葉豐,彭星煜,張麗江,馮梁俊

(1.西南石油大學(xué)，成都 610500；2.中國石油川慶鉆探工程有限公司安全環(huán)保質(zhì)量監(jiān)督檢測研究院，成都 618300)

0 前言

雙金屬復(fù)合管是將低合金高強(qiáng)度碳鋼和不銹鋼等耐蝕能力較強(qiáng)的合金復(fù)合后形成的一種新型管材，主要有機(jī)械復(fù)合與冶金復(fù)合兩種結(jié)合方式[1 - 2]，綜合了不銹鋼優(yōu)良的防腐性能和碳鋼良好的力學(xué)性能，并且壽命為普通碳鋼的4～6倍，具有較高的性價比，在油氣集輸領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。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。由于焊接熱輸入不均勻而產(chǎn)生的焊接殘余應(yīng)力，容易導(dǎo)致管道產(chǎn)生應(yīng)力腐蝕開裂，降低構(gòu)件剛度，影響疲勞強(qiáng)度。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。

Karlsson[3]采用有限元方法模擬了SIS2172（瑞典標(biāo)準(zhǔn)鋼）碳鋼鋼管的焊接過程獲得了焊接過程的溫度和應(yīng)力分布。Obeid等學(xué)者[4]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。江勝飛等學(xué)者[5]通過生死單元技術(shù)，模擬了V形坡口的雙金屬復(fù)合管焊接過程，但沒有考慮固態(tài)相變的影響。張成杰[6]針對316L/L415QB機(jī)械復(fù)合管，采用SYSWELD軟件數(shù)值模擬了V形坡口的多層多道焊過程，發(fā)現(xiàn)在基層熔合線附近的殘余應(yīng)力最大，容易出現(xiàn)焊接裂紋。劉東明[7]分析了不同管徑復(fù)合管焊接接頭的應(yīng)力表現(xiàn)，考慮了蓋面焊的焊材對焊接殘余應(yīng)力的影響。

采用試驗方法和數(shù)值模擬方法，基于SYSWELD焊接仿真軟件，建立考慮基層L360QS固態(tài)相變的雙金屬復(fù)合管焊接有限元模型，分析雙金屬復(fù)合管焊接接頭的殘余應(yīng)力分布，研究基層和襯層殘余應(yīng)力的產(chǎn)生和分布。

1 復(fù)合管焊接工藝

1.1 試驗材料

研究對象為Incoloy 825/L360QS機(jī)械復(fù)合管，外基管材料為L360QS碳鋼，內(nèi)襯管材料為Incoloy 825鎳基合金，其Ni，Cr含量較高，試驗材料化學(xué)成分見表1。為避免Incoloy 825耐蝕合金元素被稀釋，采用ERNiCrMo-3焊絲對Incoloy 825/L360QS雙金屬復(fù)合管進(jìn)行焊接，制備焊接接頭，焊絲直徑2 mm，焊接材料的化學(xué)成分見表2。焊接選用Incoloy 825/L360QS復(fù)合管制備焊接接頭，采用V形坡口，坡口角度為60°，坡口間隙2 mm，焊接接頭示意圖如圖1所示。

圖1 焊接接頭示意圖

表1 外基管和內(nèi)襯管材料的化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù),%）

表2 ERNiCrMo-3焊絲化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù),%）

1.2 焊接工藝

采用鎢極氬弧焊對Incoloy 825/L360QS復(fù)合管進(jìn)行焊接，其焊接工藝參數(shù)見表3。雙金屬復(fù)合管焊接熱輸入采用式（1）計算。

表3 焊接工藝參數(shù)

式中：Q為焊接熱輸入；η為焊接熱效率，取0.7；U為電弧電壓；I為焊接電流；v為焊接速度。

焊接時采用打底、過渡、填充和蓋面4層焊道進(jìn)行焊接，制備Incoloy 825/L360QS復(fù)合管焊接接頭，并嚴(yán)格控制多道焊的層間溫度，防止雙金屬復(fù)合管接頭組織與性能的惡化。

2 有限元模型的建立

2.1 溫度場控制方程

熱源加載到工件表面，會在試樣表面和內(nèi)部產(chǎn)生隨時間變化的溫度場，基于傅立葉定律和能量定律導(dǎo)熱微分方程，考慮材料里面的潛熱三維導(dǎo)熱微分方程解[8]，得到溫度場分布如公式（2）所示

2.2 材料性能參數(shù)

在不同溫度下，Incoloy 825/L360QS復(fù)合管基層和襯層的材料熱學(xué)和力學(xué)性能參數(shù)對比如圖2和圖3所示。2種材料的熱膨脹系數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)和屈服強(qiáng)度均存在較大性能差異，這些因素都會直接影響每道焊道造成的應(yīng)力場分布[9 - 10]。

圖3 Incoloy 825/L360QS力學(xué)性能

2.3 熱源模型

為提高有限元計算的準(zhǔn)確性，選擇合適的熱源模型是非常必要的。文中采用了Goldak提出的雙橢球熱源模型，如圖4所示[11]。

圖4 雙橢球熱源模型示意圖

雙橢球熱源模型前后兩部分的熱流密度qf(x,z,t)和qr(x,z,t)如式（3）和式（4）所示。

2.4 有限元模型

采用前處理軟件Visual Mesh對Incoloy 825/L360QS復(fù)合管焊接接頭進(jìn)行建模，并劃分網(wǎng)格，Incoloy 825/L360QS復(fù)合管焊接有限元模型如圖5所示。

