李 琴,唐崇堯,常維純,,郭 旭,李德杰,徐兆東

(1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，成都 610500；2.中國(guó)石油管道科技研究中心，廊坊 065000；3.中國(guó)石油管道大連輸油氣分公司，大連 116300)

0 引 言

X80鋼管道是目前天然氣輸送的常用管道，在服役過(guò)程中管道如破損，需要進(jìn)行修復(fù)，方法之一是采用B型套筒焊接修復(fù)，焊接過(guò)程中因熱量散失焊縫和套筒熱影響區(qū)的溫度會(huì)發(fā)生變化[1]，焊接后焊接接頭中存在焊接殘余應(yīng)力[2]。殘余應(yīng)力過(guò)大會(huì)使管道和焊縫產(chǎn)生變形，后期引發(fā)應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂、延遲開(kāi)裂等問(wèn)題，導(dǎo)致B型套筒的修復(fù)作用失去失效控制和補(bǔ)強(qiáng)功能，這也為管道新生破損、開(kāi)裂失效埋下隱患[3]。因此，減小焊接殘余應(yīng)力是焊接工程中的重要課題。

在B型套筒焊接過(guò)程中需對(duì)其兩端進(jìn)行多層多道環(huán)焊接，并對(duì)套筒自身進(jìn)行對(duì)接焊，其中兩端環(huán)焊接會(huì)同時(shí)對(duì)管道和套筒造成影響，可通過(guò)研究焊接工藝對(duì)焊接殘余應(yīng)力的影響來(lái)選取適合的焊接工藝，以降低環(huán)焊縫處的焊接殘余應(yīng)力，提高B型套筒的管道修復(fù)能力，消減焊接應(yīng)力隱患，降低事故發(fā)生概率。國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了諸多焊接工藝與管道套筒焊接殘余應(yīng)力的關(guān)系研究，例如：薛小龍[4]研究發(fā)現(xiàn)，在X65鋼管道套筒在役焊接修復(fù)過(guò)程中，隨著焊接時(shí)冷卻速率的增大，接頭中的焊接應(yīng)力逐漸增大，并最終導(dǎo)致管道中出現(xiàn)冷裂紋；王炳英[5]運(yùn)用SYSWELD軟件研究了X80鋼管道環(huán)向多層多道焊的殘余應(yīng)力分布特征，發(fā)現(xiàn)管道內(nèi)外壁的應(yīng)力相差不大，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在熱影響區(qū)，隨著焊接熱輸入的增大，環(huán)向和軸向殘余應(yīng)力增大，應(yīng)力分布保持一致；MA等[6]通過(guò)力學(xué)性能試驗(yàn)與壓力測(cè)試研究了X80鋼管道B型套筒在役焊接殘余應(yīng)力的分布特征，發(fā)現(xiàn)當(dāng)天然氣輸送壓力達(dá)到18.1 MPa時(shí)，管道由距表面約4 mm處開(kāi)始沿著軸向方向至環(huán)向焊縫處發(fā)生開(kāi)裂，裂紋主要分布在熱影響區(qū)，環(huán)向拉應(yīng)力是管道開(kāi)裂的重要誘因。此外，國(guó)內(nèi)外學(xué)者還對(duì)焊接電流、焊接速度等焊接工藝參數(shù)與管道套筒焊接殘余應(yīng)力的關(guān)系進(jìn)行了研究[7-10]。雖然目前已有諸多通過(guò)數(shù)值模擬預(yù)測(cè)管道套筒焊接殘余應(yīng)力分布特征的研究成果，但對(duì)X80鋼管道B型套筒兩端焊接順序與焊接殘余應(yīng)力的規(guī)律還缺少深入的研究。在實(shí)際現(xiàn)場(chǎng)中主要利用自動(dòng)焊機(jī)以熔化極活性氣體保護(hù)電弧(MAG)焊方法對(duì)X80鋼管道B型套筒進(jìn)行環(huán)焊，因此，作者基于X80鋼大管道與B型套筒間環(huán)焊縫的MAG焊熱源與本構(gòu)方程，建立焊接接頭的有限元模型，采用SYSWELD軟件研究左右兩端同時(shí)焊接、左右兩端交替焊接以及左右兩端先后焊接3種焊接順序下焊接接頭的殘余應(yīng)力分布，并通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證模擬的準(zhǔn)確性，同時(shí)分析焊接順序?qū)附託堄鄳?yīng)力的影響規(guī)律，以期為X80鋼管道B型套筒焊接修復(fù)作業(yè)提供一定的指導(dǎo)作用。

