焊后熱處理改善管道直焊縫殘余應力的數值模擬研究*

張 皓，李新戰，韋正鑫，徐 琳

（1.中國石油集團工程材料研究院有限公司，西安 710077； 2.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； 3.國家管網集團西氣東輸公司甘陜輸氣分公司，西安710018； 4.國家管網西部管道公司，烏魯木齊 830011； 5.長慶油田分公司第五采油廠采油工藝研究所，甘肅 慶陽 745699）

0 前 言

管道在有拘束力作用下進行焊接時，由于不同區域受到的熱作用不同，導致整個接頭受熱不均勻，從而產生殘余拉應力。較大的殘余拉應力是導致焊接接頭發生脆斷和失效的重要原因[1-3]。管道焊接殘余應力的存在會引起構件的腐蝕和開裂，降低其剛度，并直接影響其疲勞性能[4]。因此，深入研究管道焊接接頭殘余應力分布對于指導焊接工藝和提升焊接質量至關重要。

焊接殘余應力對工件的力學性能、安全運行以及使用壽命等方面，均會產生不同程度的影響。所以，要盡量減小或改善焊接殘余應力。目前，降低焊后殘余應力的方法有機械法和熱處理兩大類。機械法是利用在工件上施加的壓力導致表面材料產生塑性變形，以此達到改善焊接殘余應力的目的。而熱處理的方法則主要是通過對焊件進行整體或局部加熱，使材料在高溫下產生蠕變和殘余應力松弛，以此實現降低焊接殘余應力的目的[5-8]。

熱處理技術不但能夠強化金屬材料、充分挖掘金屬材料的潛在性能，而且能夠提高零部件的使用壽命。尤其是針對焊接構件而言，焊后熱處理作業簡單、對技術要求相對較低，被大量企業普遍采用。在焊后制定合理的熱處理工藝可以有效改善接頭的殘余應力分布[9-10]。基于有限元軟件系統ABAQUS，郭楊柳等[11]使用熱-應力順序耦合的運算程式，設置了多分析步生死單元，以模擬X80管線鋼焊縫殘余應力的分布。結果顯示，焊接接頭的殘余應力會有很大變化，外表面的殘余應力明顯高于內表面的殘余應力。陳勇等[12]通過完全耦合的方法，對304不銹鋼管焊接過程中的溫度場與殘余應力場開展了有限元仿真。結果顯示，通過焊后熱處理，接頭的殘余應力數值變動不大，而應力集中部分則明顯下降，焊縫應力分配也變得更加均勻。

鑒于焊接工藝的復雜性，部分研究對焊接過程中的影響因素考察不夠。因此，本研究采用ABAQUS 有限元技術模擬X80 管道的焊接過程，同時采用生死單元技術，模擬管道直焊縫的焊接和焊后熱處理過程，并研究了熱處理前后殘余應力的影響規律。

1 建立有限元模型

1.1 有限元分析思路

利用ABAQUS有限元分析軟件，采用順序耦合的方法來模擬焊接接頭的溫度場分布、殘余應力及應變情況。順序耦合指的是在數值計算時，遵循溫度場-應力應變場的順序進行計算。從熱計算結果中提取出管道的溫度場，并將其作為計算應力場分布的預定義場，從而實現對焊接接頭殘余應力場的準確預測。在計算過程中，可以通過插值的方式，精確地計算出各節點的溫度，從而獲得焊接接頭殘余應力場的分布。另外，使用“生死單元”來模擬實際的焊道填充過程[13]。整個焊接過程主要分為三個部分，分別是內層焊接、冷卻過程和外層焊接。

1.2 幾何模型與網格劃分

材料采用X80 鋼級Φ1 219 mm×18.4 mm 直縫埋弧焊管，并選擇長度為300 mm（1/40）的模型進行研究。使用ABAQUS有限元分析軟件建立管道的幾何模型并劃分網格，對焊縫中心和熱影響區附近的網格進行細化，而將遠離焊縫處的網格劃分較為稀疏。在焊接前先刪除所有焊縫網格，在焊接時隨著焊接熱源的掃過網格逐漸被激活，直到焊接完成。

