大口徑天然氣管道環(huán)焊縫殘余應(yīng)力分布

李玉坤,王鄯堯,楊進(jìn)川,徐春燕,田 野,賈海東,曹小建

(1.中國石油大學(xué)(華東)儲運(yùn)與建筑工程學(xué)院,山東青島 266580;2.國家管網(wǎng)集團(tuán)西部管道有限公司，新疆烏魯木齊 830012)

管道環(huán)焊縫焊接技術(shù)是天然氣管道現(xiàn)場施工的關(guān)鍵技術(shù),焊接過程中不可避免地會產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力,殘余應(yīng)力的存在是影響管道焊接接頭脆性斷裂、疲勞斷裂和應(yīng)力腐蝕開裂等失效形式的重要因素。測量、表征殘余應(yīng)力分布特征需掌握快速準(zhǔn)確的殘余應(yīng)力測量方法[1],隨著殘余應(yīng)力理論[2]、測量技術(shù)[3]及測量設(shè)備的發(fā)展[4],殘余應(yīng)力的測量已獲得廣泛關(guān)注并已形成一些成熟方法。Soete等[5]研究了盲孔法測量殘余應(yīng)力的基本理論及測量方法;Bray[6]利用盲孔法驗證了超聲波法測量管道焊接殘余應(yīng)力結(jié)果的準(zhǔn)確性;Yashar等[7-8]探究了304L不銹鋼和A106碳鋼兩種材料管道焊接接頭的殘余應(yīng)力分布規(guī)律,并通過有限元數(shù)值計算和盲孔法驗證了檢測精度;Sowards等[9]通過數(shù)值模擬方法研究了微合金管道在焊接過程中的焊接殘余應(yīng)力分布特點;Chen等[10]研究了不同焊接方法和不同焊接參數(shù)條件下X80鋼的焊縫及熱影響區(qū)的組織性能;劉昭等[11]針對GH4169合金熱處理過程產(chǎn)生的殘余應(yīng)力采用中子衍射法進(jìn)行了測量。Cho等[12]、劉增華等[13]利用試驗及數(shù)值分析探究了各種強(qiáng)度鋼焊縫處的殘余應(yīng)力分布規(guī)律。然而目前的研究大多采用單一試驗法或數(shù)值計算法,且采用的試驗方法多為傳統(tǒng)的盲孔法和超聲法,試驗法與數(shù)值計算相結(jié)合的研究鮮有報道[14-17]。筆者首先對兩鋼板焊接的熱循環(huán)過程進(jìn)行數(shù)值計算,再以國家管網(wǎng)某公司Φ1219 mm含環(huán)焊縫X80管段為試驗對象,采用矯頑力法和超聲法兩種無損檢測方法以及盲孔法測量管道環(huán)焊縫及周邊殘余應(yīng)力,獲得殘余應(yīng)力分布;并基于數(shù)值計算和試驗結(jié)果,探究環(huán)焊縫及周邊殘余應(yīng)力分布特征,驗證矯頑力法表征殘余應(yīng)力分布規(guī)律的準(zhǔn)確性。

1 兩鋼板焊接過程數(shù)值計算

單個焊接試驗耗時長、成本高,利用數(shù)值計算探究焊接殘余應(yīng)力分布特征可減少大量的實際焊接試驗,是一種高效可行的焊接殘余應(yīng)力分布研究方法。大口徑天然氣管道尺寸大,數(shù)值計算模型對計算機(jī)要求過高,為提高計算速度,對模型進(jìn)行合理簡化,以與管道材質(zhì)相同的兩鋼板為研究對象,建立鋼板的二維有限元計算模型,進(jìn)行焊接數(shù)值計算。

1.1 熱源模型

常見的熱源函數(shù)模型有3種:支持表面熱處理作業(yè)的二維高斯(2D Guassian)模型,普通弧焊如MIG焊的雙橢球(double ellipsoid)模型,允許高能束焊接作業(yè)的3維高斯圓錐(3D conical Guassian)模型。本文的工藝參數(shù)是參考常用的焊接工藝參數(shù)制定,因此選取的是雙橢球熱源模型。設(shè)ff、fr為雙橢球熱源的熱輸入分配系數(shù),則前、后半橢球體的熱流分布[18]為

(1)

(2)

ff+fr=2.