1 焊接模型

1.1 環(huán)焊縫焊接熱源與本構(gòu)方程

根據(jù)文獻(xiàn)[11-12]，X80鋼管道與B型套筒環(huán)焊縫焊接熱源的熱流密度分布函數(shù)為雙橢球熱源模型，焊接過(guò)程中熱量主要集中在施焊點(diǎn)首部，受焊絲不斷移動(dòng)影響而使傳熱距離變短，熱量逐漸向尾部擴(kuò)散，溫度變化較緩，首尾不同的溫度梯度與焊接時(shí)的焊絲前后溫度場(chǎng)分布情況相符合，雙橢球熱源模型的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

(1)

(2)

式中：qf，qr分別為焊接熱源模型前后半橢球的能量熱流體密度，W·mm-3；q0為焊接熱輸入，J·mm-1；f1，f2為雙橢球熱源模型函數(shù)前后部分的能量分布系數(shù)；a，b，c1，c2為熱源模型的幾何參數(shù)，mm。

焊接電弧的熱傳導(dǎo)過(guò)程可由以下數(shù)學(xué)式[13]表達(dá)：

(3)

式中：T為t時(shí)刻(x,y,z)點(diǎn)處的溫度，K；cT為比熱容，J·kg-1·K-1；λT為導(dǎo)熱系數(shù)，W·m-2·K-1；QT為單位體積的熱源能量，J·m-3；ρT為X80鋼的密度，kg·m-3。

焊接時(shí)環(huán)焊縫的溫度因熱傳導(dǎo)而發(fā)生變化，而熱彈塑性方法常用于研究溫度場(chǎng)分布與三維非線性彈塑性變形結(jié)合的復(fù)雜應(yīng)力問(wèn)題[14]，其本構(gòu)方程為

(4)

式中：{dε}E，{dε}P為彈性區(qū)域和塑性區(qū)域的應(yīng)變?cè)隽肯蛄?；{dε}e為彈性應(yīng)變?cè)隽肯蛄?；{dε}T為熱應(yīng)變?cè)隽肯蛄?；{dε}p為塑性應(yīng)變?cè)隽肯蛄俊?/p>

1.2 環(huán)焊縫焊接有限元模型

試驗(yàn)選取的管道和B型套筒材料均為X80鋼，管道規(guī)格為φ1 422 mm×30.8 mm，套筒規(guī)格為φ1 485.6 mm×30.8 mm。通過(guò)查閱GB/T 31032—2014焊接標(biāo)準(zhǔn)以及參考焊接的現(xiàn)場(chǎng)要求，套筒與管道之間保持不超過(guò)2 mm的安裝間隙，各焊道的寬度不超過(guò)10 mm，套筒與管道壁厚相同，以左右對(duì)稱(chēng)的徑向方向完成套筒兩側(cè)環(huán)向多層多道角焊縫焊接。試驗(yàn)環(huán)焊接焊縫結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，角焊縫的焊縫結(jié)構(gòu)由5道根焊、15道填充焊和2道蓋面焊組成，采用SYSWELD軟件繪制的管道套筒整體焊接模型如圖1(b)所示，焊接殘余應(yīng)力主要集中在接頭區(qū)域，焊接熱影響區(qū)主要分布在焊縫區(qū)周?chē)嚯x2～3 mm范圍內(nèi)，此區(qū)域的網(wǎng)格以0.1 mm尺寸密集劃分，邊界層網(wǎng)格增長(zhǎng)率為1.2。網(wǎng)格的單元總數(shù)為6 570 000個(gè)，其中焊縫處采取局部加密，網(wǎng)格數(shù)量為4 510 000個(gè)，具體的網(wǎng)格劃分情況如圖1(c)所示。

