自動(dòng)焊在役焊接熔池結(jié)構(gòu)參數(shù)預(yù)測(cè)及試驗(yàn)研究

溫曉峰

(國家管網(wǎng)集團(tuán) 北方管道有限責(zé)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(jìn)行修復(fù)，以保障運(yùn)行安全。與傳統(tǒng)修復(fù)方法相比，在役焊接修復(fù)技術(shù)可在不停輸狀態(tài)下完成缺陷修復(fù)，避免了傳統(tǒng)修復(fù)方法因停輸時(shí)間長(zhǎng)及修復(fù)管段內(nèi)天然氣放空造成的經(jīng)濟(jì)損失和環(huán)境污染問題，具有一定的經(jīng)濟(jì)效益和社會(huì)效益。然而，在役焊接修復(fù)過程中，存在施焊部位強(qiáng)度降低、焊接燒穿和失穩(wěn)的風(fēng)險(xiǎn)，對(duì)現(xiàn)場(chǎng)人員生命安全造成巨大威脅，尤其隨著高鋼級(jí)、大口徑天然氣管道的應(yīng)用，大填充量、長(zhǎng)時(shí)間的焊接增大了修復(fù)風(fēng)險(xiǎn)。

國內(nèi)外學(xué)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(yàn)得出內(nèi)壁最高溫度判據(jù)：采用低氫型焊條，當(dāng)焊縫下方管道內(nèi)壁最高溫度低于980 ℃時(shí)，不會(huì)出現(xiàn)管道燒穿現(xiàn)象；若采用纖維素型焊條，最高溫度需小于760 ℃[1-4]。但后期進(jìn)一步研究[5]表明，該方法過分強(qiáng)調(diào)了焊接熱輸入對(duì)燒穿的影響，而沒有考慮管道內(nèi)部介質(zhì)壓力、材料高溫性能以及焊縫區(qū)應(yīng)力變化等因素的影響。OTEGUI等[6-7]對(duì)輸氣管線的最小可焊壁厚與壓力、流速的關(guān)系進(jìn)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(yù)測(cè)燒穿，把管道看成是有缺陷的管道，將在役焊接時(shí)局部高溫引起管壁強(qiáng)度的降低轉(zhuǎn)換成管道的有效剩余壁厚，然后利用相應(yīng)的管道剩余強(qiáng)度評(píng)定準(zhǔn)則，預(yù)測(cè)在役焊接時(shí)管道發(fā)生燒穿的可能性。API 1104標(biāo)準(zhǔn)結(jié)合最小壁厚判定方法，提出最小施焊管道壁厚指標(biāo)為6.4 mm；對(duì)于壁厚小于6.4 mm的管道，推薦采用計(jì)算機(jī)模擬熱分析或其他方法確定熱輸入，以防止出現(xiàn)燒穿。

國內(nèi)外學(xué)者通過多年大量的研究，取得了諸多成果，但現(xiàn)有相關(guān)研究成果均基于手工焊工藝參數(shù)的低鋼級(jí)、小管徑油氣管道。近年來，隨著自動(dòng)焊的在役修復(fù)焊接工藝的成熟和高鋼級(jí)、大管徑油氣管道應(yīng)用，有必要針對(duì)現(xiàn)有高鋼級(jí)、大口徑油氣管道的自動(dòng)焊在役修復(fù)工藝參數(shù)展開進(jìn)一步研究[9-11]。本文采用非線性瞬態(tài)有限元方法，選取中俄東線南段用X80級(jí)?1219 mm天然氣管道自動(dòng)焊焊接工藝參數(shù)，綜合考慮管材和天然氣熱力學(xué)參數(shù)，建立在役焊接熱場(chǎng)分析模型，結(jié)合驗(yàn)證性試驗(yàn)確定在役焊接時(shí)管道剩余壁厚，最終按照ASME B31G對(duì)施焊管道承壓能力進(jìn)行評(píng)價(jià)，分析結(jié)果可為現(xiàn)場(chǎng)修復(fù)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(shù)