其中

式中,q為熱通量,J/(m2·s);x、y、z為相對于熱源中心的坐標(biāo);af為橢球前長,mm;ar為橢球后長,mm;b為橢球?qū)挾鹊囊话?mm;c為橢球深度,mm;Q為有效功率,W;η為電弧熱效率;U為焊接電壓,V;I為焊接電流,A。

1.2 有限元模型

通過SYSWELD軟件的Visual-mesh組件建立有限元模型,大口徑管道有限元模型見圖1(a),管道的直徑、高度、厚度為1200 mm×400 mm×16 mm,沿管道軸線方向網(wǎng)格均分為30層。圖1(b)為從管道隨機(jī)切取的鋼板有限元模型,單塊鋼板尺寸為80 mm×20 mm,焊接方向設(shè)置為沿x軸正方向。焊接過程中,假設(shè)材料均勻且各向同性,焊接熱量除一部分用于融化焊條和鋼板外,部分與空氣熱交換。選取合適單元類型,施加與表1焊接工況相同的焊接熱力邊界條件。鋼板底面與工作臺接觸,則將鋼板底面設(shè)置為剛性約束。焊縫熱影響區(qū)域溫度梯度大,應(yīng)力應(yīng)變在焊接過程中變化劇烈。通過數(shù)值計算求解焊縫及周邊的殘余應(yīng)力分布及變化規(guī)律。

圖1 兩鋼板熱循環(huán)模型Fig.1 Local finite element model

表1 X80管道焊接工藝Table 1 Welding process of X80 pipeline

1.3 數(shù)值計算結(jié)果

兩鋼板焊接數(shù)值計算中,考慮熱傳導(dǎo),給定邊界條件,求解得到焊接縫不同時刻各節(jié)點的溫度,再將各時刻各節(jié)點的溫度作為載荷施加到模型上,模擬穩(wěn)定的焊接工藝,完成整個的應(yīng)力-應(yīng)變分析過程,分別獲得焊縫處軸向和橫向的殘余應(yīng)力分布云圖(圖2(a)、(b))。結(jié)合焊縫及影響區(qū)域的實際尺寸(圖2(c))繪制焊縫表面殘余應(yīng)力分布曲線(圖3)。

由圖2可見,焊縫及周邊的殘余應(yīng)力以焊縫為中心呈對稱分布,在焊縫區(qū)域內(nèi)呈“燈籠型”分布,軸向殘余應(yīng)力在熔合區(qū)和焊縫區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,拉應(yīng)力峰值位于熔合區(qū),環(huán)向殘余應(yīng)力在焊趾處和打底焊根部錯邊處表現(xiàn)為拉應(yīng)力。由圖3可見,軸向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,拉應(yīng)力區(qū)域約為焊縫中心兩側(cè)各5 mm長度,拉應(yīng)力隨著距焊縫中心距離增大而減小,超過焊縫中心5 mm外軸向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力,壓應(yīng)力峰值約位于距焊縫中心9 mm處;環(huán)向殘余應(yīng)力在焊縫及熱影響區(qū)內(nèi)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,在焊縫區(qū)隨著距焊縫距離增加拉應(yīng)力逐漸增大,拉應(yīng)力峰值位于距焊縫4.5 mm處,當(dāng)距離超過4.5 mm后,應(yīng)力隨焊縫距離增大而減小,在焊縫區(qū)域環(huán)向殘余應(yīng)力略小于軸向殘余應(yīng)力。

圖2 殘余應(yīng)力分布云圖與焊縫及影響區(qū)域?qū)嶋H尺寸Fig.2 Residual stress distribution cloud chart and actual dimensions of welds and affected areas

圖3 焊縫表面殘余應(yīng)力分布Fig.3 Distribution of residual stress on weld surface

2 試驗法

殘余應(yīng)力測量目前已形成了完備的檢測理論體系,檢測方法大致可分為無損檢測和有損檢測兩類。本文中采用的超聲法和矯頑力法屬于無損檢測方法,盲孔法屬于有損檢測方法。

圖4 測點區(qū)域劃分Fig.4 Points area division

某含環(huán)焊縫管段材質(zhì)為X80,公稱直徑為1 219 mm,壁厚為16.5 mm,長度為400 mm。如圖4(a)所示,以管道的頂點為0點,在管道環(huán)向按照表盤用12個鐘點方位標(biāo)記環(huán)焊縫;并以0點為起點,每隔表盤30 min的位置取一個待測方位,如0:00、0:30、1:00等,每個待測方位上再以焊縫為中心在豎直方向取7個待測點,自上而下標(biāo)號① ～⑦。首先使用矯頑力檢測儀(圖5(a))測量各待測點的軸向和環(huán)向矯頑力。再用超聲在線應(yīng)力測量裝置(圖5(b))沿管道環(huán)向每90 min表盤位置測量0:00、1:30、3:00、4:30、6:00、7:30、9:00、10:30共8個表盤方位的殘余應(yīng)力,每個表盤取點方位在豎直方向取5個待測點,如圖4(b)所示,焊縫中心一個,焊縫上、下側(cè)各兩個;最后利用盲孔法對超聲法所選取的各個測點進(jìn)行應(yīng)變測量。

