環焊接頭強度對高應變海洋管道軸向承載能力的影響

何小東, 李為衛, 吉玲康，池強, 霍春勇

(中國石油集團工程材料研究有限公司,石油管材及裝備材料服役行為與結構安全國家重點實驗室，西安 710077)

0 前言

海洋管道對海洋油氣資源開發起著至關重要的作用。與陸地管道相比，海洋管道長期受到海水壓力與腐蝕、波浪與洋流的沖刷與振動、海洋浮游生物的潛在破壞、水上交通物的機械破壞等，其服役環境更為惡劣[1]。海洋管道鋪設通常采用浮拖法和鋪管船法[2]，管道和環焊縫接頭均承受較大的軸向應力和變形。因此基于應變設計的海洋管道，不僅要求鋼管具有良好的變形能力，而且也對環焊縫接頭的性能提出了苛刻的條件。

高應變管線鋼管材料的應力-應變曲線為 Round House型，具有較低的屈強比，以及較高的均勻伸長率和形變硬化性能，其變形能力強[3-4]。鋼管在塑性變形過程中產生的形變強化，可以阻止形變的進一步發生，防止變形的局部集中。因此高應變管線鋼管更能滿足海洋管道的復雜服役環境。

為了提高鋪設效率，降低海洋管道建造成本，并實現環焊接頭具有穩定的質量和較高性能，通常采用雙焊炬熔化極氣體保護焊，并采用自動超聲波檢測系統和TOFD 技術對環焊縫缺陷進行快速、準確檢測[5-7]，以保證焊接質量。管道失效事故分析表明[8]，環焊接頭仍是整個管線系統的最薄弱環節，在各種載荷作用下易引起失效，尤其是受到過大的軸向拉伸應變導致環焊斷裂事故已引起高度重視。因此非均勻結構的環焊縫接頭性能及其質量控制對管道安全運行起著至關重要作用[9]。有研究表明高鋼級管道低匹配條件下，在焊縫區容易形成應變集中，且焊縫強度越低造成的應變集中越嚴重，焊接接頭承受的變形越大(或平均應變越大)，焊縫區的應變集中越嚴重[10-11]。在焊接熱影響區(heat affected zone，HAZ)的軟化機理方面，從化學成分、母材強度、工藝參數等方面對管線鋼制管過程中埋弧焊接熱影響區的軟化行為開展了大量的研究[12-13]，但熱影響區強度變化對焊接接頭承載能力研究相對較少[14]。

以OD559×31.8 mm L485某高應變海洋管道環縫為研究對象，采用有限元方法和數字圖像相關法(digital image correlation, DIC)拉伸試驗及寬板拉伸試驗，研究了焊接接頭不同區域的強度變化對管道承載能力的影響。

1 計算模型及網格劃分

1.1 計算模型

管道環焊縫采用熔化極氣體保護焊接(gas metal-arc welding，GMAW)，坡口形式及接頭示意圖如圖1所示。采用有限元方法分別計算管道環焊接頭在填充焊縫、根焊和熱影響區不同強度下的極限載荷及變形。表1為計算模型材料的組合。其中管道軸向母材強度代號為MM，焊縫金屬強度代號為MW，根焊金屬強度代號為MF，熱影響區強度代號為MT，表2為管道軸向母材、焊縫金屬和熱影響區的拉伸性能。

圖1 焊接坡口形式及接頭示意圖(mm)

表1 計算模型材料組合

表2 材料拉伸性能

相對雙線性材料模型，Ramberg-Osgood(R-O)材料模型與實際材料的力學行為更相近。計算時將表2中的材料數據轉化為Ramberg-Osgood(R-O)模型輸入數據，并按R-O模型公式(1)計算出材料應力-應變曲線，如圖2,表3所示。

表3 材料R-O模型輸入數據

圖2 材料應力-應變曲線

(1)

式中：ε為應變；σ為應力；σ0為名義屈服強度；α和n為模型參數；E為彈性模量。

1.2 有限元模型建立及網格劃分

取管道長度2L為2 000.0 mm建立有限元模型，環焊縫位于管道長度中間，熱影響區的寬度為2 mm。采用通用有限元軟件Abaqus 6.14進行前處理、計算和后處理。根據模型幾何形狀、邊界條件及載荷的對稱性，采用1/2模型的軸對稱單元進行分析。為準確模擬材料不同強度變化對管道承載能力的影響，模型建立不考慮管道內、外壓，并去除焊縫余高。簡化后軸對稱模型及網格劃分如圖3所示，在焊縫和熱影響區采用加密網格，共約9 320個CAX4I單元，約9 530個節點，最小單元尺寸約為0.10 mm。

