紀(jì)延濤, 郭春榮, 尚文鋒, 李長安, 秦國梁, 劉順剛

(1.中石化勝利油建工程公司,山東 東營 257061;2.山東大學(xué) ,濟(jì)南 250061;3.中國電建集團(tuán)核電工程公司,濟(jì)南 250100)

0 前言

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[1-2]。大直徑厚壁管道環(huán)焊縫焊接時采用由內(nèi)到外的焊接順序,在背面成形不佳時往往會在打磨內(nèi)壁焊縫后進(jìn)行補(bǔ)焊,受制于管道內(nèi)狹小的空間,焊接工藝不當(dāng)極易在補(bǔ)焊時造成未熔合等缺陷[3]。未熔合缺陷容易造成應(yīng)力集中,疊加厚壁管道環(huán)焊縫固有的殘余應(yīng)力容易對管道運(yùn)行安全造成不良影響。

采用試驗(yàn)方法對焊接過程進(jìn)行研究并改進(jìn)焊接工藝往往需要高昂的成本,造成人力物力的浪費(fèi),目前數(shù)值模擬方法已成為研究多層多道焊接過程的重要手段。Deng等人[4]建立了非耦合的熱力多層多道焊接有限元模型,將計(jì)算的溫度場作為熱邊界條件進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算。丁文斌等人[5]對平板對接多層多道焊的溫度場分布規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,利用“生死單元”技術(shù)模擬焊接材料的填充過程。Xing等人[6]對60 mm特厚鋼板多層多道焊過程進(jìn)行了三維瞬態(tài)溫度場數(shù)值模擬。胥國祥等人[7]建立了超細(xì)晶Q460高強(qiáng)鋼厚板多層多道GMAW焊的有限元分析模型,研究了坡口形式對溫度場分布及焊縫橫截面形狀的影響,并計(jì)算了接頭的晶粒尺寸。此外,對于多層多道焊接頭殘余應(yīng)力的研究也多有報(bào)道[8-12]。

現(xiàn)階段國內(nèi)外學(xué)者對厚板多層多道焊的數(shù)值模擬研究大多針對接頭顯微組織和工藝參數(shù)優(yōu)化等,對于多層多道焊容易出現(xiàn)的焊接缺陷問題研究較少[13-14]。

為了研究內(nèi)壁未熔合缺陷對焊后殘余應(yīng)力的影響以及對管道運(yùn)行安全的影響,建立了X70管線鋼厚板多層多道焊接有限元計(jì)算模型,在模型中預(yù)置了未熔合缺陷,數(shù)值分析焊接過程溫度場、應(yīng)力場和焊后殘余應(yīng)力,并根據(jù)管線實(shí)際運(yùn)行工況等效模擬了未熔合缺陷對管道應(yīng)力分布的影響。為焊接工藝設(shè)計(jì)、焊接施工方案制定、管道運(yùn)行安全提供理論依據(jù),并通過工藝試驗(yàn)驗(yàn)證了有限元數(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

實(shí)際X70鋼非等厚大直徑管道環(huán)焊縫焊接,壁厚分別為17.5 mm和14.6 mm,厚壁尺寸過渡至坡口處與薄壁相等,預(yù)制V形坡口,坡口角度55°,鈍邊2 mm。打底焊和補(bǔ)焊采用焊條電弧焊,填充焊和蓋面焊采用自保護(hù)藥芯焊絲半自動焊,共計(jì)5層7道焊縫。各層焊接工藝參數(shù)見表1。

表1 焊接工藝參數(shù)

相關(guān)研究表明,在保證焊接達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)所需焊縫長度的前提下,采用小尺寸三維平板對接焊縫模型代替全尺寸環(huán)焊縫模型可以在較少的計(jì)算成本下實(shí)現(xiàn)近似的模擬結(jié)果[8]。圖1為幾何模型及未熔合設(shè)置示意圖。根據(jù)前期研究,焊縫長度達(dá)到120 mm時可以達(dá)到焊接過程準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài),因此單側(cè)試件長和寬分別為120 mm和100 mm,如圖1a所示。對于未熔合等焊接缺陷的數(shù)值模擬研究十分有限[15],如何在模型中合理設(shè)置未熔合缺陷有待進(jìn)一步系統(tǒng)研究。文中根據(jù)多層多道焊縫中實(shí)際觀測到的未熔合尺寸、位置,在模型中考慮了未熔合的三維特征及其造成的材料不連續(xù)性,設(shè)定未熔合缺陷為楔形,尺寸為1 mm×1 mm,長度為25 mm,預(yù)置在焊縫長度方向中心位置補(bǔ)焊焊根處,如圖1b所示。

