基于SYSWELD的在役焊接徑向變形數(shù)值模擬

王 勇,郭廣飛,韓 濤,李 浩,孫啟平

(中國石油大學機電工程學院,山東青島266580)

基于SYSWELD的在役焊接徑向變形數(shù)值模擬

王 勇,郭廣飛,韓 濤,李 浩,孫啟平

(中國石油大學機電工程學院,山東青島266580)

采用焊接模擬軟件SYSWELD研究壁厚、管徑及熔池尺寸等因素對天然氣管道在役焊接徑向變形的影響。結(jié)果表明:發(fā)生燒穿的臨界瞬時最大變形有時間效應;發(fā)生臨界變形的時間隨著壁厚的增大而增加,徑向變形量減小;隨著管徑增加,徑向變形量在同壁厚下逐漸增大;壁厚為4.5 mm時,小管徑管道易達到臨界變形量;壁厚為6 mm時,管徑的增大降低了臨界變形發(fā)生的可能性;當壁厚為7.5 mm,管徑由254 mm增大到508 mm時,發(fā)生臨界變形的可能性減小,而管徑在508～1016 mm時,管徑的增大增加了臨界變形發(fā)生的可能性;內(nèi)壁點的徑向變形隨著熱源的靠近而增大,隨著壁厚的增大而減小,但當壁厚增大到6 mm后,壁厚的增大對其不再有顯著影響;熔池尺寸影響焊接修復同時刻時的徑向變形量,達到臨界變形量的時間與熔池尺寸成反比,表現(xiàn)出明顯的熔池尺寸效應。

在役焊接;天然氣管線;徑向變形;數(shù)值模擬

天然氣管道在使用過程中由于腐蝕等因素的影響而局部減薄,需要進行修復,在役焊接具有不停輸帶壓修復的特點,可保證管道輸送的連續(xù)性,避免管道停輸進行修復所帶來的損失[1-2]。焊接電弧熱使得焊接處的承載能力下降到一定程度時[3],發(fā)生燒穿失穩(wěn),帶來嚴重的安全問題[4],所以防止燒穿是在役焊接修復所要考慮的首要問題。在役焊接時,管道受到內(nèi)部壓力及焊接應力的共同作用,力的作用使得被焊接管道發(fā)生一定量的徑向變形,焊接熱輸入則使被焊接管道的強度逐步降低[5],促進了徑向變形量的增大,當變形量超過被焊接板厚的0.1倍時[6],極易發(fā)生燒穿。被焊接修復管道的壁厚及管徑對徑向變形有顯著影響,進而影響燒穿。筆者采用焊接模擬軟件SYSWELD進行模擬計算,并結(jié)合試驗研究壁厚及管徑對在役焊接徑向變形的影響,揭示這些因素對燒穿的影響。

1 在役焊接數(shù)值模型的建立

1.1 幾何模型

在SYSWELD自帶的Visual-Mesh軟件下進行建模,采用SYSWELD進行焊接模擬計算,焊接修復接頭、焊道分布及焊接順序如圖1所示。

圖1中1、2、3、4表示在役焊接修復時的4道焊縫,由于燒穿一般發(fā)生于第1道焊縫,所以針對焊接接頭的第1道焊縫焊接時管道的徑向變形進行研究,且由于第1道焊縫對于被修管線的焊接屬于表面堆焊,采用圖2所示的有限元模型進行數(shù)值計算。

圖1 焊接接頭示意圖Fig.1 Sketch map of welded joint

由于管道是軸對稱的,采用二分之一模型以及四分之一兩種模型,其中管徑Ur為254 mm及508 mm的管道采用二分之一模型(圖2(a)),管徑1016 mm的管道采用四分之一模型(圖2(c)),焊縫區(qū)的網(wǎng)格劃分較密,其余部分劃分稀疏,減少了計算量并得到較好的計算精度。模型采用4.5、6.0和7.5 mm三種厚度,管道半寬均為200 mm。

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model

1.2 焊接熱源模型及參數(shù)

圖3 雙橢球熱源模型Fig.3 Double ellipsoid heat source model

雙橢球熱源模型能準確地描述在役焊接過程的熱源特性[7],所以采用雙橢球模型進行焊接模擬,如圖3所示。以O(shè)點為原點建立三維坐標系,其中af和ar分別為前半橢球和后半橢球的長度參數(shù), bh、ch分別為橢球?qū)挾群蜕疃葏?shù);采用二氧化碳氣體保護焊(GMAW)進行在役焊接修復試驗,根據(jù)實際焊接過程中產(chǎn)生熔池的深度及寬度確定雙橢球熱源模型的各參數(shù),再運用SYSWELD的熱源校核工具進行多次校核,直至計算模擬的熔池形狀與實際接頭符合為止,得到熱源模型;采用110 A的電流、24 V的電壓、焊接速度為3 mm/s及熱輸入為8.8 kJ/cm的焊接參數(shù)進行在役焊接試驗,管道內(nèi)部壓力為6 MPa。

