X70管線鋼厚板多層多道焊殘余應力數值分析

遲艷芬， 劉照元， 王振剛， 矯恒杰， 李長安，秦國梁

(1. 中石化勝利油建工程公司，山東 東營 257061；2. 山東省平度市檢驗檢測中心，山東 平度 266700；3. 山東大學，濟南 250061)

0 前言

在管道工程中，為提高油氣輸送效率往往采用高鋼級管線鋼以及大口徑高壓輸送方式，從而可以減薄管道壁厚、降低管道焊接過程中焊材消耗、節約投建成本。但隨著管線鋼強度級別的提高和板厚的加大，焊接接頭在焊接過程中產生殘余應力的傾向增大。焊接殘余應力是焊接裂紋萌生與擴展、管道服役性能及失效的主要影響因素之一[1]。

數值模擬是目前研究大型厚板鋼結構件多層多道焊接殘余應力的重要研究手段。Deng等人[2]建立了非耦合的熱力多層多道焊接有限元模型，將計算的溫度場作為熱邊界條件進行應力計算。陳章蘭等人[3]采用有限元模型計算了船用低溫高強鋼的焊接變形及焊后殘余應力分析。孫加民等人[4]則采用瞬間熱源模型獲取了Q390高強鋼厚板多層多道焊T形接頭的殘余應力。鞏慶濤等人[5]首次基于連續數值模擬技術，在多層多道焊接數值建模中采用了逐層填料建模方式，分析了熱力作用下多層多道焊縫的應力演變歷程。近年來，國內陸續開展了大量相關研究[6-9]，對厚板多層多道焊接數值模擬提供了很好的參考。

X70管線鋼是控軋控冷的微合金鋼，具有高強度、高沖擊韌性以及優良耐腐蝕性等力學性能，是目前油氣輸運管道的主要用材。以非等厚X70管線鋼厚板對接為研究對象，建立了X70管線鋼厚板結構件多層多道焊接有限元計算模型，數值分析焊接過程溫度場、應力場和焊后殘余應力，為焊接工藝設計、焊接施工方案制定提供理論依據，并通過工藝試驗驗證有限元數值分析結果的準確性和可靠性。

1 有限元數理建模

1.1 試驗條件及模型建立

針對大直徑管道環焊縫焊接，將其簡化為非等厚X70管線鋼厚板對接并作為研究對象，板厚分別為17.5 mm和14.6 mm，對接V形坡口，分別采用焊條電弧焊打底、自保護藥芯焊絲半自動焊填充和蓋面工藝，共計5層7道焊縫。焊接施工過程中嚴格按焊接工藝評定的工藝參數進行施工，焊接工藝參數見表1。

表1 焊接工藝參數

根據相關多層多道焊數值模擬文獻[6-7]，在保證焊接達到準穩態所需焊縫長度的前提下，采用小尺寸三維平板對接焊縫模型代替全尺寸環焊縫模型。根據前期研究，焊縫長度達到120 mm時可實現各道焊縫峰值溫度穩定和高溫熔化區域尺寸固定的準穩定狀態，因此設定試件的尺寸為120 mm×100 mm，如圖1所示。

圖1 焊接順序及模型網格劃分示意圖

考慮到焊縫區域溫度和應力的高梯度性，采用了局部細化的非均勻網格技術。其中板材上表面對應管道的外壁，下表面對應管道的內壁。模型中采用預置焊縫的方法，即將每道焊縫預先設置的接頭內，依據焊接順序進行逐層填充激活。在模擬過程中采用生死單元技術，即將焊接進行到區域的網格激活、而未進行焊接區域的網格為死單元，采用透明化處理。建立的有限元模型以x軸為焊接方向、以y軸為板厚方向。板材上表面平行于xoz平面，并在o-xyz局部坐標系中定義熱源中心。

1.2 熱源模型建立

在多層多道焊接過程中，焊接熱輸入來自電弧熱和過熱熔滴。電弧同時加熱坡口兩側焊件，其分布模式具有體積熱源特征。熔化的焊絲形成過熱熔滴，在熔滴過渡過程中將一部分熱量和動能帶入熔池。綜上考慮，該有限元模型中焊接熱輸入采用混合體積熱源模型計算，包括半橢球體電弧熱源模型和均勻柱體分布的熔滴熱源模型，相對應的熱流密度計算公式為：

(1)

(2)