圖1 幾何模型及未熔合設(shè)置示意圖

研究的重點(diǎn)在于焊接應(yīng)力場的分析,模擬焊絲填充過程及熔池動態(tài)行為意義不大,因此該模型中采用預(yù)置焊縫的方法,即將每道焊縫預(yù)先設(shè)置的接頭內(nèi),采用生死單元技術(shù)依據(jù)焊接順序進(jìn)行逐層填充激活[16]。針對焊縫區(qū)域溫度和應(yīng)力的高梯度分布特點(diǎn),采用非均勻網(wǎng)格技術(shù)對焊縫區(qū)域進(jìn)行局部細(xì)化。建立的有限元模型以焊接方向?yàn)閤軸、以板厚方向?yàn)閥軸。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

在多層多道焊接過程中,焊接熱輸入來自電弧熱和過熱熔滴。電弧熱分布模式具有體積熱源特征。熔化的焊材形成過熱熔滴,在熔滴過渡過程中將一部分熱量和動能帶入熔池。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,相對應(yīng)的熱流密度為:

混合體熱源總能量密度為:

式中:a為半橢球體熱源模型的主軸;b為半橢球體熱源模型的副軸;c為半橢球體熱源模型的熔深;U為電弧電壓;I為焊接電流;η1為半橢球熱源的熱效率大小;η2為熔滴熱源的熱效率大小;r為熔滴熱源模型的半徑;h為熔滴熱源模型的熔深。式中參數(shù)的取值通過前期試算確定,以模擬熔池尺寸與實(shí)際熔合線尺寸近似相等為依據(jù)。經(jīng)多次模擬,最終參數(shù)取值見表2。

表2 熱源參數(shù)取值

1.3 多層多道焊計(jì)算條件

為降低計(jì)算復(fù)雜程度,節(jié)省計(jì)算時間成本,在多層多道焊數(shù)值模擬時對材料做出以下假設(shè)和簡化:①材料的屈服服從Von Mises屈服準(zhǔn)則;②材料在塑性區(qū)的行為服從塑性流動準(zhǔn)則和強(qiáng)化準(zhǔn)則;③忽略材料的組織變化對材料力學(xué)性能的影響;④模型為連續(xù)介質(zhì),忽略可能發(fā)生的缺陷;⑤焊縫金屬和母材具有相同的材料參數(shù)。為準(zhǔn)確地模擬焊接過程,考慮了材料性能隨溫度的變化,模型中所采用的材料熱物性參數(shù)如圖2所示。

圖2 X70鋼熱物性參數(shù)

1.4 管道受力等效處理

管道正常運(yùn)行壓力為8.4 MPa,對于平板對接焊縫無法在模型中直接施加內(nèi)壓載荷,因此有必要采用材料力學(xué)分析及數(shù)學(xué)解析計(jì)算求得內(nèi)壓載荷對環(huán)焊縫的影響,并等效施加到X70管線鋼平板對接焊縫模型中。

對于薄壁管,其環(huán)向應(yīng)力,即沿環(huán)焊縫方向應(yīng)力為:

式中:P為管道內(nèi)壓,正常運(yùn)行時為8.4 MPa;D為管道平均直徑,即內(nèi)外徑中間值,管道實(shí)際尺寸為1 001.4mm;S為壁厚,采用薄壁側(cè)數(shù)據(jù),為14.6 mm。

