X90M管線鋼多絲直縫埋弧焊接模擬與分析

于 磊，李志宏，姜 璐，鄒文超，江 峰，彭 靜

1.安徽省特種設(shè)備檢測(cè)院，安徽 合肥 230051 2.合肥紫金鋼管股份有限公司，安徽 合肥 230051

0 前言

隨著石油、天然氣等能源工業(yè)的迅猛發(fā)展，世界各國(guó)都大規(guī)模地進(jìn)行長(zhǎng)距離輸送管道的鋪設(shè)。為了增大輸送壓力，提高輸送效率，高鋼級(jí)、大口徑、大壁厚、高韌性的焊管成為輸送管道的首選管材，直縫埋弧焊鋼管因質(zhì)量好、可靠性高［1-2］得到了廣泛使用。

隨著鋼管壁厚的越來(lái)越大，傳統(tǒng)的單絲焊接已不能滿足生產(chǎn)需要。為兼顧生產(chǎn)效率和焊接質(zhì)量，多絲埋弧焊接工藝開(kāi)始廣泛應(yīng)用于實(shí)際生產(chǎn)。多絲直縫埋弧焊根據(jù)每根焊絲的焊接工藝參數(shù)和起始焊接時(shí)間（或焊絲間距）不同，可形成多絲共熔池焊接和多絲單熔池焊接。多絲共熔池焊接相對(duì)于多絲單熔池焊接，其熔池長(zhǎng)度長(zhǎng)、焊接質(zhì)量高，如三絲單行縱向排列共熔池焊接時(shí)，熔池長(zhǎng)度通常在幾十毫米甚至上百毫米，且熔池存在時(shí)間長(zhǎng)，使得焊接冶金反應(yīng)能夠充分進(jìn)行，在熔池金屬凝固前熔池中的氣體和熔渣等雜質(zhì)有充足的時(shí)間上浮逸出，焊縫中氣孔、夾渣等焊接缺陷很少，焊接一次合格率較高。但多絲埋弧焊高度集中的瞬時(shí)熱輸入，在焊后將產(chǎn)生相當(dāng)大的殘余應(yīng)力，從而影響焊接結(jié)構(gòu)的可焊性和構(gòu)件的脆性斷裂強(qiáng)度。祁帥［3］等基于ANSYS軟件建立了X80管線鋼（Nb-Mo系）三絲埋弧焊的三維熱力耦合數(shù)值模型，指出溫度的分布不均勻是導(dǎo)致殘余應(yīng)力出現(xiàn)的主要原因，增大焊接速度或焊絲間距均會(huì)引起焊后縱向殘余應(yīng)力的升高。劉笑笑［4］等采用ANYSY有限元軟件模擬X100管線鋼的四絲埋弧焊的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)，研究焊接電流、焊接速度、焊絲間距對(duì)焊接溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)分布的影響，結(jié)果表明，增加每根焊絲的焊接電流，焊件殘余應(yīng)力水平略有上升，增加焊接速度和焊絲間距時(shí)，殘余應(yīng)力峰值水平下降。李麗［5］等對(duì)80 mm E36鋼厚板分別進(jìn)行雙絲、三絲、四絲埋弧焊試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)多絲埋弧焊接頭沖擊性能較差的部位在焊縫，隨著焊接絲數(shù)的增加，焊縫組織中先共析鐵素體含量增加，晶粒尺寸增大，沖擊性能降低。

本文以X90M鋼板內(nèi)外三絲單行縱向排列直縫埋弧焊接為研究對(duì)象，采用ABAQUS有限元軟件，研究在焊接工藝參數(shù)一定的情況下，內(nèi)、外每根焊絲起始焊接時(shí)間（或焊絲間距）不同時(shí)的多絲共熔池、多絲單熔池直縫埋弧焊接溫度場(chǎng)和殘余應(yīng)力場(chǎng)，得出起始焊接時(shí)間（或焊絲間距）對(duì)焊接溫度場(chǎng)和焊后殘余應(yīng)力場(chǎng)的影響，旨在為X90M多絲直縫埋弧焊接生產(chǎn)實(shí)踐提供指導(dǎo)與參考。

1 試驗(yàn)材料及焊接工藝參數(shù)

試驗(yàn)用母材為X90M鋼板，尺寸為600 mm×300 mm×16 mm，選用MK800GX-Ⅲ焊絲，直徑4 mm，母材及焊絲主要化學(xué)成分、力學(xué)性能如表1、表2所示。坡口為帶鈍邊的X型坡口，外焊坡口角度為88°，內(nèi)焊坡口角度為86°，坡口形式如圖1所示。焊接時(shí)先進(jìn)行內(nèi)坡口焊接，然后進(jìn)行外坡口焊接，內(nèi)、外坡口均采用三絲單行縱向排列直縫埋弧焊接一次成形。內(nèi)、外坡口焊接的具體焊接工藝參數(shù)如表3所示。

