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.安徽省特種設備檢測院，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、天然氣等能源工業的迅猛發展，世界各國都大規模地進行長距離輸送管道的鋪設。為了增大輸送壓力，提高輸送效率，高鋼級、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量好、可靠性高［1-2］得到了廣泛使用。

隨著鋼管壁厚的越來越大，傳統的單絲焊接已不能滿足生產需要。為兼顧生產效率和焊接質量，多絲埋弧焊接工藝開始廣泛應用于實際生產。多絲直縫埋弧焊根據每根焊絲的焊接工藝參數和起始焊接時間（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于多絲單熔池焊接，其熔池長度長、焊接質量高，如三絲單行縱向排列共熔池焊接時，熔池長度通常在幾十毫米甚至上百毫米，且熔池存在時間長，使得焊接冶金反應能夠充分進行，在熔池金屬凝固前熔池中的氣體和熔渣等雜質有充足的時間上浮逸出，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熱輸入，在焊后將產生相當大的殘余應力，從而影響焊接結構的可焊性和構件的脆性斷裂強度。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值模型，指出溫度的分布不均勻是導致殘余應力出現的主要原因，增大焊接速度或焊絲間距均會引起焊后縱向殘余應力的升高。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和應力場，研究焊接電流、焊接速度、焊絲間距對焊接溫度場和殘余應分布的影響，結果表明，增加每根焊絲的焊接電流，焊件殘余應力水平略有上升，增加焊接速度和焊絲間距時，殘余應力峰值水平下降。李麗［5］等對80 mm E36鋼厚板分別進行雙絲、三絲、四絲埋弧焊試驗，發現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鋼板內外三絲單行縱向排列直縫埋弧焊接為研究對象，采用ABAQUS有限元軟件，研究在焊接工藝參數一定的情況下，內、外每根焊絲起始焊接時間（或焊絲間距）不同時的多絲共熔池、多絲單熔池直縫埋弧焊接溫度場和殘余應力場，得出起始焊接時間（或焊絲間距）對焊接溫度場和焊后殘余應力場的影響，旨在為X90M多絲直縫埋弧焊接生產實踐提供指導與參考。

1 試驗材料及焊接工藝參數

試驗用母材為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成分、力學性能如表1、表2所示。坡口為帶鈍邊的X型坡口，外焊坡口角度為88°，內焊坡口角度為86°，坡口形式如圖1所示。焊接時先進行內坡口焊接，然后進行外坡口焊接，內、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、外坡口焊接的具體焊接工藝參數如表3所示。

表1 母材及焊絲主要化學成分（質量分數，%）Table 1 Chemical composition of base metal and welding wire（wt.%）

表2 母材及焊絲熔敷金屬力學性能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 溫度場控制方程

熱傳導方程式是一個重要的偏微分方程，描述一個區域內的溫度如何隨時間變化。在區域Ω中的熱傳導控制方程為：

式中T為溫度；t為時間；λ為熱導率；Cp為比熱容；ρ為密度；?2為拉普拉斯算子；為內熱源強度。

2.2 應力場控制方程

在區域Ω中的力平衡方程為：

式中σij為已包括熱應力項的應力分量。

在區域Ω中的熱應變平衡方程為：

式中εijt為熱應變張量；α為線膨脹系數；T0為環境參考溫度；δij為δ算子。

應力應變之間的本構關系為：

式中Dij為熱應變張量；分別為總應變、塑性應變、蠕變應變、熱應變。

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近似描述熔池形貌和尺寸，表達式為

式中a1、a2、b、c分別為雙橢球體積熱源三維形狀分布參數；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，且有f1+f2=2。

設置內焊三絲形成的雙橢球熱源形狀參數比例關系為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比例關系為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

假設母材與焊材的材料性能參數相同，X90M對應的具體材料性能參數如圖2所示。設泊松比μ為0.3，且不隨溫度變化而變化。

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

3.2 有限元網格模型

建立與試驗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算效率，模型網格的劃分策略為：對焊縫及近縫區域的網格劃分較細，遠離焊縫及近縫區域的網格則劃分較粗，中間采用1∶3、1∶2網格過渡方式。試驗用鋼板試板及有限元網格模型如圖3所示，該有限元網格模型共有單元數64 000個，共有節點數71 563個。

圖3 試驗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

假設材料服從熱彈塑性和雙線性本構模型以及Von Mises屈服準則［6-7］。模擬采用間接耦合，總體思路為：焊接過程中必須考慮溫度場對應力場的影響，而忽略應力場對溫度場的微小影響，在實際模擬計算過程中先進行溫度場的計算，然后將計算結果作為初始條件導入相應應力場的分析計算過程。

為較好地模擬焊縫金屬的填充過程，運用“生死單元”算法［8］。實施步驟為：首先將內、外焊道處焊縫金屬總體作為一個大的單元集合全部被“殺死”，然后將內焊道處焊縫、外焊道處焊縫分別作為獨立單元依次“激活”。

