大口徑鋼制燃?xì)夤艿黎偤高^(guò)程初始應(yīng)力的分析與研究

上海煤氣第一管線(xiàn)工程有限公司 顧軍

0 前言

城市的發(fā)展加快了鋼制燃?xì)馀f管道和新管道相互連接的需求。舊管道在路面拘束狀態(tài)下與新管道連接時(shí)，因受壓變形，鑲焊過(guò)程存在了不同程度的初始應(yīng)力。初始應(yīng)力主要來(lái)源于兩個(gè)方面：

(1)為連接兩個(gè)成不同角度鋪設(shè)的管道，經(jīng)常要對(duì)管口和鑲焊管段進(jìn)行預(yù)變形，預(yù)變形給管口引入了初應(yīng)力；

(2)舊管道因?yàn)殚L(zhǎng)期受到地面沉降、路面載荷等影響會(huì)有不同程度的失圓現(xiàn)象，實(shí)踐表明，大口徑(DN≥500 mm)鋼制燃?xì)夤艿涝诼访婢惺鵂顟B(tài)下失圓較大，焊接前需要對(duì)不同橢圓度的管口進(jìn)行矯正，矯正過(guò)程會(huì)在管口引入初應(yīng)力。

因此，需要考慮初始應(yīng)力和拘束狀態(tài)對(duì)焊縫及其熱影響區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)的影響，確保管道接頭質(zhì)量。

1 模擬試驗(yàn)方法及工藝參數(shù)

1.1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)主要目的是研究初始應(yīng)力對(duì)接頭焊接殘余應(yīng)力的影響。試驗(yàn)采用兩種焊接方案：第一種是自由態(tài)焊接，焊完之后進(jìn)行自由態(tài)下SS400/SS400、X60/ X60同種材料焊接接頭的熱彈塑性有限元分析，確定材料對(duì)焊接接頭應(yīng)力應(yīng)變的影響。第二種為一端采用千斤頂頂出預(yù)變形，而在另一端支撐固定，如圖1所示(千斤頂作用在距離焊縫中心200 mm的位置，而支撐十字結(jié)構(gòu)置于另一端筒體的尾端)，焊接結(jié)束后，測(cè)量頂端力及焊縫附近的殘余應(yīng)力；卸載后，在相同區(qū)域內(nèi)在進(jìn)行一次殘余應(yīng)力測(cè)試，最后對(duì)SS400和X60對(duì)接接頭在焊接過(guò)程的熱彈塑性有限元進(jìn)行分析，確定初應(yīng)力(橢圓度)與焊接接頭的殘余應(yīng)力應(yīng)變之間的關(guān)系。

圖1 施加預(yù)變形方案

焊接試驗(yàn)用管材為SS400和X60，其中，SS400外徑為1 220×12 mm，X60外徑為813×12.7 mm。

1.2 殘余應(yīng)力測(cè)量方法

1.2.1 測(cè)試原理

圖2為試驗(yàn)所用的電阻應(yīng)變花，在應(yīng)變花上對(duì)應(yīng)的圓孔內(nèi)采用慢速鉆孔儀打孔，孔徑和孔深都為2 mm。通過(guò)專(zhuān)用設(shè)備測(cè)得相應(yīng)的應(yīng)變后，利用公式(1)、(2)和(3)，即可確定相應(yīng)的主應(yīng)力。

圖2 測(cè)量用0°、45°和90°三向應(yīng)變花

式中：σ1、σ2—?dú)堄鄳?yīng)力的主應(yīng)力，MPa；

ε1、ε2、ε3—0°、45°和90°位置測(cè)得的釋放應(yīng)變；A、B—應(yīng)變釋放系數(shù)，10-7MPa；

γ =-2β，β則表示最大主應(yīng)力方向與0度方向的夾角。

另外，根據(jù)公式(4)和(5)，可計(jì)算平焊縫的橫向和縱向應(yīng)力，以及圓周焊的環(huán)向和軸向力。

式中：εx—橫向(軸向)釋放應(yīng)變；

εy—縱向(環(huán)向)釋放應(yīng)變；

σx—橫向(軸向)殘余應(yīng)力，MPa；

σy—縱向(環(huán)向)殘余應(yīng)力，MPa。

1.2.2 測(cè)試設(shè)備

殘余應(yīng)力測(cè)量采用盲孔法，應(yīng)變儀為60通道的DH3816，數(shù)據(jù)信號(hào)通過(guò)USB數(shù)據(jù)線(xiàn)自動(dòng)進(jìn)行采集。