表1 母材及焊絲主要化學(xué)成分（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）Table 1 Chemical composition of base metal and welding wire（wt.%）

表2 母材及焊絲熔敷金屬力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of base metal and welding wire deposited metal

表3 X90M鋼板焊接工藝參數(shù)Table 3 Welding process parameters of X90M steel plate

圖1 焊接坡口形式示意Fig.1 Schematic diagram of welding groove form

2 焊接控制方程及熱源模型

2.1 溫度場(chǎng)控制方程

熱傳導(dǎo)方程式是一個(gè)重要的偏微分方程，描述一個(gè)區(qū)域內(nèi)的溫度如何隨時(shí)間變化。在區(qū)域Ω中的熱傳導(dǎo)控制方程為：

式中T為溫度；t為時(shí)間；λ為熱導(dǎo)率；Cp為比熱容；ρ為密度；?2為拉普拉斯算子；為內(nèi)熱源強(qiáng)度。

2.2 應(yīng)力場(chǎng)控制方程

在區(qū)域Ω中的力平衡方程為：

式中σij為已包括熱應(yīng)力項(xiàng)的應(yīng)力分量。

在區(qū)域Ω中的熱應(yīng)變平衡方程為：

式中εijt為熱應(yīng)變張量；α為線膨脹系數(shù)；T0為環(huán)境參考溫度；δij為δ算子。

應(yīng)力應(yīng)變之間的本構(gòu)關(guān)系為：

式中Dij為熱應(yīng)變張量；分別為總應(yīng)變、塑性應(yīng)變、蠕變應(yīng)變、熱應(yīng)變。

2.3 雙橢球熱源模型

多絲直縫埋弧焊接因其熔深較大，故采用雙橢球熱源模型來(lái)近似描述熔池形貌和尺寸，表達(dá)式為

式中a1、a2、b、c分別為雙橢球體積熱源三維形狀分布參數(shù)；f1、f2分別為總的焊接熱輸入功率在熔池前后兩部分的能量分布系數(shù)，且有f1+f2=2。

設(shè)置內(nèi)焊三絲形成的雙橢球熱源形狀參數(shù)比例關(guān)系為a1∶a2∶b∶c=1∶3∶（1.22～1.68）∶（1.45～1.06），外焊三絲形成的雙橢球熱源形狀參數(shù)比例關(guān)系為a1∶a2∶b∶c=1∶3∶（1.38～1.68）∶（1.54～1.22）。

3 建立有限元模型

3.1 材料熱物性能參數(shù)

假設(shè)母材與焊材的材料性能參數(shù)相同，X90M對(duì)應(yīng)的具體材料性能參數(shù)如圖2所示。設(shè)泊松比μ為0.3，且不隨溫度變化而變化。

圖2 X90M熱物性能參數(shù)Fig.2 Thermophysical performance parameters of X90M

3.2 有限元網(wǎng)格模型

建立與試驗(yàn)用鋼板試板尺寸完全相同的三維有限元模型。為兼顧模擬求解精度和運(yùn)算效率，模型網(wǎng)格的劃分策略為：對(duì)焊縫及近縫區(qū)域的網(wǎng)格劃分較細(xì)，遠(yuǎn)離焊縫及近縫區(qū)域的網(wǎng)格則劃分較粗，中間采用1∶3、1∶2網(wǎng)格過(guò)渡方式。試驗(yàn)用鋼板試板及有限元網(wǎng)格模型如圖3所示，該有限元網(wǎng)格模型共有單元數(shù)64 000個(gè)，共有節(jié)點(diǎn)數(shù)71 563個(gè)。

圖3 試驗(yàn)用鋼板試板與有限元模型Fig.3 Steel plate for test and finite element model

3.3 假定及邊界條件

假設(shè)材料服從熱彈塑性和雙線性本構(gòu)模型以及Von Mises屈服準(zhǔn)則［6-7］。模擬采用間接耦合，總體思路為：焊接過(guò)程中必須考慮溫度場(chǎng)對(duì)應(yīng)力場(chǎng)的影響，而忽略應(yīng)力場(chǎng)對(duì)溫度場(chǎng)的微小影響，在實(shí)際模擬計(jì)算過(guò)程中先進(jìn)行溫度場(chǎng)的計(jì)算，然后將計(jì)算結(jié)果作為初始條件導(dǎo)入相應(yīng)應(yīng)力場(chǎng)的分析計(jì)算過(guò)程。

