霍進(jìn)風(fēng) 單魯維

摘要：目前，對(duì)在役焊接的研究多集中在套袖焊接接頭變形過(guò)程與失效機(jī)理方面，對(duì)套袖的焊接尺寸和應(yīng)力分布研究較少。為研究管道在役焊接修復(fù)殘余應(yīng)力的分布規(guī)律及影響區(qū)域，采用ANSYS軟件建立套袖焊接有限元模型，分析焊接線能、套袖壁厚、管徑及壓力對(duì)套袖焊接殘余應(yīng)力分布的影響，確定套袖最佳壁厚的計(jì)算方法，探究管道壁厚、外徑、壓力及缺陷尺寸與腐蝕應(yīng)力分布的關(guān)系，建立套袖焊接尺寸計(jì)算準(zhǔn)則并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。研究結(jié)果表明：套袖焊縫邊緣的軸向應(yīng)力最大，易出現(xiàn)應(yīng)力破壞現(xiàn)象，焊縫外側(cè)為壓應(yīng)力，內(nèi)側(cè)為拉應(yīng)力，主要與熔池冷卻收縮效應(yīng)有關(guān)；在熔池冷卻收縮和對(duì)流換熱共同作用下，焊接殘余應(yīng)力分布隨套袖壁厚的增大而增大，焊接線能、管徑和壓力的影響作用可忽略；應(yīng)力峰值隨套袖壁厚的增大先減小再增加，套袖壁厚選取臨界壁厚值時(shí)焊接點(diǎn)出現(xiàn)氫致開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)最低。所得結(jié)果對(duì)管道修復(fù)時(shí)確定套袖的壁厚和焊接尺寸具有指導(dǎo)意義。

關(guān)鍵詞：在役管道；焊接修復(fù)；殘余應(yīng)力；腐蝕應(yīng)力；套袖；缺陷尺寸；計(jì)算準(zhǔn)則

0 引 言

天然氣管道在運(yùn)行過(guò)程中，第三方施工和腐蝕老化等均會(huì)使管道破壞，進(jìn)而引發(fā)泄漏事故。為保障天然氣正常供應(yīng)，現(xiàn)場(chǎng)通常采用在役焊接技術(shù)對(duì)管道進(jìn)行修復(fù)補(bǔ)強(qiáng)［1-5］。我國(guó)在役焊接技術(shù)研究起步較晚，尚未形成完整統(tǒng)一的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB 50235—2010和行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)SY/T 6554—2019涉及了在役焊接的相關(guān)內(nèi)容，但是僅停留在焊接施工的注意事項(xiàng)方面，具體尺寸設(shè)計(jì)參數(shù)并未給出詳細(xì)的計(jì)算方法，且關(guān)于焊接應(yīng)力的形成機(jī)理尚不明確，限制了在役焊接技術(shù)的發(fā)展與應(yīng)用。國(guó)內(nèi)外關(guān)于管道焊接應(yīng)力的研究從X70鋼逐漸轉(zhuǎn)向X80鋼［6-10］，逐步深入探析焊接殘余應(yīng)力的分布特性、熔池結(jié)構(gòu)和微觀動(dòng)力機(jī)理［11-15］。徐學(xué)利等［6］、丁雅萍等［8］、黃志強(qiáng)等［11］研究了不同因素對(duì)X80鋼管在役焊接殘余應(yīng)力變化的影響，結(jié)果表明，焊前預(yù)熱管道、降低天然氣流速和壓力有助于降低焊接應(yīng)力。S.TAMBUNAN等［7］、GUO X.N.等［10］通過(guò)結(jié)合熔池結(jié)構(gòu)，對(duì)在役焊接進(jìn)行了力學(xué)分析，發(fā)現(xiàn)隨著介質(zhì)壓力的增加，缺陷區(qū)的最大徑向變形、等效應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力均增大。范曉等［16］分析了焊接殘余應(yīng)力對(duì)焊縫力學(xué)性能的影響，發(fā)現(xiàn)焊接殘余應(yīng)力會(huì)增加管道疲勞損傷風(fēng)險(xiǎn)。

