葛華，黃海濱，蔣毅，張碩，曹宇光，司偉山

(1.國家管網(wǎng)集團(tuán)西南管道有限責(zé)任公司，成都 610041;2.中國石油大學(xué)(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(jù)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(shè)離不開管道的焊接技術(shù)，合理的焊接技術(shù)對保證長距離輸送油氣管道的質(zhì)量具有重要意義。管道由于焊接不均勻熱輸入產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力，導(dǎo)致容易應(yīng)力腐蝕開裂、降低構(gòu)件剛度、影響疲勞強度等負(fù)面影響。研究管道焊接接頭殘余應(yīng)力分布對指導(dǎo)管道焊接工藝與提高焊接質(zhì)量具有重要意義。Tejc等人[1]對X65管道焊接過程中的熱效應(yīng)進(jìn)行了熱冶金和力學(xué)分析，研究不同焊接順序?qū)艿篮附託堄鄳?yīng)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(nèi)襯管道熱等溫線和殘余應(yīng)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(gòu)件的溫度場、殘余應(yīng)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(shè)置不同熱輸入?yún)?shù)，分析焊接殘余應(yīng)力和應(yīng)變的變化情況，優(yōu)化了數(shù)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(yīng)力提高抗蠕變能力角度出發(fā)，采用有限元方法模擬了經(jīng)焊后熱處理工藝處理的P91管道焊接殘余應(yīng)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(yīng)力的分布，利用X射線衍射法測量了管道的焊接殘余應(yīng)力。

基于熱彈塑性有限元方法，研究管道焊接殘余應(yīng)力。由于焊接過程的復(fù)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(shù)和熱處理工藝對焊接殘余應(yīng)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(shù)，模擬不同焊接層數(shù)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(yīng)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?shù)腦80管道，其直徑為1 016 mm，厚度為12.8 mm，設(shè)計壓力為10 MPa。施焊時采用6層6道焊接方法對管道進(jìn)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(xué)成分見表1。焊接前對坡口預(yù)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(shù)見表2。

圖1 坡口形式及焊道布置

表1 焊絲化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

表2 6層6道焊接工藝參數(shù)

2 數(shù)值模擬方法

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

由于測量焊接殘余應(yīng)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(jù)管道結(jié)構(gòu)的對稱性采用1/2管道網(wǎng)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(yīng)力分布，故將焊縫區(qū)附近的網(wǎng)格加密，距離焊縫中心較遠(yuǎn)的區(qū)域劃分相對稀疏，網(wǎng)格數(shù)量為163 976，節(jié)點數(shù)為213 511，有限元管道模型如圖2所示。保證網(wǎng)格劃分尺寸一致，對6層6道焊接的焊道進(jìn)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(shù)

模擬計算時，假設(shè)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(shù)，考慮到某些溫度下的部分參數(shù)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(shù)曲線如圖4所示。

圖4 管道鋼材料熱物理參數(shù)

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(yīng)用于焊接數(shù)值模擬，前半部分橢球內(nèi)熱流密度分布為：

(1)

后半部分橢球內(nèi)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(shù)，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(shè)置為0.8，對流換熱系數(shù)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(xué)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(jié)構(gòu)在x，y，z3個方向的位移和轉(zhuǎn)動6個自由度，否則會影響到降低應(yīng)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(shù)

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(shù)值模擬的研究基礎(chǔ)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(shù)增加，管道內(nèi)外表面環(huán)向和軸向焊接殘余應(yīng)力的變化趨勢，進(jìn)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(jìn)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(jìn)行數(shù)值模擬計算的一個關(guān)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(jìn)行修正。具體方法為根據(jù)合并焊道面積進(jìn)行熱輸入模擬試算，得出產(chǎn)生合理熔池溫度時的雙橢球熱源形貌參數(shù)。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(shù)

2.5 焊接后熱處理

為了降低管道在焊接過程中產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力，應(yīng)進(jìn)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(xiàn)場設(shè)備、工業(yè)管道焊接工程施工質(zhì)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(dá)到恒溫溫度600 ℃，繼續(xù)采用均勻降溫的方式進(jìn)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(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，文中用GB/T 3395—2013《殘余應(yīng)力測試方法鉆孔應(yīng)變釋放法》中的盲孔法測量管道的焊接殘余應(yīng)力，對管道焊縫外表面進(jìn)行打磨，粘貼直角應(yīng)變花，進(jìn)行焊接殘余應(yīng)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(yīng)力測試結(jié)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(jìn)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(jìn)行鉆孔測量。將盲孔法測得的殘余應(yīng)力與數(shù)值模擬計算所得的殘余應(yīng)力進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖7所示。由圖7焊接殘余應(yīng)力模擬結(jié)果與測量結(jié)果對比可知，試驗測量值與6層6道焊接數(shù)值模擬值的分布規(guī)律相似，且在數(shù)值誤差上符合模擬精度，驗證了數(shù)值模型的可靠性。

圖7 殘余應(yīng)力數(shù)值模擬結(jié)果和測量結(jié)果對比

3 管道焊接應(yīng)力場數(shù)值模擬

由焊接不均勻熱輸入導(dǎo)致的焊接殘余應(yīng)力屬于熱—結(jié)構(gòu)耦合分析范疇，其中熱—結(jié)構(gòu)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(yīng)力分布云圖

