X80鋼管道焊接致氫富集及熱處理數(shù)值模擬

薛景宏, 白晨旭

(1. 東北石油大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院, 黑龍江 大慶 163318;2. 東北石油大學(xué) 防災(zāi)減災(zāi)及防護(hù)工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 黑龍江 大慶 163318)

發(fā)展氫能既能緩解我國(guó)能源對(duì)外依存度高的問題,也能助力我國(guó)早日實(shí)現(xiàn)“雙碳”戰(zhàn)略目標(biāo)。氫能被認(rèn)為是最清潔的潛在能源,大力發(fā)展氫能也成為我國(guó)能源轉(zhuǎn)型的迫切需求[1-2]。長(zhǎng)距離管道輸氫時(shí),氫原子會(huì)進(jìn)入金屬材料內(nèi)部,當(dāng)金屬材料中氫濃度過高時(shí)會(huì)引起氫脆,使管道材料發(fā)生塑性損傷甚至開裂。金屬材料內(nèi)部氫濃度過高的一個(gè)主要因素是管道焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力。因此,研究管道焊接殘余應(yīng)力和應(yīng)力誘導(dǎo)氫擴(kuò)散規(guī)律對(duì)于管道輸氫具有重要意義。

Gery等[3]建立了平板對(duì)接焊縫的二維和三維模型,比較發(fā)現(xiàn)三維模型的溫度場(chǎng)更加符合實(shí)際。刁露陽(yáng)等[4]采用高斯熱源模型對(duì)管徑為219 mm的X60鋼管道進(jìn)行了焊接模擬,分析了焊接溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)規(guī)律,但在建模時(shí)忽略了焊材的填充過程。劉維洋[5]采用雙橢球熱源模型對(duì)管徑為1219 mm的X80鋼管道進(jìn)行焊接數(shù)值模擬,分析了管道內(nèi)外表面殘余應(yīng)力場(chǎng)的分布規(guī)律,但該模擬僅將填充焊簡(jiǎn)化為一道。陳勇等[6]建立了304不銹鋼管的二維環(huán)焊縫模型,分析了焊后熱處理對(duì)殘余應(yīng)力的消除機(jī)制。蔣文春等[7]通過有限元軟件對(duì)液化石油氣球罐氫擴(kuò)散的分布規(guī)律進(jìn)行了模擬研究,發(fā)現(xiàn)在焊接殘余應(yīng)力作用下,氫向高應(yīng)力區(qū)富集。Yan等[8]建立了X80管線鋼焊接接頭氫分布的三維模型,研究發(fā)現(xiàn),提高預(yù)熱溫度和焊接熱輸入都可降低焊接接頭中的氫濃度。目前,大口徑管道多層焊接殘余應(yīng)力及氫擴(kuò)散的模擬研究較少,尤其是通過焊后熱處理降低焊接殘余應(yīng)力和氫富集的研究較少。鑒于此,筆者擬采用有限元軟件Abaqus,建立含6層環(huán)焊縫管道模型,并進(jìn)行模型驗(yàn)證。通過間接耦合方法進(jìn)行溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和氫擴(kuò)散耦合分析,得出焊接殘余應(yīng)力及氫濃度的分布規(guī)律、靜水應(yīng)力和氫濃度關(guān)系以及熱處理對(duì)焊接殘余應(yīng)力及氫富集的影響。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元模型

X80鋼含6層環(huán)焊縫管道的有限元模型見圖1,管道長(zhǎng)取1000 mm,圓心角取90°,管道外徑為φ1219 mm,壁厚為18.4 mm,模型左端面為焊縫中心面,在焊縫處及附近網(wǎng)格加密,遠(yuǎn)離焊縫區(qū)域網(wǎng)格較稀疏,焊接工藝參考文獻(xiàn)[9]。

1.2 材料參數(shù)

X80管線鋼熱物理性能參數(shù)見表1[8,10],其中ρ為密度,α為導(dǎo)熱系數(shù),Cp為比熱容,k為線膨脹系數(shù),σs為屈服強(qiáng)度,E為彈性模量,μ為泊松比,取0.3。除表1給出的特定溫度下的物理參數(shù)值外,其余溫度下的具體參數(shù)值通過插值法和外推法獲取。

表1 X80管線鋼的熱物理性能參數(shù)[8,10]

1.3 邊界條件

在熱分析中,管道的初始溫度為20 ℃,焊接時(shí)需考慮管道內(nèi)外表面的對(duì)流散熱和輻射散熱,熱輻射率取0.8,對(duì)流換熱系數(shù)取25 W/(m2·℃),環(huán)境溫度取20 ℃,焊接時(shí)的相對(duì)熱效率η=0.9[9]。模型左端為焊縫中心面,與模型軸線平行的兩個(gè)斷面均為對(duì)稱邊界。