目前，對(duì)在役焊接的研究多集中在套袖焊接接頭變形過(guò)程與失效機(jī)理方面，對(duì)套袖的焊接尺寸和應(yīng)力分布研究較少［17-20］。在套袖焊接時(shí)，焊縫的兩側(cè)分布著殘余應(yīng)力，而腐蝕部位兩側(cè)分布著腐蝕應(yīng)力。殘余應(yīng)力應(yīng)避免與腐蝕應(yīng)力相疊加造成應(yīng)力集中，應(yīng)合理設(shè)置套袖焊接點(diǎn)與腐蝕位置之間的距離。為此，筆者采用ANSYS軟件建立套袖焊接有限元模型，分析焊接線能、套袖壁厚、管徑及壓力對(duì)套袖焊接殘余應(yīng)力分布的影響，確定套袖最佳壁厚的計(jì)算方法，探究管道壁厚、外徑、壓力及缺陷尺寸與腐蝕應(yīng)力分布的關(guān)系，建立套袖焊接尺寸計(jì)算準(zhǔn)則并進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用。所得結(jié)果對(duì)管道修復(fù)時(shí)確定套袖的壁厚和焊接尺寸具有指導(dǎo)意義。

1 套袖環(huán)形焊縫應(yīng)力分析

1.1 套袖環(huán)形焊縫模型的建立

管道受到潮濕復(fù)雜環(huán)境的影響會(huì)發(fā)生腐蝕破壞，技術(shù)人員通常采用B型套袖對(duì)管道進(jìn)行在役焊接補(bǔ)強(qiáng)，如圖1所示。在焊接殘余應(yīng)力的影響區(qū)域中，焊接點(diǎn)軸向左側(cè)影響距離為L(zhǎng)1；焊接點(diǎn)軸向右側(cè)影響距離為L(zhǎng)2；腐蝕應(yīng)力軸向影響距離為L(zhǎng)3。本文采用ANSYS軟件建立管道B型套袖焊接模型，如圖2所示。

熱源設(shè)置為生死單元體，熱分析選取SOLID90單元類(lèi)型，設(shè)置X80鋼材料參數(shù)，如表1所示，并設(shè)置管道內(nèi)壁與流體之間的換熱邊界條件。模型在表現(xiàn)X80鋼的彈性方面應(yīng)滿足胡克定律，塑性模型設(shè)置相關(guān)流動(dòng)準(zhǔn)則、雙線性強(qiáng)化準(zhǔn)則、von Mises屈服準(zhǔn)則。管道外徑設(shè)置為914 mm，壁厚b為14 mm，長(zhǎng)度為800 mm，壓力為8 MPa，套袖與管道之間距離為1 mm；B型套袖壁厚t為14 mm，外徑為930 mm，長(zhǎng)度為300 mm。套袖焊接中，軸向焊縫與管道外壁不接觸，在分析管道應(yīng)力分布時(shí)無(wú)需考慮。

套袖壁厚t為14 mm，采用3層6道焊接方法，工藝參數(shù)如表2所示。在第1層采用小直徑焊條進(jìn)行堆焊，在第2、3層進(jìn)行套袖焊接。套袖焊接的回火作用可有效降低管道外壁堆焊硬度，防止氫致開(kāi)裂。由于管道和套袖的形狀規(guī)則，采用四邊形對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，焊縫部分采用加密的三角形進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在焊縫附近對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行加密處理。

1.2 焊接線能對(duì)殘余應(yīng)力的影響

焊接線能的能量越高，產(chǎn)生的熱量越多，加熱引起的微觀結(jié)構(gòu)變化和冷卻導(dǎo)致的收縮變形也會(huì)隨之變化。設(shè)定焊接線能變化參數(shù)，A工藝：1～3道焊縫線能6 kJ/mm，4～5道焊縫線能8.8 kJ/mm，6道焊縫線能10.8 kJ/mm；B工藝：1～3道焊縫線能8.8 kJ/mm，4～5道焊縫線能10.8 kJ/mm，6道焊縫線能12.4 kJ/mm；C工藝：1～3道焊縫線能10.8 kJ/mm，4～5道焊縫線能12.4 kJ/mm，6道焊縫線能14.6 kJ/mm。模擬得到焊接線能對(duì)殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖3所示。

