X80天然氣管道在役焊接應(yīng)力分析與調(diào)控*

丁雅萍，湯海平，姜修才

(1.四川建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院 交通與市政工程系，四川 成都 610399;2.西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500;3.中國(guó)石油天然氣管道局維搶修分公司, 河北 廊坊 065000)

0 引言

管道在役焊接是指在不停輸?shù)臈l件下，在管道上進(jìn)行焊接施工。由于其具有經(jīng)濟(jì)、環(huán)保和高效的特點(diǎn)，自20世紀(jì)70年代提出和應(yīng)用以來(lái)，在油氣管道補(bǔ)強(qiáng)、換管及改線等管道修復(fù)和改造工程中廣泛應(yīng)用[1-2]。1997年，陳懷寧等人指出，油氣管道在役焊接安全問(wèn)題主要包括2個(gè)方面,一是焊工的安全，二是焊接結(jié)構(gòu)的安全[3]。這2個(gè)問(wèn)題在油氣管道在役焊接時(shí)可以歸結(jié)為焊接結(jié)構(gòu)的安全問(wèn)題，一旦管壁燒穿而發(fā)生油氣泄漏，對(duì)焊工安全造成危害[4-6]。然而，根據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)和文獻(xiàn)，當(dāng)管道壁厚超過(guò)6.5 mm后，燒穿的風(fēng)險(xiǎn)顯著降低，而冷裂紋的風(fēng)險(xiǎn)顯著增大[7]。

相關(guān)研究結(jié)果表明，焊接殘余應(yīng)力是導(dǎo)致冷裂紋形成的主要原因之一[8-9]。雖然管線鋼普遍具有良好的焊接性，但隨著管線鋼強(qiáng)度增加，焊接應(yīng)力增大，提高了在役焊接冷裂紋產(chǎn)生的風(fēng)險(xiǎn)[10]。2008年，宋立新研究了天然氣管道在役焊接應(yīng)力變化規(guī)律，結(jié)果表明，隨著天然氣壓力和流速逐漸增加，軸向殘余應(yīng)力逐漸降低，而環(huán)向殘余應(yīng)力逐漸增大[11]；2016年，Alian等人分析了焊縫焊接順序?qū)?16L不銹鋼管道在役焊接應(yīng)力的影響，結(jié)果表明，分段退焊法焊接時(shí)產(chǎn)生的殘余應(yīng)力最小[12]。但由于采用的在役焊接分析模型與實(shí)際條件仍然存在差異，其結(jié)果需要進(jìn)一步驗(yàn)證。

綜上，本文以X80天然氣管道為研究對(duì)象，研究天然氣流速和環(huán)境溫度對(duì)在役焊接熱影響區(qū)的應(yīng)力影響規(guī)律，并提出降低X80天然氣管道在役焊接應(yīng)力的方法，為X80天然氣管道在役焊接安全提供參考。

1 在役焊接本構(gòu)關(guān)系

1.1 在役焊接傳熱過(guò)程

有限元模擬焊接過(guò)程時(shí)，手工電弧焊電弧能量密度分布的函數(shù)為雙橢球熱源模型，其熱源前后的能量密度分布函數(shù)為[13]:

(1)

(2)

式中：ar，af，b，c均為雙橢球熱源模型函數(shù)的幾何參數(shù)；ff和fr分別是雙橢球熱源模型函數(shù)前后部分的能量系數(shù)，ff+fr=2；v表示焊接速度，mm/s；t為時(shí)間，s。Q為傳遞到管道和套管的電弧能量，J。

1.2 在役焊接過(guò)程力學(xué)性質(zhì)本構(gòu)關(guān)系

在役焊接時(shí)，熱影響區(qū)的應(yīng)變主要包括彈性應(yīng)變、塑性應(yīng)變和熱應(yīng)變，計(jì)算公式為:

ε=εe+εp+εth

(3)

式中：εe為彈性應(yīng)變，εp塑性應(yīng)變，εth熱應(yīng)變。采用Hook定律模擬不同溫度下的彈性應(yīng)變，塑性應(yīng)變?cè)诤附訒r(shí)采用混合硬化模型。X80管線鋼的熔點(diǎn)溫度為1 450℃，其化學(xué)成分和熱物理性質(zhì)分別如表1和表2所示。

