自動焊在役焊接熔池結構參數預測及試驗研究

溫曉峰

(國家管網集團 北方管道有限責任公司，河北廊坊 065000)

0 引言

天然氣管線在服役過程中，受腐蝕、磨損及意外損傷等因素影響，造成管道局部壁厚減薄、劃傷、凹陷等缺陷，需要進行修復，以保障運行安全。與傳統修復方法相比，在役焊接修復技術可在不停輸狀態下完成缺陷修復，避免了傳統修復方法因停輸時間長及修復管段內天然氣放空造成的經濟損失和環境污染問題，具有一定的經濟效益和社會效益。然而，在役焊接修復過程中，存在施焊部位強度降低、焊接燒穿和失穩的風險，對現場人員生命安全造成巨大威脅，尤其隨著高鋼級、大口徑天然氣管道的應用，大填充量、長時間的焊接增大了修復風險。

國內外學者圍繞在役焊接安全性問題開展了大量研究，美國 EWI(Edison Welding Institute)和 BMI(Battelle Memorial Institute)通過試驗得出內壁最高溫度判據：采用低氫型焊條，當焊縫下方管道內壁最高溫度低于980 ℃時，不會出現管道燒穿現象；若采用纖維素型焊條，最高溫度需小于760 ℃[1-4]。但后期進一步研究[5]表明，該方法過分強調了焊接熱輸入對燒穿的影響，而沒有考慮管道內部介質壓力、材料高溫性能以及焊縫區應力變化等因素的影響。OTEGUI等[6-7]對輸氣管線的最小可焊壁厚與壓力、流速的關系進行了研究，提出了最小壁厚判定方法。SABAPATHY等[8]提出用管道的有效剩余壁厚來預測燒穿，把管道看成是有缺陷的管道，將在役焊接時局部高溫引起管壁強度的降低轉換成管道的有效剩余壁厚，然后利用相應的管道剩余強度評定準則，預測在役焊接時管道發生燒穿的可能性。API 1104標準結合最小壁厚判定方法，提出最小施焊管道壁厚指標為6.4 mm；對于壁厚小于6.4 mm的管道，推薦采用計算機模擬熱分析或其他方法確定熱輸入，以防止出現燒穿。

國內外學者通過多年大量的研究，取得了諸多成果，但現有相關研究成果均基于手工焊工藝參數的低鋼級、小管徑油氣管道。近年來，隨著自動焊的在役修復焊接工藝的成熟和高鋼級、大管徑油氣管道應用，有必要針對現有高鋼級、大口徑油氣管道的自動焊在役修復工藝參數展開進一步研究[9-11]。本文采用非線性瞬態有限元方法，選取中俄東線南段用X80級?1219 mm天然氣管道自動焊焊接工藝參數，綜合考慮管材和天然氣熱力學參數，建立在役焊接熱場分析模型，結合驗證性試驗確定在役焊接時管道剩余壁厚，最終按照ASME B31G對施焊管道承壓能力進行評價，分析結果可為現場修復方案的制定提供參考。

1 在役焊有限元模型

1.1 材料的物性參數

X80管線鋼熱性能參數參考API 1104，熱力學參數采用Gleeble-3500實測獲得[12]，試驗方法參考GB/T 4338—2006《金屬材料高溫拉伸實驗方法》，試樣及測試曲線見圖1和圖2。X80管線鋼在不同溫度下的性能參數見表1，天然氣熱物理性能參數見表2。

圖1 拉伸試樣Fig.1 Tensile specimen

圖2 不同溫度下X80管線鋼應力-應變曲線Fig.2 The steel stress-strain curve of the X80 pipelineat different temperatures

1.2 熱源模型

采用雙橢球體熱源分布模式[13]，如圖3所示。該熱源模型是以內部體熱源為基礎，用熱流的方式加到焊件上，此外還增加了用來代表深度方向的參數b，并且充分考慮了電弧熱流在板的厚度方向(z向)上的分布情況，因此能夠反映熱源沿深度方向對構件加熱的特性。從結構上看，該模型將前半部分作為一個 1/4 橢球，后半部分作為另一個 1/4橢球，設前半部分橢球能量分數為f1，后半部分橢球能量分數為f2。

表1 X80管線鋼熱物理及力學性能參數Tab.1 The thermal physical and mechanics performance parameters of X80 pipeline steel

