何小東, 李為衛(wèi), 吉玲康，池強(qiáng), 霍春勇

(中國石油集團(tuán)工程材料研究有限公司,石油管材及裝備材料服役行為與結(jié)構(gòu)安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710077)

0 前言

海洋管道對海洋油氣資源開發(fā)起著至關(guān)重要的作用。與陸地管道相比，海洋管道長期受到海水壓力與腐蝕、波浪與洋流的沖刷與振動、海洋浮游生物的潛在破壞、水上交通物的機(jī)械破壞等，其服役環(huán)境更為惡劣[1]。海洋管道鋪設(shè)通常采用浮拖法和鋪管船法[2]，管道和環(huán)焊縫接頭均承受較大的軸向應(yīng)力和變形。因此基于應(yīng)變設(shè)計(jì)的海洋管道，不僅要求鋼管具有良好的變形能力，而且也對環(huán)焊縫接頭的性能提出了苛刻的條件。

高應(yīng)變管線鋼管材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為 Round House型，具有較低的屈強(qiáng)比，以及較高的均勻伸長率和形變硬化性能，其變形能力強(qiáng)[3-4]。鋼管在塑性變形過程中產(chǎn)生的形變強(qiáng)化，可以阻止形變的進(jìn)一步發(fā)生，防止變形的局部集中。因此高應(yīng)變管線鋼管更能滿足海洋管道的復(fù)雜服役環(huán)境。

為了提高鋪設(shè)效率，降低海洋管道建造成本，并實(shí)現(xiàn)環(huán)焊接頭具有穩(wěn)定的質(zhì)量和較高性能，通常采用雙焊炬熔化極氣體保護(hù)焊，并采用自動超聲波檢測系統(tǒng)和TOFD 技術(shù)對環(huán)焊縫缺陷進(jìn)行快速、準(zhǔn)確檢測[5-7]，以保證焊接質(zhì)量。管道失效事故分析表明[8]，環(huán)焊接頭仍是整個管線系統(tǒng)的最薄弱環(huán)節(jié)，在各種載荷作用下易引起失效，尤其是受到過大的軸向拉伸應(yīng)變導(dǎo)致環(huán)焊斷裂事故已引起高度重視。因此非均勻結(jié)構(gòu)的環(huán)焊縫接頭性能及其質(zhì)量控制對管道安全運(yùn)行起著至關(guān)重要作用[9]。有研究表明高鋼級管道低匹配條件下，在焊縫區(qū)容易形成應(yīng)變集中，且焊縫強(qiáng)度越低造成的應(yīng)變集中越嚴(yán)重，焊接接頭承受的變形越大(或平均應(yīng)變越大)，焊縫區(qū)的應(yīng)變集中越嚴(yán)重[10-11]。在焊接熱影響區(qū)(heat affected zone，HAZ)的軟化機(jī)理方面，從化學(xué)成分、母材強(qiáng)度、工藝參數(shù)等方面對管線鋼制管過程中埋弧焊接熱影響區(qū)的軟化行為開展了大量的研究[12-13]，但熱影響區(qū)強(qiáng)度變化對焊接接頭承載能力研究相對較少[14]。

以O(shè)D559×31.8 mm L485某高應(yīng)變海洋管道環(huán)縫為研究對象，采用有限元方法和數(shù)字圖像相關(guān)法(digital image correlation, DIC)拉伸試驗(yàn)及寬板拉伸試驗(yàn)，研究了焊接接頭不同區(qū)域的強(qiáng)度變化對管道承載能力的影響。

1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

1.1 計(jì)算模型

管道環(huán)焊縫采用熔化極氣體保護(hù)焊接(gas metal-arc welding，GMAW)，坡口形式及接頭示意圖如圖1所示。采用有限元方法分別計(jì)算管道環(huán)焊接頭在填充焊縫、根焊和熱影響區(qū)不同強(qiáng)度下的極限載荷及變形。表1為計(jì)算模型材料的組合。其中管道軸向母材強(qiáng)度代號為MM，焊縫金屬強(qiáng)度代號為MW，根焊金屬強(qiáng)度代號為MF，熱影響區(qū)強(qiáng)度代號為MT，表2為管道軸向母材、焊縫金屬和熱影響區(qū)的拉伸性能。

圖1 焊接坡口形式及接頭示意圖(mm)