經(jīng)代入數(shù)據(jù)計(jì)算,環(huán)向應(yīng)力,即環(huán)焊縫軸向拉應(yīng)力約為288 MPa,如圖3所示。為驗(yàn)證解析計(jì)算數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性,建立了三維薄壁管狀有限元模型模擬了小段管道在8.4 MPa內(nèi)載荷下的應(yīng)力分布。等效應(yīng)力分布顯示管道整體受力較均勻,整體等效應(yīng)力在283~290 MPa范圍內(nèi);徑向應(yīng)力分布顯示,受管道膨脹趨勢影響,初始8.4 MPa的壓力載荷得到一定的釋放,管道內(nèi)壁壓應(yīng)力約為6.2 MPa,管道外表面壓應(yīng)力約為2 MPa,;環(huán)向應(yīng)力分布顯示,管道各處環(huán)向應(yīng)力分布基本均勻,約為284 MPa,僅在壁厚方向存在較小的差異,該數(shù)值與解析計(jì)算結(jié)果相近,證明了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性;軸向應(yīng)力分布顯示,管道最大僅受到數(shù)千帕的軸向應(yīng)力作用,遠(yuǎn)小于其他形式應(yīng)力,可忽略不計(jì)。

圖3 工況下管道各向應(yīng)力分布

經(jīng)過解析計(jì)算與數(shù)值模擬,獲得了管道的各向應(yīng)力分布,對于局部環(huán)焊縫的數(shù)值模擬,確定其應(yīng)受到約280 MPa左右沿焊縫方向拉應(yīng)力作用,焊縫底部沿壁厚方向受到約6.2 MPa壓應(yīng)力作用,垂直于焊縫方向受力較小,可忽略不計(jì)。

2 溫度場與應(yīng)力場試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 溫度及應(yīng)力測量

為了驗(yàn)證所建立多層多道焊接數(shù)值模擬模型的準(zhǔn)確性,對特征點(diǎn)溫度和應(yīng)力進(jìn)行了試驗(yàn)采集。實(shí)際焊接中17.5 mm厚板側(cè)厚度過渡為人工打磨減薄,存在一定不均勻性,因此在采用熱電偶檢測焊接過程中的熱影響區(qū)溫度時,測溫點(diǎn)為14.6 mm鋼板內(nèi)外壁距離坡口10 mm處,避免17.5 mm板一側(cè)可能存在的厚度過渡不均勻造成測溫位置偏差。采用盲孔法測殘余應(yīng)力時,因盲孔法測表面應(yīng)力的特點(diǎn),為減小薄壁對測量準(zhǔn)確性的影響,測取了17.5 mm厚板外壁距焊趾15 mm處特征點(diǎn)的殘余應(yīng)力值。

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

通過試驗(yàn)測試獲得了不同道次特征點(diǎn)的熱循環(huán)曲線,如圖4所示。對比模擬值和實(shí)測值發(fā)現(xiàn)熱循環(huán)曲線演變趨勢近似吻合,A,B兩個特征點(diǎn)在不同道次的峰值溫度、升溫速率的模擬值和測量值的誤差百分比均在15%以內(nèi),因此所建立的有限元模型能較準(zhǔn)確地描述X70管線鋼的焊接熱過程。圖5為數(shù)值模擬的接頭殘余應(yīng)力分布結(jié)果與焊后試驗(yàn)測量結(jié)果的對比,可以看出,沿焊縫方向分布的殘余應(yīng)力趨勢基本吻合;計(jì)算發(fā)現(xiàn)測量位置上的殘余應(yīng)力模擬值與實(shí)測值誤差最大不超過18%,焊縫中段的模擬值與測量值十分接近,均在180 MPa左右。綜合上述結(jié)果可以說明,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)一步為未熔合缺陷對應(yīng)力分布和管道安全影響的計(jì)算提供理論依據(jù)。

圖4 不同道次特征點(diǎn)熱循環(huán)曲線對比

圖5 殘余應(yīng)力模擬與測量結(jié)果對比

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 溫度場演變

圖6為第1層打底焊的溫度場云圖演變過程。圖中超過1 445 ℃的區(qū)域即為焊接熔池范圍,可以看出焊接開始后熔池很快進(jìn)入準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài),即峰值溫度和熔池尺寸基本保持不變。在熱源中心經(jīng)過后,焊縫區(qū)域溫度迅速下降,第1層焊接完成20 s后,焊道最高溫度由超過1 445 ℃下降到240 ℃。