表2 天然氣熱物理性能參數Tab.2 Thermophysical performance parameters of natural gas

前半部分橢球熱源分布公式：

(1)

式中，ff為前半部分能量分配系數；Q為熱輸入功率；a,b為橢球體y,z方向半軸長；cf為前半部分橢球體x方向半軸長。

后半部分橢球熱源分布公式：

(2)

式中,fb為后半部分能量分配系數；cb為后半部分橢球體x方向半軸長。

1.3 焊接熔池熱場與環境之間的換熱系數

換熱條件是影響焊接熔池冷卻過程的主要因素之一，因此換熱系數是焊接過程數值模擬的重要條件。對于管道的在役焊接，焊接接頭的換熱形式主要包括輻射換熱、接頭外表面與空氣的自然對流換熱、管道內壁與管道內介質的強制對流換熱[14-15]。

1.3.1 輻射和自然對流換熱

管道外表面和空氣換熱主要考慮輻射換熱和空氣的自然對流換熱，模型的外表面為散熱面。輻射換熱系數采用SYSWELD軟件中推薦的計算公式：

α=4.536×10-8×(546.3+T0+T)

×[(273.15+T0)2+(273.15+T)2]

(3)

式中,T0為環境溫度。

焊接接頭和管道外壁與空氣之間屬于自然對流換熱，自然對流的換熱系數約5～25 W/(m2·K)，考慮到在室外空氣流動較大，選用25 W/(m2·K)。SYSWELD軟件能夠考慮換熱系數隨溫度變化的情況，直接將公式形式的換熱系數作為邊界條件施加到有限元模型的面單元上，管道外表面總的換熱系數α總見下式：

α總=25+4.536×10-8×(546.3+T0+T)

×[(273.15+T0)2+(273.15+T)2]

(4)

1.3.2 管道內壁換熱機制

在役焊接時，焊接電弧的熱量通過管壁傳遞到焊接接頭的內表面后，會被管內流動介質帶走。根據傳熱學原理，管道內壁換熱機制屬于管道強制對流換熱。同時，管道內壁在高溫下也同樣會輻射出熱量，其表面的換熱為管內強制對流換熱和輻射換熱相結合的復合換熱，管道內強制對流換熱系數公式如下:

(5)

式中,λ為導熱系數；d為管道內徑，mm；μ為動力粘度，Pa·s；μw為介質在壁溫時的動力粘度，Pa·s。

1.4 工藝參數

選取中俄東線管道工程常用3種壁厚的X80級?1 219 mm管道，考慮X80管道和天然氣物理性質(見表1,2)和自動焊焊接工藝參數(見表3)，建立有限元模型并進行焊接過程熱場模擬，具體參數如表3所示。另外，文獻[16]通過綜合分析發現，管內氣體壓力對焊接熔池結構尺寸基本無影響，故模型中管內流體壓力不作為輸入參數。

表3 在役焊接工藝參數Tab.3 The parameters of in-service welding process

2 熔池結構尺寸計算

將焊接熔池等效成常溫的單個體積型缺陷，如圖4(a)所示，假設在A-A′路徑上的焊接微區為ΔS，在溫度為T時材料的屈服強度為σyT，那么沿著A-A′路徑積分得到焊接接頭微區沿壁厚方向的承載能力為PA-A′(見式(6))，在此基礎上除以微區面積和材料在常溫常壓下的屈服強度σy0，得到金屬損失區域的剩余壁厚teff(見式(7))。同理，沿著相應路徑積分可得到金屬損失區域的長度和寬度。

(6)

(7)

式中，PA-A′為焊接接頭微區沿壁厚方向的承載能力，MPa·mm3。

模型求解后，沿管道壁厚方向以熔池中心為起點建立積分路徑，如圖5所示，提取路徑長度和屈服強度，繪制曲線如圖6所示。

(a)軸向

同理，沿管道環向以熔池為中心建立積分路徑，如圖7所示。提取路徑長度和屈服強度，并繪制曲線如圖8所示。

計算得到管壁在焊接電弧作用下等效缺陷深度d=3.48 mm，等效缺陷長度L=67.70 mm。

圖5 熔池徑向積分路徑Fig.5 The radial integration path of the melting pool

圖6 焊接熔池徑向屈服強度曲線Fig.6 The radial yield strength curve of the weldingmelting pool

圖7 焊接熔池軸向積分路徑Fig.7 The axial integration path of the welding melting pool

圖8 焊接熔池軸向屈服強度曲線Fig.8 The axial yield strength curve of the welding melting pool

依據上述方法，獲取壁厚22.0 mm和27.5 mm的在役焊接熔池深度、長度數據，見表4。從計算結果可以看出，隨著管道壁厚的增大，熔池深度和長度均增大。這是因為隨著管道壁厚的增大，焊接熔池與管內流體之間的熱阻增大，導致熔池高溫區域增大。