在焊接階段，雙橢球熱源模型的加載是通過FORTRAN語言編寫DFLUX子程序實現，首先基于內、外焊三絲每根焊絲的焊接工藝參數，利用雙橢球熱源模型方程計算模型上各節點的熱流密度值，并施加于所選節點上，隨著電弧中心位置的移動，重復在各節點上施加相應的熱流密度，從而實現熱源的移動。

假設焊件初始溫度為20℃，將對流換熱、輻射換熱效果疊加考慮并將總的換熱系數定為20 W/（m2·℃），在焊接應力場的求解過程中設置相應的力學邊界條件使模型不產生剛體位移以達到分析收斂［9］。

4 計算結果及分析

4.1 焊絲間距對峰值溫度場的影響

溫度場的數值模擬是殘余應力場數值模擬的前提，溫度場對殘余應力和殘余變形影響極大［10］。三絲直縫埋弧焊每根焊絲對應獨立弧焊電源，故在內、外焊接過程中三絲中的每絲均形成獨立熔池，而獨立熔池會在時空維度相互影響，在滿足一定條件的情況下形成共熔池狀態，能否形成共熔池狀態取決于每絲的焊接工藝參數和起始焊接時間（或焊絲間距）。圖4為在表3焊接工藝參數范圍內（焊絲間距除外），每根焊絲起始焊接時間間隔1 s（內焊焊絲間距均為21.7 mm，外焊焊絲間距均為20 mm）、3 s（內焊焊絲間距均為65.1 mm，外焊焊絲間距均為60 mm）、5 s（內焊焊絲間距均為108.5 mm，外焊焊絲間距為100 mm）、8 s（內焊焊絲間距為173.6 mm，外焊焊絲間距均為160 mm）的焊接峰值溫度場云圖，該峰值溫度場是內外焊接連續過程中的峰值溫度，內焊完成后間隔1 min進行了外焊。

圖4 焊絲起焊時間間隔1 s、3 s、5 s、8 s時的焊接峰值溫度場分布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，在焊接工藝參數一定的條件下，每絲起始焊接時間間隔1 s焊接過程中形成了共同熔池，為多絲共熔池，熔池峰值溫度為2 625℃；焊絲起始焊接時間分別間隔3 s、5 s、8 s時，每根焊絲形成的熔池依舊獨立，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立熔池互相疊加形成，故峰值溫度高于多絲單熔池；無論是否形成共熔池狀態，焊接過程中熔池的峰值溫度隨每根焊絲起始焊接時間間隔（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點（節點編號：19588）處，該節點經歷的焊接熱循環如圖6所示。從圖6可以看出：（1）焊接熱源的輸入是一個極不均勻的過程，先受熱位置處的溫度急劇升高，然后隨著熱源的離開溫度逐漸降低，這種局部加熱—熔化—冷卻的劇烈變化過程決定了焊后復雜的殘余應力場；（2）焊絲起始焊接時間分別間隔1s、3 s、5 s、8 s時，對應的熱循環峰值溫度逐漸降低，最高為2 373℃、最低為1 485℃。

圖6 編號為19588的節點經歷的熱循環Fig.6 Thermal history of node 19588

4.2 焊接殘余應力

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

圖7 內、外焊時每絲起焊間隔1 s、5 s時焊接殘余應力分布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、外焊時每絲起焊間隔1 s、5 s時焊接殘余應力分布特征為焊縫及其近縫區全部為拉應力，從橫向上看遠離該區域殘余應力逐漸降低；每絲起焊間隔1 s的多絲共熔池焊接的殘余應力較間隔5 s時的多絲單熔池焊接更小，這是因為前者較高的熔池溫度和較長的電弧總體停留時間使得其冶金反應充分，這樣在冷卻過程中能夠有效降低焊縫及近縫區的臨界冷卻速度，利于形成淬硬傾向較小的組織，所以焊后殘余應力相對較小。較小的焊接殘余應力可以降低直縫埋弧焊接缺陷產生的概率。

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

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

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

5 結論與展望

（1）X90M管線鋼內、外多絲直縫埋弧焊接在每絲焊接工藝參數一定的條件下，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；焊接過程中熔池峰值溫度隨每絲起焊時間（或間距）增大而降低。

（2）X90M管線鋼內、外多絲共熔池直縫埋弧焊接相對于多絲單熔池焊接其峰值應力較低，主要是因為多絲共熔池焊接時較高的焊接溫度場在冷卻過程中其冷卻速率較低，焊后接頭性能較好，在X90M等高鋼級鋼板、鋼管生產實踐中推薦采用多絲共熔池直縫埋弧焊接工藝。

（3）本文研究對象為X90M鋼板試板的焊接，鋼板焊接的溫度場及應力場不完全等同于鋼管的溫度場及應力場，對X90M管線鋼直縫埋弧焊的溫度場及應力場研究僅作參考；另本文未模擬在焊絲起始焊接時間（或間距）一定情況下，改變焊接工藝參數后給溫度及應力場分布帶來的影響，對此問題在今后需進行進一步研究。