管道環(huán)焊接頭殘余應(yīng)力及氫擴(kuò)散模擬研究*

帥 健，謝 丹,，王 偉,3，李海川

(1.中國石油大學(xué)(北京) 安全與海洋工程學(xué)院，北京 102249；2.國家石油天然氣管網(wǎng)集團(tuán)有限公司 西氣東輸分公司,上海 200122；3.中海油能源發(fā)展公司，北京 100027)

0 引言

隨著人們對(duì)能源的需求不斷增長以及化石能源產(chǎn)生的環(huán)境污染等問題日益嚴(yán)重，對(duì)新能源的開發(fā)與利用已成為全球范圍關(guān)注的焦點(diǎn)問題。氫氣具有潔凈高效等特點(diǎn)，已成為最有發(fā)展前景的新能源之一，管道輸送被認(rèn)為是大規(guī)模輸氫最有效的方式[1-4]?，F(xiàn)如今對(duì)于天然氣管輸技術(shù)，國內(nèi)外已形成較為成熟的安全運(yùn)營體系，但對(duì)于輸氫管道還存在較多安全性問題亟待解決。不同于天然氣輸送，氫氣的輸送有其特殊性，氫分子會(huì)通過表面吸附、解離等一系列過程分解成氫原子進(jìn)入金屬材料內(nèi)部[5-6]，在焊接殘余應(yīng)力的作用下，氫原子會(huì)向應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)散并聚集，當(dāng)局部氫濃度達(dá)到一定值時(shí)很容易引起氫致裂紋的出現(xiàn)[7]，從而導(dǎo)致管道失效，引發(fā)安全事故。因此，對(duì)管道焊接中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力以及管線鋼中的氫濃度分布進(jìn)行預(yù)測和控制具有重要的理論意義和工程價(jià)值。

近年來，數(shù)值模擬技術(shù)越來越多地用于焊接殘余應(yīng)力以及氫擴(kuò)散行為的研究。Mochizuki等[8]提出了1種二維軸對(duì)稱模型來模擬計(jì)算管道對(duì)接焊接頭的殘余應(yīng)力，但是軸對(duì)稱假設(shè)使得該模型存在一定的局限性。Wu等[9]利用MSC-Marc軟件建立了管道單道焊的三維模型來研究管道TIG焊接過程中應(yīng)力變化，但是該模型將管道焊接接頭簡化為單道焊。蔣文春等[10]對(duì)焊接殘余應(yīng)力梯度下的氫擴(kuò)散情況進(jìn)行了模擬研究，但計(jì)算過程中將焊接接頭作為均質(zhì)材料處理。張?bào)w明等[11]考慮焊接殘余應(yīng)力和組織不均勻性，對(duì)煤制氣螺旋焊管接頭處的氫擴(kuò)散過程進(jìn)行了模擬研究。Zhao等[12]對(duì)X80鋼螺旋焊管氫氣輸送過程中氫的動(dòng)態(tài)擴(kuò)散過程和最終濃度分布進(jìn)行了數(shù)值研究。然而，這些研究都是將焊接過程簡化為單層焊。針對(duì)管道環(huán)向焊接過程，尤其是多層焊接的模擬研究較少，對(duì)于多層焊接接頭層間的殘余應(yīng)力分布并不清楚，以及不同焊接層的熱輸入量對(duì)殘余應(yīng)力和氫分布的影響分析也不多。

本文對(duì)管道環(huán)焊接頭的3層焊接過程進(jìn)行模擬，分析3層焊接接頭層間的殘余應(yīng)力分布規(guī)律，并對(duì)焊接殘余應(yīng)力狀態(tài)下的氫擴(kuò)散行為進(jìn)行模擬研究，闡明每層焊接過程的熱輸入量對(duì)氫分布的影響，從而為輸氫管道的技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)制定提供理論依據(jù)。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元分析思路