表4 自動焊在役焊接熔池結構參數Tab.4 The structure parameters of the in-service automaticwelding pool

3 試驗驗證

為驗證數值分析結果的準確性，選取?1 219 mm×18.4 mm的X80管道和材料為Q235R的?1 219 mm×40(28) mm的B型套筒進行驗證性試驗。考慮到B型套筒的加工精度、橢圓度等結構與待修復管道的匹配度問題，焊接過程采用氣保藥芯焊絲自動焊工藝、焊接方向為上向焊接，焊接工藝參數依據表3。試驗完成后，沿氣流方向順時針0,3,6點位截取套筒側和管體焊縫區域金屬加工成金相試樣，進行熔池深度測量，如圖9,10所示。

圖9 套筒側熔池深度測量Fig.9 The depth data measurement of the melting poolon the side of sleeve

圖10 管體側熔池深度測量Fig.10 The depth data measurement of the melting poolon the side of pipe

圖11示出?1 219 mm×18.4 mm的X80管道在役焊接熔池實測深度與數值模擬計算深度對比，與試驗測量最大值相比，數值模擬計算結果略大于實測值，具有一定的保守性，誤差范圍為2.01%～17.5%；試驗測試結果顯示，自動焊在役焊接后，套筒側熔池深度和管體熔池深度接近，無顯著區別。

圖11 熔池深度測量結果Fig.11 The depth data measurement results of themelting pool

4 安全施焊內壓計算

等效缺陷法是將在役焊接過程中由焊接局部高溫而導致管道外表面局部強度相對降低(相比室溫強度)的部分等效為體積型缺陷，并根據相應的管道剩余強度評價方法對是否出現燒穿進行判斷。本文采用等效缺陷法對在役焊安全內壓進行評定，按照ASME B31G一級評定程序對含缺陷油氣輸送管道剩余強度進行計算，安全內壓計算方法如下：

(8)

式中，PS為安全操作壓力，MPa；PF為極限承載壓力，MPa;SF為安全系數，且SF≥1.25,本文取中俄東線南段設計系數;SF為估算失效應力，MPa。

式(8)中SF由式(9)～(11)計算。

當Z≤20(Z=L2/Dt)時：

(9)

當Z>20(Z=L2/Dt)時：

SF=1.1SMYS(1-d/t)

(10)

(11)

式中,Z為缺陷系數；SMYS為最小屈服強度,MPa，取值555 MPa；M為鼓脹系數。

經計算，算例中Z數值均小于20，故失效應力采用式(9)計算。按照式(10)得到鼓脹系數后，按照式(8)計算得到第3.1節焊接工藝條件下?1 219 mm的X80管道自動焊在役焊接允許施焊內壓，計算參數及結果見表5。

表5 自動焊在役焊接施焊內壓Tab.5 The internal pressure of in-service automatic welding

5 結論

本文結合自動焊焊接工藝參數，以中俄東線南段用管道為例，建立在役焊接非線性瞬態有限元模型，預測了自動焊焊接工藝條件下焊接熔池結構參數并通過了試驗驗證，在此基礎上結合ASME B31G獲取該工藝條件下的在役修復施焊內壓，得到以下結論。

(1)數值模擬方法具有一定的保守性，誤差在20%以內，在不具備在役焊接試驗條件的情況下，可采用數值模擬方法確定施焊內壓。

(2) 管道壁厚對熔池結構有明顯影響，等效熔池深度和長度均與管道壁厚呈正向關系。

(3)試驗測量熔池深度結果顯示，套筒側熔池深度與管體深度接近，無明顯差別。

(4)一定焊接工藝和環境熱交換條件下，失效內壓隨著管道壁厚的增大而增大；施焊內壓的計算中，安全系數宜采用管道地區設計系數，以充分考慮地區安全等級因素。