遲艷芬， 劉照元， 王振剛， 矯恒杰， 李長(zhǎng)安，秦國(guó)梁

(1. 中石化勝利油建工程公司，山東 東營(yíng) 257061；2. 山東省平度市檢驗(yàn)檢測(cè)中心，山東 平度 266700；3. 山東大學(xué)，濟(jì)南 250061)

0 前言

在管道工程中，為提高油氣輸送效率往往采用高鋼級(jí)管線鋼以及大口徑高壓輸送方式，從而可以減薄管道壁厚、降低管道焊接過(guò)程中焊材消耗、節(jié)約投建成本。但隨著管線鋼強(qiáng)度級(jí)別的提高和板厚的加大，焊接接頭在焊接過(guò)程中產(chǎn)生殘余應(yīng)力的傾向增大。焊接殘余應(yīng)力是焊接裂紋萌生與擴(kuò)展、管道服役性能及失效的主要影響因素之一[1]。

數(shù)值模擬是目前研究大型厚板鋼結(jié)構(gòu)件多層多道焊接殘余應(yīng)力的重要研究手段。Deng等人[2]建立了非耦合的熱力多層多道焊接有限元模型，將計(jì)算的溫度場(chǎng)作為熱邊界條件進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算。陳章蘭等人[3]采用有限元模型計(jì)算了船用低溫高強(qiáng)鋼的焊接變形及焊后殘余應(yīng)力分析。孫加民等人[4]則采用瞬間熱源模型獲取了Q390高強(qiáng)鋼厚板多層多道焊T形接頭的殘余應(yīng)力。鞏慶濤等人[5]首次基于連續(xù)數(shù)值模擬技術(shù)，在多層多道焊接數(shù)值建模中采用了逐層填料建模方式，分析了熱力作用下多層多道焊縫的應(yīng)力演變歷程。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)陸續(xù)開(kāi)展了大量相關(guān)研究[6-9]，對(duì)厚板多層多道焊接數(shù)值模擬提供了很好的參考。

X70管線鋼是控軋控冷的微合金鋼，具有高強(qiáng)度、高沖擊韌性以及優(yōu)良耐腐蝕性等力學(xué)性能，是目前油氣輸運(yùn)管道的主要用材。以非等厚X70管線鋼厚板對(duì)接為研究對(duì)象，建立了X70管線鋼厚板結(jié)構(gòu)件多層多道焊接有限元計(jì)算模型，數(shù)值分析焊接過(guò)程溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和焊后殘余應(yīng)力，為焊接工藝設(shè)計(jì)、焊接施工方案制定提供理論依據(jù)，并通過(guò)工藝試驗(yàn)驗(yàn)證有限元數(shù)值分析結(jié)果的準(zhǔn)確性和可靠性。

1 有限元數(shù)理建模

1.1 試驗(yàn)條件及模型建立

針對(duì)大直徑管道環(huán)焊縫焊接，將其簡(jiǎn)化為非等厚X70管線鋼厚板對(duì)接并作為研究對(duì)象，板厚分別為17.5 mm和14.6 mm，對(duì)接V形坡口，分別采用焊條電弧焊打底、自保護(hù)藥芯焊絲半自動(dòng)焊填充和蓋面工藝，共計(jì)5層7道焊縫。焊接施工過(guò)程中嚴(yán)格按焊接工藝評(píng)定的工藝參數(shù)進(jìn)行施工，焊接工藝參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 焊接工藝參數(shù)

根據(jù)相關(guān)多層多道焊數(shù)值模擬文獻(xiàn)[6-7]，在保證焊接達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)所需焊縫長(zhǎng)度的前提下，采用小尺寸三維平板對(duì)接焊縫模型代替全尺寸環(huán)焊縫模型。根據(jù)前期研究，焊縫長(zhǎng)度達(dá)到120 mm時(shí)可實(shí)現(xiàn)各道焊縫峰值溫度穩(wěn)定和高溫熔化區(qū)域尺寸固定的準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)，因此設(shè)定試件的尺寸為120 mm×100 mm，如圖1所示。