圖1 X80鋼管道B型套筒環(huán)焊接焊縫結(jié)構(gòu)以及焊接模型與有限元模型網(wǎng)格劃分示意

在采用MAG焊對(duì)X80鋼管道B型套筒進(jìn)行焊接時(shí)，焊接熱輸入會(huì)影響焊縫和熱影響區(qū)的組織與性能，焊接熱輸入Q的計(jì)算公式為

Q=60ηUI/v

(5)

式中：η為焊接熱效率；U為焊接電壓，V；I為焊接電流，A；v為焊接速度，mm·s-1。

焊接工藝參數(shù)如表1所示。

表1 焊接工藝參數(shù)

X80鋼管道B型套筒的焊接模型包含兩條環(huán)焊縫，假設(shè)兩條環(huán)焊縫的成形情況相同，焊縫結(jié)構(gòu)和焊縫有限元模型呈對(duì)稱(chēng)狀態(tài)。依據(jù)現(xiàn)場(chǎng)在役焊接標(biāo)準(zhǔn)，X80鋼管道B型套筒的焊接順序包括左右兩端同時(shí)焊接、左右兩端交替焊接以及左右兩端先后焊接3種焊接順序。不同焊接順序僅改變各焊道的起焊時(shí)間，不影響焊接溫度場(chǎng)。采用SYSWELD軟件分析不同焊接順序?qū)艿罋堄鄳?yīng)力場(chǎng)的影響。

2 模擬結(jié)果與試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 殘余應(yīng)力場(chǎng)

由圖2可知：3種焊接順序下管道套筒的焊接殘余應(yīng)力均以對(duì)稱(chēng)面為中心對(duì)稱(chēng)分布，并在管道外壁面距離蓋面焊道1.8～3 mm的熱影響區(qū)內(nèi)達(dá)到最大值；管道和套筒的熱影響區(qū)因受焊接熱作用而膨脹，從而導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生殘余拉應(yīng)力，管道和套筒熱影響區(qū)的拉應(yīng)力分別為418～428，296～310 MPa；焊縫處的殘余應(yīng)力低于271 MPa，遠(yuǎn)低于管道熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力，管道、套筒其他區(qū)域的殘余應(yīng)力為-172～40 MPa。不同焊接順序下熱影響區(qū)的殘余拉應(yīng)力變化幅度不超過(guò)14 MPa，表明焊接順序?qū)φw殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響較小。

圖2 不同焊接順序下X80鋼管道B型套筒Mises應(yīng)力云圖

由圖3可知，不同焊接順序下，管道左右兩端的殘余應(yīng)力分布基本一致。不同焊接順序下管道外壁的殘余應(yīng)力最大且為拉應(yīng)力，越靠近管道內(nèi)壁殘余應(yīng)力越小且多呈壓應(yīng)力狀態(tài)。管道起焊點(diǎn)附近的殘余應(yīng)力達(dá)到峰值，且左右兩端同時(shí)焊接時(shí)的殘余拉應(yīng)力峰值最大，為428 MPa。不同焊接順序下，套筒起焊點(diǎn)附近的殘余應(yīng)力達(dá)到峰值，且左右兩端同時(shí)焊接時(shí)的殘余拉應(yīng)力峰值最大，為268 MPa。套筒在起焊點(diǎn)區(qū)域存在-192～-82 MPa的壓應(yīng)力，套筒內(nèi)部拉壓應(yīng)力交替變化，分布為-27～133 MPa。除起焊點(diǎn)區(qū)域外，套筒沿壁厚方向的殘余應(yīng)力變化一致，即沿著外壁到內(nèi)壁逐漸降低。3種焊接順序下管道的最大拉應(yīng)力差值為10.3 MPa，僅為峰值應(yīng)力的2.4%，套筒的最大拉應(yīng)力差值為13 MPa，僅為峰值應(yīng)力268 MPa的4.8%，小于工程合理誤差范圍10%。由此可知，軸線方向上不同焊接順序?qū)艿篮吞淄矡嵊绊憛^(qū)殘余應(yīng)力沿壁厚方向分布情況的影響較小，左右兩端的殘余應(yīng)力分布基本相同，峰值殘余應(yīng)力所處位置一致。