圖5 檢測裝置Fig.5 Detection device

2.1 矯頑力法

根據(jù)矯頑力法試驗原理,矯頑力法應(yīng)力測量技術(shù)是通過磁性薄膜應(yīng)力效應(yīng)計算殘余應(yīng)力的一種無損應(yīng)力檢測技術(shù),矯頑力與材料的種類、雜質(zhì)、試驗溫度以及內(nèi)部應(yīng)力有關(guān)[17]。當(dāng)所有測點都在同一焊接管段上,能減少因材質(zhì)、雜質(zhì)溫度等因素引起的測量誤差,由于各點應(yīng)力不同引起矯頑力相對差值,可通過直接測量焊縫及焊趾處矯頑力得到矯頑力分布規(guī)律,研究管段殘余應(yīng)力分布規(guī)律。

矯頑力與應(yīng)力的理論關(guān)系:在應(yīng)力波長遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于疇壁厚度和應(yīng)力波長遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于疇壁厚度的兩種模型中,每塊疇壁有且只有一個臨界場,鐵磁性材料的矯頑力為各臨界場的平均值,即

(3)

其中

式中,Hc為矯頑力,A·cm-1;δ為疇壁厚度,cm;l為應(yīng)力波長,cm;λs為磁致伸縮常數(shù);μ0為自由空間磁導(dǎo)率,也為常數(shù);矯頑力Hc與應(yīng)力函數(shù)Δσ成正比,與磁化強(qiáng)度Ms成反比。

試驗中采用矯頑力檢測裝置對各待測點的軸向和環(huán)向矯頑力進(jìn)行測量,即在管道環(huán)向分別取0:00、1:30、3:00、4:30、6:00、7:30、9:00、10:30表盤位置進(jìn)行矯頑力測量,用Tecplot軟件繪制矯頑力分布云圖(圖6)。矯頑力最大值為11.4 A·cm-1,為環(huán)向表盤3點鐘位置處焊縫的軸向矯頑力Hcx;最小值為7.4 A·cm-1,為環(huán)向表盤8點鐘位置處豎直方向②號點的環(huán)向矯頑力Hcy。環(huán)焊縫處軸向矯頑力平均值比環(huán)向矯頑力大0.2 A·cm-1,少數(shù)測點環(huán)向矯頑力大于軸向矯頑力。

圖6 焊縫處矯頑力分布特征Fig.6 Coercivity distribution cloud map at weld

2.2 超聲法

為了驗證矯頑力法的可靠性,進(jìn)一步定量地探究管道環(huán)焊縫處殘余應(yīng)力,采用超聲法[18]測量管道焊縫區(qū)母材軸向殘余應(yīng)力。超聲應(yīng)力測量技術(shù)[19]是通過測量超聲波在材料內(nèi)飛行時間計算殘余應(yīng)力的一種無損應(yīng)力測量技術(shù)。在各向同性彈性體中,超聲波的傳播速度不僅與材料的二階彈性常數(shù)和密度有關(guān),還與材料的高階彈性常數(shù)和應(yīng)力有關(guān),即與聲彈性效應(yīng)有關(guān)。現(xiàn)對用矯頑力法測過的母材區(qū)域再應(yīng)用超聲法對各測點的殘余應(yīng)力進(jìn)行測量,由于焊縫處無法滿足超聲法對于光滑平面的要求,故超聲法只測得母材及熱影響區(qū)軸向殘余應(yīng)力而不能測環(huán)向殘余應(yīng)力。超聲法測得軸向殘余應(yīng)力(正值表示拉應(yīng)力，負(fù)值表示壓應(yīng)力)如表2所示。

表2 超聲法軸向殘余應(yīng)力測量結(jié)果Table 2 Axial residual stress measurement results of ultrasonic MPa

2.3 盲孔法

盲孔法作為一種傳統(tǒng)的測量殘余應(yīng)力的方法,已經(jīng)為大多數(shù)學(xué)者熟知和認(rèn)可。按美國材料試驗協(xié)會ASTM制定的測量標(biāo)準(zhǔn)[20],其原理[21]為

(4)

(5)

其中

A=-(1+μ)a2/(2r1r2),

式中,σ1和σ3分別為最大和最小主應(yīng)力,MPa;φ為第一主應(yīng)力與ε1參考軸之間的夾角,(°);E為彈性模量,MPa;μ為泊松比;a為鉆孔半徑,mm;r1和r2分別為應(yīng)變片內(nèi)徑和外徑,mm;A、B為盲孔法殘余應(yīng)力釋放計算系數(shù);ε1、ε2、ε3為3個方向所測釋放應(yīng)變。