圖1 焊接順序及模型網(wǎng)格劃分示意圖

考慮到焊縫區(qū)域溫度和應(yīng)力的高梯度性，采用了局部細(xì)化的非均勻網(wǎng)格技術(shù)。其中板材上表面對(duì)應(yīng)管道的外壁，下表面對(duì)應(yīng)管道的內(nèi)壁。模型中采用預(yù)置焊縫的方法，即將每道焊縫預(yù)先設(shè)置的接頭內(nèi)，依據(jù)焊接順序進(jìn)行逐層填充激活。在模擬過(guò)程中采用生死單元技術(shù)，即將焊接進(jìn)行到區(qū)域的網(wǎng)格激活、而未進(jìn)行焊接區(qū)域的網(wǎng)格為死單元，采用透明化處理。建立的有限元模型以x軸為焊接方向、以y軸為板厚方向。板材上表面平行于xoz平面，并在o-xyz局部坐標(biāo)系中定義熱源中心。

1.2 熱源模型建立

在多層多道焊接過(guò)程中，焊接熱輸入來(lái)自電弧熱和過(guò)熱熔滴。電弧同時(shí)加熱坡口兩側(cè)焊件，其分布模式具有體積熱源特征。熔化的焊絲形成過(guò)熱熔滴，在熔滴過(guò)渡過(guò)程中將一部分熱量和動(dòng)能帶入熔池。綜上考慮，該有限元模型中焊接熱輸入采用混合體積熱源模型計(jì)算，包括半橢球體電弧熱源模型和均勻柱體分布的熔滴熱源模型，相對(duì)應(yīng)的熱流密度計(jì)算公式為：

(1)

(2)

式中:a，b，c為半橢球體電弧模型參數(shù)；U和I分別為電弧電壓與焊接電流大?。沪?和η2分別為半橢球熱源及熔滴熱源的熱效率大??；r和h為熔滴熱源模型參數(shù)。由于多層多道焊采用了焊條電弧焊打底、熔化極(藥芯焊絲)氣體保護(hù)焊填充蓋面的兩種焊接工藝。因此，兩種焊接工藝熱源模型參數(shù)的設(shè)置是不同的。熱源模型參數(shù)的設(shè)置以數(shù)值模擬高溫熔化區(qū)域尺寸與實(shí)際焊縫熔合線尺寸相吻合為標(biāo)準(zhǔn)，根據(jù)多次試算，模擬計(jì)算確定的模型參數(shù)取值見(jiàn)表2。

表2 熱源參數(shù)取值 mm

1.3 材料性能模型

在焊接過(guò)程中，隨著溫度的變化，材料的熱物理性能和力學(xué)性能均發(fā)生變化[10]。為準(zhǔn)確地模擬焊接過(guò)程，需要考慮材料性能隨溫度的變化。由于焊縫和母材在成分和性能方面差異不大，在有限元模型中兩者采用相同的材料模型參數(shù)。如圖2所示為材料的熱物理性能參數(shù)(主要包括熱導(dǎo)率k、比熱容Cp和線膨脹系數(shù)α)隨溫度的變化規(guī)律。此外，母材的熔點(diǎn)為1 445 ℃。材料的力學(xué)性能主要包括彈性模量、泊松比和屈服強(qiáng)度。

圖2 X70管線鋼熱物理及力學(xué)性能

2 溫度場(chǎng)與應(yīng)力場(chǎng)試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 溫度及應(yīng)力測(cè)試