圖3 不同焊接順序下X80鋼管道B型套筒的徑向應(yīng)力云圖

管道和套筒每個(gè)徑向截面的最大殘余拉應(yīng)力均位于同一環(huán)向方向上，取各徑向截面的最大殘余拉應(yīng)力進(jìn)行分析，分析方向?yàn)轫槙r(shí)針，且初始點(diǎn)為起焊點(diǎn)。由圖4可知：不同焊接順序下，套筒左右兩端環(huán)向外壁的最大殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)基本一致，距起焊點(diǎn)逆時(shí)針?lè)较?.5°～12°位置的拉應(yīng)力最大，約為268 MPa，左右兩端同時(shí)焊接套筒的最大殘余應(yīng)力與左右兩端交替焊接下的最大殘余應(yīng)力基本相近，左右兩端先后焊接下的最大殘余應(yīng)力波動(dòng)幅度略大，與另外兩種焊接順序下的最大殘余應(yīng)力相比，其變化范圍為5～15 MPa，僅為焊接接頭整體應(yīng)力水平的1.1%～3.5%；套筒在起焊點(diǎn)附近呈拉-壓-拉的應(yīng)力分布狀態(tài)，而遠(yuǎn)離起焊點(diǎn)區(qū)域的應(yīng)力平穩(wěn)且為拉應(yīng)力，平均最大拉應(yīng)力約為230 MPa。不同焊接順序下，管道左右兩端的最大殘余應(yīng)力變化趨勢(shì)和最大殘余應(yīng)力均相近，最大殘余應(yīng)力位于起焊點(diǎn)逆時(shí)針?lè)较?0°～15°區(qū)域，約為428 MPa，3種焊接順序下的最大殘余應(yīng)力變化為3～10 MPa，占整體應(yīng)力水平的0.7%～2.3%；起焊點(diǎn)外其他區(qū)域的最大殘余應(yīng)力相近，平均為405 MPa，均呈拉應(yīng)力狀態(tài)。3種焊接順序下套筒兩端徑向截面的最大殘余應(yīng)力變化較小，最大變化幅度為8 MPa，左右兩端的最大殘余應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，最大變化幅度為10 MPa。3種焊接順序下管道兩端徑向截面的最大殘余應(yīng)力相近，最大變化幅度為17 MPa，左右兩端的最大殘余應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，最大變化幅度為5 MPa。

圖4 不同焊接順序下管道和套筒徑向截面的最大殘余應(yīng)力分布曲線

2.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

采用有限元模擬中的工藝參數(shù)對(duì)相同規(guī)格的X80鋼管和B型套筒進(jìn)行環(huán)向多層多道角焊縫焊接。利用盲孔法[15]測(cè)其中一端角焊縫的殘余應(yīng)力，測(cè)試位置如圖5(a)所示，即俯視方位下環(huán)角焊縫的12點(diǎn)、11點(diǎn)、1點(diǎn)位置的套管焊趾和管壁連接焊趾處，其中，12點(diǎn)位置為上向焊的起焊點(diǎn)和滅弧點(diǎn)，11點(diǎn)位置為短路過(guò)渡的代表位置，1點(diǎn)位置為脈沖過(guò)渡的代表位置。測(cè)試結(jié)果如圖5(b)所示，與有限元模擬結(jié)果基本吻合，管道和套筒兩端最大殘余應(yīng)力的相對(duì)誤差較小，分別為5.67%和9.15%，驗(yàn)證了有限元模擬的準(zhǔn)確性。

