葛華，黃海濱，蔣毅，張碩，曹宇光，司偉山

(1.國家管網集團西南管道有限責任公司，成都 610041;2.中國石油大學(華東)，山東 青島 266580)

0 前言

隨著中國對石油天然氣的日益增加，到2020年底中國已建成14.4萬公里油氣長輸管道，天然氣管道里程占據主要部分，管道作為長距離輸送石油和天然氣的載體，主要服役于能源運輸。長輸管道建設離不開管道的焊接技術，合理的焊接技術對保證長距離輸送油氣管道的質量具有重要意義。管道由于焊接不均勻熱輸入產生的焊接殘余應力，導致容易應力腐蝕開裂、降低構件剛度、影響疲勞強度等負面影響。研究管道焊接接頭殘余應力分布對指導管道焊接工藝與提高焊接質量具有重要意義。Tejc等人[1]對X65管道焊接過程中的熱效應進行了熱冶金和力學分析，研究不同焊接順序對管道焊接殘余應力的影響。Obeid等人[2]采用基于Goldak雙橢球熱流分布的移動熱源模型，對流換熱和輻射換熱邊界被考慮其中，分析堆焊層和環(huán)焊縫內襯管道熱等溫線和殘余應力分布。Sun等人[3]建立高強鋼NVE690材料焊件有限元模型，模擬焊接構件的溫度場、殘余應力和變形，分析了組合熱源對模擬高溫電弧焊接溫度場的優(yōu)勢，隨后設置不同熱輸入參數，分析焊接殘余應力和應變的變化情況，優(yōu)化了數值模擬方法。Yaghi等人[4]以P91高等級鋼管道為研究對象，從抗蠕變能力和降低焊接殘余應力提高抗蠕變能力角度出發(fā)，采用有限元方法模擬了經焊后熱處理工藝處理的P91管道焊接殘余應力。Sidorov[5]研究了直徑為530 mm的低合金鋼不同厚度管道環(huán)焊縫殘余應力的分布，利用X射線衍射法測量了管道的焊接殘余應力。

基于熱彈塑性有限元方法，研究管道焊接殘余應力。由于焊接過程的復雜性，部分研究對焊接過程中的影響因素考慮不足，包括焊接層數和熱處理工藝對焊接殘余應力的影響。文中以中緬天然氣管道黔西晴隆段為背景，采用ABAQUS有限元方法，利用生死單元技術，模擬不同焊接層數下的管道環(huán)縫焊接和焊接后熱處理過程，考察熱處理前后殘余應力的分布變化規(guī)律。

1 試驗方法

試驗選擇服役于中緬天然氣運輸的X80管道，其直徑為1 016 mm，厚度為12.8 mm，設計壓力為10 MPa。施焊時采用6層6道焊接方法對管道進行焊接，具體的坡口形式及焊道布置如圖1所示。根焊使用手工電弧焊，采用ER70S-G實心焊絲，其他焊道使用半自動電弧焊，采用E81T8藥芯焊絲，其化學成分見表1。焊接前對坡口預熱到100～150 ℃，層間冷卻溫度需要保持在100～200 ℃，具體的焊接工藝參數見表2。

圖1 坡口形式及焊道布置

表1 焊絲化學成分(質量分數，%)

表2 6層6道焊接工藝參數

2 數值模擬方法

2.1 幾何模型與網格劃分

由于測量焊接殘余應力前已剔除了焊縫余高，文中建立不含焊縫余高的三維有限元管道模型。為了平衡三維模型的計算效率和精度，根據管道結構的對稱性采用1/2管道網格模型。模型總長為2 000 mm，針對研究X80管道對接接頭的焊接殘余應力分布，故將焊縫區(qū)附近的網格加密，距離焊縫中心較遠的區(qū)域劃分相對稀疏，網格數量為163 976，節(jié)點數為213 511，有限元管道模型如圖2所示。保證網格劃分尺寸一致，對6層6道焊接的焊道進行合并，形成4層4道焊接與單層單道焊接的焊道，具體為：4層焊接是將根焊1和蓋面焊6作為獨立的焊道，2，3合并成一個焊道，4，5合并成一個焊道；單層焊接是將1，2，3，4，5，6合并成一個整體焊道。不同焊接方式的具體焊道布置如圖3所示。