1.2.3 焊接殘余應(yīng)力測(cè)試

分別對(duì)SS400/SS400和X60/X60筒體對(duì)接接頭進(jìn)行了殘余應(yīng)變的測(cè)量。在試件上取數(shù)個(gè)測(cè)點(diǎn)，經(jīng)320#的拋光片磨光后，用細(xì)砂紙進(jìn)一步精磨，再用酒精去除污垢，貼上三向應(yīng)變花。應(yīng)變花應(yīng)與被測(cè)表面緊密貼合。應(yīng)變花的0°和90°方向分別對(duì)應(yīng)筒體的環(huán)向和軸向。通過(guò)屏蔽銅導(dǎo)線(xiàn)將應(yīng)變花的3向電阻片與應(yīng)變測(cè)量?jī)x進(jìn)行連接。數(shù)據(jù)采集通過(guò)與應(yīng)變儀配套的軟件獲取。打孔前對(duì)應(yīng)變片進(jìn)行平衡操作，之后即可打孔，同時(shí)每20 s采集一次數(shù)據(jù)；盲孔尺寸為深約2 mm，直徑2 mm。打完盲孔后，繼續(xù)采集約5 min，所得的數(shù)據(jù)即為最后的釋放應(yīng)變。

1.2.4 殘余應(yīng)力計(jì)算方法

主應(yīng)力采用公式(1)、(2)和(3)獲得，軸向(橫向)應(yīng)力和環(huán)向(縱向)應(yīng)力則采用公式(4)和(5)分別獲得。

1.2.5 應(yīng)變釋放系數(shù)標(biāo)定

兩種材料的應(yīng)力釋放系數(shù)標(biāo)定值如下：SS400應(yīng)變釋放系數(shù)A=-0.85，B=-1.14；X60應(yīng)變釋放系數(shù)A=-0.95，B=-1.43。

2 無(wú)預(yù)變形情況下的殘余應(yīng)力分析

2.1 SS400/SS400管接頭殘余應(yīng)力分析

圖3、4示意了SS400/SS400管接頭內(nèi)、外焊縫殘余應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置情況。測(cè)點(diǎn)最近距離焊接起始位置200 mm，測(cè)點(diǎn)之間沿焊道方向間距為50~80 mm。

圖3 SS400/SS400接頭內(nèi)焊縫殘余應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置

圖4 SS400/SS400接頭外焊縫殘余應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置

圖5、圖6、圖7、圖8和表1、表2分別列出各測(cè)點(diǎn)的殘余應(yīng)力值和橫向應(yīng)力的分布。由結(jié)果可見(jiàn)，對(duì)于SS400/SS400接頭，外表面，殘余應(yīng)力的主應(yīng)力最大值位于焊縫中心，為271.5 MPa，而熱影響區(qū)和熔合線(xiàn)上的應(yīng)力值都比較低，在150 MPa 以?xún)?nèi)。考慮焊縫的軸向和環(huán)向可知，殘余應(yīng)力主要以環(huán)向?yàn)橹鳎S向應(yīng)力為壓應(yīng)力或接近0。

對(duì)于內(nèi)表面，主應(yīng)力最大值也位于焊縫內(nèi)，287.4 MPa，熔合線(xiàn)和熱影響區(qū)上的最大主應(yīng)力也接近100 MPa。而環(huán)向、軸向應(yīng)力分布與外表面類(lèi)似。