表1 X80管線鋼的化學(xué)成分含量Table 1 The chemical composition of X80 %

表2 X80管線鋼的熱物理參數(shù)Table 2 The physical properties of X80

2 有限元模型與驗(yàn)證

2.1 在役焊接有限元模型

本文以管徑為200 mm，壁厚為8 mm的X80管道為研究對(duì)象。根據(jù)《鋼質(zhì)管道帶壓封堵技術(shù)規(guī)范》(GB/T 28055—2011)的要求，X80天然氣管道在役焊接環(huán)向角焊縫焊接形式如圖1所示[14]。由于在役焊接采用對(duì)稱施焊，結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱性，有限元模型如圖2所示。

圖1 管道在役焊接焊縫結(jié)構(gòu)Fig.1 The weld bead of in-service welding on X80 pipeline

圖2 在役焊接有限元模型Fig.2 The FEA mode of in-service welding on X80 pipeline

2.2 傳熱邊界條件

管道外壁與空氣接觸，焊接熱影響區(qū)與空氣之間的傳熱形式主要為自然對(duì)流和熱輻射[15]。計(jì)算公式為：

(4)

式中：h0為管道內(nèi)壁與天然氣之間的傳熱系數(shù)，W·m-2·℃-1；T0和Tw分別為環(huán)境溫度和管道外壁熱影響區(qū)溫度，℃。

管道內(nèi)壁在流動(dòng)的天然氣作用下，其傳熱形式主要為強(qiáng)制對(duì)流和輻射。在這2種傳熱形式下，管道內(nèi)壁與天然氣之間的傳熱系數(shù)hi可以表示為：

(5)

式中：D為管道內(nèi)徑，mm；λ為天然氣為導(dǎo)熱系數(shù)，W·m-1·℃-1；Nu為 Nusselt數(shù)，其計(jì)算公式為：

其次，高校文書檔案是總結(jié)管理得失、開展科學(xué)管理的重要依據(jù)。文書檔案是在學(xué)校發(fā)展建設(shè)中形成的，記錄了學(xué)校管理的得與失、好與壞、利與弊，這些都為科學(xué)管理提供了資料參考，為科學(xué)決策提供了數(shù)據(jù)依據(jù)。

Nu=εRemPrn

(6)

(7)

(8)

式中:Re為雷諾數(shù)；μ為動(dòng)力粘度系數(shù)，N·s/；Pr為普朗特常數(shù)；ρg管道內(nèi)部氣體介質(zhì)的密度，kg/m3；w為氣體流動(dòng)速度，m/s；m，n為指數(shù)；ε為系數(shù)，取值為0.023 6。為了便于計(jì)算，假設(shè)天然氣的成分為甲烷，其熱物理參數(shù)如表3所示。

表3 甲烷熱物理參數(shù)Table 3 The physical property parameter of methane in the pipe

2.3 模型驗(yàn)證

本文采用的焊接工藝參數(shù)如表4所示。當(dāng)X80鋼熔點(diǎn)溫度輪廓線與焊接接頭結(jié)構(gòu)相近時(shí)即認(rèn)為熱源模型參數(shù)滿足計(jì)算要求。為了簡(jiǎn)化計(jì)算過(guò)程，假設(shè)熱源模型參數(shù)存在以下關(guān)系：

(9)

采用有限元方法模擬在役焊接應(yīng)力時(shí)，假設(shè)管道全焊縫位置結(jié)構(gòu)相同。計(jì)算得到的雙橢球熱源模型參數(shù)如表5所示，模型檢驗(yàn)結(jié)果如圖3所示，表明選取的雙橢球熱源模型參數(shù)滿足本文計(jì)算的要求。

3 在役焊接應(yīng)力分析

管道截面坐標(biāo)系如圖4所示。為了便于分析X80管道在役焊接沿管道的應(yīng)力分布，假設(shè)以0°位置為焊縫起弧位置，焊接方向?yàn)轫槙r(shí)針方向。

表4 在役焊接參數(shù)Table 4 The in-service welding parameters

表5 雙橢球熱源模型參數(shù)Table 5 The parameters of double ellipsoid heat source

圖3 熱源模型檢驗(yàn)結(jié)果Fig.3 The validation results of the heat source

圖4 管道截面坐標(biāo)系Fig.4 The coordinate system of pipeline section

3.1 X80天然氣管道在役焊接應(yīng)力分布規(guī)律

在役焊接完成后，管道上的軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力的總體分布如圖5所示。管道上的軸向和環(huán)向拉應(yīng)力峰值主要分布在0°和180°位置處，其中，軸向應(yīng)力和環(huán)向應(yīng)力的峰值分別為565 MPa和649 MPa。