圖2 管道有限元模型

圖3 焊道合并方式

2.2 材料性能參數

模擬計算時，假設焊縫金屬和母材具有相同的材料屬性。參考劉陽等人[6]給出的X80管道的材料熱物理參數，考慮到某些溫度下的部分參數仍未確定，采用插值法計算中間溫度區(qū)間的材料屬性，采用外推法計算高溫時的材料屬性，不同溫度下X80管線鋼的材料熱物理參數曲線如圖4所示。

圖4 管道鋼材料熱物理參數

2.3 焊接熱源及邊界條件

雙橢球熱源能夠較好地還原真實的焊接熔池，更加接近真實的焊接情況，廣泛應用于焊接數值模擬，前半部分橢球內熱流密度分布為：

(1)

后半部分橢球內熱流密度分布為：

(2)

式中：qf(x,y,z)和qr(x,y,z)表示點(x,y,z)在t時刻的前、后熱流量；af和ar分別是熱源熔池前后半橢球的半軸長度；b和c分別表示熔池的寬度和深度；ff和fr分別為前后半橢球的能量分配系數，雙橢球熱源分布模型如圖5所示。

圖5 雙橢球形熱源分布模型

焊接過程綜合考慮對流換熱和輻射換熱的邊界條件，熱源效率(焊件輸入能量與焊接電弧總功率的比值)η設置為0.8，對流換熱系數λ取10 W/(m2·℃)，輻射率取為0.8，初始條件為20 ℃的環(huán)境溫度；力學邊界條件不能輕易限制某個面或某條線的自由度，即限制結構在x，y，z3個方向的位移和轉動6個自由度，否則會影響到降低應力場的模擬精度，因此采用三節(jié)點法添加約束條件[7]。

2.4 焊接熱源參數

文中采用多層多道焊接工藝[8-9]，在Zhao等人[10]對X80管道焊接數值模擬的研究基礎之上，利用ABAQUS軟件模擬6層6道焊接。為了研究管壁厚度一定，隨焊接層數增加，管道內外表面環(huán)向和軸向焊接殘余應力的變化趨勢，進一步模擬相同壁厚條件下單層單道焊接和4層4道焊接，與6層6道焊接進行了對比。

焊縫熔池區(qū)域的熱輸入是一個急劇增加的過程，層間冷卻溫度需要保持在100～200 ℃之間提供一個相對穩(wěn)定的熱條件[9,11]。為了能夠使焊料在焊接過程中熔透，需要考慮不同種焊接工藝下的熱輸入分配。合理分配合并后焊道的熱輸入是進行數值模擬計算的一個關鍵問題。為了獲取4層焊接和單層焊接中焊道的熱輸入，需要利用試算法[12]對合并后的焊道的熱輸入進行修正。具體方法為根據合并焊道面積進行熱輸入模擬試算，得出產生合理熔池溫度時的雙橢球熱源形貌參數。表3中焊層2，3與4，5代表4層焊接中合并的焊道；1～6代表單層焊接中合并的整體焊道。

表3 各層焊道橢球熱源參數

2.5 焊接后熱處理

為了降低管道在焊接過程中產生的焊接殘余應力，應進行焊接后熱處理。焊接后熱處理主要分為3個階段，分別是升溫階段、保溫階段和冷卻階段。升溫速度、保溫溫度、保溫時間和冷卻速度等均需要符合GB 50236—2011《現場設備、工業(yè)管道焊接工程施工質量驗收規(guī)范》的具體要求；熱處理升溫過程中溫度均勻上升直至達到恒溫溫度600 ℃，繼續(xù)采用均勻降溫的方式進行冷卻，且冷卻速度不超過260 ℃/h，6層6道焊接后熱處理溫度曲線如圖6所示。