研究中采用熱電偶檢測(cè)焊接熱影響區(qū)溫度，測(cè)溫點(diǎn)為14.6 mm鋼板上表面和下表面距離坡口10 mm處，如圖3所示。焊后采用盲孔法測(cè)取了特征點(diǎn)的殘余應(yīng)力值，應(yīng)變片固定位置如圖4所示。在外壁17.5 mm厚板一側(cè)距焊趾15 mm處，沿焊縫方向以20 mm的間隔測(cè)量8個(gè)特征點(diǎn)的應(yīng)力值。

圖3 熱電偶測(cè)溫試驗(yàn)

圖4 殘余應(yīng)力測(cè)試位置

2.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果的試驗(yàn)驗(yàn)證

通過(guò)試驗(yàn)測(cè)試獲得了不同道次特征點(diǎn)的熱循環(huán)曲線，如圖5所示。對(duì)比A和B兩處的數(shù)值模擬和試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果，發(fā)現(xiàn)熱循環(huán)曲線演變趨勢(shì)和峰值溫度大小近似一致，通過(guò)計(jì)算得出兩個(gè)特征點(diǎn)在不同道次的峰值溫度、升溫速率兩個(gè)關(guān)鍵參數(shù)的模擬值和測(cè)量值的誤差百分比均在15%以內(nèi)；模擬冷卻速率與試驗(yàn)測(cè)量值存在一定差距，但多層多道焊接模型中通過(guò)設(shè)置不同道次焊接間隔時(shí)間確保了層間溫度符合實(shí)際焊接過(guò)程，因此，所建立的有限元模型能較準(zhǔn)確地描述特征點(diǎn)的焊接熱過(guò)程。

圖5 不同道次特征點(diǎn)熱循環(huán)曲線對(duì)比

圖6為焊后試驗(yàn)測(cè)量的接頭殘余應(yīng)力分布結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比，可以看出，兩條曲線的分布趨勢(shì)基本吻合；通過(guò)計(jì)算，發(fā)現(xiàn)測(cè)量位置上的殘余應(yīng)力模擬值與實(shí)測(cè)值誤差百分比在18%，且焊縫中段區(qū)域的模擬值與測(cè)量值接近，約180 MPa左右。綜合上述結(jié)果可以說(shuō)明，建立的X70管線鋼多層多道焊接殘余應(yīng)力計(jì)算模型具有較可靠的準(zhǔn)確性，能夠進(jìn)一步為設(shè)計(jì)焊接工藝、指定焊接方案提供的理論依據(jù)。

圖6 特征位置殘余應(yīng)力測(cè)量與模擬結(jié)果對(duì)比

3 模擬結(jié)果與分析

3.1溫度場(chǎng)演變

如圖7所示為多層多道焊接特征點(diǎn)示意圖，圖8為不同特征點(diǎn)位置的焊接熱循環(huán)曲線。從圖中可以看出，所有焊接熱循環(huán)曲線體現(xiàn)了焊接過(guò)程升溫和冷卻都十分急劇的特點(diǎn)。由熱源加載位置的特殊性，焊縫表面節(jié)點(diǎn)的峰值溫度存在一定的差異，但由于熔池區(qū)域的無(wú)應(yīng)力狀態(tài)與峰值溫度的大小基本沒(méi)有關(guān)系，并不影響隨后的應(yīng)力分析結(jié)果。

圖7 多層多道焊特征點(diǎn)