由圖3可知：軸向應(yīng)力在套袖焊縫邊緣達(dá)到峰值，說(shuō)明此處易出現(xiàn)應(yīng)力破壞現(xiàn)象；軸向應(yīng)力在焊縫外側(cè)呈現(xiàn)出壓應(yīng)力狀態(tài)，在遠(yuǎn)離焊縫外側(cè)方向，壓應(yīng)力先增大至峰值后減小至穩(wěn)定的數(shù)值。主要原因是：焊接產(chǎn)生的高溫使管壁金屬和填充金屬熔化構(gòu)成熔池，熔池冷卻導(dǎo)致焊縫周?chē)鷧^(qū)域收縮向內(nèi)彎曲，因此焊縫處呈現(xiàn)壓應(yīng)力；距離焊縫越遠(yuǎn)，收縮變形越小，壓應(yīng)力隨之變小并保持在一定數(shù)值。軸向應(yīng)力在焊縫內(nèi)側(cè)呈現(xiàn)出拉應(yīng)力狀態(tài)，在遠(yuǎn)離焊縫內(nèi)側(cè)方向，拉應(yīng)力同樣表現(xiàn)出先增大至峰值后減小至穩(wěn)定數(shù)值的變化趨勢(shì)。主要原因是：焊縫在冷卻過(guò)程中受到套袖的拉力，套袖產(chǎn)生的拉應(yīng)力遠(yuǎn)大于熔池冷卻產(chǎn)生的壓應(yīng)力，因此焊縫內(nèi)側(cè)表現(xiàn)為拉應(yīng)力。焊縫內(nèi)外側(cè)應(yīng)力變化的區(qū)域?yàn)闅堄鄳?yīng)力的影響區(qū)域，在施工過(guò)程中應(yīng)保證此區(qū)域內(nèi)無(wú)其他工藝產(chǎn)生的應(yīng)力。

焊接線能變化時(shí)，焊接殘余應(yīng)力的整體變化趨勢(shì)和分布情況相同。隨著焊接線能的增加，軸向拉應(yīng)力和壓應(yīng)力的峰值均變大，焊縫出現(xiàn)應(yīng)力破壞的風(fēng)險(xiǎn)增加，但影響區(qū)域基本相同，說(shuō)明焊接線能對(duì)殘余應(yīng)力的作用區(qū)域幾乎無(wú)影響。主要原因是：焊接線能對(duì)熔池大小的影響較小，應(yīng)力分布不受影響，但產(chǎn)生的高溫改變了熔池深度，進(jìn)而影響應(yīng)力的峰值。

1.3 套袖壁厚對(duì)殘余應(yīng)力的影響

套袖壁厚直接影響焊接的道數(shù)和焊縫分布。設(shè)置套袖壁厚t為14、16、18及20 mm，模擬得到套袖壁厚對(duì)殘余應(yīng)力和應(yīng)力峰值的影響，結(jié)果如圖4和圖5所示。

由圖4可知，隨著套袖壁厚的增加，殘余壓應(yīng)力和殘余拉應(yīng)力的峰值均變大，焊縫外側(cè)殘余應(yīng)力影響區(qū)域變大，焊縫內(nèi)側(cè)影響區(qū)域幾乎不受影響。套袖兩端無(wú)約束可自由移動(dòng)，焊接道數(shù)越多，焊縫之間的相互約束限制越大，軸向殘余應(yīng)力數(shù)值越大。焊縫道數(shù)增加直接加大了熔池的面積，冷卻促使更大范圍的金屬發(fā)生收縮，表現(xiàn)為焊縫外側(cè)影響區(qū)域變大。套袖壁厚由14 mm增大至20 mm時(shí)，焊縫外側(cè)影響區(qū)域由70 mm增大至90 mm，焊縫內(nèi)側(cè)影響區(qū)域保持在60 mm。由于套袖根部焊縫未發(fā)生實(shí)質(zhì)性變化，所以焊縫內(nèi)側(cè)影響區(qū)域無(wú)明顯變化。