1.3 換熱邊界條件及約束

管道外表面和空氣的換熱方式主要考慮熱輻射及空氣的自然對流換熱[8-10],總換熱系數(shù)為

式中,T0、T1分別為環(huán)境溫度(25℃)和焊接接頭與空氣接觸表面的溫度,℃。

在役焊接接頭背面,即焊接管道的內(nèi)壁和天然氣的換熱為強迫對流換熱形式,其換熱系數(shù)為

其中

式中,λ為氣體的導熱系數(shù),W/(m·K);Re為氣體的雷諾數(shù);Pr為氣體的普朗特數(shù);μ為氣體的動力黏度,Pa·s;di為修復管道的內(nèi)徑,m;μw為氣體在壁溫時的動力黏度,Pa·s;T2為管道內(nèi)壁的溫度,℃。

因為天然氣中甲烷占絕大多數(shù),計算中天然氣的換熱系數(shù)采用甲烷的代替,參照文獻[9]的數(shù)據(jù)進行確定。通常,天然氣的換熱系數(shù)隨著壓力的不同也發(fā)生著相應的變化,需要針對不同壓力的情況,對換熱系數(shù)α1進行相應的調(diào)整,本文中采用6 MPa的恒壓,換熱系數(shù)采用6 MPa下的定值。

因為要施加內(nèi)部壓力載荷,須對計算模型進行約束。由于分別采用了焊道的1/2及1/4進行計算,圖2(a)和圖2(c)中的模型所受的約束是不同的,令圖2(a)中的模型受到沿對稱面yz及面xy的面約束以及沿y軸的線約束,而令圖2(c)中的模型受到沿對稱面xy、xz、zy的面約束,沿y、z軸的線約束。

X70管線鋼的導熱系數(shù)及質(zhì)量熱容比采用文獻[11]的公式計算得到,力學性能采用文獻[12]提供的數(shù)據(jù)。

2 計算結(jié)果分析

采用254、508及1 016 mm三種不同管徑以及同管徑4.5、6.0及7.5 mm三種壁厚的模型,用SYSWELD進行模擬計算,得到各壁厚及管徑下150 s各時刻變形場,然后運用軟件自帶的后處理模塊Post processing得到各時刻最大瞬時徑向變形量的計算數(shù)據(jù),再進行數(shù)據(jù)處理,得到相應的計算結(jié)果。

2.1 壁 厚

進行模擬計算,得到同管徑時壁厚對徑向變形量的影響見圖4。

由圖4可知,無論何種壁厚以及何種管徑,發(fā)生臨界徑向變形量(即壁厚的0.1倍)都需要一定時間,表現(xiàn)出一定的時間效應。

圖4 壁厚對徑向變形量的影響Fig.4 Effect of thickness on radial direction deformation

圖4(a)中,管徑為254 mm、壁厚4.5 mm的管道在焊接進行到38 s時,變形超過0.45 mm;而在焊接修復進行到47 s時壁厚6.0 mm的管道發(fā)生0.6 mm的變形量;壁厚7.5 mm的管道發(fā)生0.75 mm的徑向變形量則是在70 s時。

圖4(b)中壁厚為4.5、6.0、7.5 mm時,臨界變形量分別發(fā)生在42、58、85 s以后。同種壁厚時,管徑508 mm的管道比管徑254 mm的管道發(fā)生臨界變形量的時間要延后。

圖4(c)中壁厚為4.5、6.0、7.5 mm時,管道臨界燒穿變形發(fā)生在42、62、81 s以后。發(fā)生時間和管徑為508 mm的管道時間相差很小,所以可使用管徑508 mm的模型代替管徑1016 mm的模型考察壁厚對徑向變形的影響。

由此可見,相同管徑下,隨著壁厚增大,需要達到相應壁厚的臨界徑向變形量的時間越來越長,在限定時間內(nèi),發(fā)生燒穿的可能性越小,可以安全施焊的時間逐漸增加。

此外,在同管徑不同壁厚時,壁厚越小,焊接同時刻的徑向變形量越大,并且隨著焊接時間的延長,差異性越來越大,呈現(xiàn)出明顯的時間效應,但在具體情形中又呈現(xiàn)出不同。在圖4(a)中,壁厚4.5 mm及6.0 mm的管道在焊接開始一直到40 s之間,徑向變形量幾乎相同,而壁厚7.5 mm的管道變形量明顯較小。