1.3 邊界條件

按照實際受力情況，對管道的兩端施加固定約束。對流換熱系數和熱輻射率分別為10 W/（m2·K）和0.8。

選擇單道多層焊的焊接方式，可以將整個焊接過程簡化為打底焊和蓋面焊（內層焊縫和外層焊縫），從而可以在焊接熱源移動的同時，將焊材添加到預制焊縫中，并且根據連接時長和連接速率，測算出每個分析步的持續時間。通過腳本編程“Model change”，使得在每個分析步中都可以得到均勻的焊縫網格，從而完成焊接單元的生死過程。在模擬計算中，焊縫金屬填充過程通過對單元進行“激活”而實現。在“殺死”單元的分析步中，將一些與單元相關的參數設置為0。而進入“激活”分析步后，當焊接熱源加載到焊縫位置前的一瞬間，“激活”與之對應的單元，之前被設置為0的材料參數將全部變成剛開始設定的隨溫度變化的值[14-15]。

1.4 熱源模型

為了更準確地計算焊接過程，將其近似為熱源以適當的速度和路線對板材進行加熱。為了增加計算的精確度，需要構建一個可靠的熱傳遞模型。在進行手動電弧焊、埋弧焊、熔化極氣體保護焊等焊接時，雙橢球熱源模型具備很高的精確度和穩定性，因此選取其作為熱源模型，如圖1 所示。圖1 中a代表熱源模型的長、b代表熱源模型的寬、cb代表熱源模型的前半軸長度、cf代表熱源模型的后半軸長度。本研究采取的熱源模型a=6 mm、b=7 mm、cb=10 mm、cf=10 mm。

圖1 雙橢球熱源模型示意圖

1.5 材料熱物理性能參數

焊接過程的模擬是一個復雜的熱力耦合問題，有限元分析必須考慮材料熱物理性能隨環境溫度變動的影響，本研究采用的X80材料有關基本參數如圖2和圖3[2]所示。

圖2 X80管線鋼熱物理性能隨溫度變化曲線

圖3 X80管線鋼力學性能隨溫度變化曲線

1.6 焊后熱處理

為有效改善焊接過程中產生的殘余應力，可采用局部熱處理的方法，以確保焊接質量。按照GB 50236—2011《現場施工機械設備、工業管道焊接工程施工質量驗收規范》要求，每側焊縫的保溫范圍不應小于焊縫寬度的3倍。焊后熱處理工藝參數包括：進爐溫度、升溫速率、熱處理溫度、保溫時間、出爐前降溫速率和最后的出爐溫度。為確保改善效果，將熱處理溫度設定為600 ℃，保溫時間設定為6 h，并且在升溫和冷卻流程中采用均勻的速度，如圖4所示。采用去應力退火技術，加熱溫度較低。主要目的是降低接頭的殘余應力，穩定工件形狀和尺寸。

圖4 焊后熱處理溫度曲線

在對焊后熱處理過程進行分析時，將焊接過程的模擬結果作為焊后熱處理模擬的初始狀態。熱處理過程中使用的有限元模型與焊接過程完全相同。因為局部熱處理的范圍相對較小，因此在模擬過程中可以直接在每個單元的結點上施加與局部熱處理溫度一致的熱循環以簡化整個流程。此外，在模擬過程中，暫不考慮蠕變的影響。

1.7 試驗驗證

為了驗證管道焊接殘余應力數值模擬結果的可靠性，本研究采用盲孔法對焊縫的殘余應力進行測量。首先，用砂紙對焊縫外表面進行打磨，然后在待測位置粘貼應變花，隨后進行殘余應力測量，測量試驗現場如圖5所示。為降低焊接殘余應力測試結果誤差，取長度為2 m 的試樣進行測量。通過粘貼的應變花獲取測試區域的應變釋放量，利用式（1）～式（7）對測得的應變數據進行計算，獲得接頭的殘余應力分布。計算公式為