針對(duì)殘余應(yīng)力作用下的氫擴(kuò)散分析的數(shù)值計(jì)算過程分為3步：第1步，對(duì)焊接溫度場進(jìn)行計(jì)算；第2步，將溫度場結(jié)果作為載荷導(dǎo)入焊接應(yīng)力場的模型中進(jìn)行耦合計(jì)算；第3步，將焊接殘余應(yīng)力作為氫擴(kuò)散的預(yù)定義場進(jìn)行氫擴(kuò)散的順次耦合計(jì)算。由于前期的溫度場計(jì)算直接關(guān)系到后續(xù)的應(yīng)力場和氫擴(kuò)散的計(jì)算準(zhǔn)確與否，因此，為了使熱源盡量接近實(shí)際焊接熱源，選用雙橢球熱源模型作為焊接熱源[13]。

1.2 幾何模型和網(wǎng)格劃分

建立管道3層單道環(huán)向?qū)雍傅娜S實(shí)體模型，如圖1所示。選取外徑為114 mm、壁厚為11.13 mm的管道進(jìn)行分析計(jì)算，考慮焊接熱源對(duì)管道遠(yuǎn)端區(qū)域幾乎不產(chǎn)生影響，用于計(jì)算的管段長度取500 mm。由于焊縫和近焊縫區(qū)受熱源影響最大，將產(chǎn)生高溫和較大的應(yīng)力梯度，因此在距離焊接中心線200 mm范圍內(nèi)的網(wǎng)格劃分相對(duì)細(xì)密，而離焊縫區(qū)和熱影響區(qū)較遠(yuǎn)的位置受熱源影響較小，采用相對(duì)稀疏的網(wǎng)格。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

氫擴(kuò)散分析模型的幾何尺寸、網(wǎng)格劃分以及單元節(jié)點(diǎn)編號(hào)與焊接溫度場、應(yīng)力場均保持一致。但需改變分析步類型為質(zhì)量傳遞，選用三維八節(jié)點(diǎn)單元DC3D8。

焊縫開v型坡口，其幾何形狀如圖2所示。其中壁厚T=11.13 mm，Rf=3 mm，Ro=2 mm，管段總長度L=1 000 mm，焊縫坡口角度θ=60°。

圖2 焊縫的幾何形狀Fig.2 Geometric shape of weld

1.3 材料參數(shù)

在進(jìn)行焊接模擬計(jì)算時(shí)，需要考慮材料性能參數(shù)隨溫度變化。假設(shè)管道母材與焊料的材料屬性相同。材料性能參數(shù)隨溫度變化情況如圖3所示[14]。其中，α為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·℃)；cp為比熱容，10 J/(kg·℃)；k為線膨脹系數(shù)，×10-6℃-1；E為彈性模量，×109Pa；μ為泊松比，×10-2；σs為屈服強(qiáng)度，×107Pa。密度為7 800 kg/m3。

圖3 材料性能參數(shù)Fig.3 Material performance parameters

在氫擴(kuò)散分析中，管道焊接接頭各部位的氫擴(kuò)散參數(shù)采用表1所示的值[11]。

表1 焊接接頭各區(qū)的氫擴(kuò)散參數(shù)Table 1 Hydrogen diffusion parameters in each zone of welded joint

考慮焊接殘余應(yīng)力對(duì)氫擴(kuò)散的影響，其應(yīng)力梯度系數(shù)的計(jì)算方法如式(1)所示[10]：

(1)

式中：Kσ為應(yīng)力梯度系數(shù)，N/m1/2；VH為氫原子在金屬材料中的偏摩爾體積，取值為2 000.0 mm3/mol；R為氣體常數(shù)，取8.3 J/(mol·K)；T表示溫度，℃；θZ表示絕對(duì)零度，℃。

1.4 邊界條件

管道的初始溫度取20 ℃，對(duì)焊縫接頭的中心面施加對(duì)稱約束，并進(jìn)行絕熱處理。對(duì)于管道的內(nèi)外表面，考慮熱輻射和對(duì)流換熱的邊界條件，對(duì)流換熱系數(shù)取10 W/(m2·℃)，熱輻射率取0.85。