圖6 管道環(huán)焊縫熱處理工藝曲線

2.6 模型驗證

為了驗證管道環(huán)縫焊接殘余應力數值模擬結果的可靠性，文中用GB/T 3395—2013《殘余應力測試方法鉆孔應變釋放法》中的盲孔法測量管道的焊接殘余應力，對管道焊縫外表面進行打磨，粘貼直角應變花，進行焊接殘余應力測量。待測管道直徑為1 016 mm，厚度為12.8 mm，為降低焊接殘余應力測試結果誤差，待測鋼管的長度一般約為兩倍的直徑，因此取長度2 m的管線鋼進行測量，測試位于垂直管道外表面焊縫的直線上，以焊縫為中心，每25 mm取一點進行鉆孔測量。將盲孔法測得的殘余應力與數值模擬計算所得的殘余應力進行對比，對比結果如圖7所示。由圖7焊接殘余應力模擬結果與測量結果對比可知，試驗測量值與6層6道焊接數值模擬值的分布規(guī)律相似，且在數值誤差上符合模擬精度，驗證了數值模型的可靠性。

圖7 殘余應力數值模擬結果和測量結果對比

3 管道焊接應力場數值模擬

由焊接不均勻熱輸入導致的焊接殘余應力屬于熱—結構耦合分析范疇，其中熱—結構耦合可分為2種形式：順序耦合法和直接耦合法。順序耦合法較直接耦合法在計算效率上大大提升，因此采用順序耦合法。

3.1 焊縫截面殘余應力分布云圖

根據圖8比較3種焊接數值模擬下焊縫截面的等效殘余應力分布云圖可知，熱處理前，單層單道焊接管道外表面局部高應力區(qū)域的分布寬度較6層6道焊接增大40.3 %，內表面局部高應力區(qū)域的分布寬度較6層焊接增大69.2 %，對管道的安全運行影響較大；4層4道焊接與6層6道焊接的環(huán)焊縫截面等效應力分布相近，且焊縫處高應力區(qū)分布形狀接近，但6層焊接的坡口下端區(qū)域應力值低于4層焊接。其中，6層焊接環(huán)焊縫截面的等效殘余應力整體呈現拉應力，主要分布在焊縫、熱影響區(qū)和與熱影響區(qū)臨近的母材區(qū)域，峰值拉應力為530 MPa，應力數值沿管道軸線方向逐漸降低，在遠離焊縫的母材區(qū)域，其應力值遠小于焊縫接頭處，這是因為焊接溫度梯度導致焊接殘余應力的產生，且焊接接頭處的溫度梯度遠大于遠離焊縫的母材區(qū)域。

圖8 熱處理前后管道環(huán)焊縫截面等效應力分布

經過焊接后熱處理，6層6道焊接工藝下管道環(huán)焊縫截面高應力區(qū)域的數值整體降低，但局部高應力區(qū)域呈現擴大的現象，這是因為管線鋼在熱循環(huán)處理時的蠕變效應，使管道進入應力松弛狀態(tài)[13]。

圖9為6層6道焊接下應力變化過程。圖9a為6層6道焊接下管道焊縫截面的軸向應力變化過程。從圖中可以看出當焊接層數增加時，高應力會聚集在焊縫下方第2個焊道，并且在焊完第6層后達到軸向應力最大值，峰值應力為317 MPa。每當焊接一層時，其下方焊道的軸向應力會整體下降，這是因為熔化的焊料會對下方的焊道進行緩冷，從而達到降低下方焊道軸向應力的效果；圖9b為焊縫截面的環(huán)向應力變化過程。從圖中可以看出當焊接層數增加時，高應力會聚集在焊縫上方第5個焊道，同樣在焊完第6層后達到環(huán)向應力最大值，峰值應力為420 MPa。環(huán)向拉應力存在于焊縫區(qū)，但是會隨著距離焊縫中心距離的增加又變?yōu)榄h(huán)向壓應力。每當焊接一層時，下方的環(huán)向拉應力區(qū)域的寬度逐漸變小，這是因為焊縫下方焊道距離熱源較遠，在冷卻收縮作用下使得下方焊道的部分拉應力變?yōu)閴簯Α?/p>

圖9 6層6道焊接下應力變化過程

3.2 管道環(huán)縫焊接殘余應力曲線

選取管道內表面垂直于焊縫中心線方向、外表面垂直于焊縫中心線方向提取殘余應力數據，繪制管道環(huán)焊縫內、外表面殘余應力分布曲線[8]。其中，熱處理前后管道外表面的殘余應力分布曲線如圖10所示，內表面的殘余應力分布曲線如圖11所示。