表1 計(jì)算模型材料組合

表2 材料拉伸性能

相對雙線性材料模型，Ramberg-Osgood(R-O)材料模型與實(shí)際材料的力學(xué)行為更相近。計(jì)算時將表2中的材料數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為Ramberg-Osgood(R-O)模型輸入數(shù)據(jù)，并按R-O模型公式(1)計(jì)算出材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖2,表3所示。

表3 材料R-O模型輸入數(shù)據(jù)

圖2 材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線

(1)

式中：ε為應(yīng)變；σ為應(yīng)力；σ0為名義屈服強(qiáng)度；α和n為模型參數(shù)；E為彈性模量。

1.2 有限元模型建立及網(wǎng)格劃分

取管道長度2L為2 000.0 mm建立有限元模型，環(huán)焊縫位于管道長度中間，熱影響區(qū)的寬度為2 mm。采用通用有限元軟件Abaqus 6.14進(jìn)行前處理、計(jì)算和后處理。根據(jù)模型幾何形狀、邊界條件及載荷的對稱性，采用1/2模型的軸對稱單元進(jìn)行分析。為準(zhǔn)確模擬材料不同強(qiáng)度變化對管道承載能力的影響，模型建立不考慮管道內(nèi)、外壓，并去除焊縫余高。簡化后軸對稱模型及網(wǎng)格劃分如圖3所示，在焊縫和熱影響區(qū)采用加密網(wǎng)格，共約9 320個CAX4I單元，約9 530個節(jié)點(diǎn)，最小單元尺寸約為0.10 mm。

圖3 有限元模型及網(wǎng)格劃分

在焊縫中心對稱面施加對稱約束，管道徑向和環(huán)向無約束。在遠(yuǎn)離焊縫的另一端面施加由0逐漸增大至400 mm(即40%軸向平均應(yīng)變)的拉伸位移載荷F，考查F增大過程中管壁的壁厚變化率。通過初步計(jì)算以壁厚減薄5%對應(yīng)的位移載荷為結(jié)構(gòu)最大承載位移，此時失效位置的Mises應(yīng)力接近材料抗拉強(qiáng)度。

2 結(jié)果及討論

2.1 計(jì)算結(jié)果

圖4是不同焊縫金屬強(qiáng)度對管道環(huán)焊縫承載能力的影響。從圖4可以看出，隨著焊縫強(qiáng)度的增加，Case1，Case2及Case3 3種模型求得承載的極限軸向平均應(yīng)變分別為4.6%，7.2%和9.6%，對應(yīng)軸向應(yīng)力分別為627,649 和664 MPa，壁厚最大減薄處距焊縫中心位置為0，1.7和5.0 mm，分別位于焊縫、焊縫及熱影響區(qū)和熱影響區(qū)及母材(圖5)。圖6是3種不同焊縫強(qiáng)度失效位置所對應(yīng)的Mises應(yīng)力。低強(qiáng)匹配時，失效位置焊縫的Mises等效應(yīng)力為512 MPa；等強(qiáng)匹配時，失效位置焊縫和熱影響區(qū)的等效應(yīng)力分別可達(dá)637和524 MPa；高強(qiáng)匹配時，失效位置熱影響區(qū)和母材的等效應(yīng)力分別為518和657 MPa。

