)后,焊接殘余應(yīng)力迅速衰減。

圖6 管節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力分布Fig.6 Distrubition of welding residual stress

焊接殘余應(yīng)力的存在降低了管節(jié)點(diǎn)的承載能力和抗腐蝕能力,且會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)早期失效,嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的使用壽命。因此,通常采用焊后熱處理,也稱去應(yīng)力退火。退火是將金屬緩慢加熱到一定溫度,保持足夠時(shí)間,然后以適宜速度冷卻(緩慢冷卻或控制冷卻)的一種金屬熱處理工藝。焊接使材料在拉應(yīng)力區(qū)受拉伸而發(fā)生屈服,壓應(yīng)力區(qū)則相應(yīng)被壓縮,退火時(shí),發(fā)生蠕變而出現(xiàn)應(yīng)力松弛。構(gòu)件退火的理想溫度曲線如圖7所示。計(jì)算時(shí)設(shè)定退火溫度650℃,升溫時(shí)間為5 h,保溫4 h后,再用4 h的時(shí)間將溫度降至室溫。退火處理后管節(jié)點(diǎn)殘余應(yīng)力分布如圖8所示。由圖8可以看出,焊接殘余應(yīng)力的分布與退火前基本一致,但最大殘余應(yīng)力從退火前的408.407 MPa顯著降低至退火后的32.516 MPa,說(shuō)明退火處理能大幅度降低焊件的焊接殘余應(yīng)力,焊接結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形和裂紋的可能性也將大大減少。

圖7 焊后熱處理的溫度與時(shí)間關(guān)系Fig.7 Relationship between temperature and time for annealing treatment

圖8 退火后管節(jié)點(diǎn)焊接殘余應(yīng)力Fig.8 Distribution of welding residual stress after annealing treatment

2 K型管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)

2.1 有限元模型

管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)的計(jì)算可以采用數(shù)值方法或者試驗(yàn)方法[5],通過(guò)與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),數(shù)值方法具有較高的準(zhǔn)確性并且成本較低,因此被廣泛使用[6-8]。管節(jié)點(diǎn)有限元模型的建立沒(méi)有統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn),其單元類型的選擇取決于管節(jié)點(diǎn)的形式與研究?jī)?nèi)容。根據(jù)DNV規(guī)范,可以選用實(shí)體三維單元或者帶有厚度的殼體單元來(lái)分析。選用殼單元能減小計(jì)算的存儲(chǔ)空間、縮短運(yùn)算時(shí)間,但建模是采用其中面軸線,因此在結(jié)構(gòu)不連續(xù)位置往往模擬效果不理想,如弦、撐桿相交處的焊縫,其影響會(huì)被忽略,導(dǎo)致不能精確地對(duì)焊縫處不連續(xù)的幾何特征進(jìn)行模擬,也不能對(duì)焊縫處原本是復(fù)雜的三維的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行描述。而采用三維實(shí)體單元?jiǎng)t可以克服這些缺點(diǎn),本文采用三維實(shí)體單元solid185,單元通過(guò)8個(gè)節(jié)點(diǎn)來(lái)定義,每個(gè)節(jié)點(diǎn)有3個(gè)沿著xyz方向平移的自由度。為提高分析結(jié)果的準(zhǔn)確性同時(shí)盡量減少分析計(jì)算時(shí)間,在幾何不連續(xù)、應(yīng)力梯度大的主、支管交界處對(duì)網(wǎng)格細(xì)化加密,而在遠(yuǎn)離交界處則對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行稀松處理,有限元模型如圖9所示。其尺寸參數(shù)與焊接殘余應(yīng)力分析模型一致。

圖9 K型管節(jié)點(diǎn)有限元模型Fig.9 FEM model of K-joint

2.2 應(yīng)力場(chǎng)分析

管節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù)定義為熱點(diǎn)應(yīng)力和名義應(yīng)力的比值,對(duì)于承受軸向力、平面內(nèi)彎矩和平面外彎矩等基本載荷作用的K節(jié)點(diǎn),其名義應(yīng)力[5,9]表示為

式中,σn,AX、σn,IPB和σn,OPB分別為K節(jié)點(diǎn)在軸向力、平面內(nèi)彎矩和平面外彎矩作用下的名義應(yīng)力；F、Mi和Mo分別為軸向力、平面內(nèi)彎矩和平面外彎矩；d和δ2分別為支管的直徑和壁厚。

管節(jié)點(diǎn)的熱點(diǎn)應(yīng)力記為σHSS,相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力集中系數(shù)fSCF定義為

設(shè)定施加在支管末端的載荷為名義應(yīng)力為單位1時(shí)的載荷,這樣所得到的最大應(yīng)力即為應(yīng)力集中系數(shù),因此:

僅選取K型管節(jié)點(diǎn)承受軸向載荷進(jìn)行分析試算,將主管兩端和其中一個(gè)支管的端部固結(jié),在另外一個(gè)支管的端部施加軸向拉力,如圖9所示。通過(guò)計(jì)算將名義應(yīng)力設(shè)定為1 MPa,這樣得到的熱點(diǎn)應(yīng)力數(shù)值便與應(yīng)力集中系數(shù)相等,計(jì)算結(jié)果如圖10所示?？梢钥闯?主管最大應(yīng)力集中系數(shù)(3.163)和支管最大應(yīng)力集中系數(shù)(2.17)都出現(xiàn)在冠點(diǎn)。