在應(yīng)力場計(jì)算中，為了保證管道不會(huì)發(fā)生剛性移動(dòng)，約束起焊點(diǎn)位置沿切線方向的位移，在遠(yuǎn)離焊縫處取2個(gè)節(jié)點(diǎn)固定。

在氫擴(kuò)散分析中，表征邊界條件的參數(shù)是氫活度φ，其計(jì)算方法如式(2)所示：

φ=C/S

(2)

式中：φ為氫氣活度；C為原子氫濃度，%；S為原子氫溶解度，%。

考慮管輸介質(zhì)中的氫進(jìn)入金屬材料后的擴(kuò)散行為，不考慮管道鋼在冶煉及焊接過程中引入到金屬材料中的氫，因此設(shè)定管道內(nèi)表面的氫濃度為初始條件。氫以原子的形式擴(kuò)散，當(dāng)氫原子擴(kuò)散至管道外表面時(shí)會(huì)結(jié)合成氫分子逸出，因而不考慮管道外表面的氫濃度。

1.5 模型驗(yàn)證

DENG等[15]曾通過試驗(yàn)方法對(duì)管道焊接接頭的殘余應(yīng)力進(jìn)行過測量，以DENG等的試驗(yàn)方案為參考依據(jù)，驗(yàn)證焊接模擬模型的正確性。根據(jù)文獻(xiàn)中提供的參數(shù)建立模型，將有限元模擬結(jié)果和DENG的試驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖4所示，由圖可以看出，通過有限元計(jì)算得到的軸向殘余應(yīng)力與試驗(yàn)測量得到的殘余應(yīng)力分布趨勢基本一致，說明采用該有限元程序可以對(duì)管道焊接過程進(jìn)行仿真模擬。

圖4 殘余應(yīng)力模擬值與測量值對(duì)比Fig.4 Comparison of simulated and measured residual stress

2 殘余應(yīng)力分析

管道焊后的等效殘余應(yīng)力云圖如圖5所示。管道焊接完冷卻后在焊縫及其附近區(qū)域產(chǎn)生嚴(yán)重的應(yīng)力集中現(xiàn)象，其最大等效應(yīng)力值為618 MPa，已超過材料的屈服強(qiáng)度。等效應(yīng)力主要集中在第2層與第3層焊接相鄰位置以及整個(gè)第3層焊縫區(qū)域，外表面的等效應(yīng)力值大于內(nèi)表面。

圖5 等效殘余應(yīng)力云圖Fig.5 Cloud diagram of Mises residual stress

距焊接起點(diǎn)90°位置焊縫中心的軸向應(yīng)力沿徑向路徑的變化趨勢圖如圖6所示，從圖6中可以看出，軸向應(yīng)力沿管道厚度方向呈波動(dòng)變化趨勢，層與層焊接交界位置為軸向應(yīng)力波動(dòng)變化的拐點(diǎn)。在焊縫區(qū)域的內(nèi)表面形成軸向拉伸應(yīng)力，在外表面形成軸向壓縮應(yīng)力。

圖6 軸向應(yīng)力沿徑向路徑變化Fig.6 Change of axial stress along radial path

距焊接起點(diǎn)90°位置焊縫中心的環(huán)向應(yīng)力沿徑向路徑的變化趨勢圖如圖7所示，從圖7中可以看出，焊縫中心的環(huán)向應(yīng)力在管道厚度方向上都呈拉應(yīng)力狀態(tài)，最大值分布在第2層焊縫與第3層焊縫交界位置，焊縫區(qū)域外表面的環(huán)向應(yīng)力大于內(nèi)表面。