圖3 有限元模型及網格劃分

在焊縫中心對稱面施加對稱約束，管道徑向和環向無約束。在遠離焊縫的另一端面施加由0逐漸增大至400 mm(即40%軸向平均應變)的拉伸位移載荷F，考查F增大過程中管壁的壁厚變化率。通過初步計算以壁厚減薄5%對應的位移載荷為結構最大承載位移，此時失效位置的Mises應力接近材料抗拉強度。

2 結果及討論

2.1 計算結果

圖4是不同焊縫金屬強度對管道環焊縫承載能力的影響。從圖4可以看出，隨著焊縫強度的增加，Case1，Case2及Case3 3種模型求得承載的極限軸向平均應變分別為4.6%，7.2%和9.6%，對應軸向應力分別為627,649 和664 MPa，壁厚最大減薄處距焊縫中心位置為0，1.7和5.0 mm，分別位于焊縫、焊縫及熱影響區和熱影響區及母材(圖5)。圖6是3種不同焊縫強度失效位置所對應的Mises應力。低強匹配時，失效位置焊縫的Mises等效應力為512 MPa；等強匹配時，失效位置焊縫和熱影響區的等效應力分別可達637和524 MPa；高強匹配時，失效位置熱影響區和母材的等效應力分別為518和657 MPa。

圖4 焊縫強度對環焊接頭承載能力影響

圖5 不同焊縫強度失效位置

圖6 不同焊縫強度失效位置的Mises應力

在填充焊縫為高強匹配且熱影響區存在軟化的情況下，計算分析3種強度根部焊縫對管道環焊接頭承載能力的影響，如圖7所示。圖7表明，在填充焊縫為高強匹配下，根部焊縫的強度變化對管道環焊縫軸向載荷和平均軸向應變影響極小，幾乎可以忽略不計。MF1，MF2和MF3 3種強度根焊所對應的軸向載荷均為664 MPa，極限軸向平均應變也均為9.6%。失效位置(壁厚最大減薄處)距焊縫中心5 mm，位于熱影響區和母材(圖8)，其Mises等效應力均為513和660 MPa。在根焊和填充焊縫為高強匹配時，計算分析了熱影響區3種強度對管道環焊接頭的軸向載荷和極限軸向平均應變，結果如圖9所示。可以看出，與母材強度相比，熱影響區在低強(軟化)、等強(未軟化)和高強(脆化)3種情況下，對應軸向載荷分別為664,668 和668 MPa，極限軸向平均應變分別為9.6%，10.2%和10.2%。失效位置(壁厚最大減薄處)距焊縫中心分別為5，261和251 mm，處于熱影響區或母材位置(圖10)，其Mises等效應力為513 MPa和661～668 MPa。因此對于高匹配GMAW環焊接頭，熱影響區強度變化對管道環焊縫的承載能力影響較小。

圖7 根焊強度對環焊接頭承載能力影響

圖8 不同根焊強度接頭失效位置

圖9 HAZ強度對環焊接頭承載能力影響

圖10 不同HAZ強度接頭失效位置

2.2 試驗驗證

如前文所述，對厚壁管道GMAW環焊接頭，當填充、蓋面焊縫為高強匹配時，由于根焊在整個環焊縫中所占比例較小，而且GMAW焊接熱輸入較小，熱影響區寬度較窄。因此根部焊縫和熱影響區強度變化對管道環焊縫軸向承載能力影響較小，而填充焊縫強度匹配對管道環焊縫接頭的承載能力影響較大。

為了進一步驗證計算模型的有限性和焊縫匹配強度的影響，采用DIC法拉伸試驗測試了低強和高強匹配環焊接頭的變形過程，并借助寬板拉伸試驗測試了高匹配環焊接頭拉伸應變和強度。管體母材實際的屈服強度和抗拉強度分別為560和657 MPa，略高于有限元計算的母材強度約510 MPa。按屈服強度計算，2種強度匹配系數分別為0.9和1.15。