根據(jù)圖8比較3種焊接數(shù)值模擬下焊縫截面的等效殘余應(yīng)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(yīng)力區(qū)域的分布寬度較6層6道焊接增大40.3 %，內(nèi)表面局部高應(yīng)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(yīng)力分布相近，且焊縫處高應(yīng)力區(qū)分布形狀接近，但6層焊接的坡口下端區(qū)域應(yīng)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(yīng)力整體呈現(xiàn)拉應(yīng)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(yīng)力為530 MPa，應(yīng)力數(shù)值沿管道軸線方向逐漸降低，在遠(yuǎn)離焊縫的母材區(qū)域，其應(yīng)力值遠(yuǎn)小于焊縫接頭處，這是因為焊接溫度梯度導(dǎo)致焊接殘余應(yīng)力的產(chǎn)生，且焊接接頭處的溫度梯度遠(yuǎn)大于遠(yuǎn)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(yīng)力分布

經(jīng)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(yīng)力區(qū)域的數(shù)值整體降低，但局部高應(yīng)力區(qū)域呈現(xiàn)擴大的現(xiàn)象，這是因為管線鋼在熱循環(huán)處理時的蠕變效應(yīng)，使管道進(jìn)入應(yīng)力松弛狀態(tài)[13]。

圖9為6層6道焊接下應(yīng)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(yīng)力變化過程。從圖中可以看出當(dāng)焊接層數(shù)增加時，高應(yīng)力會聚集在焊縫下方第2個焊道，并且在焊完第6層后達(dá)到軸向應(yīng)力最大值，峰值應(yīng)力為317 MPa。每當(dāng)焊接一層時，其下方焊道的軸向應(yīng)力會整體下降，這是因為熔化的焊料會對下方的焊道進(jìn)行緩冷，從而達(dá)到降低下方焊道軸向應(yīng)力的效果；圖9b為焊縫截面的環(huán)向應(yīng)力變化過程。從圖中可以看出當(dāng)焊接層數(shù)增加時，高應(yīng)力會聚集在焊縫上方第5個焊道，同樣在焊完第6層后達(dá)到環(huán)向應(yīng)力最大值，峰值應(yīng)力為420 MPa。環(huán)向拉應(yīng)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(yīng)力。每當(dāng)焊接一層時，下方的環(huán)向拉應(yīng)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(yuǎn)，在冷卻收縮作用下使得下方焊道的部分拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力。

圖9 6層6道焊接下應(yīng)力變化過程

3.2 管道環(huán)縫焊接殘余應(yīng)力曲線

選取管道內(nèi)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(yīng)力數(shù)據(jù)，繪制管道環(huán)焊縫內(nèi)、外表面殘余應(yīng)力分布曲線[8]。其中，熱處理前后管道外表面的殘余應(yīng)力分布曲線如圖10所示，內(nèi)表面的殘余應(yīng)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(yīng)力分布

圖11 熱處理前管道內(nèi)表面焊接殘余應(yīng)力分布

根據(jù)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(yīng)力分布曲線可知，在管道厚度一定時，隨著焊接層數(shù)的增加，環(huán)向殘余應(yīng)力整體降低，但分布趨勢不發(fā)生改變,由拉應(yīng)力變?yōu)閴簯?yīng)力。3種焊接模擬下的應(yīng)力峰值均出現(xiàn)在熔合線附近，6層6道焊接的應(yīng)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(yīng)力，這是因為前焊層為后焊層做預(yù)熱，后焊層為前焊層做緩冷，從而降低殘余應(yīng)力；從圖10b可以看出，4層與6層焊接的軸向應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，但單層焊接變化明顯，始終為壓應(yīng)力。其中，6層焊接的管道外表面焊縫中心處出現(xiàn)較大的軸向壓應(yīng)力，數(shù)值為94 MPa，且壓應(yīng)力隨著距離的增加急劇下降，進(jìn)而轉(zhuǎn)為拉應(yīng)力，且過了熔合線位置，應(yīng)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(dǎo)致管壁撓曲變形的結(jié)果。6層6道焊接的最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在熔合線附近，數(shù)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(jù)圖11對比3種焊接模擬下熱處理前后管道內(nèi)表面的殘余應(yīng)力分布曲線可知，熱處理前，環(huán)向殘余應(yīng)力與軸向殘余應(yīng)力分布規(guī)律基本一致，但在應(yīng)力數(shù)值上隨層數(shù)的增加而整體降低。其中，6層6道焊接的內(nèi)表面環(huán)向應(yīng)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(yīng)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(shù)增加對內(nèi)表面的軸向應(yīng)力改善情況優(yōu)于環(huán)向應(yīng)力。

圖12為6層6道焊接熱處理前后管道外表面的應(yīng)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(yīng)力的分布規(guī)律。其中，外表面環(huán)向應(yīng)力峰值降為251 MPa，減小幅度為43.1%；軸向應(yīng)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(yīng)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(yīng)力分布

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

4 結(jié)論

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

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