圖5 試驗(yàn)測(cè)X80鋼管道B型套筒焊接殘余應(yīng)力的位置及分布曲線

2.3 焊接順序?qū)附託堄鄳?yīng)力分布的影響規(guī)律

以左右兩端同時(shí)焊接順序下的最大焊接殘余應(yīng)力為參考，假設(shè)左右兩端交替焊接、左右兩端先后焊接順序?qū)ψ畲蠛附託堄鄳?yīng)力的影響因子分別為x1，x2，基于變化規(guī)律相近的Polynomial方程[16]，3種焊接順序下最大殘余應(yīng)力之間的關(guān)系式為

(6)

(7)

式中：FA，F(xiàn)B，F(xiàn)C分別為左右兩端同時(shí)焊接、左右兩端交替焊接、左右兩端先后焊接3種焊接順序下的最大殘余應(yīng)力，MPa；C1，C2為常數(shù);m,n為多項(xiàng)式次數(shù)，均取1[16]。

運(yùn)用二元回歸分析法對(duì)圖4中管道、套筒左右兩端徑向截面的最大焊接殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到管道和套筒左右兩端殘余應(yīng)力方程的參數(shù)擬合結(jié)果如表2和3所示。

表2 左右兩端交替焊接順序下殘余應(yīng)力方程的參數(shù)擬合結(jié)果

表3 左右兩端先后焊接順序下殘余應(yīng)力方程的參數(shù)擬合結(jié)果

由此得到，左右兩端交替焊接、左右兩端先后焊接順序下的最大殘余應(yīng)力與左右兩端同時(shí)焊接順序下的最大殘余應(yīng)力的關(guān)系式為

FB=0.982FA+4.436

(8)

FC=0.979FA+7.522

(9)

可知，常數(shù)C1，C2占最大殘余應(yīng)力的比值很小，左右兩端交替焊接、左右兩端先后焊接順序?qū)ψ畲蠛附託堄鄳?yīng)力的影響因子分別為0.982和0.979，焊接順序的變化對(duì)最大焊接殘余應(yīng)力的影響低于2.1%，且左右兩端先后焊接順序?qū)ψ畲蠛附託堄鄳?yīng)力的影響程度最小。

3 結(jié) 論

(1) X80鋼管道B型套筒焊接接頭中的殘余應(yīng)力主要分布在管道和套筒的熱影響區(qū)，最大殘余應(yīng)力均位于外壁面距離蓋面焊道1.8～3 mm內(nèi)。

(2) 3種焊接順序下管道和套筒左右兩端的殘余應(yīng)力分布規(guī)律相近。左右兩端同時(shí)焊接順序下管道和套筒的峰值殘余應(yīng)力最大，均位于外壁起焊點(diǎn)附近，其數(shù)值分別為428，268 MPa。有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合，相對(duì)誤差小于9.15%，說(shuō)明可以通過(guò)有限元模擬預(yù)測(cè)焊接順序?qū)80鋼管道B型套筒焊接殘余應(yīng)力的影響。

(3) 由二元回歸分析法擬合得到，3種焊接順序?qū)ψ畲蠛附託堄鄳?yīng)力的影響低于2.1%，且左右兩端先后焊接順序?qū)ψ畲蠛附託堄鄳?yīng)力的影響程度最小，可知應(yīng)選用左右兩端先后焊接順序?qū)80鋼管道B型套筒進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)，以降低焊接殘余應(yīng)力對(duì)X80鋼管道B型套筒焊接接頭性能的影響。