為較好地模擬焊縫金屬的填充過(guò)程，運(yùn)用“生死單元”算法［8］。實(shí)施步驟為：首先將內(nèi)、外焊道處焊縫金屬總體作為一個(gè)大的單元集合全部被“殺死”，然后將內(nèi)焊道處焊縫、外焊道處焊縫分別作為獨(dú)立單元依次“激活”。

在焊接階段，雙橢球熱源模型的加載是通過(guò)FORTRAN語(yǔ)言編寫(xiě)DFLUX子程序?qū)崿F(xiàn)，首先基于內(nèi)、外焊三絲每根焊絲的焊接工藝參數(shù)，利用雙橢球熱源模型方程計(jì)算模型上各節(jié)點(diǎn)的熱流密度值，并施加于所選節(jié)點(diǎn)上，隨著電弧中心位置的移動(dòng)，重復(fù)在各節(jié)點(diǎn)上施加相應(yīng)的熱流密度，從而實(shí)現(xiàn)熱源的移動(dòng)。

假設(shè)焊件初始溫度為20℃，將對(duì)流換熱、輻射換熱效果疊加考慮并將總的換熱系數(shù)定為20 W/（m2·℃），在焊接應(yīng)力場(chǎng)的求解過(guò)程中設(shè)置相應(yīng)的力學(xué)邊界條件使模型不產(chǎn)生剛體位移以達(dá)到分析收斂［9］。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 焊絲間距對(duì)峰值溫度場(chǎng)的影響

溫度場(chǎng)的數(shù)值模擬是殘余應(yīng)力場(chǎng)數(shù)值模擬的前提，溫度場(chǎng)對(duì)殘余應(yīng)力和殘余變形影響極大［10］。三絲直縫埋弧焊每根焊絲對(duì)應(yīng)獨(dú)立弧焊電源，故在內(nèi)、外焊接過(guò)程中三絲中的每絲均形成獨(dú)立熔池，而獨(dú)立熔池會(huì)在時(shí)空維度相互影響，在滿足一定條件的情況下形成共熔池狀態(tài)，能否形成共熔池狀態(tài)取決于每絲的焊接工藝參數(shù)和起始焊接時(shí)間（或焊絲間距）。圖4為在表3焊接工藝參數(shù)范圍內(nèi)（焊絲間距除外），每根焊絲起始焊接時(shí)間間隔1 s（內(nèi)焊焊絲間距均為21.7 mm，外焊焊絲間距均為20 mm）、3 s（內(nèi)焊焊絲間距均為65.1 mm，外焊焊絲間距均為60 mm）、5 s（內(nèi)焊焊絲間距均為108.5 mm，外焊焊絲間距為100 mm）、8 s（內(nèi)焊焊絲間距為173.6 mm，外焊焊絲間距均為160 mm）的焊接峰值溫度場(chǎng)云圖，該峰值溫度場(chǎng)是內(nèi)外焊接連續(xù)過(guò)程中的峰值溫度，內(nèi)焊完成后間隔1 min進(jìn)行了外焊。

圖4 焊絲起焊時(shí)間間隔1 s、3 s、5 s、8 s時(shí)的焊接峰值溫度場(chǎng)分布Fig.4 Distribution of welding peak temperature field at 1 s，3 s，5 s and 8 s for starting time interval of each wire

由圖4可知，在焊接工藝參數(shù)一定的條件下，每絲起始焊接時(shí)間間隔1 s焊接過(guò)程中形成了共同熔池，為多絲共熔池，熔池峰值溫度為2 625℃；焊絲起始焊接時(shí)間分別間隔3 s、5 s、8 s時(shí)，每根焊絲形成的熔池依舊獨(dú)立，為多絲單熔池，熔池峰值溫度分別為2 080℃、1 864℃、1 687℃。多絲共熔池因是每根焊絲獨(dú)立熔池互相疊加形成，故峰值溫度高于多絲單熔池；無(wú)論是否形成共熔池狀態(tài)，焊接過(guò)程中熔池的峰值溫度隨每根焊絲起始焊接時(shí)間間隔（焊絲間距）增大而降低，如圖5所示。

圖5 熔池峰值溫度隨每絲起始焊接時(shí)間間隔的變化Fig.5 Variation of peak temperature of molten pool with initial welding time interval of each wire

選取外焊道焊縫表面中心同一節(jié)點(diǎn)（節(jié)點(diǎn)編號(hào)：19588）處，該節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷的焊接熱循環(huán)如圖6所示。從圖6可以看出：（1）焊接熱源的輸入是一個(gè)極不均勻的過(guò)程，先受熱位置處的溫度急劇升高，然后隨著熱源的離開(kāi)溫度逐漸降低，這種局部加熱—熔化—冷卻的劇烈變化過(guò)程決定了焊后復(fù)雜的殘余應(yīng)力場(chǎng)；（2）焊絲起始焊接時(shí)間分別間隔1s、3 s、5 s、8 s時(shí)，對(duì)應(yīng)的熱循環(huán)峰值溫度逐漸降低，最高為2 373℃、最低為1 485℃。