圖5 焊接應(yīng)力總體分布Fig.5 The welding stress after in-service welding

為了更加清楚地了解沿管壁厚度方向的焊接應(yīng)力分布，將管道熱影響區(qū)、對(duì)稱面附近和端面附近進(jìn)行切片。管道截面應(yīng)力分布如圖6所示，峰值殘余應(yīng)力主要位于焊縫熱影響區(qū)位置處。

圖6 管道截面應(yīng)力分布Fig.6 The welding stress on different location of pipeline

因此，在分析在役焊接應(yīng)力時(shí)，以管道外壁沿圓周路徑上的應(yīng)力作為對(duì)比分析。

3.2 X80天然氣管道在役焊接應(yīng)力影響

天然氣壓力對(duì)管道外壁周向路徑的應(yīng)力影響如圖7所示。當(dāng)天然氣壓力從0.5 MPa增加到2.5 Mpa時(shí)，軸向峰值應(yīng)力從192 MPa先增大到272 MPa，隨后降低到263 MPa，而環(huán)向應(yīng)力從501 MPa增大到568 MPa。

圖7 天然氣壓力對(duì)焊接應(yīng)力的影響Fig.7 The effect of pressure on welding stress

3.2.2 流速的影響

天然氣流速對(duì)管道外壁熱影響區(qū)周向路徑應(yīng)力的影響如圖8所示。當(dāng)天然氣流速?gòu)? m/s增加到5 m/s時(shí)，軸向應(yīng)力峰值從218 MPa增大到228 MPa；當(dāng)天然氣流速增加到20 m/s時(shí)，軸向峰值應(yīng)力降低到208 MPa；而當(dāng)天然氣流速?gòu)?m/s增加到5 m/s時(shí)，環(huán)向峰值應(yīng)力從437 MPa增加到了502 MPa。

圖8 天然氣流速對(duì)焊接應(yīng)力的影響Fig.8 The effect of flow rate on welding stress

3.2.3 環(huán)境溫度的影響

不同環(huán)境溫度條件下，管道外壁熱影響區(qū)周向路徑的應(yīng)力變化如圖9所示。當(dāng)環(huán)境溫度從0℃增到50℃時(shí)，軸向應(yīng)力峰值從227 MPa降低到194 MPa；而環(huán)向應(yīng)力峰值從541 MPa降低到了479 MPa。

4 在役焊接安全保障措施

4.1 降低天然氣壓力和流速

通過(guò)以上分析可知，在不同的天然氣壓力和流速條件下，管道外壁熱影響區(qū)環(huán)向應(yīng)力顯著大于軸向應(yīng)力，且隨著天然氣壓力和流速增大，環(huán)向應(yīng)力逐漸增加，而軸向應(yīng)力增大到一定程度后開始逐漸降低。

圖9 環(huán)境溫度對(duì)焊接應(yīng)力的影響Fig.9 The effect of ambient temperature on welding stress

4.2 焊前預(yù)熱

焊前預(yù)熱是調(diào)節(jié)焊接應(yīng)力，防止裂紋，提高焊接接頭安全的重要方法之一。預(yù)熱溫度對(duì)焊接應(yīng)力的影響如圖10所示。在不預(yù)熱條件下，軸向峰值應(yīng)力和環(huán)向峰值應(yīng)力分別為182 MPa和475 MPa。當(dāng)預(yù)熱溫度從50℃增加到300℃時(shí)，軸向應(yīng)力從172 MPa降低到了161 MPa，而環(huán)向應(yīng)力從475 MPa降低到了453 MPa。因此，采用焊前預(yù)熱同樣能夠降低在役焊接的應(yīng)力。

圖10 預(yù)熱溫度對(duì)焊接應(yīng)力的影響Fig.10 The effect of preheat temperature on welding stress

5 結(jié)論

1)X80天然氣管道在役焊接時(shí)，管道上軸向拉應(yīng)力和環(huán)向拉應(yīng)力峰值呈對(duì)稱分布，且管道外壁上的應(yīng)力大于管道內(nèi)壁上的應(yīng)力。

2)隨著天然氣壓力和流速增加，管道外壁熱影響區(qū)軸向應(yīng)力先增大后減小，而環(huán)向應(yīng)力不斷增加；但管道外壁熱影響區(qū)的軸向和環(huán)向應(yīng)力隨著環(huán)境溫度的增高而降低。

3)降低天然氣流速和壓力、采用焊前預(yù)熱均能有效地降低X80天然氣管道在役焊接的應(yīng)力，能夠有效提高焊接接頭的安全性能。