式中:a，b，c為半橢球體電弧模型參數；U和I分別為電弧電壓與焊接電流大小；η1和η2分別為半橢球熱源及熔滴熱源的熱效率大小；r和h為熔滴熱源模型參數。由于多層多道焊采用了焊條電弧焊打底、熔化極(藥芯焊絲)氣體保護焊填充蓋面的兩種焊接工藝。因此，兩種焊接工藝熱源模型參數的設置是不同的。熱源模型參數的設置以數值模擬高溫熔化區域尺寸與實際焊縫熔合線尺寸相吻合為標準，根據多次試算，模擬計算確定的模型參數取值見表2。

表2 熱源參數取值 mm

1.3 材料性能模型

在焊接過程中，隨著溫度的變化，材料的熱物理性能和力學性能均發生變化[10]。為準確地模擬焊接過程，需要考慮材料性能隨溫度的變化。由于焊縫和母材在成分和性能方面差異不大，在有限元模型中兩者采用相同的材料模型參數。如圖2所示為材料的熱物理性能參數(主要包括熱導率k、比熱容Cp和線膨脹系數α)隨溫度的變化規律。此外，母材的熔點為1 445 ℃。材料的力學性能主要包括彈性模量、泊松比和屈服強度。

圖2 X70管線鋼熱物理及力學性能

2 溫度場與應力場試驗驗證

2.1 溫度及應力測試

研究中采用熱電偶檢測焊接熱影響區溫度，測溫點為14.6 mm鋼板上表面和下表面距離坡口10 mm處，如圖3所示。焊后采用盲孔法測取了特征點的殘余應力值，應變片固定位置如圖4所示。在外壁17.5 mm厚板一側距焊趾15 mm處，沿焊縫方向以20 mm的間隔測量8個特征點的應力值。

圖3 熱電偶測溫試驗

圖4 殘余應力測試位置

2.2 數值計算結果的試驗驗證

通過試驗測試獲得了不同道次特征點的熱循環曲線，如圖5所示。對比A和B兩處的數值模擬和試驗測量結果，發現熱循環曲線演變趨勢和峰值溫度大小近似一致，通過計算得出兩個特征點在不同道次的峰值溫度、升溫速率兩個關鍵參數的模擬值和測量值的誤差百分比均在15%以內；模擬冷卻速率與試驗測量值存在一定差距，但多層多道焊接模型中通過設置不同道次焊接間隔時間確保了層間溫度符合實際焊接過程，因此，所建立的有限元模型能較準確地描述特征點的焊接熱過程。

圖5 不同道次特征點熱循環曲線對比

圖6為焊后試驗測量的接頭殘余應力分布結果與數值模擬結果的對比，可以看出，兩條曲線的分布趨勢基本吻合；通過計算，發現測量位置上的殘余應力模擬值與實測值誤差百分比在18%，且焊縫中段區域的模擬值與測量值接近，約180 MPa左右。綜合上述結果可以說明，建立的X70管線鋼多層多道焊接殘余應力計算模型具有較可靠的準確性，能夠進一步為設計焊接工藝、指定焊接方案提供的理論依據。

圖6 特征位置殘余應力測量與模擬結果對比

3 模擬結果與分析

3.1溫度場演變

如圖7所示為多層多道焊接特征點示意圖，圖8為不同特征點位置的焊接熱循環曲線。從圖中可以看出，所有焊接熱循環曲線體現了焊接過程升溫和冷卻都十分急劇的特點。由熱源加載位置的特殊性，焊縫表面節點的峰值溫度存在一定的差異，但由于熔池區域的無應力狀態與峰值溫度的大小基本沒有關系，并不影響隨后的應力分析結果。

圖7 多層多道焊特征點

圖8 焊接過程中不同位置點焊接熱循環曲線

遠離熱源中心的部位熱循環變化率較低，特別是冷卻階段的降溫速率由急劇變為舒緩，直至環境溫度。因為焊縫間的相互熱作用，板材熱影響區以及先完成的焊縫經歷了多次加熱與冷卻過程。前一道焊縫形成以后，轉為緊鄰的下一道焊縫的熱影響區，其峰值溫度與母材中的焊接熱影響區接近，這也說明經過多次焊接熱循環后先形成的焊縫的應力狀態與母材中焊接熱影響區的應力狀態接近，這也是多層多道焊的典型特征。在整個焊接過程中，第一道焊縫經歷的焊接加熱與冷卻循環最多，隨著熱傳導距離的遠近，熱的影響作用逐漸降低。這種多次的焊接熱循環同樣對不同焊縫之間的應力場分布有著直接的影響，隨后焊道的焊接加熱對先前焊道的再次加熱作用勢必改變整體的應力狀態分布。