圖7 環(huán)向應(yīng)力沿徑向路徑變化Fig.7 Change of hoop stress along radial path

通過對(duì)比焊縫區(qū)的軸向應(yīng)力與環(huán)向應(yīng)力發(fā)現(xiàn)，管道焊接接頭的環(huán)向應(yīng)力值遠(yuǎn)大于其軸向應(yīng)力值，并且環(huán)向應(yīng)力的變化梯度也大于軸向應(yīng)力的變化梯度，說明在焊縫區(qū)域主要受環(huán)向應(yīng)力的影響。

3 氫擴(kuò)散分析

3.1 殘余應(yīng)力作用下氫濃度分布

在氫擴(kuò)散分析中，影響氫擴(kuò)散的應(yīng)力為靜水應(yīng)力[16]，其值為管道環(huán)向應(yīng)力、軸向應(yīng)力和徑向應(yīng)力的平均值。圖8為距焊接起點(diǎn)90°位置焊縫中心的氫濃度和靜水應(yīng)力沿徑向路徑的變化曲線。從圖8(a)中可以看出，焊縫中心的擴(kuò)散氫濃度在管道徑向方向上呈波動(dòng)分布趨勢,氫濃度最大值為0.058 3×10-6，位于第2層焊縫與第3層焊縫交界位置。如圖8(b)所示，焊縫中心的靜水應(yīng)力在管道徑向方向上分布與氫濃度分布趨勢相似，在第2層焊縫與第3層焊縫交界位置存在靜水應(yīng)力最大值355 MPa。

圖8 氫濃度及靜水應(yīng)力沿徑向路徑變化Fig.8 Change of hydrogen concentration and hydrostatic stress along radial path

由此可見，氫濃度富集的部位與靜水應(yīng)力集中的區(qū)域相對(duì)應(yīng)。焊接殘余應(yīng)力促進(jìn)了氫在管道鋼中的聚集，其誘導(dǎo)氫原子向應(yīng)力集中區(qū)域擴(kuò)散。

3.2 無殘余應(yīng)力作用下氫濃度分布

在無殘余應(yīng)力狀態(tài)下，氫擴(kuò)散的驅(qū)動(dòng)力為濃度梯度。由于管道內(nèi)、外表面邊界條件的設(shè)定使管道內(nèi)、外壁之間存在濃度差，所以氫擴(kuò)散方向?yàn)閺墓艿纼?nèi)表面區(qū)域向管道外表面區(qū)域擴(kuò)散。

單獨(dú)取某1區(qū)域焊縫單元的氫濃度分布云圖，如圖9所示，從圖中可以看出，氫濃度值從管道內(nèi)表面至外表面逐漸減小。

圖9 焊縫單元?dú)錆舛确植荚茍DFig.9 Cloud diagram of hydrogen concentration distribution in weld element

任取1軸截面，其氫濃度分布云圖如圖10所示，從圖中可以看出氫濃度沿管道軸向方向呈均勻分布狀態(tài)，管道母材區(qū)的氫濃度高于焊縫區(qū)，這主要是因?yàn)閿U(kuò)散氫在母材區(qū)的溶解度最大。

圖10 管道軸截面氫濃度云圖Fig.10 Cloud diagram of hydrogen concentration on pipeline axial section

3.3 2種狀態(tài)下氫擴(kuò)散對(duì)比分析

從圖11中可以看出，有、無焊接殘余應(yīng)力狀態(tài)下，焊縫中心的氫濃度分布存在明顯差異。當(dāng)不考慮殘余應(yīng)力時(shí)，焊縫中心的氫濃度最大值位于管道內(nèi)表面，其最大值為初始濃度值0.016 6×10-6，并且從管道內(nèi)表面至外表面氫濃度值逐漸降低。當(dāng)存在殘余應(yīng)力時(shí)，焊縫中心的氫濃度分布更加集中，此時(shí)氫濃度最大值為0.058 3×10-6，出現(xiàn)在第2層焊縫與第3層焊縫交界處。由此可以得到，當(dāng)存在焊接殘余應(yīng)力時(shí)，焊縫區(qū)中氫濃度最大值較無殘余應(yīng)力狀態(tài)下增加了約3.5倍。此外，焊接殘余應(yīng)力對(duì)氫擴(kuò)散的影響作用大于濃度梯度的影響。