圖10 熱處理前管道外表面焊接殘余應力分布

圖11 熱處理前管道內表面焊接殘余應力分布

根據圖10a對比3種焊接模擬下熱處理前后管道外表面的環(huán)向殘余應力分布曲線可知，在管道厚度一定時，隨著焊接層數的增加，環(huán)向殘余應力整體降低，但分布趨勢不發(fā)生改變,由拉應力變?yōu)閴簯Α?種焊接模擬下的應力峰值均出現在熔合線附近，6層6道焊接的應力峰值為441 MPa，較單層單道焊接減少93 MPa,減小幅度為21.1%，較4層4道焊接減小2.4 %，說明焊接層的增加可以改善環(huán)向殘余應力，這是因為前焊層為后焊層做預熱，后焊層為前焊層做緩冷，從而降低殘余應力；從圖10b可以看出，4層與6層焊接的軸向應力分布規(guī)律基本一致，但單層焊接變化明顯，始終為壓應力。其中，6層焊接的管道外表面焊縫中心處出現較大的軸向壓應力，數值為94 MPa，且壓應力隨著距離的增加急劇下降，進而轉為拉應力，且過了熔合線位置，應力減小速率減緩。這是環(huán)焊縫徑向和軸向冷卻收縮，從而導致管壁撓曲變形的結果。6層6道焊接的最大拉應力出現在熔合線附近，數值為167 MPa，較單層焊接減少31 MPa，減小幅度為18.6%，較4層焊接減小5.4%。

根據圖11對比3種焊接模擬下熱處理前后管道內表面的殘余應力分布曲線可知，熱處理前，環(huán)向殘余應力與軸向殘余應力分布規(guī)律基本一致，但在應力數值上隨層數的增加而整體降低。其中，6層6道焊接的內表面環(huán)向應力峰值為407 MPa，較單層單道焊接減少148 MPa，減小幅度為26.7%，較4層4道焊接減小6.5%；軸向應力峰值為198 MPa，較單層焊接減少154 MPa，減小幅度為43.8%，較4層焊接減小7.1%，這說明焊接層數增加對內表面的軸向應力改善情況優(yōu)于環(huán)向應力。

圖12為6層6道焊接熱處理前后管道外表面的應力分布曲線。通過對比可知，熱循環(huán)處理不改變管道外表面的環(huán)向、軸向殘余應力的分布規(guī)律。其中，外表面環(huán)向應力峰值降為251 MPa，減小幅度為43.1%；軸向應力峰值降為83 MPa，減小幅度為51.5%，這說明熱處理對外表面的軸向應力大小有較明顯的減小作用。

圖12 6層6道焊接熱處理前后外表面應力分布

圖13為6層6道焊接工藝經過熱處理后管道內表面的應力分布曲線。內表面的環(huán)向、軸向殘余應力峰值明顯減少，但殘余應力的分布規(guī)律不變。環(huán)向應力峰值降為142 MPa，減小幅度為65.1%；軸向應力峰值降為102 MPa，減小幅度為48.5%，這說明熱處理對內表面的環(huán)向應力大小有較明顯的減小作用。

圖13 6層6道焊接熱處理前后內表面應力分布

4 結論

(1)隨著焊接層數的增加，焊縫截面高應力區(qū)域的殘余應力大小整體下降；管道內、外表面的環(huán)向應力分布規(guī)律整體表現為由拉應力變?yōu)閴簯?，與4層、6層焊接不同，單層焊接管道外表面的軸向應力始終為壓應力；焊接層數的增加對內表面的軸向應力改善情況優(yōu)于環(huán)向應力，而外表面的軸向應力減小幅度與環(huán)向應力相近。

(2)焊接過程產生的較高殘余應力分布在焊接接頭處，且應力數值沿管道軸線方向逐漸降低。管道內、外表面的環(huán)向應力由拉應力逐漸減小，變成壓應力；外表面的軸向應力由壓應力逐漸減小，變成拉應力。管道經過焊接后熱處理，殘余應力明顯下降，但管道內外表面的環(huán)向、軸向應力分布規(guī)律不發(fā)生改變。