圖10 軸向載荷下K型管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布Fig.10 Distribution of stress for K-joint under axial load

2.3 焊接殘余應(yīng)力的影響

對(duì)2種K型管節(jié)點(diǎn)模型進(jìn)行了應(yīng)力分析。第一種模型考慮焊接殘余應(yīng)力,即對(duì)該模型進(jìn)行焊接過(guò)程模擬并進(jìn)行退火處理,對(duì)退火處理完成后的模型施加載荷與約束；第二種模型不考慮焊接殘余應(yīng)力,不模擬焊接過(guò)程和退火處理過(guò)程,只在主管與支管連接處建立焊縫結(jié)構(gòu),考慮焊縫對(duì)管節(jié)點(diǎn)幾何連續(xù)性的影響。兩種模型具有相同的尺寸參數(shù),承受相同的載荷與約束,即主管兩端為固定約束,兩支管分別承擔(dān)名義應(yīng)力為100 MPa的軸向拉力。計(jì)算得到K型管節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布如圖11所示。由圖11可以看出,兩種模型應(yīng)力分布基本一致,最大應(yīng)力出現(xiàn)位置也基本相同,對(duì)于考慮焊接殘余應(yīng)力模型其熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)為3.52(圖11(a)),而不考慮焊接殘余應(yīng)力其熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)為3.23(圖11(b)),兩者相差不大,可以認(rèn)為焊接殘余應(yīng)力對(duì)應(yīng)力集中系數(shù)影響不大。因此,在對(duì)K型管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)力集中分析時(shí),可以只考慮焊縫的存在造成的結(jié)構(gòu)影響而忽略焊接殘余應(yīng)力的影響。對(duì)比圖11(b)與圖10可以發(fā)現(xiàn),由于兩種模型的尺寸參數(shù)和加載方式有所不同,雖然兩者均承受軸向載荷,其熱點(diǎn)位置與熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)并不一致。

圖11 焊接殘余應(yīng)力對(duì)應(yīng)力集中系數(shù)的影響Fig.11 Influence of welding residual stress on stress concentration factor

3 結(jié) 論

(1)利用生死單元技術(shù)可以比較準(zhǔn)確模擬K型管節(jié)點(diǎn)焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng),焊接將產(chǎn)生很大的殘余應(yīng)力,甚至超過(guò)材料的屈服極限,嚴(yán)重威脅結(jié)構(gòu)的安全和使用壽命。

(2)對(duì)焊接管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行退火處理可以顯著降低焊接殘余應(yīng)力,降低了發(fā)生變形和斷裂失效的風(fēng)險(xiǎn),大幅度提高管節(jié)點(diǎn)的安全性能,在對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行焊接殘余應(yīng)力模擬分析時(shí)必須考慮退火處理。

(3)對(duì)K型管節(jié)點(diǎn)進(jìn)行應(yīng)力集中分析時(shí)可以只考慮焊縫的存在造成的結(jié)構(gòu)影響而忽略焊接殘余應(yīng)力的影響。

(4)管節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)非常復(fù)雜,熱點(diǎn)位置及熱點(diǎn)應(yīng)力集中系數(shù)與尺寸參數(shù)、載荷類型、加載方式、焊縫結(jié)構(gòu)等有關(guān),單一模型無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè),需要綜合考慮各種因素進(jìn)行系統(tǒng)性分析。

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(編輯 沈玉英)

Welding residual stress of K-joint and its influence on stress concentration factor

MENG Zhan-bin1,2

(1.College of Electromechanical Engineering in China University of Petroleum,Qingdao 266580,China；
2.Drilling Technology Research Institute of Shengli Oilfield,Dongying 257017,China)

Using the finite element software ANSYS,taking K-joints as the study object,numerial simulation was performed for the welding process and the annealing process using the birth-death element technology.The welding residual stress of the managed node was studied and the distributions of welding temperature field and stress field were obtained.The axial loads were applied on two different K-joint models,one with welding residual stress and the other without welding residual stress while just considering the influence of welding seam on the K-joint.The stress concentration factors of these two models were calculated and the influence of the welding residual stress on stress concentration factor was obtained.The results show that the welding residual stress is reduced significantly using annealing process,the risk of deformation and fracture failure is reduced,and the safety performance of the managed node is greatly improved.The structure stress state is very complex,and the hot spot location and the hot spot stress concentration factor are related to size parameters,load type,loading mode,the welding seam structure.

K-joint；welding residual stress；annealing treatment；stress concentration factor

TE 952

A

1673-5005(2013)02-0130-05

10.3969/j.issn.1673-5005.2013.02.022

2012-12-04

中國(guó)石化集團(tuán)重點(diǎn)科技攻關(guān)課題(P08032)

蒙占彬(1979-),男,工程師,博士研究生,從事海洋工程裝備研究。E-mail:zjymzb@163.com。