2.2 管 徑

使用相同壁厚不同管徑的有限元模型分別計算,考察管徑對徑向變形的影響見圖5。用Ur254、Ur508、Ur1016表示管徑為254、508及1016 mm的管道徑向變形。

圖5 不同管徑的徑向變形量Fig.5 Radial direction deformation of different diameters

由圖5可知:壁厚為4.5 mm時,在焊接修復開始一直到50 s期間,3種管徑的徑向變形量差別很小。從50 s開始,管徑254 mm的管道在50 s后變形有一個變化率的突變,但是在90～150 s期間總體變形變化率是減小的;管徑508 mm以及管徑為1016 mm的管道在焊接修復起始一直到120 s期間,總體上的變形量幾乎相同,而在150 s時Ur1016最大,Ur508次之, Ur254最小。

壁厚為6 mm時,在80 s之前,Ur254大于Ur508及Ur1016,而在90 s后,Ur254的變化將趨緩并有減小趨勢,而Ur508及Ur1016依然呈現(xiàn)增大的趨勢。

在壁厚為7.5 mm的管道模型計算結(jié)果中,3種管徑在前80 s的徑向變形量差異已經(jīng)很小,在80 s后,逐漸表現(xiàn)出變化率的不同,其中Ur508及Ur1016迅速增大。

分析3種壁厚不同管徑的模型計算結(jié)果可知,隨著管徑增大,徑向變形量在相同壁厚的情形下不斷增加;隨著壁厚增大,在相同時刻的變形量逐漸減小,壁厚的增大會顯著地降低徑向變形,從而降低發(fā)生燒穿的可能性。

管徑的大小在前期并不會顯著地改變變形量的增加趨勢,并且管徑較小的管道在焊接修復前期變形量較大。隨著焊接修復的進行,在80 s或者90 s之后會呈現(xiàn)不同的變化,在90 s之后,變形量隨著管徑的增大而增加,呈現(xiàn)出一定的時間效應。

按照文獻[6]的評判標準,在壁厚為4.5 mm的模型中,當焊接到40 s時,徑向變形量達到0.5 mm,已經(jīng)達到了燒穿的臨界值;在此壁厚下,管徑較小的管道發(fā)生燒穿的可能性更大。

當模型壁厚為6.0 mm,在50 s時,Ur254和Ur508均超過0.6 mm,而Ur1016在65 s左右時才達到臨界值0.6 mm。

壁厚為7.5 mm,在80 s時Ur1016先達到臨界值0.75 mm,管徑分別為254和508 mm的管道在90 s時達到0.75 mm的變形量。

表1 熔池尺寸Table 1 Pool size

綜上分析可知,壁厚為4.5 mm的管道焊接修復時,管徑254 mm的管道較508 mm及1016 mm的管道易發(fā)生燒穿,壁厚為6.0 mm的管道修復過程中也表現(xiàn)出此種特性;而在7.5 mm壁厚的管道修復時,管徑為1 016 mm的管道先于管徑為508 mm及254 mm的管道達到臨界值0.75 mm,說明隨著壁厚增大,管徑增加增大了燒穿的可能性。

2.3 內(nèi)壁徑向變形

以管徑為508 mm的模型為例進行模擬計算,考察壁厚對管道內(nèi)壁一點的徑向變形影響,內(nèi)壁點的選取如圖2(a)所示,計算結(jié)果見圖6。

圖6 內(nèi)壁點徑向變形示意圖Fig.6 Sketch map of radial direction deformation of node with different thicknesses

由圖6可見,對于管徑508 mm的管道,其內(nèi)壁一點徑向變形相對于徑向瞬時最大變形(圖4(b))呈現(xiàn)如下特點:首先是變形量較之小得多,其在150 s內(nèi)的最大變形量僅在0.75 mm左右;其次,壁厚6mm和壁厚7.5 mm管道的內(nèi)壁點的徑向變形不論是在趨勢還是量上基本上一致。壁厚因素在焊接修復的前期,對內(nèi)壁點徑向變形的影響差別不是很大,但是隨著焊接修復時間增加,熱源逐漸靠近,壁厚4.5 mm的管道變形量的增大率迅速增大。當壁厚增加到6 mm時,壁厚的增加對于內(nèi)壁點的徑向變形量不再有顯著影響。

2.4 徑向變形的尺寸效應

以往的計算過程中,很少考慮到熔池尺寸的效應對徑向變形量的影響,但在計算過程中發(fā)現(xiàn),其對變形影響十分明顯。采用相同的焊接參數(shù)進行焊接,得到3種不同形狀的熔池(表1)的計算溫度場,對熔池溫度場進行后處理,選取同時刻3種熔池的截面,a=af+ar,b、c各含義如圖7所示。