由圖5可知，隨著套袖壁厚的增大，應(yīng)力峰值先減小再增大。應(yīng)力峰值越小，說(shuō)明焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力越小，焊接點(diǎn)出現(xiàn)氫致開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)越低。因此，選取應(yīng)力峰值最小值所對(duì)應(yīng)的套袖壁厚作為臨界壁厚值，即套袖壁厚最終確定值為18 mm。

1.4 管道外徑對(duì)殘余應(yīng)力的影響

管道外徑變化時(shí)，套袖的焊縫長(zhǎng)度隨之變化，設(shè)置管道外徑D為914、1 016、1 118及1 219 mm，模擬得到管道外徑對(duì)殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖6所示。

由圖6可知：隨著管道外徑的增加，軸向殘余應(yīng)力隨之變小，但變化幅度非常?。煌瑫r(shí)殘余應(yīng)力的分布趨勢(shì)和影響區(qū)域無(wú)明顯變化，分布在焊縫外側(cè)70 mm、焊縫內(nèi)側(cè)60 mm范圍內(nèi)。主要原因是：焊縫熔池冷卻導(dǎo)致管道內(nèi)凹收縮時(shí)，大管徑管道的曲率半徑較大，抗收縮能力變強(qiáng)，內(nèi)凹收縮產(chǎn)生的力變小，軸向殘余應(yīng)力變小。管徑變化主要影響焊縫的環(huán)向長(zhǎng)度，對(duì)軸向方向應(yīng)力分布無(wú)明顯影響。

1.5 管道壓力對(duì)殘余應(yīng)力的影響

管道壓力變化時(shí)管內(nèi)流體流速不同，進(jìn)而影響對(duì)流換熱強(qiáng)度，管道外壁的應(yīng)力分布情況隨之變化。設(shè)置管道壓力p為6、8、10及12 MPa，模擬得到管道壓力對(duì)殘余應(yīng)力的影響，結(jié)果如圖7所示。

由圖7可知，隨著管道壓力的增大，焊縫軸向拉應(yīng)力和壓應(yīng)力峰值減小。主要原因是：管道壓力增大導(dǎo)致流體流速增加，管道內(nèi)壁與流體之間的對(duì)流換熱強(qiáng)度變大，熔池冷卻速度升高，殘余應(yīng)力場(chǎng)穩(wěn)定時(shí)間縮短，殘余應(yīng)力也相應(yīng)變小。隨著管道壓力的增大，殘余應(yīng)力的分布和影響區(qū)域未發(fā)生明顯變化。

1.6 套袖環(huán)形焊縫影響區(qū)域計(jì)算準(zhǔn)則

通過(guò)以上分析，焊接線能、管徑及壓力對(duì)焊接殘余應(yīng)力分布的影響很小，在誤差允許的范圍內(nèi)，可以忽略不計(jì)。焊縫外側(cè)殘余應(yīng)力分布主要與套袖壁厚t有關(guān)，內(nèi)側(cè)殘余應(yīng)力在60 mm范圍內(nèi)分布，即L2=60 mm。根據(jù)1.3節(jié)焊縫外側(cè)殘余應(yīng)力影響距離與套袖壁厚的數(shù)據(jù)，通過(guò)擬合得到套袖環(huán)形焊縫影響區(qū)域計(jì)算準(zhǔn)則：