圖8 焊接過(guò)程中不同位置點(diǎn)焊接熱循環(huán)曲線

遠(yuǎn)離熱源中心的部位熱循環(huán)變化率較低，特別是冷卻階段的降溫速率由急劇變?yōu)槭婢?，直至環(huán)境溫度。因?yàn)楹缚p間的相互熱作用，板材熱影響區(qū)以及先完成的焊縫經(jīng)歷了多次加熱與冷卻過(guò)程。前一道焊縫形成以后，轉(zhuǎn)為緊鄰的下一道焊縫的熱影響區(qū)，其峰值溫度與母材中的焊接熱影響區(qū)接近，這也說(shuō)明經(jīng)過(guò)多次焊接熱循環(huán)后先形成的焊縫的應(yīng)力狀態(tài)與母材中焊接熱影響區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)接近，這也是多層多道焊的典型特征。在整個(gè)焊接過(guò)程中，第一道焊縫經(jīng)歷的焊接加熱與冷卻循環(huán)最多，隨著熱傳導(dǎo)距離的遠(yuǎn)近，熱的影響作用逐漸降低。這種多次的焊接熱循環(huán)同樣對(duì)不同焊縫之間的應(yīng)力場(chǎng)分布有著直接的影響，隨后焊道的焊接加熱對(duì)先前焊道的再次加熱作用勢(shì)必改變整體的應(yīng)力狀態(tài)分布。

3.2 應(yīng)力場(chǎng)演變

圖9為焊接加熱過(guò)程中不同時(shí)刻的應(yīng)力狀態(tài)。每道焊縫焊接過(guò)程中，熱源下方的熔池區(qū)域內(nèi)液態(tài)金屬處于無(wú)應(yīng)力狀態(tài)。在焊接起焊位置，電弧剛作用到焊縫上，由于溫度的初步升高導(dǎo)致一定的熱變形，電弧下方的材料在熱膨脹過(guò)程中發(fā)生一定的應(yīng)變變形，由于應(yīng)變硬化，該處呈現(xiàn)較高的應(yīng)力強(qiáng)度。但隨著焊接過(guò)程的進(jìn)行，電弧下方材料的溫度急速上升到很高溫度，材料熱膨脹導(dǎo)致的應(yīng)變硬化相對(duì)于材料溫升導(dǎo)致的屈服強(qiáng)度降低而言，對(duì)材料結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的作用不再明顯，當(dāng)溫度繼續(xù)上升到材料熔點(diǎn)以上，熔化后的材料屈服強(qiáng)度非常低，從圖中也可以看到，電弧下方熔池金屬處于無(wú)應(yīng)力狀態(tài)。

此外，由于熔池后方金屬已凝固，同時(shí)前方金屬仍處于固態(tài)，因而前后區(qū)域應(yīng)力值較高，當(dāng)焊接加熱臨近結(jié)束時(shí)刻，由于焊縫后方區(qū)域與熔池之間存在較大溫度梯度，且開(kāi)始凝固，應(yīng)力值逐漸增大。

圖10為焊接冷卻過(guò)程中不同時(shí)刻的應(yīng)力狀態(tài)。在冷卻過(guò)程中，因?yàn)楹缚p內(nèi)部存在的溫度梯度以及不同部位具有不同的冷卻速率，焊縫不同部位之間的收縮變形會(huì)相互影響，形成了最后的應(yīng)力分布。對(duì)于兩端無(wú)約束的平板對(duì)接焊而言，在焊接冷卻過(guò)程中凝固形成的焊縫及其周圍熱影響區(qū)之間構(gòu)成了剛性約束。由于兩端收縮變形過(guò)程中受到的約束較中部少，可以相對(duì)自由地發(fā)生變形，使得焊縫中間段的應(yīng)力值明顯高于端部。隨著冷卻時(shí)間的延長(zhǎng)，焊縫金屬溫度越來(lái)越低、強(qiáng)度越來(lái)越高，相互之間的剛性約束越來(lái)越強(qiáng)，焊縫內(nèi)的峰值應(yīng)力也逐漸增加，并隨著溫度場(chǎng)的均勻化而趨于穩(wěn)定。此外，焊縫兩側(cè)應(yīng)力基本保持對(duì)稱分布，說(shuō)明兩側(cè)的厚度差異并未對(duì)冷卻階段應(yīng)力分布造成顯著影響。

圖9 焊接加熱過(guò)程中不同時(shí)刻的接頭應(yīng)力場(chǎng)

圖10 焊接冷卻過(guò)程中不同時(shí)刻的接頭應(yīng)力場(chǎng)