1.4 模型驗(yàn)證

Deng等[11]采用鎢極氣體保護(hù)焊對(duì)SUS304管進(jìn)行焊接試驗(yàn),并用應(yīng)變片測(cè)量了焊接殘余應(yīng)力。本文為了驗(yàn)證焊接有限元模型與方法的準(zhǔn)確性,按照Deng等[11]的試驗(yàn)建立了模型,并提取了管道外表面焊后軸向應(yīng)力,對(duì)比分析如圖2所示,可見有限元模擬得到的焊后軸向應(yīng)力值與其試驗(yàn)測(cè)量值擬合度較高,從而驗(yàn)證了焊接有限元力學(xué)模擬的可靠性。

圖2 X80鋼管焊后軸向應(yīng)力模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比Fig.2 Comparison of simulation value and test value of axial stress of the X80 steel pipe after welding

2 焊接殘余應(yīng)力與熱處理

管道焊縫和熱影響區(qū)溫度分布不均勻會(huì)產(chǎn)生較大的殘余應(yīng)力,因此應(yīng)對(duì)管道進(jìn)行焊后熱處理,加熱帶應(yīng)包含管道焊縫和熱影響區(qū),以及相鄰的部分母材,焊縫每側(cè)加熱范圍應(yīng)不小于焊縫寬度的3倍,本研究對(duì)整個(gè)管道進(jìn)行焊后熱處理,將管道勻速升溫至600 ℃,恒溫6 h,然后勻速降溫至20 ℃。

2.1 Mises等效應(yīng)力分布

管道焊后不均勻的應(yīng)力場(chǎng)是由不均勻的溫度場(chǎng)所引起,圖3所示為管道焊接完成后經(jīng)歷10 800 s自然風(fēng)冷至室溫時(shí)的等效殘余應(yīng)力云圖。從模擬結(jié)果可以看出,等效應(yīng)力主要集中在焊縫區(qū)以及相鄰的熱影響區(qū)內(nèi),其中外表面產(chǎn)生的等效應(yīng)力要高于內(nèi)表面,外表面的等效應(yīng)力峰值達(dá)到580 MPa,內(nèi)表面的等效應(yīng)力峰值為417 MPa,外表面的等效應(yīng)力峰值已接近管材的屈服強(qiáng)度。熱處理后等效應(yīng)力峰值降為167 MPa,降幅為71.2%,且應(yīng)力分布更加均勻。

圖3 X80鋼管等效殘余應(yīng)力云圖(a)熱處理前;(b)熱處理后Fig.3 Equivalent residual stress cloud of the X80 steel pipe(a) before heat treatment; (b) after heat treatment

2.2 管道外表面應(yīng)力分布

從模型左端面(焊縫中心面)中點(diǎn)(距焊接起點(diǎn)45°位置),沿著與管軸平行方向提取外表面殘余應(yīng)力數(shù)據(jù),得到焊后熱處理前后外表面環(huán)向和軸向殘余應(yīng)力分布曲線,如圖4所示。由圖4(a)可以看出,在焊后熱處理前,隨著距焊縫中心面距離的增加,外表面環(huán)向殘余拉應(yīng)力先小幅度上升,在焊縫熔合線處達(dá)到最大值,然后迅速減小并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,然后再緩慢降至0 MPa附近,環(huán)向拉應(yīng)力和壓應(yīng)力峰值分別為623 MPa和165 MPa。在焊后熱處理后,拉應(yīng)力和壓應(yīng)力峰值分別降為190 MPa和31 MPa,降幅為69.5%和81.2%。從圖4(b)可以看出,在焊后熱處理前,外表面焊縫中心處表現(xiàn)為軸向殘余壓應(yīng)力,隨著距焊縫中心面距離的增加,壓應(yīng)力迅速下降并轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力,然后再緩慢降至0 MPa附近,拉應(yīng)力峰值為277 MPa。在焊后熱處理后,拉應(yīng)力峰值降為183 MPa,降幅為33.9%。由此可見,經(jīng)過焊后熱處理,管道外表面環(huán)向和軸向焊接殘余應(yīng)力峰值均得到大幅下降。

圖4 X80鋼管外表面焊接殘余應(yīng)力(a)環(huán)向殘余應(yīng)力;(b)軸向殘余應(yīng)力Fig.4 Welding residual stress on outer surface of the X80 steel pipe(a) circumferential residual stress; (b) axial residual stress