圖5 Incoloy 825/L360QS復(fù)合管焊接接頭有限元模型

模型尺寸為?100 mm × (7 + 3) mm，坡口角度60°，采用鎢極氬弧焊，填充金屬為ERNiCrMo-3焊絲。由于復(fù)合管的幾何結(jié)構(gòu)關(guān)于x軸和y軸對稱，因此取其1/4部分建立模型，考慮到焊縫處溫度梯度較大，焊縫熔合線及HAZ附近的網(wǎng)格劃分較細(xì)密，而距離焊縫及HAZ較遠(yuǎn)區(qū)域的網(wǎng)格劃分較稀疏，以兼顧計算速度和模擬準(zhǔn)確性。

3 模擬結(jié)果及分析

模擬得到的焊接殘余應(yīng)力等效應(yīng)力分布如圖6所示，高應(yīng)力區(qū)主要集中在外表面焊縫中心位置，峰值應(yīng)力達(dá)到492 MPa。為真實反應(yīng)雙金屬復(fù)合管的軸向應(yīng)力、環(huán)向應(yīng)力及徑向應(yīng)力，采用鉆孔應(yīng)變法（圖7）對Incoloy825/L360QS復(fù)合管焊后表面殘余應(yīng)力進(jìn)行測量，并將其與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較驗證，殘余應(yīng)力取樣點(diǎn)路徑如圖8所示。

圖6 管道外壁等效應(yīng)力云圖

圖7 殘余應(yīng)力測量過程及測點(diǎn)分布圖

圖8 殘余應(yīng)力取樣點(diǎn)路徑示意圖

3.1 中央截面上殘余應(yīng)力分布規(guī)律

圖9為中央截面上各向殘余應(yīng)力的計算結(jié)果與實測結(jié)果。從圖9a可知，計算結(jié)果與實測結(jié)果比較吻合。在軸向應(yīng)力上，襯層表現(xiàn)出較大拉應(yīng)力，最大拉應(yīng)力約為350 MPa，而基層主要表現(xiàn)為壓應(yīng)力。在熔合線附近，基層的應(yīng)力上升趨勢較襯層明顯，表現(xiàn)為拉應(yīng)力，最大值約為160 MPa。由圖9b可知，在環(huán)向應(yīng)力上，基層和襯層的分布規(guī)律與軸向應(yīng)力類似，基層的環(huán)向應(yīng)力在焊縫中心到熔合線附近由壓應(yīng)力變?yōu)槔瓚?yīng)力，應(yīng)力峰值約為200 MPa，襯層在焊縫中心到熔合線附近拉應(yīng)力逐漸下降，在遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域時變?yōu)閴簯?yīng)力，應(yīng)力峰值為-90 MPa。由圖9c可知，徑向應(yīng)力又與環(huán)向應(yīng)力類似，最大拉應(yīng)力約為40 MPa，最大壓應(yīng)力約為-50 MPa。

圖9 中央斷面上軸向殘余應(yīng)力的計算結(jié)果與實測結(jié)果

圖10為基層和襯層的等效殘余應(yīng)力計算結(jié)果（沿圖8中L1，L2方向）。可以看出，高應(yīng)力區(qū)域主要集中在熔合線附近，基層等效應(yīng)力最大值約為348 MPa，襯層等效應(yīng)力最大值約為378 MPa。但基層和襯層高應(yīng)力形成的原因不同，基層是由于L360QS與Incoloy 825的屈服強(qiáng)度差異較大及熔合線處L360QS在高溫下的低屈服強(qiáng)度與HAZ處的高屈服強(qiáng)度促進(jìn)了應(yīng)力的產(chǎn)生。而襯層是由于相變差異及Incoloy 825在不同溫度下的屈服強(qiáng)度差異兩個方面的因素所導(dǎo)致的高應(yīng)力表現(xiàn)。

圖10 基層和襯層等效殘余應(yīng)力的計算結(jié)果

3.2 焊縫側(cè)殘余應(yīng)力分布規(guī)律

沿圖8中C1，C2方向提取焊縫側(cè)的殘余應(yīng)力計算結(jié)果，并與實測結(jié)果進(jìn)行比較，如圖11所示，計算結(jié)果與實測結(jié)果較為一致。由圖11a和圖11b可知，軸向殘余應(yīng)力和環(huán)向殘余應(yīng)力整體呈帽狀分布，襯層焊縫側(cè)的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力大于基層處的，軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力的峰值分別為350 MPa和290 MPa。從圖11c可以看出，復(fù)合管基層和襯層沿管徑方向的徑向應(yīng)力水平較低，內(nèi)襯管的徑向應(yīng)力幾乎為零，這是由于后置焊道焊接時，相當(dāng)于對前置焊道進(jìn)行了熱處理，消除了一部分應(yīng)力。此外，由圖9c和圖11c可知，Incoloy 825/L360QS復(fù)合管的徑向應(yīng)力較小，這對復(fù)合管的結(jié)構(gòu)安全影響較小。

圖11 焊縫側(cè)殘余應(yīng)力的計算結(jié)果與試驗測量結(jié)果

4 結(jié)論

（1）中央截面上，基層的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力主要為壓應(yīng)力，在熔合線附近出現(xiàn)壓應(yīng)力與拉應(yīng)力的急劇變化，從焊縫側(cè)到遠(yuǎn)離HAZ區(qū)域，應(yīng)力逐漸減小至零。

（2）在焊縫側(cè)，軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力呈帽狀分布，主要為拉應(yīng)力，襯層峰值應(yīng)力大于基層，與軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力相比，徑向應(yīng)力較小。

（3）在熔合線附近應(yīng)力水平較高，且基層和襯層的應(yīng)力形成機(jī)制不同，高應(yīng)力區(qū)域主要集中在熔合線及過渡層區(qū)域附近，該區(qū)域的開裂敏感性較高。