圖5 盲孔法測量殘余應力試驗現場

式中：σ1、σ2——主應力，MPa；

σx、σy——x軸（橫向）和y軸（軸向）的應力，MPa；

ε0°、ε45°、ε90°——0°、45°和90°應變片釋放的應變；

E——材料的彈性模量，MPa；

γ——x方向與主應力σ1之間的夾角，（°）；

A、B——釋放系數；

R——測量應力所鉆孔的直徑，mm；

r1、r2——應變片到孔中心的距離，mm；

μ——材料的泊松比。

將盲孔法測得的軸向殘余應力與數值模擬計算所得的軸向殘余應力進行對比，如圖6 所示。通過圖6可以看出，焊接殘余應力模擬結果與實際測量值的分布規律非常相似，而且數值誤差也合乎預期，這證明了數字建模的可信度和準確性。

圖6 有限元模擬與盲孔法測量的殘余應力對比

2 結果分析

利用有限元分析軟件的“生死單元”功能，可以模擬金屬材料的填充過程。圖7所示為管道多層焊接的填充過程，包括內層和外層焊接過程。從圖7中可以看出，未焊接區域被“殺死”，而待焊的區域逐漸被“激活”，最終完成整個管道多層焊的數值模擬。

圖7 生死單元填充過程

2.1 焊接接頭溫度場分布

圖8所示為不同焊接時刻焊接接頭的溫度場分布，可觀察到橢球熱源所形成的熔池形貌。圖8（a）～圖8（c）分別為不同焊接時刻焊縫的填充狀態，熱源未到達前，材料處于“死”的狀態。隨著熱源向前移動，前方的金屬材料不斷被熱源加熱，金屬材料溫度逐步上升，直到超過熔點并形成了穩定的熔池。熱源后方的金屬材料因熱量傳導至母材，因此溫度逐漸降低，焊縫區與母材溫度分布差異逐漸增大。最終焊縫區的熱量通過熱傳導傳遞給母材金屬，以及對流換熱傳遞給空氣。在熱源作用區域的中心處溫度最高，約為1 700 ℃，距熱源中心越遠，溫度逐漸降低。

圖8 不同焊接時刻接頭的溫度場分布

2.2 焊接接頭等效殘余應力分布

圖9所示為熱處理前后管道外壁和內壁的等效殘余應力云圖。圖9（a）和圖9（c）為焊后管道外壁和內壁的等效殘余應力分布云圖，從管道外壁來看，焊縫中心應力較大，隨著與焊縫中心距離的增大，等效應力先降低后增大，隨后又降低，再趨于平穩。從管道內壁來看，等效應力分布呈現出不同于外壁的變化趨勢。焊縫中心應力較小，焊縫兩側等效應力達到峰值，隨后又逐漸降低，再趨于平穩。通過圖9可以看出，焊縫中心的等效應力分布呈現出高應力狀態，峰值應力大約為560 MPa，接近X80鋼的屈服強度。但經過熱處理后，等效峰值應力明顯減小，約430 MPa，下降幅度達到23.2%。通過焊后熱處理，雖然最大應力值的位置并未改變，但接頭的應力分布卻有了明顯改變。熱處理前，接頭的應力分布極為不均，但在經熱處理后，接頭的應力分布變得均勻，應力差值變小。對比接頭內側和接頭外側的應力分布可以發現，外側的應力峰值位于焊縫中心，而內側的應力峰值位于焊縫兩側。

圖9 熱處理前后管道外壁和內壁的等效殘余應力云圖

圖10 為焊接態和熱處理后接頭內外側的等效應力分布情況。從圖10 中可以看出，管道內側和外側的等效應力分布趨勢是不同的。從外側來看，焊縫中心的應力最大；而在內側，焊縫中心主要是壓應力。對比熱處理前后接頭內側和外側的等效應力分布可以發現，熱處理僅改變等效應力的幅值，但不影響接頭的應力分布趨勢。經過熱處理的接頭，其應力分布更加均勻，應力變化較為平緩。圖11 為熱處理前后接頭厚度方向的等效應力分布，可以發現，經過焊后熱處理，接頭的應力分布更加均勻。在焊縫內側和外側的交接處，應力平滑過渡，無明顯的應力集中。