表1 SS400/SS400接頭外壁測(cè)點(diǎn)殘余應(yīng)力值

圖5 SS400/SS400接頭外壁最大主應(yīng)力分布

圖6 SS400/SS400接頭外壁應(yīng)力分量分布

表2 SS400/SS400 接頭內(nèi)壁測(cè)點(diǎn)殘余應(yīng)力值

圖7 SS400/SS400接頭內(nèi)壁最大主應(yīng)力分布

圖8 SS400/SS400接頭內(nèi)壁應(yīng)力分量分布

2.2 X60/X60管接頭殘余應(yīng)力分析

圖9和圖10為X60/X60管接頭外壁焊縫殘余應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置情況。同樣，外測(cè)點(diǎn)位置距離起弧點(diǎn)最近200 mm，依次布點(diǎn)，各測(cè)點(diǎn)間距50~80 mm。表3和圖9、圖10分別表示了外壁測(cè)點(diǎn)的殘余應(yīng)力及分布狀態(tài)。

同樣，最大主應(yīng)力值位于熱影響區(qū)，為266.45 MPa。環(huán)向應(yīng)力占主導(dǎo)。

表3 X60/X60 接頭外壁測(cè)點(diǎn)殘余應(yīng)力值

圖9 X60/X60接頭外壁應(yīng)力主應(yīng)力分布

圖10 X60/X60接頭外壁應(yīng)力分量分布

3 施加預(yù)變形情況下的殘余應(yīng)力分析

3.1 預(yù)變形情況下SS400/SS400殘余應(yīng)力分析

圖11和圖12為SS400/SS400筒體接頭殘余應(yīng)力測(cè)試點(diǎn)布點(diǎn)方式圖。在千斤頂作用下，千斤頂側(cè)筒體外直徑1 250 mm和1 182 mm，卸載后最大直徑為1 228 mm 和1 210 mm。

圖11 SS400/SS400筒體接頭殘余應(yīng)力外壁測(cè)點(diǎn)分布

圖12 SS400/SS400筒體接頭殘余應(yīng)力內(nèi)壁測(cè)點(diǎn)分布

外壁測(cè)點(diǎn)的殘余應(yīng)力結(jié)果如表4、表5和圖13所示。卸載前，最大殘余應(yīng)力位于千斤頂作用側(cè)的熱影響區(qū)，為291.6 MPa。而未采用千斤頂時(shí)的最大殘余應(yīng)力位于焊縫中心，為271.5，因此，千斤頂?shù)淖饔檬沟煤附託堄鄳?yīng)力在卸載前增加約13%。卸載后，最大殘余應(yīng)力降至237.3位于焊縫中心，降幅達(dá)12.6%。圖13直觀的反應(yīng)了千斤頂卸載前后的焊接殘余應(yīng)力變化情況。

表4 SS400/SS400卸載前外壁點(diǎn)殘余應(yīng)力值

表5 SS400/SS400卸載后外壁點(diǎn)殘余應(yīng)力值

圖13 千斤頂卸載前后的外壁焊縫殘余應(yīng)力變化

表6和表7分別列出了SS400/SS400筒體接頭千斤頂卸載前、后內(nèi)壁點(diǎn)殘余應(yīng)力。由結(jié)果可知，千斤頂作用區(qū)，內(nèi)壁應(yīng)力大于外壁應(yīng)力。并且卸載后，殘余應(yīng)力略有增加。主要是軸向應(yīng)力變大。

表6 SS400/SS400 卸載前內(nèi)壁點(diǎn)殘余應(yīng)力值

表7 SS400/SS400 卸載后內(nèi)壁點(diǎn)殘余應(yīng)力值

圖14更直觀的反應(yīng)了千斤頂卸載前后的焊接殘余應(yīng)力變化情況。

圖14 千斤頂卸載前后的內(nèi)壁焊縫殘余應(yīng)力變化

圖15和圖16為SS400/SS400筒體接頭外表面在未加輔助裝置、輔助裝置卸載前和卸載后三種條件下對(duì)應(yīng)環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力變化情況。