圖11為2種不同強度匹配環焊接頭在拉伸載荷下的應變演化。DIC拉伸試驗結果表明，低匹配時應變主要集中于焊縫(圖11a)，其局部應變可達50%以上。但由于接頭的整體變形較小，最終導致管道在低應變下環焊縫斷裂失效。經測量，低強匹配焊接接頭拉伸試樣的斷后伸長率為21%，抗拉強度為605 MPa。高強匹配時，變形主要發生在母材上，而焊縫的應變集中較小(圖11b)，試樣最終在母材發生斷裂，其斷后伸長率為26%，抗拉強度為675 MPa。

圖11 不同強度匹配環焊接頭在拉伸載荷下的應變演化

圖12為高強匹配GMAW環焊接頭的寬板拉伸試驗結果。圖12表明，當達到最大拉伸載荷651 MPa時，試樣一側遠端應變引伸計所測試的應變為9.2%，與有限元計算的高強匹配接頭軸向應變9.6%相當。但由于材料的不均勻性，另一側遠端應變引伸計的應變僅為2.9%。同時，GMAW環焊接頭的DIC拉伸和寬板拉伸試驗結果與有限元計算結果基本相符，表明計算模型是可靠的。但由于材料實際性能存在不均勻性，而且與計算模型的材料參數也不完全等同，所以試驗結果與計算結果存在一定偏差。另一方面，雖然采用R-O材料模型與材料頸縮前的力學行為相近，但該模型的材料在變形過程中是不斷強化的，并未反映材料頸縮后的力學行為。

圖12 高強匹配環焊接頭寬板拉伸應變

2.3 討論

對于承載焊縫，強度失配對焊接接頭力學行為的影響表現為焊縫與母材塑性變形具有明顯的不同時性。高匹配接頭的母材金屬屈服強度低于焊縫金屬，因而首先發生塑性變形，在焊縫金屬仍然處于彈性狀態時，母材對焊縫具有所謂的“屏蔽作用”，使焊縫受到保護，接頭強度不低于母材抗拉強度,且具有足夠的韌性；而低匹配接頭母材屈服強度高于焊縫，當母材仍處于彈性狀態時，焊縫已經發生塑性變形，焊縫的延展性可能會在接頭整體屈服前耗盡而斷裂。

實際管道環焊接頭強度是介于焊縫熔敷金屬和母材強度之間，且隨焊縫寬厚比而變化。由于低強焊縫區的塑性變形會受到兩側母材的拘束作用，低匹配接頭抗拉強度有可能接近于母材強度。有研究認為[15-16]，當熱影響區寬度與焊縫厚度的比值小于1/3，甚至對于極端的低強匹配情況，焊接接頭強度的降低也不超過10%。對于厚度較大的低匹配對接接頭，可以用經驗方程(2)[17]估算其抗拉強度，即

(2)

對于管道環焊縫接頭，通常情況下都存在焊縫的寬厚比Xh

雖然低匹配焊接接頭能夠借助母材的拘束作用而提高強度，甚至通過調整焊縫的寬厚比(改變坡口尺寸)可獲得與母材等強度的焊接接頭，但高強度管線鋼的屈強比高，變形和屈服主要集中在焊縫區域，裂紋很難擴展到熔合線以外，接頭整體的斷后伸長率較低，強度失配會導致接頭在較低應力下發生斷裂破壞。因此低匹配焊縫金屬必須有足夠大的韌性儲備。而高匹配接頭，除焊縫金屬本身具有更高的斷裂抗力外，塑性區容易延伸到更低強度的母材當中，由于變形和屈服發生在母材和熱影響區，裂紋尖端區域容易應力松弛，裂紋擴展需要更大的驅動力。因此對于可能承受較大軸向載荷的管道環焊接頭，應盡可能采用等強或高強匹配，以避免環焊縫在較低應力和應變下發生斷裂失效。

3 結論

(1)對于GMAW環焊接頭，隨焊縫金屬強度的升高，管道軸向極限載荷和軸向平均應變增大，失效位置由焊縫向熱影響區和母材轉移。

(2)對于管道壁厚較大高強匹配環焊接頭，由于根焊金屬占比小，熱影響區很窄，根焊金屬和熱影響區強度對管道軸向極限載荷和軸向平均應變影響較小。

(3)低強匹配時，管道環焊接頭在軸向載荷下，母材、熱影響區和焊縫發生不同步變形，軸向應力和軸向應變分布極不均勻。雖然低匹配焊縫受母材的拘束作用和自身的形變強化可提高接頭抗拉強度，但變形和屈服主要集中在焊縫區域，而導致管道斷裂失效。