圖6 典型焊接過程溫度場演變

圖7為第1層打底焊在不包括補(bǔ)焊的多層多道焊過程中的焊接熱循環(huán)曲線。熱循環(huán)曲線顯示第1層焊縫中心和熱影響區(qū)均經(jīng)歷了7次升溫降溫過程,且焊接過程升溫和冷卻都十分劇烈。后續(xù)焊道的加熱對前道焊縫類似于一種回火作用,隨后焊道的焊接加熱對先前焊道的再次加熱作用勢必改變整體的應(yīng)力狀態(tài)分布。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,這也說明經(jīng)過多次焊接熱循環(huán)后先形成的焊縫的應(yīng)力狀態(tài)可能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。

圖7 多層多道焊過程中打底層焊接熱循環(huán)曲線

圖8為第7道蓋面焊和第8道補(bǔ)焊過程準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)下熱源中心橫截面溫度分布云圖。從圖中可以看出,焊縫兩側(cè)板厚雖然有一定差異,但對橫截面的溫度分布幾乎沒有影響。由于根據(jù)實(shí)際情況在補(bǔ)焊前設(shè)置了較長的冷卻時間,母材已冷卻至室溫,補(bǔ)焊時焊縫附近區(qū)域的溫度梯度更大,劇烈的升溫降溫過程可能會對補(bǔ)焊層的應(yīng)力分布造成顯著影響。

圖8 焊接準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)階段橫截面溫度場云圖

3.2 應(yīng)力場演變

圖9~圖11為焊接過程中不同時刻的應(yīng)力分布狀態(tài)。每道焊縫焊接過程中,熱源下方的熔池區(qū)域內(nèi)材料屬于無應(yīng)力的液態(tài)。此外,由于熔池前方前道焊縫的約束作用,熔池前側(cè)區(qū)域往往具有很高的應(yīng)力,當(dāng)焊接加熱臨近結(jié)束時刻,由于焊縫后方區(qū)域早已凝固并與熔池之間存在較大溫度梯度,后部應(yīng)力值逐漸增大。

圖9 第2道中不同時刻的應(yīng)力分布狀態(tài)

圖11 第6道中不同時刻的應(yīng)力分布狀態(tài)

在每道焊縫焊接完成后需控制層間溫度,而在此冷卻過程中,試樣不同位置體現(xiàn)出不同的應(yīng)力演變狀上升,而遠(yuǎn)離焊縫的部分應(yīng)力逐漸釋放到較低水平,這是因?yàn)楹缚p區(qū)域材料在焊接過程中經(jīng)歷了膨脹、熔化、凝固和收縮的變形階段,材料的強(qiáng)度在高溫階段處于較低水平,而遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域材料始終處于高強(qiáng)度的剛性狀態(tài),焊接時積累的內(nèi)應(yīng)力在冷卻階段溫度均勻化過程中轉(zhuǎn)移到了焊縫區(qū)域。對于兩端無約束的平板對接焊而言,由于兩端收縮變形過程中受到的約束較焊縫中部少,可以相對自由地發(fā)生變形,使得焊縫中間段的應(yīng)力值明顯高于端部。此外,焊縫兩側(cè)應(yīng)力基本保持對稱分布,說明兩側(cè)厚度差異未對冷卻階段應(yīng)力分布造成顯著影響。

3.3 未熔合對殘余應(yīng)力的影響

根據(jù)第四強(qiáng)度理論,以Mises等效應(yīng)力為判斷準(zhǔn)則,當(dāng)?shù)刃?yīng)力超過材料屈服強(qiáng)度時,表明該處發(fā)生塑性變形,而當(dāng)?shù)刃?yīng)力超過材料抗拉強(qiáng)度時,表明該處發(fā)生斷裂失效。