3.3 殘余應(yīng)力分布

對(duì)于塑性變形材料，根據(jù)材料力學(xué)第四強(qiáng)度理論，比較Mises等效應(yīng)力與母材屈服強(qiáng)度，可方便地分析焊后殘余應(yīng)力對(duì)于焊縫強(qiáng)度和許用應(yīng)力的影響。圖11為焊件冷卻后內(nèi)側(cè)焊根位置的殘余應(yīng)力分布。起弧位置和收弧位置產(chǎn)生了較大的應(yīng)力值，而焊縫中部的焊趾位置的應(yīng)力值相對(duì)較小。盡管計(jì)算模型采用了兩塊平板對(duì)接，與實(shí)際環(huán)焊縫有所不同。但由于管道環(huán)焊縫可是視為理想狀態(tài)的無(wú)限長(zhǎng)的直縫，其內(nèi)部的應(yīng)力水平可以用直縫中部的應(yīng)力水平來(lái)表征。

對(duì)于蓋面焊趾，由于采用單層多道焊接方式，因此，后進(jìn)行的焊道加熱緩解了前一道蓋面焊趾處的應(yīng)力大小，如圖12所示。第7道蓋面焊為最后一道焊縫，并且靠近14.6 mm板厚側(cè)進(jìn)行。因此17.5 mm側(cè)蓋面焊趾處的應(yīng)力降低至350 MPa，而14.6 mm板厚焊趾處的殘余應(yīng)力為430 MPa。從圖12a和圖12b對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，在焊縫中部，亦即可以表征焊縫焊趾應(yīng)力的部位，焊根處的殘余應(yīng)力要比蓋面焊趾處的殘余應(yīng)力高。計(jì)算結(jié)果顯示，盡管兩側(cè)板厚存在差異，但是打底層兩側(cè)的殘余應(yīng)力十分接近，達(dá)到468 MPa。與母材室溫強(qiáng)度對(duì)比，焊縫焊趾與焊根處殘余應(yīng)力均低于母材屈服強(qiáng)度。

圖11 焊接冷卻后內(nèi)壁焊根應(yīng)力分布云圖

圖12 焊趾與焊根處的應(yīng)力分布

圖13為焊接過(guò)程結(jié)束后焊根處應(yīng)力演變曲線。由于受到焊接熱傳導(dǎo)的反復(fù)影響，焊接過(guò)程中焊根處等效應(yīng)力遵循先降低后增加的特征。在冷卻過(guò)程中，等效應(yīng)力逐漸趨于穩(wěn)定值。計(jì)算結(jié)果顯示，焊接結(jié)束后，當(dāng)接頭完全冷卻至室溫后，焊根處的應(yīng)力大小為470 MPa。

圖13 焊根處等效應(yīng)力大小變化

4 結(jié)論

(1)以X70管線鋼非等厚管道的對(duì)接環(huán)焊縫為研究對(duì)象，基于預(yù)置焊縫和逐層填充的建模方法，建立了X70管線鋼多層多道焊接有限元計(jì)算模型，溫度和殘余應(yīng)力測(cè)試驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

(2)由模擬結(jié)果可知，前一道焊縫形成以后，轉(zhuǎn)為緊鄰的下一道焊縫的熱影響區(qū)，其峰值溫度與母材中的焊接熱影響區(qū)接近，經(jīng)過(guò)多次焊接熱循環(huán)后先形成的焊縫的應(yīng)力狀態(tài)與母材中焊接影響區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)接近。

(3)焊根處的殘余應(yīng)力要比蓋面焊趾處的殘余應(yīng)力高。盡管兩側(cè)板厚存在差異，但是根焊兩側(cè)焊根的殘余應(yīng)力十分接近，達(dá)到468 MPa。與母材室溫強(qiáng)度對(duì)比，焊縫焊趾與焊根處殘余應(yīng)力均低于母材屈服強(qiáng)度。