圖7 熔池截面示意圖Fig.7 Section diagram of pool

3種熔池計算過程中受到的內(nèi)部壓力均為6 MPa,焊接修復時間為90 s,對3種熔池在焊接過程中的徑向瞬時最大變形量進行計算,計算結(jié)果見圖8。

圖8 不同熔池的徑向變形Fig.8 Radial deformation of different pools

從圖8的計算結(jié)果可知,在焊接修復前30 s期間,熔池A′、B′產(chǎn)生的變形量基本相同,熔池C′所形成的焊道變形量較小,并且在隨后的焊接修復過程中一直表現(xiàn)著較小的變形量,達到臨界變形量的時間也明顯小于熔池A′、B′所產(chǎn)生的焊道;隨著焊接修復的不斷進行,從30 s開始,熔池A′所產(chǎn)生的徑向變形量開始明顯大于較小的熔池所產(chǎn)生的徑向變形量,表現(xiàn)出較為明顯的熔池尺寸效應,并率先達到臨界變形量0.45 mm,而熔池尺寸較小的修復方案達到臨界徑向變形量所需要的時間較長,與熔池尺寸成反比。

熔池尺寸效應的顯現(xiàn)也需要一定的時間體現(xiàn),其與徑向變形量的時間效應是吻合的,這是因為焊接修復過程中,熱的傳導及被焊管道的強度隨著熱作用的下降程度都需要一個過程時間來顯現(xiàn)。

3 結(jié) 論

(1)發(fā)生燒穿的臨界瞬時最大變形有時間效應,發(fā)生臨界變形的時間隨著壁厚增大而增加,變形量減小。

(2)管徑增加,徑向變形量在同壁厚下逐漸增大;壁厚為4.5 mm時,小管徑管道易達到臨界變形量;壁厚為6 mm時,管徑的增大降低臨界變形發(fā)生的可能性;當壁厚為7.5 mm時,管徑由254 mm增大到508 mm時,發(fā)生臨界變形的可能性減小,而在508～1 016 mm區(qū)間時,管徑的增大增加了臨界變形發(fā)生的可能性。

(3)內(nèi)壁點的徑向變形隨著熱源的靠近而增大,隨著壁厚的增大而減小,但當壁厚增大到6 mm后,壁厚的增大對其不再有顯著影響。

(4)焊接修復過程中,熔池尺寸影響焊接修復同時刻時的徑向變形量,達到臨界變形量的時間與熔池尺寸成反比,表現(xiàn)出明顯的熔池尺寸效應。

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(編輯 沈玉英)

Numerical simulation of radial deformation during in-service welding based on SYSWELD

WANG Yong,GUO Guang-fei,HAN Tao,LI Hao,SUN Qi-ping
(College of Mechanical and Electronic Engineering in China University of Petroleum,Qingdao 266580,China)

The welding software of SYSWELD was used to simulate the effects of wall thickness,pipe diameter and the pool size on the radial direction deformation during the in-service welding of pipeline.The results show that:the critical instantaneous maximum deformation,which will result in burn through pipeline,has time effect;the time reaching critical deformation increases with the increase of wall thickness,at some time,the deformation amount reduced.With the increase of pipe diameter,the radial direction deformation will increase at the same wall thickness;when the wall thickness is 4.5 mm,the smaller the pipe diameter is,the more easily the critical deformation is reached;when the wall thickness is 6 mm,the increase of pipe diameter will reduce the generation rate of critical deformation;when the wall thickness is 7.5 mm,the generation rate of critical deformation decreases with the increase of diameter from 254 mm to 508 mm,and at a pipe diameter range from 508 mm to 1016 mm,the generation rate increases with the increase of pipe diameter.The radial direction deformation of inner wall increases when the heat source is closer,and it reduces with the increase of wall thickness.And when the wall thickness is greater than 6 mm,the wall thickness no longer has significant effect on the radial direction deformation. The size of pool affects the radial direction deformation of weld repair,and the time reaching critical deformation reduces with the increase of pool size,which shows significant pool size effects.

in-service welding;gas pipeline;radial deformation;numerical simulation

TG 402

:A

1673-5005(2014)03-0117-06

10.3969/j.issn.1673-5005.2014.03.019

2013-12-11

國家自然科學基金項目(51074174);山東省自然科學基金項目(ZR2010EM041)

王勇(1964-),男,教授,博士生導師,主要從事新材料焊接技術(shù)、金屬失效與表面改性及壓力容器與管道安全工程的研究工作。E-mail:wangyong@upc.edu.cn。