L1=14.77t0.6（1）

式中：L1為焊接點(diǎn)軸向左側(cè)影響距離，mm。

2 管道腐蝕應(yīng)力分析

2.1 管道腐蝕模型建立

管道發(fā)生腐蝕后，管道內(nèi)部壓力會(huì)集中在腐蝕缺陷處，形成腐蝕應(yīng)力影響區(qū)。腐蝕應(yīng)力影響區(qū)與焊接殘余應(yīng)力影響區(qū)域不可相互交叉。腐蝕缺陷采用圓形的點(diǎn)蝕進(jìn)行模擬，相關(guān)參數(shù)設(shè)置與1.1節(jié)相同，缺陷直徑設(shè)置為60 mm，深度為6 mm，采用規(guī)則六面體對(duì)管道模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)腐蝕缺陷附近進(jìn)行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格劃分如圖8所示。

2.2 管道尺寸對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響

管道壁厚b設(shè)置為14、16、18和20 mm，管道外徑D設(shè)置為914、1 016、1 118和1 219 mm，模擬得到管道壁厚和管道外徑對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響，結(jié)果如圖9所示。

由圖9a可知，隨著管道壁厚的增加，腐蝕應(yīng)力逐漸減小。主要原因是：腐蝕缺陷深度一定，管道壁厚越大，缺陷相對(duì)深度越小，承壓能力增強(qiáng)，因此腐蝕應(yīng)力較小。管道壁厚由14 mm增加至20 mm，腐蝕應(yīng)力影響區(qū)域由145 mm減小至100 mm。由圖9b可知，隨著管道外徑的增加，腐蝕應(yīng)力隨之變大，影響區(qū)域也變大。管道外徑由914 mm增大至1 219 mm時(shí)，腐蝕應(yīng)力影響區(qū)域由145 mm增大至175 mm。主要原因是：腐蝕缺陷點(diǎn)曲率隨管徑增大而增大，抗壓縮能力變小，應(yīng)力影響范圍變大。

2.3 管道壓力對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響

管道壓力直接影響管壁的受壓情況和失效風(fēng)險(xiǎn)。設(shè)置管道壓力p為6、8、10和12 MPa，模擬得到管道壓力對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響，結(jié)果如圖10所示。

由圖10可知，隨著管道壓力的增大，腐蝕缺陷的應(yīng)力峰值變大，但變化幅度較小。主要原因是：管道內(nèi)壁受到的壓力變大促使應(yīng)力峰值增大。4條不同壓力下的應(yīng)力變化曲線非常接近，腐蝕應(yīng)力區(qū)域和變化趨勢(shì)相同。因此，管道壓力對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響可忽略不計(jì)。

2.4 缺陷尺寸對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響

腐蝕缺陷直徑d設(shè)置為40、60和80 mm，缺陷深度h設(shè)置為4、6和8 mm，模擬得到缺陷直徑和缺陷深度對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響，結(jié)果如圖11所示。

由圖11可知，隨著腐蝕缺陷直徑和深度的增加，應(yīng)力和應(yīng)力影響區(qū)域均隨之變大。缺陷直徑由40 mm增大至80 mm時(shí)，腐蝕應(yīng)力影響區(qū)域由85 mm增大至205 mm。其主要原因是：缺陷直徑越大，金屬損失量越多，管道的承壓能力降低，產(chǎn)生的應(yīng)力變大，缺陷覆蓋的范圍越廣，應(yīng)力影響區(qū)域變大。缺陷深度由4 mm增大至8 mm時(shí)，腐蝕應(yīng)力影響區(qū)域由95 mm增大至150 mm。缺陷深度增加的本質(zhì)相當(dāng)于管道壁厚變小，管道承壓能力也會(huì)降低，在內(nèi)壓的作用下缺陷周?chē)膽?yīng)力和影響范圍均變大。

2.5 腐蝕應(yīng)力區(qū)域計(jì)算準(zhǔn)則

通過(guò)以上分析，管道壓力對(duì)腐蝕應(yīng)力區(qū)域的影響很小，在誤差允許的范圍內(nèi)，可以忽略不計(jì)。管道壁厚、外徑、腐蝕缺陷直徑和深度是腐蝕應(yīng)力區(qū)域的主要影響因素。腐蝕應(yīng)力區(qū)域影響數(shù)據(jù)如表3所示。