3.2 應力場演變

圖9為焊接加熱過程中不同時刻的應力狀態。每道焊縫焊接過程中，熱源下方的熔池區域內液態金屬處于無應力狀態。在焊接起焊位置，電弧剛作用到焊縫上，由于溫度的初步升高導致一定的熱變形，電弧下方的材料在熱膨脹過程中發生一定的應變變形，由于應變硬化，該處呈現較高的應力強度。但隨著焊接過程的進行，電弧下方材料的溫度急速上升到很高溫度，材料熱膨脹導致的應變硬化相對于材料溫升導致的屈服強度降低而言，對材料結構強度的作用不再明顯，當溫度繼續上升到材料熔點以上，熔化后的材料屈服強度非常低，從圖中也可以看到，電弧下方熔池金屬處于無應力狀態。

此外，由于熔池后方金屬已凝固，同時前方金屬仍處于固態，因而前后區域應力值較高，當焊接加熱臨近結束時刻，由于焊縫后方區域與熔池之間存在較大溫度梯度，且開始凝固，應力值逐漸增大。

圖10為焊接冷卻過程中不同時刻的應力狀態。在冷卻過程中，因為焊縫內部存在的溫度梯度以及不同部位具有不同的冷卻速率，焊縫不同部位之間的收縮變形會相互影響，形成了最后的應力分布。對于兩端無約束的平板對接焊而言，在焊接冷卻過程中凝固形成的焊縫及其周圍熱影響區之間構成了剛性約束。由于兩端收縮變形過程中受到的約束較中部少，可以相對自由地發生變形，使得焊縫中間段的應力值明顯高于端部。隨著冷卻時間的延長，焊縫金屬溫度越來越低、強度越來越高，相互之間的剛性約束越來越強，焊縫內的峰值應力也逐漸增加，并隨著溫度場的均勻化而趨于穩定。此外，焊縫兩側應力基本保持對稱分布，說明兩側的厚度差異并未對冷卻階段應力分布造成顯著影響。

圖9 焊接加熱過程中不同時刻的接頭應力場

圖10 焊接冷卻過程中不同時刻的接頭應力場

3.3 殘余應力分布

對于塑性變形材料，根據材料力學第四強度理論，比較Mises等效應力與母材屈服強度，可方便地分析焊后殘余應力對于焊縫強度和許用應力的影響。圖11為焊件冷卻后內側焊根位置的殘余應力分布。起弧位置和收弧位置產生了較大的應力值，而焊縫中部的焊趾位置的應力值相對較小。盡管計算模型采用了兩塊平板對接，與實際環焊縫有所不同。但由于管道環焊縫可是視為理想狀態的無限長的直縫，其內部的應力水平可以用直縫中部的應力水平來表征。

對于蓋面焊趾，由于采用單層多道焊接方式，因此，后進行的焊道加熱緩解了前一道蓋面焊趾處的應力大小，如圖12所示。第7道蓋面焊為最后一道焊縫，并且靠近14.6 mm板厚側進行。因此17.5 mm側蓋面焊趾處的應力降低至350 MPa，而14.6 mm板厚焊趾處的殘余應力為430 MPa。從圖12a和圖12b對比可以發現，在焊縫中部，亦即可以表征焊縫焊趾應力的部位，焊根處的殘余應力要比蓋面焊趾處的殘余應力高。計算結果顯示，盡管兩側板厚存在差異，但是打底層兩側的殘余應力十分接近，達到468 MPa。與母材室溫強度對比，焊縫焊趾與焊根處殘余應力均低于母材屈服強度。

圖11 焊接冷卻后內壁焊根應力分布云圖

圖12 焊趾與焊根處的應力分布

圖13為焊接過程結束后焊根處應力演變曲線。由于受到焊接熱傳導的反復影響，焊接過程中焊根處等效應力遵循先降低后增加的特征。在冷卻過程中，等效應力逐漸趨于穩定值。計算結果顯示，焊接結束后，當接頭完全冷卻至室溫后，焊根處的應力大小為470 MPa。

圖13 焊根處等效應力大小變化

4 結論

(1)以X70管線鋼非等厚管道的對接環焊縫為研究對象，基于預置焊縫和逐層填充的建模方法，建立了X70管線鋼多層多道焊接有限元計算模型，溫度和殘余應力測試驗證了模型的準確性。

(2)由模擬結果可知，前一道焊縫形成以后，轉為緊鄰的下一道焊縫的熱影響區，其峰值溫度與母材中的焊接熱影響區接近，經過多次焊接熱循環后先形成的焊縫的應力狀態與母材中焊接影響區的應力狀態接近。

(3)焊根處的殘余應力要比蓋面焊趾處的殘余應力高。盡管兩側板厚存在差異，但是根焊兩側焊根的殘余應力十分接近，達到468 MPa。與母材室溫強度對比，焊縫焊趾與焊根處殘余應力均低于母材屈服強度。