圖15 SS400/SS400筒體接頭外壁焊縫的環(huán)向應(yīng)力變化

圖16 SS400/SS400筒體接頭外壁焊縫的軸向應(yīng)力變化

未安裝輔助裝置時(shí)，焊縫區(qū)域的應(yīng)力主要是沿環(huán)向分布的，最大值接近200.3 MPa，位于焊縫中心；而輔助裝置卸載前，環(huán)向應(yīng)力較未安裝輔助裝置時(shí)有一定幅度的增加，但同樣，軸向應(yīng)力增加更明顯；卸載輔助裝置后，環(huán)向殘余應(yīng)力有所減小，而軸向殘余應(yīng)力相對(duì)卸載前，略有增加，并且小于環(huán)向應(yīng)力。因此，對(duì)于SS400/SS400接頭，輔助裝置會(huì)較大幅度的增加軸向應(yīng)力。

圖17和圖18為SS400/SS400筒體接頭內(nèi)表面在未加輔助裝置、輔助裝置卸載前和卸載后三種條件下對(duì)應(yīng)環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力變化情況。未安裝輔助裝置時(shí)，焊縫區(qū)域的應(yīng)力主要是沿環(huán)向分布的，最大值接近287 MPa，位于焊縫中心；而輔助裝置卸載前，環(huán)向應(yīng)力較未安裝輔助裝置時(shí)略有增加，而軸向應(yīng)力增加明顯；卸載輔助裝置后，環(huán)向殘余和軸向殘余應(yīng)力相對(duì)卸載前都略有減小，但軸向應(yīng)力大于環(huán)向應(yīng)力。因此，對(duì)于SS400/SS400接頭，輔助裝置會(huì)較大幅度的增加軸向應(yīng)力，從而影響最終殘余應(yīng)力。

圖17 SS400/SS400筒體接頭內(nèi)壁焊縫的環(huán)向應(yīng)力變化

圖18 SS400/SS400筒體接頭內(nèi)壁焊縫的軸向應(yīng)力變化

3.2 預(yù)變形情況下X60/X60殘余應(yīng)力分析

圖19為X60/X60 對(duì)接筒體焊接殘余應(yīng)力測(cè)試點(diǎn)布點(diǎn)示意圖，左側(cè)為千斤頂加載端，右側(cè)為十字支撐端。外表面殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果如表8、表9和圖20所示。

圖19 X60/X60 接頭外壁應(yīng)力分布

表8 X60/X60 預(yù)應(yīng)變卸載前殘余應(yīng)力值

千斤頂?shù)淖饔檬沟猛搀w的不圓度增加，最大外直徑為820 mm，最小直徑為802 mm；卸載后，分別恢復(fù)到816 mm和810 mm。根據(jù)表8和表9的結(jié)果可知，千斤頂作用的區(qū)域產(chǎn)生了約212 MPa 的環(huán)向拉應(yīng)力。卸載后，該區(qū)域的環(huán)向應(yīng)力和主應(yīng)力變成了壓應(yīng)力，如表9中的P14。

表9 X60/X60 預(yù)應(yīng)變卸載后殘余應(yīng)力值

加載時(shí)，最大主應(yīng)力位于千斤頂側(cè)的熱影響區(qū)，為358.5 MPa，十字支撐側(cè)熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力次之，也達(dá)到了339.6 MPa。相對(duì)于2.2 節(jié)中的結(jié)果(266.45 MPa)，最大殘余應(yīng)力增加了約35%。但千斤頂卸載后，最大殘余應(yīng)力值降至209.15 MPa，降幅為21%。

圖20更清晰地反應(yīng)了千斤頂卸載前后的殘余應(yīng)力變化情況。

圖20 X60/X60 筒體接頭卸載前后的殘余應(yīng)力變化

對(duì)于X60/X60筒體接頭，未加輔助裝置、輔助裝置卸載前和卸載后三種條件對(duì)應(yīng)的殘余應(yīng)力最大值分別為266.45 MPa、358.50 MPa和209.15 MPa，都是位于熱影響區(qū)。

X60/X60筒體接頭焊接時(shí)，輔助裝置的安裝方式為，距離焊縫200 mm，采用千斤頂施加預(yù)變形，使得筒體的長(zhǎng)軸和短軸相差20 mm；另一個(gè)筒體則在尾端采用十字結(jié)構(gòu)固定支撐。千斤頂作用區(qū)域的外壁拉應(yīng)力的最大主應(yīng)力測(cè)量值為211.99 MPa，并且主要表現(xiàn)為環(huán)向拉應(yīng)力(211.94 MPa)。而與之垂直 90°的外表面應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力，最大主壓應(yīng)力-3.03 MPa。卸載后，這兩個(gè)區(qū)域的應(yīng)力全部變成了壓應(yīng)力。