2.3 管道內(nèi)表面應(yīng)力分布

從模型左端面(焊縫中心面)中點(diǎn)(距焊接起點(diǎn)45°位置),沿著與管軸平行方向提取內(nèi)表面殘余應(yīng)力數(shù)據(jù),得到焊后熱處理前后內(nèi)表面環(huán)向和軸向殘余應(yīng)力分布曲線,如圖5所示。由圖5(a)可以看出,在焊后熱處理前,隨著距焊縫中心面距離的增加,內(nèi)表面環(huán)向拉應(yīng)力迅速減小并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,然后再逐漸降至0 MPa附近,環(huán)向拉應(yīng)力和壓應(yīng)力峰值分別為413 MPa和322 MPa。焊后熱處理后,拉應(yīng)力和壓應(yīng)力峰值分別降為167 MPa和158 MPa,降幅為59.6%和50.9%。由圖5(b)可以看出,在焊后熱處理前,隨著距焊縫中心面距離的增加,內(nèi)表面軸向拉應(yīng)力減小并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,然后再逐漸降至0 MPa附近,壓應(yīng)力峰值為225 MPa,熱處理后壓應(yīng)力峰值降為179 MPa,降幅為20.4%。由此可見,經(jīng)過焊后熱處理,管道內(nèi)表面環(huán)向和軸向焊接殘余應(yīng)力峰值都均到大幅下降。

圖5 X80鋼管內(nèi)表面焊接殘余應(yīng)力(a)環(huán)向殘余應(yīng)力;(b)軸向殘余應(yīng)力Fig.5 Welding residual stress on inner surface of the X80 steel pipe(a) circumferential residual stress; (b) axial residual stress

綜上可知,X80管道內(nèi)外表面在經(jīng)過焊后熱處理后,焊接殘余應(yīng)力得到了較大的釋放,應(yīng)力松弛效果明顯。

3 靜水應(yīng)力與氫擴(kuò)散

3.1 靜水應(yīng)力分布

靜水應(yīng)力為管道環(huán)向應(yīng)力、軸向應(yīng)力和徑向應(yīng)力的平均值。圖6為熱處理前焊縫附近的壓力分布云圖,其值為靜水應(yīng)力的負(fù)值,可以間接看出靜水應(yīng)力較高區(qū)域主要集中在第4、第5焊層交界處。為了更好地觀察靜水應(yīng)力及氫濃度的分布規(guī)律,在焊縫處取路徑P1和P2,定義P1位于焊縫中心面上,由管道內(nèi)表面指向外表面,定義P2沿著管道軸向,距離管道內(nèi)表面12 mm處(即第4、第5焊層交界處)。

圖7為路徑P1、P2上的靜水應(yīng)力分布。由圖7(a)可知,沿路徑P1,管材內(nèi)的靜水應(yīng)力呈波動(dòng)分布,熱處理前靜水應(yīng)力在距離管道內(nèi)表面12 mm處達(dá)到最大值347 MPa,熱處理后的靜水應(yīng)力峰值降為109 MPa,降幅68.6%。從圖7(b)可知,沿著路徑P2,靜水應(yīng)力在熱處理前呈單調(diào)降低分布,熱處理后其接近直線分布。

3.2 氫擴(kuò)散基本假設(shè)與氫濃度分布

本文在進(jìn)行氫擴(kuò)散分析時(shí)做出如下的基本假設(shè):①不考慮焊縫處組織不均勻;②氫在管線鋼中擴(kuò)散時(shí)只以氫原子的形式進(jìn)行,擴(kuò)散至管道外結(jié)合成氫分子,氫濃度變?yōu)?;③忽略管線鋼中的夾雜、微孔洞;④忽略管線鋼冶煉時(shí)引入的氫,認(rèn)為初始狀態(tài)時(shí)管線鋼內(nèi)部的氫濃度為0;⑤擴(kuò)散系數(shù)為各向同性。假設(shè)管道焊縫和母材區(qū)的氫擴(kuò)散參數(shù)相同,根據(jù)文獻(xiàn)[12],設(shè)管道內(nèi)表面的吸附氫濃度為0.0235×10-6,管材的溶解度和氫擴(kuò)散系數(shù)分別為4.797×10-11·Pa-1/2和3.302×10-6cm2/s。

圖8(a)為無殘余應(yīng)力時(shí)管材的氫濃度分布,氫從管道內(nèi)表面向外表面均勻擴(kuò)散,沿著管道軸向的氫濃度值相等。圖8(b, c)為有殘余應(yīng)力的管材氫濃度分布,可見未經(jīng)熱處理時(shí)氫會(huì)受靜水應(yīng)力梯度的影響,向靜水應(yīng)力高的第4、5焊層交界處進(jìn)行富集,而經(jīng)過熱處理后管材的氫濃度分布與未經(jīng)熱處理時(shí)類似,但氫濃度值大幅度降低。