圖10 熱處理前后焊縫內側和外側等效應力變化曲線

圖11 熱處理前后接頭厚度方向的等效應力變化曲線

為了更清楚地表達焊后熱處理過程中接頭的應力變化情況，選取應力值最大點，定義為S點，不同熱處理階段S 點的應力變化如圖12 所示，從圖12可以看出，S點的應力隨著熱處理溫度的升高而逐漸減少，到了保溫階段基本達到了應力平衡狀態。這是由于隨著熱處理溫度的升高，屈服強度變小了。當殘余應力超過了屈服點時，金屬材料會發生熱塑性變形，進而釋放了部分殘余應力。在緩冷階段時，S 點的應力稍有增長，但變化幅度不大。總體而言，接頭在經歷熱處理后應力分布得到改善。

圖12 S點的應力變化趨勢

2.3 焊接接頭軸向殘余應力分布

管道焊接的軸向、徑向和周向分別對應焊接的縱向（平行于焊縫方向）、厚度方向、橫向（垂直于焊縫方向）。在焊接完成后，接頭內壁和外壁的軸向殘余應力呈現出相似的分布規律。峰值應力均位于焊縫中心，隨著到焊縫中心距離的增加，應力逐漸降低，從拉應力狀態轉變為壓應力狀態。隨后，壓應力又逐漸轉變為拉應力，并趨于穩定。圖13 為焊接接頭及熱處理后軸向殘余應力分布。計算結果顯示，軸向應力在焊縫中心處最大，隨著與焊縫中心距離的增加，應力迅速變小；但在焊縫兩側的熔合線附近，應力變化則趨于平穩，最終達到了0 MPa。一般而言，外部表面的軸向應力要高于內部表面的軸向應力。在熱處理之前，焊縫中心線附近的軸向拉應力達到了450 MPa，但在熱處理后，這一數值又降到了370 MPa以下。這是因為金屬材料在熱處理過程中發生塑性變形，由此釋放出了部分應力，從而導致接頭的最大軸向應力峰值明顯減小。由此可見，熱處理可以顯著改善軸向殘余應力，但不會改變內外表面的應力分布情況，只會降低拉應力的幅值。

圖13 熱處理前后管道外壁和內壁軸向殘余應力云圖

圖14 為焊接態和熱處理后接頭內外側的軸向應力分布情況。從圖14 中可以看出，管道內側和外側的軸向應力分布趨勢是相近的，但焊縫外側的應力比焊縫內側的應力略大，經過焊后熱處理，接頭的峰值應力變小。總體而言，焊后熱處理對管道焊縫外側軸向應力的改善情況大于焊縫內側。

圖14 焊接態和熱處理后焊接接頭內外側軸向應力變化曲線

3 結 論

（1）通過采用熱-應力耦合的計算方法和生死單元技術，對X80直縫埋弧焊管的焊接過程和焊后熱處理進行了仿真計算，從而獲取其應力狀態的變化情況。焊縫熱源作用區域的中心處溫度最高，約1 700 ℃，距離熱源中心越遠，溫度逐漸降低。

（2）高應力區域主要集中在外表面的焊縫中心部位，通過熱處理，焊接接頭的等效峰值應力明顯下降，從原來的560 MPa 降到了430 MPa，下降幅度達到23.2%。

（3）S 點（應力峰值點）的應力隨著熱處理溫度的升高逐漸降低，在保溫階段基本處于平衡狀態。

（4）在熱處理前，焊縫中心線附近的軸向拉應力最大值為450 MPa，而在熱處理后，這一值降至370 MPa以下。

（5）焊后熱處理雖然未能改變最大應力值的位置，但可以顯著改善接頭的應力分布情況。