圖11 氫濃度分布對(duì)比Fig.11 Comparison of hydrogen concentration distribution

4 不同焊接層的線能量對(duì)氫擴(kuò)散的影響

4.1 填充焊線能量的影響

保持打底焊、蓋面焊的線能量不變，不同填充焊線能量下焊縫中心處的氫濃度沿徑向路徑的變化曲線如圖12所示。由圖12可以看出，焊縫中心氫濃度分布隨填充焊線能量的增加呈減小的趨勢。3種焊接線能量下的最大氫濃度值分別0.058 3×10-6、0.056 7×10-6和0.055 7×10-6，即填充焊線能量越高，焊縫中心的氫濃度最大值越小。

圖12 不同填充焊線能量下的氫濃度分布Fig.12 Distribution of hydrogen concentration under different filling welding line energies

4.2 蓋面焊線能量的影響

保持打底焊、填充焊的線能量不變，不同蓋面焊線能量下焊縫中心處的氫濃度沿徑向路徑的變化曲線如圖13所示。由圖13可以看出，蓋面焊線能量越低，焊縫中心氫濃度最大值越小。在焊接線能量分別為2.502，2.224，1.946 kJ/mm時(shí)，焊縫中心的氫濃度峰值分別為0.060 4×10-6、0.058 2×10-6和0.05×10-6。第1層焊縫和第2層焊縫區(qū)域的氫濃度都隨著蓋面焊線能量的降低而減小，并且氫濃度變化梯度較大。在第3層焊縫區(qū)域中，蓋面焊線能量的改變幾乎對(duì)氫濃度的分布不產(chǎn)生影響。

圖13 不同蓋面焊線能量下的氫濃度分布Fig.13 Distribution of hydrogen concentration under different cover welding line energies

4.3 打底焊線能量的影響

保持蓋面焊、填充焊的線能量不變，不同打底焊線能量下焊縫中心處的氫濃度沿徑向路徑的變化曲線如圖14所示，由圖中可以看出，不同打底焊線能量在第一層焊縫區(qū)域的氫濃度分布差異很小。

圖14 不同打底焊線能量下的氫濃度分布Fig.14 Distribution of hydrogen concentration under different priming welding line energies

5 結(jié)論

1)管道焊接完成后，焊縫及其附近區(qū)域的最大等效應(yīng)力值為618 MPa，已超過材料的屈服強(qiáng)度，外表面的等效殘余應(yīng)力大于內(nèi)表面。在焊縫區(qū)域的內(nèi)表面產(chǎn)生軸向拉應(yīng)力，在外表面產(chǎn)生軸向壓應(yīng)力，整個(gè)焊縫區(qū)都受到環(huán)向拉應(yīng)力作用，且三向應(yīng)力中環(huán)向應(yīng)力最高，第2層焊縫與第3層焊縫交界處為應(yīng)力最集中區(qū)域。

2)焊接殘余應(yīng)力狀態(tài)對(duì)焊接接頭的氫濃度分布存在顯著影響。存在焊接殘余應(yīng)力情況下，氫濃度分布與靜水應(yīng)力分布狀態(tài)一致，都集中分布在第2層焊縫和第3層焊縫相鄰區(qū)域，其最大氫濃度值較無殘余應(yīng)力狀態(tài)下高約3.5倍，且焊接殘余應(yīng)力對(duì)氫擴(kuò)散的影響作用大于濃度梯度的影響。

3)在實(shí)際焊接過程中，在焊接工藝標(biāo)準(zhǔn)允許的范圍內(nèi)適當(dāng)?shù)靥岣咛畛浜妇€能量或者降低蓋面焊線能量可有效降低焊接接頭氫濃度富集程度，從而降低氫致裂紋敏感性，并且蓋面焊線能量對(duì)氫擴(kuò)散的影響作用大于填充焊線能量的影響。