X80管線鋼熱性能參數(shù)參考API 1104，熱力學(xué)參數(shù)采用Gleeble-3500實(shí)測(cè)獲得[12]，試驗(yàn)方法參考GB/T 4338—2006《金屬材料高溫拉伸實(shí)驗(yàn)方法》，試樣及測(cè)試曲線見圖1和圖2。X80管線鋼在不同溫度下的性能參數(shù)見表1，天然氣熱物理性能參數(shù)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(yīng)力-應(yīng)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(nèi)部體熱源為基礎(chǔ)，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(shù)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?qū)?gòu)件加熱的特性。從結(jié)構(gòu)上看，該模型將前半部分作為一個(gè) 1/4 橢球，后半部分作為另一個(gè) 1/4橢球，設(shè)前半部分橢球能量分?jǐn)?shù)為f1，后半部分橢球能量分?jǐn)?shù)為f2。

表1 X80管線鋼熱物理及力學(xué)性能參數(shù)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(shù)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(shù)；Q為熱輸入功率；a,b為橢球體y,z方向半軸長(zhǎng)；cf為前半部分橢球體x方向半軸長(zhǎng)。

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(shù)；cb為后半部分橢球體x方向半軸長(zhǎng)。

1.3 焊接熔池?zé)釄?chǎng)與環(huán)境之間的換熱系數(shù)

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(shù)是焊接過程數(shù)值模擬的重要條件。對(duì)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(duì)流換熱、管道內(nèi)壁與管道內(nèi)介質(zhì)的強(qiáng)制對(duì)流換熱[14-15]。

1.3.1 輻射和自然對(duì)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(duì)流換熱，模型的外表面為散熱面。輻射換熱系數(shù)采用SYSWELD軟件中推薦的計(jì)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(huán)境溫度。

焊接接頭和管道外壁與空氣之間屬于自然對(duì)流換熱，自然對(duì)流的換熱系數(shù)約5～25 W/(m2·K)，考慮到在室外空氣流動(dòng)較大，選用25 W/(m2·K)。SYSWELD軟件能夠考慮換熱系數(shù)隨溫度變化的情況，直接將公式形式的換熱系數(shù)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(shù)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(nèi)壁換熱機(jī)制

在役焊接時(shí)，焊接電弧的熱量通過管壁傳遞到焊接接頭的內(nèi)表面后，會(huì)被管內(nèi)流動(dòng)介質(zhì)帶走。根據(jù)傳熱學(xué)原理，管道內(nèi)壁換熱機(jī)制屬于管道強(qiáng)制對(duì)流換熱。同時(shí)，管道內(nèi)壁在高溫下也同樣會(huì)輻射出熱量，其表面的換熱為管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流換熱和輻射換熱相結(jié)合的復(fù)合換熱，管道內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)公式如下:

(5)

式中,λ為導(dǎo)熱系數(shù)；d為管道內(nèi)徑，mm；μ為動(dòng)力粘度，Pa·s；μw為介質(zhì)在壁溫時(shí)的動(dòng)力粘度，Pa·s。

1.4 工藝參數(shù)

選取中俄東線管道工程常用3種壁厚的X80級(jí)?1 219 mm管道，考慮X80管道和天然氣物理性質(zhì)(見表1,2)和自動(dòng)焊焊接工藝參數(shù)(見表3)，建立有限元模型并進(jìn)行焊接過程熱場(chǎng)模擬，具體參數(shù)如表3所示。另外，文獻(xiàn)[16]通過綜合分析發(fā)現(xiàn)，管內(nèi)氣體壓力對(duì)焊接熔池結(jié)構(gòu)尺寸基本無影響，故模型中管內(nèi)流體壓力不作為輸入?yún)?shù)。

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

2 熔池結(jié)構(gòu)尺寸計(jì)算

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

(6)

(7)

式中，PA-A′為焊接接頭微區(qū)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(diǎn)建立積分路徑，如圖5所示，提取路徑長(zhǎng)度和屈服強(qiáng)度，繪制曲線如圖6所示。

(a)軸向

同理，沿管道環(huán)向以熔池為中心建立積分路徑，如圖7所示。提取路徑長(zhǎng)度和屈服強(qiáng)度，并繪制曲線如圖8所示。

計(jì)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(zhǎng)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(qiáng)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(qiáng)度曲線Fig.8 The axial yield strength curve of the welding melting pool

依據(jù)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(zhǎng)度數(shù)據(jù)，見表4。從計(jì)算結(jié)果可以看出，隨著管道壁厚的增大，熔池深度和長(zhǎng)度均增大。這是因?yàn)殡S著管道壁厚的增大，焊接熔池與管內(nèi)流體之間的熱阻增大，導(dǎo)致熔池高溫區(qū)域增大。