通過(guò)擬合得到腐蝕應(yīng)力區(qū)域計(jì)算準(zhǔn)則：

L3=（0.1D+d）hd27b（2）

式中：L3為腐蝕應(yīng)力軸向影響距離，mm。

3 應(yīng)用實(shí)例

西氣東輸三線中靖聯(lián)絡(luò)段某管道采用B型套袖進(jìn)行在役焊接修復(fù)。管道材質(zhì)為X80鋼材，外徑為1 219 mm，壁厚為18.4 mm，管道壓力為12 MPa；套袖外徑為1 257.8 mm，壁厚為25.8 mm，長(zhǎng)度為500 mm。腐蝕缺陷為圓形，直徑為9.5 mm，深度為11.2 mm。采用ANSYS軟件對(duì)現(xiàn)場(chǎng)管道在役焊接修復(fù)進(jìn)行模擬，得到套袖角焊縫和腐蝕缺陷的軸向應(yīng)力影響區(qū)域分布，如圖12所示。

由圖12a可知，焊縫外側(cè)殘余應(yīng)力影響區(qū)域?yàn)?00 mm，內(nèi)側(cè)殘余應(yīng)力影響區(qū)域?yàn)?0 mm。通過(guò)式（1）可計(jì)算焊接殘余應(yīng)力影響區(qū)域L1為103.8 mm，與模擬結(jié)果相比誤差為3.8%；L2為60 mm，與模擬結(jié)果一致，說(shuō)明套袖環(huán)形焊縫影響區(qū)域計(jì)算準(zhǔn)則具有較高的預(yù)測(cè)精度。由圖12b可知，腐蝕缺陷應(yīng)力影響區(qū)域?yàn)?0 mm，通過(guò)式（2）可計(jì)算腐蝕缺陷應(yīng)力影響區(qū)域L3為28.1 mm，與模擬結(jié)果相比誤差為6.3%，說(shuō)明腐蝕應(yīng)力區(qū)域計(jì)算準(zhǔn)則具有較強(qiáng)的預(yù)測(cè)能力。

根據(jù)圖1焊接結(jié)構(gòu)尺寸，焊接修復(fù)套袖長(zhǎng)度至少為2L2+L3，即148.1 mm，現(xiàn)場(chǎng)選用500 mm的套袖符合應(yīng)力要求，焊接完成后具有良好的應(yīng)用效果。套袖焊縫外側(cè)103.8 mm范圍內(nèi)存在殘余應(yīng)力，此范圍內(nèi)易發(fā)生應(yīng)力開(kāi)裂，在管道對(duì)接焊時(shí)，應(yīng)考慮對(duì)接焊縫應(yīng)力影響區(qū)與套袖焊縫殘余應(yīng)力影響區(qū)不可相互交叉。

4 結(jié) 論

（1）套袖焊縫邊緣的軸向應(yīng)力最大，易出現(xiàn)應(yīng)力破壞現(xiàn)象，焊縫外側(cè)為壓應(yīng)力，內(nèi)側(cè)為拉應(yīng)力，主要與熔池冷卻收縮效應(yīng)有關(guān)。

（2）在熔池冷卻收縮和對(duì)流換熱共同作用下，焊接殘余應(yīng)力分布隨套袖壁厚的增大而增大，焊接線能、管徑和壓力的影響作用可忽略。

（3）應(yīng)力峰值隨套袖壁厚的增大先減小再增加，套袖壁厚選取臨界壁厚值時(shí)焊接點(diǎn)出現(xiàn)氫致開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)最低。

（4）受管道抗壓縮能力變化的影響，腐蝕應(yīng)力分布與缺陷尺寸和管道外徑成正比，與管道壁厚成反比。

（5）將套袖焊接尺寸計(jì)算準(zhǔn)則應(yīng)用在西氣東輸三線中靖聯(lián)絡(luò)段某管道，計(jì)算準(zhǔn)則具有較高的預(yù)測(cè)精度，現(xiàn)場(chǎng)焊接效果良好。

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