圖4 焊縫強(qiáng)度對環(huán)焊接頭承載能力影響

圖5 不同焊縫強(qiáng)度失效位置

圖6 不同焊縫強(qiáng)度失效位置的Mises應(yīng)力

在填充焊縫為高強(qiáng)匹配且熱影響區(qū)存在軟化的情況下，計(jì)算分析3種強(qiáng)度根部焊縫對管道環(huán)焊接頭承載能力的影響，如圖7所示。圖7表明，在填充焊縫為高強(qiáng)匹配下，根部焊縫的強(qiáng)度變化對管道環(huán)焊縫軸向載荷和平均軸向應(yīng)變影響極小，幾乎可以忽略不計(jì)。MF1，MF2和MF3 3種強(qiáng)度根焊所對應(yīng)的軸向載荷均為664 MPa，極限軸向平均應(yīng)變也均為9.6%。失效位置(壁厚最大減薄處)距焊縫中心5 mm，位于熱影響區(qū)和母材(圖8)，其Mises等效應(yīng)力均為513和660 MPa。在根焊和填充焊縫為高強(qiáng)匹配時，計(jì)算分析了熱影響區(qū)3種強(qiáng)度對管道環(huán)焊接頭的軸向載荷和極限軸向平均應(yīng)變，結(jié)果如圖9所示。可以看出，與母材強(qiáng)度相比，熱影響區(qū)在低強(qiáng)(軟化)、等強(qiáng)(未軟化)和高強(qiáng)(脆化)3種情況下，對應(yīng)軸向載荷分別為664,668 和668 MPa，極限軸向平均應(yīng)變分別為9.6%，10.2%和10.2%。失效位置(壁厚最大減薄處)距焊縫中心分別為5，261和251 mm，處于熱影響區(qū)或母材位置(圖10)，其Mises等效應(yīng)力為513 MPa和661～668 MPa。因此對于高匹配GMAW環(huán)焊接頭，熱影響區(qū)強(qiáng)度變化對管道環(huán)焊縫的承載能力影響較小。

圖7 根焊強(qiáng)度對環(huán)焊接頭承載能力影響

圖8 不同根焊強(qiáng)度接頭失效位置

圖9 HAZ強(qiáng)度對環(huán)焊接頭承載能力影響

圖10 不同HAZ強(qiáng)度接頭失效位置

2.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

如前文所述，對厚壁管道GMAW環(huán)焊接頭，當(dāng)填充、蓋面焊縫為高強(qiáng)匹配時，由于根焊在整個環(huán)焊縫中所占比例較小，而且GMAW焊接熱輸入較小，熱影響區(qū)寬度較窄。因此根部焊縫和熱影響區(qū)強(qiáng)度變化對管道環(huán)焊縫軸向承載能力影響較小，而填充焊縫強(qiáng)度匹配對管道環(huán)焊縫接頭的承載能力影響較大。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證計(jì)算模型的有限性和焊縫匹配強(qiáng)度的影響，采用DIC法拉伸試驗(yàn)測試了低強(qiáng)和高強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭的變形過程，并借助寬板拉伸試驗(yàn)測試了高匹配環(huán)焊接頭拉伸應(yīng)變和強(qiáng)度。管體母材實(shí)際的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度分別為560和657 MPa，略高于有限元計(jì)算的母材強(qiáng)度約510 MPa。按屈服強(qiáng)度計(jì)算，2種強(qiáng)度匹配系數(shù)分別為0.9和1.15。

圖11為2種不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭在拉伸載荷下的應(yīng)變演化。DIC拉伸試驗(yàn)結(jié)果表明，低匹配時應(yīng)變主要集中于焊縫(圖11a)，其局部應(yīng)變可達(dá)50%以上。但由于接頭的整體變形較小，最終導(dǎo)致管道在低應(yīng)變下環(huán)焊縫斷裂失效。經(jīng)測量，低強(qiáng)匹配焊接接頭拉伸試樣的斷后伸長率為21%，抗拉強(qiáng)度為605 MPa。高強(qiáng)匹配時，變形主要發(fā)生在母材上，而焊縫的應(yīng)變集中較小(圖11b)，試樣最終在母材發(fā)生斷裂，其斷后伸長率為26%，抗拉強(qiáng)度為675 MPa。

圖11 不同強(qiáng)度匹配環(huán)焊接頭在拉伸載荷下的應(yīng)變演化

圖12為高強(qiáng)匹配GMAW環(huán)焊接頭的寬板拉伸試驗(yàn)結(jié)果。圖12表明，當(dāng)達(dá)到最大拉伸載荷651 MPa時，試樣一側(cè)遠(yuǎn)端應(yīng)變引伸計(jì)所測試的應(yīng)變?yōu)?.2%，與有限元計(jì)算的高強(qiáng)匹配接頭軸向應(yīng)變9.6%相當(dāng)。但由于材料的不均勻性，另一側(cè)遠(yuǎn)端應(yīng)變引伸計(jì)的應(yīng)變僅為2.9%。同時，GMAW環(huán)焊接頭的DIC拉伸和寬板拉伸試驗(yàn)結(jié)果與有限元計(jì)算結(jié)果基本相符，表明計(jì)算模型是可靠的。但由于材料實(shí)際性能存在不均勻性，而且與計(jì)算模型的材料參數(shù)也不完全等同，所以試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果存在一定偏差。另一方面，雖然采用R-O材料模型與材料頸縮前的力學(xué)行為相近，但該模型的材料在變形過程中是不斷強(qiáng)化的，并未反映材料頸縮后的力學(xué)行為。