圖8 X80鋼管氫濃度分布云圖(a)無殘余應(yīng)力;(b)熱處理前的殘余應(yīng)力;(c)熱處理后的殘余應(yīng)力Fig.8 Cloud maps of hydrogen concentration distribution of the X80 steel pipe(a) without residual stress; (b) with residual stress before heat treatment; (c) with residual stress after heat treatment

沿路徑P1和P2進(jìn)行氫濃度分析,如圖9所示。由圖9(a)可見,在無殘余應(yīng)力時(shí),氫濃度由管道內(nèi)表面向外表面呈直線遞減分布,氫濃度最大值為0.0235×10-6,位于管道內(nèi)表面。存在焊接殘余應(yīng)力時(shí),熱處理前的氫濃度在距離管道內(nèi)表面12 mm處達(dá)到最大值0.0605×10-6。熱處理后氫濃度在管道內(nèi)表面處達(dá)到最大值0.0235×10-6,氫濃度在距管道內(nèi)表面12 mm處出現(xiàn)與最大值接近的峰值(0.0203×10-6)。因此,存在焊接殘余應(yīng)力時(shí),熱處理前氫濃度的峰值是無殘余應(yīng)力時(shí)的2.6倍,且氫濃度的峰值位置由管道內(nèi)表面轉(zhuǎn)移到了距離內(nèi)表面12 mm處;熱處理后此位置氫濃度大幅下降,較熱處理前下降66.4%,同時(shí)最大氫濃度位置轉(zhuǎn)移到管道內(nèi)表面。

圖9 X80鋼管沿路徑P1(a)和P2(b)的的氫濃度分布Fig.9 Hydrogen concentration distribution along path P1(a) and path P2(b) of the X80 steel pipe

由圖9(b)可見,無殘余應(yīng)力時(shí),焊縫及其毗鄰區(qū)域內(nèi)氫濃度沿著路徑P2方向的分布呈直線型分布,濃度值較小,為0.0081×10-6。存在焊接殘余應(yīng)力時(shí),熱處理前的氫濃度隨著距焊縫中心面距離的增加由最大值0.0605×10-6快速下降。熱處理后氫濃度在距離焊縫中心面5 mm范圍內(nèi)接近直線型分布,濃度值約為0.020×10-6,之后出現(xiàn)一定的波動(dòng)。由此可見,熱處理后焊縫及其毗鄰區(qū)域氫濃度明顯下降(66.9%),且分布更加均衡。

對(duì)比圖7和圖9可知,氫濃度的分布規(guī)律與靜水應(yīng)力的分布規(guī)律相似,氫富集于高靜水應(yīng)力區(qū)域,可以認(rèn)為靜水應(yīng)力是驅(qū)動(dòng)氫富集的因素,而且熱處理可以有效降低氫富集濃度。

4 結(jié)論

1) 焊縫區(qū)Mises等效應(yīng)力峰值高達(dá)580 MPa,已接近X80鋼管材屈服強(qiáng)度,管道外表面的等效應(yīng)力高于內(nèi)表面。熱處理后焊縫區(qū)Mises等效應(yīng)力峰值降為167 MPa,且焊縫處應(yīng)力集中明顯緩解,應(yīng)力分布更加均勻。

2) 隨著距焊縫中心面的距離增大,管道內(nèi)、外表面的環(huán)向殘余應(yīng)力和管道內(nèi)表面的軸向殘余應(yīng)力均由拉應(yīng)力迅速減小并轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力,然后逐漸降至0 MPa附近,管道外表面軸向殘余應(yīng)力由壓應(yīng)力迅速減小并轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力,然后逐漸減小至0 MPa附近。熱處理后殘余應(yīng)力峰值都大幅降低。

3) 熱處理前,靜水應(yīng)力沿管材徑向由內(nèi)表面至外表面呈波動(dòng)分布,沿管軸向隨距焊縫中心距離的增加呈下降分布,很快趨于平穩(wěn),靜水應(yīng)力峰值347 MPa出現(xiàn)在距離管道內(nèi)表面12 mm的第4、第5焊層交界處,熱處理后靜水應(yīng)力峰值降為109 MPa。

4) 靜水應(yīng)力與氫濃度分布規(guī)律相同,驅(qū)動(dòng)氫擴(kuò)散并可表征氫富集程度。熱處理前徑向氫濃度在距離管道內(nèi)表面12 mm處達(dá)到最大值0.0605×10-6,熱處理后降為0.0203×10-6。熱處理可顯著降低輸氫管道氫富集濃度,從而減少焊縫處氫脆現(xiàn)象的發(fā)生。