圖21和圖22為三種情況對(duì)應(yīng)的環(huán)向應(yīng)力和軸向應(yīng)力。未安裝輔助裝置時(shí)，焊縫區(qū)域的應(yīng)力主要是沿環(huán)向分布的，最大值接近265 MPa，位于熱影響區(qū)；而輔助裝置卸載前，環(huán)向應(yīng)力較未安裝輔助裝置時(shí)有較小幅度的增加，但軸向應(yīng)力增加明顯；卸載輔助裝置后，環(huán)向殘余應(yīng)力明顯減小(約50%)，而軸向殘余應(yīng)力相對(duì)卸載前，略有增加，并且大于環(huán)向應(yīng)力。因此，對(duì)于X60/X60接頭，輔助裝置會(huì)增加軸向應(yīng)力，降低環(huán)向應(yīng)力。

圖21 X60/X60筒體接頭外壁焊縫的環(huán)向應(yīng)力變化

圖22 X60/X60筒體接頭外壁焊縫的軸向應(yīng)力變化

4 結(jié)論

(1)建立了預(yù)應(yīng)力分量計(jì)算模型，計(jì)算結(jié)果表明：橫向預(yù)應(yīng)力增加了橫向焊接殘余應(yīng)力，而對(duì)縱向殘余應(yīng)力沒(méi)有影響；縱向預(yù)應(yīng)力不僅可以降低橫向焊接殘余應(yīng)力，而且還可以降低縱向殘余應(yīng)力。因此，采用機(jī)械預(yù)應(yīng)力法控制焊接殘余應(yīng)力，要盡量降低橫向預(yù)應(yīng)力的大小，增加縱向預(yù)應(yīng)力。

(2)對(duì)于所測(cè)X60、SS400筒體，無(wú)論是內(nèi)側(cè)焊縫還是外側(cè)焊縫，環(huán)向應(yīng)力分量較大，主導(dǎo)主應(yīng)力水平。SS400/SS400接頭外表面最大主應(yīng)力值位于焊縫中心，為271.5 MPa，內(nèi)表面最大殘余應(yīng)力值為287.4 MPa，也位于焊縫中心；X60/X60接頭外壁焊縫最大主應(yīng)力位于熱影響區(qū)，為266.45 MPa。

(3)焊接殘余應(yīng)力計(jì)算結(jié)果與測(cè)試結(jié)果基本一致。無(wú)論X60和SS400，接頭環(huán)向應(yīng)力分量較高，而軸向應(yīng)力較?。粌?nèi)表面的殘余應(yīng)力略高于外表面的殘余應(yīng)力水平。

(4)預(yù)熱對(duì)焊縫區(qū)殘余應(yīng)力的影響較小，可略微降低外表面(SS400)或內(nèi)表面(X60)的環(huán)向殘余應(yīng)力分量。

(5)結(jié)合預(yù)應(yīng)力數(shù)值模型和模擬件計(jì)算模型，機(jī)械撐脹會(huì)導(dǎo)致焊縫區(qū)應(yīng)力水平的變化，內(nèi)側(cè)焊縫殘余應(yīng)力略微下降，而外側(cè)焊縫殘余應(yīng)力略微上升。

(6)進(jìn)一步結(jié)合筒體短邊支撐和長(zhǎng)邊壓縮模型的計(jì)算分析，實(shí)際施工過(guò)程應(yīng)合理選擇點(diǎn)焊位置，避開(kāi)橫向(軸向)拉應(yīng)力較大的區(qū)域；也可以采用卸載條件下橢圓度最小對(duì)鑲焊管道進(jìn)行預(yù)整形，然后進(jìn)行對(duì)口焊接的鑲焊工藝，達(dá)到預(yù)變形影響最??；或者將點(diǎn)焊區(qū)或打底焊區(qū)域通過(guò)預(yù)變形控制為橫向壓應(yīng)力狀態(tài)。