圖12 高強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭寬板拉伸應(yīng)變

2.3 討論

對于承載焊縫，強(qiáng)度失配對焊接接頭力學(xué)行為的影響表現(xiàn)為焊縫與母材塑性變形具有明顯的不同時性。高匹配接頭的母材金屬屈服強(qiáng)度低于焊縫金屬，因而首先發(fā)生塑性變形，在焊縫金屬仍然處于彈性狀態(tài)時，母材對焊縫具有所謂的“屏蔽作用”，使焊縫受到保護(hù)，接頭強(qiáng)度不低于母材抗拉強(qiáng)度,且具有足夠的韌性；而低匹配接頭母材屈服強(qiáng)度高于焊縫，當(dāng)母材仍處于彈性狀態(tài)時，焊縫已經(jīng)發(fā)生塑性變形，焊縫的延展性可能會在接頭整體屈服前耗盡而斷裂。

實(shí)際管道環(huán)焊接頭強(qiáng)度是介于焊縫熔敷金屬和母材強(qiáng)度之間，且隨焊縫寬厚比而變化。由于低強(qiáng)焊縫區(qū)的塑性變形會受到兩側(cè)母材的拘束作用，低匹配接頭抗拉強(qiáng)度有可能接近于母材強(qiáng)度。有研究認(rèn)為[15-16]，當(dāng)熱影響區(qū)寬度與焊縫厚度的比值小于1/3，甚至對于極端的低強(qiáng)匹配情況，焊接接頭強(qiáng)度的降低也不超過10%。對于厚度較大的低匹配對接接頭，可以用經(jīng)驗(yàn)方程(2)[17]估算其抗拉強(qiáng)度，即

(2)

對于管道環(huán)焊縫接頭，通常情況下都存在焊縫的寬厚比Xh

雖然低匹配焊接接頭能夠借助母材的拘束作用而提高強(qiáng)度，甚至通過調(diào)整焊縫的寬厚比(改變坡口尺寸)可獲得與母材等強(qiáng)度的焊接接頭，但高強(qiáng)度管線鋼的屈強(qiáng)比高，變形和屈服主要集中在焊縫區(qū)域，裂紋很難擴(kuò)展到熔合線以外，接頭整體的斷后伸長率較低，強(qiáng)度失配會導(dǎo)致接頭在較低應(yīng)力下發(fā)生斷裂破壞。因此低匹配焊縫金屬必須有足夠大的韌性儲備。而高匹配接頭，除焊縫金屬本身具有更高的斷裂抗力外，塑性區(qū)容易延伸到更低強(qiáng)度的母材當(dāng)中，由于變形和屈服發(fā)生在母材和熱影響區(qū)，裂紋尖端區(qū)域容易應(yīng)力松弛，裂紋擴(kuò)展需要更大的驅(qū)動力。因此對于可能承受較大軸向載荷的管道環(huán)焊接頭，應(yīng)盡可能采用等強(qiáng)或高強(qiáng)匹配，以避免環(huán)焊縫在較低應(yīng)力和應(yīng)變下發(fā)生斷裂失效。

3 結(jié)論

(1)對于GMAW環(huán)焊接頭，隨焊縫金屬強(qiáng)度的升高，管道軸向極限載荷和軸向平均應(yīng)變增大，失效位置由焊縫向熱影響區(qū)和母材轉(zhuǎn)移。

(2)對于管道壁厚較大高強(qiáng)匹配環(huán)焊接頭，由于根焊金屬占比小，熱影響區(qū)很窄，根焊金屬和熱影響區(qū)強(qiáng)度對管道軸向極限載荷和軸向平均應(yīng)變影響較小。

(3)低強(qiáng)匹配時，管道環(huán)焊接頭在軸向載荷下，母材、熱影響區(qū)和焊縫發(fā)生不同步變形，軸向應(yīng)力和軸向應(yīng)變分布極不均勻。雖然低匹配焊縫受母材的拘束作用和自身的形變強(qiáng)化可提高接頭抗拉強(qiáng)度，但變形和屈服主要集中在焊縫區(qū)域，而導(dǎo)致管道斷裂失效。