表4 自動(dòng)焊在役焊接熔池結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.4 The structure parameters of the in-service automaticwelding pool

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值分析結(jié)果的準(zhǔn)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(jìn)行驗(yàn)證性試驗(yàn)?？紤]到B型套筒的加工精度、橢圓度等結(jié)構(gòu)與待修復(fù)管道的匹配度問題，焊接過程采用氣保藥芯焊絲自動(dòng)焊工藝、焊接方向?yàn)樯舷蚝附樱附庸に噮?shù)依據(jù)表3。試驗(yàn)完成后，沿氣流方向順時(shí)針0,3,6點(diǎn)位截取套筒側(cè)和管體焊縫區(qū)域金屬加工成金相試樣，進(jìn)行熔池深度測(cè)量，如圖9,10所示。

圖9 套筒側(cè)熔池深度測(cè)量Fig.9 The depth data measurement of the melting poolon the side of sleeve

圖10 管體側(cè)熔池深度測(cè)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(shí)測(cè)深度與數(shù)值模擬計(jì)算深度對(duì)比，與試驗(yàn)測(cè)量最大值相比，數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果略大于實(shí)測(cè)值，具有一定的保守性，誤差范圍為2.01%～17.5%；試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果顯示，自動(dòng)焊在役焊接后，套筒側(cè)熔池深度和管體熔池深度接近，無顯著區(qū)別。

圖11 熔池深度測(cè)量結(jié)果Fig.11 The depth data measurement results of themelting pool

4 安全施焊內(nèi)壓計(jì)算

等效缺陷法是將在役焊接過程中由焊接局部高溫而導(dǎo)致管道外表面局部強(qiáng)度相對(duì)降低(相比室溫強(qiáng)度)的部分等效為體積型缺陷，并根據(jù)相應(yīng)的管道剩余強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法對(duì)是否出現(xiàn)燒穿進(jìn)行判斷。本文采用等效缺陷法對(duì)在役焊安全內(nèi)壓進(jìn)行評(píng)定，按照ASME B31G一級(jí)評(píng)定程序?qū)毕萦蜌廨斔凸艿朗Ｓ鄰?qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，安全內(nèi)壓計(jì)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(shù)，且SF≥1.25,本文取中俄東線南段設(shè)計(jì)系數(shù);SF為估算失效應(yīng)力，MPa。

式(8)中SF由式(9)～(11)計(jì)算。

當(dāng)Z≤20(Z=L2/Dt)時(shí)：

(9)

當(dāng)Z>20(Z=L2/Dt)時(shí)：

SF=1.1SMYS(1-d/t)

(10)

(11)

式中,Z為缺陷系數(shù)；SMYS為最小屈服強(qiáng)度,MPa，取值555 MPa；M為鼓脹系數(shù)。

經(jīng)計(jì)算，算例中Z數(shù)值均小于20，故失效應(yīng)力采用式(9)計(jì)算。按照式(10)得到鼓脹系數(shù)后，按照式(8)計(jì)算得到第3.1節(jié)焊接工藝條件下?1 219 mm的X80管道自動(dòng)焊在役焊接允許施焊內(nèi)壓，計(jì)算參數(shù)及結(jié)果見表5。

表5 自動(dòng)焊在役焊接施焊內(nèi)壓Tab.5 The internal pressure of in-service automatic welding

5 結(jié)論

本文結(jié)合自動(dòng)焊焊接工藝參數(shù)，以中俄東線南段用管道為例，建立在役焊接非線性瞬態(tài)有限元模型，預(yù)測(cè)了自動(dòng)焊焊接工藝條件下焊接熔池結(jié)構(gòu)參數(shù)并通過了試驗(yàn)驗(yàn)證，在此基礎(chǔ)上結(jié)合ASME B31G獲取該工藝條件下的在役修復(fù)施焊內(nèi)壓，得到以下結(jié)論。

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

(2) 管道壁厚對(duì)熔池結(jié)構(gòu)有明顯影響，等效熔池深度和長(zhǎng)度均與管道壁厚呈正向關(guān)系。

(3)試驗(yàn)測(cè)量熔池深度結(jié)果顯示，套筒側(cè)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(huán)境熱交換條件下，失效內(nèi)壓隨著管道壁厚的增大而增大；施焊內(nèi)壓的計(jì)算中，安全系數(shù)宜采用管道地區(qū)設(shè)計(jì)系數(shù)，以充分考慮地區(qū)安全等級(jí)因素。