盲孔法試驗中鉆孔設(shè)備和應(yīng)變片尺寸為a=2 mm,r1=2 mm,l=3 mm,r2=r1+l=5 mm,μ=0.3,代入公式(5)中可得A=-0.26,B=-0.394 4。盲孔法測量殘余應(yīng)力數(shù)值如表3所示。

表3 盲孔法測量結(jié)果Table 3 Blind hole stress measurement results MPa

2.4 試驗結(jié)果

矯頑力法、盲孔法、超聲法3種試驗方法的測量結(jié)果如圖7所示,左軸代表盲孔法、超聲法測得殘余應(yīng)力數(shù)值范圍,右軸代表矯頑力法測得矯頑力數(shù)值范圍,3種試驗方法得到的焊縫處軸向殘余應(yīng)力分布規(guī)律基本一致,大口徑天然氣管道環(huán)焊縫及周邊軸向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,焊縫中心表現(xiàn)為應(yīng)力集中,且應(yīng)力隨距焊縫距離增加而減小;母材區(qū)表現(xiàn)為壓應(yīng)力,應(yīng)力較小,應(yīng)力隨距焊縫距離增加而減小。矯頑力法和盲孔法的環(huán)向殘余應(yīng)力測量結(jié)果表明,管道環(huán)焊縫及周邊環(huán)向殘余應(yīng)力在焊趾處表現(xiàn)為拉應(yīng)力,隨著距焊縫中心超過5 mm后表現(xiàn)為壓應(yīng)力,環(huán)向殘余應(yīng)力略小于軸向殘余應(yīng)力;整體來看,環(huán)焊縫及周邊殘余應(yīng)力總體沿管道軸向呈“山”字型分布。

3 結(jié)果對比

將0:00、6:00點試驗法結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果進(jìn)行對比如圖8所示。由圖8可知,3種試驗法測得的軸向殘余應(yīng)力分布特征均與數(shù)值計算結(jié)果一致,但超聲法對測量條件要求高且易受材質(zhì)各向異性、加工工藝、熱影響區(qū)等因素的影響,不適用于天然氣管道殘余應(yīng)力的在線測試。軸向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)以拉應(yīng)力為主,拉應(yīng)力隨距焊趾距離增大而減小;在母材區(qū),軸向殘余應(yīng)力表現(xiàn)為壓應(yīng)力,應(yīng)力隨著距焊縫中心距離增大而減小。

圖7 3種試驗法的殘余應(yīng)力測量結(jié)果Fig.7 Residual stress results of three experimental methods

圖8 三種試驗法與數(shù)值計算結(jié)果對比Fig.8 Comparison of residual stress of three test methods and numerical calculation results

矯頑力法和盲孔法測得的環(huán)向殘余應(yīng)力分布特征與數(shù)值計算結(jié)果基本一致,環(huán)向殘余應(yīng)力在焊縫和熱影響區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,應(yīng)力隨著距焊縫中心距離增加而增大,當(dāng)距離超過4 mm后,應(yīng)力隨距焊縫中心距離增大而減小,殘余應(yīng)力總體沿管道軸向呈“山”字型分布。盲孔法屬于有損檢測方法,測量時需要對管道進(jìn)行人為打孔,會造成管道損傷。矯頑力法為3種試驗法中對天然氣管道環(huán)焊縫殘余應(yīng)力在線測試的最有效方法。

4 結(jié) 論

(1)超聲法對測量條件要求高且易受材質(zhì)各向異性、加工工藝、熱影響區(qū)等因素的影響,不適合天然氣管道殘余應(yīng)力的在線測試。盲孔法屬于有損檢測方法,會對在役管道造成損傷,而矯頑力法對殘余應(yīng)力的分布特征有較好的表現(xiàn)形式,故矯頑力法為在線表征天然氣管道殘余應(yīng)力的最佳無損檢測方法。

(2)環(huán)焊縫及周邊殘余應(yīng)力分布特征為在焊縫處軸向和環(huán)向殘余應(yīng)力均沿管道軸向呈“山”型分布,這是由于軸向殘余應(yīng)力在焊縫區(qū)和熔合區(qū)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,拉應(yīng)力峰值位于熔合區(qū),在焊縫表面,軸向殘余應(yīng)力焊縫區(qū)內(nèi)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,應(yīng)力隨距焊縫中心距離增大而減小,熱影響區(qū)內(nèi)表現(xiàn)為壓應(yīng)力,應(yīng)力隨著距焊縫距離的增加先增大后減小再增大到峰值后減小;環(huán)向殘余應(yīng)力在焊縫及熱影響區(qū)內(nèi)表現(xiàn)為拉應(yīng)力,應(yīng)力隨著距焊縫中心距離增加而增大,應(yīng)力峰值約位于距焊縫中心4 mm處,當(dāng)距離超過4 mm后,應(yīng)力隨距焊縫中心距離的增大而減小。