圖6 編號(hào)為19588的節(jié)點(diǎn)經(jīng)歷的熱循環(huán)Fig.6 Thermal history of node 19588

4.2 焊接殘余應(yīng)力

電弧焊接過(guò)程中非均勻、極不平衡的熱量輸入是導(dǎo)致焊后存在殘余應(yīng)力的根本原因，焊后殘余應(yīng)力分布場(chǎng)基本由焊接溫度場(chǎng)決定，內(nèi)、外焊每絲起始焊接時(shí)間間隔1s、5s焊接的Von Mises等效殘余應(yīng)力分布如圖7所示。

圖7 內(nèi)、外焊時(shí)每絲起焊間隔1 s、5 s時(shí)焊接殘余應(yīng)力分布Fig.7 Distribution of welding residual stress at the interval of 1 s and 5 s for each wire during internal and external welding

由圖7可知，內(nèi)、外焊時(shí)每絲起焊間隔1 s、5 s時(shí)焊接殘余應(yīng)力分布特征為焊縫及其近縫區(qū)全部為拉應(yīng)力，從橫向上看遠(yuǎn)離該區(qū)域殘余應(yīng)力逐漸降低；每絲起焊間隔1 s的多絲共熔池焊接的殘余應(yīng)力較間隔5 s時(shí)的多絲單熔池焊接更小，這是因?yàn)榍罢咻^高的熔池溫度和較長(zhǎng)的電弧總體停留時(shí)間使得其冶金反應(yīng)充分，這樣在冷卻過(guò)程中能夠有效降低焊縫及近縫區(qū)的臨界冷卻速度，利于形成淬硬傾向較小的組織，所以焊后殘余應(yīng)力相對(duì)較小。較小的焊接殘余應(yīng)力可以降低直縫埋弧焊接缺陷產(chǎn)生的概率。

圖8為內(nèi)、外焊每絲起焊間隔1 s形成多絲共熔池焊接時(shí)Von Mises等效殘余應(yīng)力沿試板起焊端面厚度方向（自內(nèi)焊中心至外焊中心）的分布，可以看出，從內(nèi)表面焊縫中心到外表面焊縫中心殘余應(yīng)力逐漸降低。圖9為內(nèi)、外焊每絲起焊間隔1 s形成多絲共熔池焊接的側(cè)向彎曲后的試樣，原始彎曲試樣為矩形試樣，尺寸為350 mm（長(zhǎng)）×38.1 mm（寬）×16 mm（厚），彎軸直徑為90 mm，可以看出，側(cè)向彎曲180°后未發(fā)現(xiàn)任何裂縫及其他缺陷，塑性良好。

圖8 等效殘余應(yīng)力沿板厚方向的分布Fig.8 Distribution of equivalent residual stress along plate thickness

圖9 焊接接頭側(cè)向彎曲后試樣Fig.9 Specimen after lateral bending of welded join

5 結(jié)論與展望

（1）X90M管線鋼內(nèi)、外多絲直縫埋弧焊接在每絲焊接工藝參數(shù)一定的條件下，是否形成多絲共熔池焊接取決于每絲起焊時(shí)間（或間距）；多絲共熔池因每絲熔池疊加形成的峰值溫度較多絲單熔池高；焊接過(guò)程中熔池峰值溫度隨每絲起焊時(shí)間（或間距）增大而降低。

（2）X90M管線鋼內(nèi)、外多絲共熔池直縫埋弧焊接相對(duì)于多絲單熔池焊接其峰值應(yīng)力較低，主要是因?yàn)槎嘟z共熔池焊接時(shí)較高的焊接溫度場(chǎng)在冷卻過(guò)程中其冷卻速率較低，焊后接頭性能較好，在X90M等高鋼級(jí)鋼板、鋼管生產(chǎn)實(shí)踐中推薦采用多絲共熔池直縫埋弧焊接工藝。

（3）本文研究對(duì)象為X90M鋼板試板的焊接，鋼板焊接的溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)不完全等同于鋼管的溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)，對(duì)X90M管線鋼直縫埋弧焊的溫度場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)研究?jī)H作參考；另本文未模擬在焊絲起始焊接時(shí)間（或間距）一定情況下，改變焊接工藝參數(shù)后給溫度及應(yīng)力場(chǎng)分布帶來(lái)的影響，對(duì)此問(wèn)題在今后需進(jìn)行進(jìn)一步研究。