根據(jù)前期研究,未進(jìn)行補(bǔ)焊的對焊試件最高應(yīng)力位于打底層兩側(cè)焊趾處,兩側(cè)應(yīng)力均達(dá)到468 MPa,板厚差異對應(yīng)力大小影響有限。蓋面層兩側(cè)焊趾也具有較高的殘余應(yīng)力,受焊接順序影響,14.6 mm板厚側(cè)焊趾處的殘余應(yīng)力達(dá)到430 MPa。而母材室溫屈服強(qiáng)度約為530 MPa,抗拉強(qiáng)度約為622 MPa,打底與蓋面焊縫焊趾處殘余應(yīng)力均低于母材屈服強(qiáng)度。

如圖12所示,分別定義楔形未熔合缺陷的三條邊。沿三條邊提取殘余應(yīng)力值的結(jié)果如圖13所示。沿著焊接方向,未熔合尖角邊上的殘余應(yīng)力有增加的趨勢。三個尖角邊中,靠近補(bǔ)焊焊趾處的尖角外邊殘余應(yīng)力最高,未熔合尖角內(nèi)邊的殘余應(yīng)力次之,遠(yuǎn)離焊趾處的尖角外邊殘余應(yīng)力最低。未熔合處的殘余應(yīng)力大小介于453 ~ 470 MPa之間,最大值為470 MPa。未熔合的存在,并未使得補(bǔ)焊后的殘余應(yīng)力明顯增加,且殘余應(yīng)力水平低于X70板材屈服強(qiáng)度不會導(dǎo)致焊縫開裂。

圖12 補(bǔ)焊未熔合焊縫

圖13 未熔合各邊應(yīng)力分布

圖14為補(bǔ)焊未熔合焊縫在等效工況下的應(yīng)力分布情況,在內(nèi)壁補(bǔ)焊焊縫的兩側(cè)焊趾處存在兩處條狀高應(yīng)力區(qū)域,等效應(yīng)力超過550 MPa,大于焊縫金屬的屈服強(qiáng)度,其中未熔合一側(cè)相對較高,未熔合兩端最高等效應(yīng)力可達(dá)到592 MPa,超過材料的屈服強(qiáng)度,這表示此處金屬可能存在小范圍的塑性變形,一定程度的塑性變形會使金屬材料強(qiáng)度提高并使應(yīng)力得到一定釋放,但最大應(yīng)力與抗拉強(qiáng)度仍差距較大,并不會導(dǎo)致焊縫的開裂。等效工況下未熔合三條特征邊的應(yīng)力曲線如圖15所示。曲線顯示,未熔合尖角內(nèi)邊應(yīng)力在550 ~560 MPa范圍內(nèi),兩外邊的應(yīng)力得到一定釋放,未超過材料屈服強(qiáng)度。

圖14 等效工況下未熔合處應(yīng)力分布(Pa)

圖15 等效工況下未熔合各邊應(yīng)力分布

等效工況下應(yīng)力分布情況說明未熔合處存在應(yīng)力集中并成為焊縫薄弱處,未熔合雖然不會導(dǎo)致焊縫的直接失效,但降低了焊縫的冗余性能,對管道的正常運(yùn)行造成不良影響。因此在后續(xù)焊接工藝制定時應(yīng)盡量實(shí)現(xiàn)良好的一次背面成形,避免補(bǔ)焊引入未熔合等缺陷。

4 結(jié)論

(1)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,將環(huán)焊縫工況受力狀態(tài)等效處理后與未熔合缺陷一起引入模型,通過溫度和殘余應(yīng)力測試驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。

(2)補(bǔ)焊焊縫未熔合缺陷未導(dǎo)致焊后殘余應(yīng)力的明顯增加,未熔合處殘余應(yīng)力大小介于453 ~ 470 MPa之間,最大等效應(yīng)力470 MPa,未超過X70管線鋼母材屈服強(qiáng)度。

(3)等效工況下未熔合處最高等效應(yīng)力達(dá)到592 MPa,補(bǔ)焊焊縫的兩側(cè)焊趾處存在兩處條狀高應(yīng)力區(qū)域,等效應(yīng)力超過550 MPa,均超過母材屈服強(qiáng)度,但未達(dá)到抗拉強(qiáng)度。