X80鋼管道焊接致氫富集及熱處理數值模擬

薛景宏, 白晨旭

(1. 東北石油大學 土木建筑工程學院, 黑龍江 大慶 163318;2. 東北石油大學 防災減災及防護工程重點實驗室, 黑龍江 大慶 163318)

發展氫能既能緩解我國能源對外依存度高的問題,也能助力我國早日實現“雙碳”戰略目標。氫能被認為是最清潔的潛在能源,大力發展氫能也成為我國能源轉型的迫切需求[1-2]。長距離管道輸氫時,氫原子會進入金屬材料內部,當金屬材料中氫濃度過高時會引起氫脆,使管道材料發生塑性損傷甚至開裂。金屬材料內部氫濃度過高的一個主要因素是管道焊接產生的殘余應力。因此,研究管道焊接殘余應力和應力誘導氫擴散規律對于管道輸氫具有重要意義。

Gery等[3]建立了平板對接焊縫的二維和三維模型,比較發現三維模型的溫度場更加符合實際。刁露陽等[4]采用高斯熱源模型對管徑為219 mm的X60鋼管道進行了焊接模擬,分析了焊接溫度場和應力場規律,但在建模時忽略了焊材的填充過程。劉維洋[5]采用雙橢球熱源模型對管徑為1219 mm的X80鋼管道進行焊接數值模擬,分析了管道內外表面殘余應力場的分布規律,但該模擬僅將填充焊簡化為一道。陳勇等[6]建立了304不銹鋼管的二維環焊縫模型,分析了焊后熱處理對殘余應力的消除機制。蔣文春等[7]通過有限元軟件對液化石油氣球罐氫擴散的分布規律進行了模擬研究,發現在焊接殘余應力作用下,氫向高應力區富集。Yan等[8]建立了X80管線鋼焊接接頭氫分布的三維模型,研究發現,提高預熱溫度和焊接熱輸入都可降低焊接接頭中的氫濃度。目前,大口徑管道多層焊接殘余應力及氫擴散的模擬研究較少,尤其是通過焊后熱處理降低焊接殘余應力和氫富集的研究較少。鑒于此,筆者擬采用有限元軟件Abaqus,建立含6層環焊縫管道模型,并進行模型驗證。通過間接耦合方法進行溫度場、應力場和氫擴散耦合分析,得出焊接殘余應力及氫濃度的分布規律、靜水應力和氫濃度關系以及熱處理對焊接殘余應力及氫富集的影響。

1 有限元模型的建立

1.1 有限元模型

X80鋼含6層環焊縫管道的有限元模型見圖1,管道長取1000 mm,圓心角取90°,管道外徑為φ1219 mm,壁厚為18.4 mm,模型左端面為焊縫中心面,在焊縫處及附近網格加密,遠離焊縫區域網格較稀疏,焊接工藝參考文獻[9]。

1.2 材料參數

X80管線鋼熱物理性能參數見表1[8,10],其中ρ為密度,α為導熱系數,Cp為比熱容,k為線膨脹系數,σs為屈服強度,E為彈性模量,μ為泊松比,取0.3。除表1給出的特定溫度下的物理參數值外,其余溫度下的具體參數值通過插值法和外推法獲取。

表1 X80管線鋼的熱物理性能參數[8,10]

1.3 邊界條件

在熱分析中,管道的初始溫度為20 ℃,焊接時需考慮管道內外表面的對流散熱和輻射散熱,熱輻射率取0.8,對流換熱系數取25 W/(m2·℃),環境溫度取20 ℃,焊接時的相對熱效率η=0.9[9]。模型左端為焊縫中心面,與模型軸線平行的兩個斷面均為對稱邊界。

1.4 模型驗證

Deng等[11]采用鎢極氣體保護焊對SUS304管進行焊接試驗,并用應變片測量了焊接殘余應力。本文為了驗證焊接有限元模型與方法的準確性,按照Deng等[11]的試驗建立了模型,并提取了管道外表面焊后軸向應力,對比分析如圖2所示,可見有限元模擬得到的焊后軸向應力值與其試驗測量值擬合度較高,從而驗證了焊接有限元力學模擬的可靠性。

圖2 X80鋼管焊后軸向應力模擬值與試驗值對比Fig.2 Comparison of simulation value and test value of axial stress of the X80 steel pipe after welding

2 焊接殘余應力與熱處理

管道焊縫和熱影響區溫度分布不均勻會產生較大的殘余應力,因此應對管道進行焊后熱處理,加熱帶應包含管道焊縫和熱影響區,以及相鄰的部分母材,焊縫每側加熱范圍應不小于焊縫寬度的3倍,本研究對整個管道進行焊后熱處理,將管道勻速升溫至600 ℃,恒溫6 h,然后勻速降溫至20 ℃。

2.1 Mises等效應力分布

管道焊后不均勻的應力場是由不均勻的溫度場所引起,圖3所示為管道焊接完成后經歷10 800 s自然風冷至室溫時的等效殘余應力云圖。從模擬結果可以看出,等效應力主要集中在焊縫區以及相鄰的熱影響區內,其中外表面產生的等效應力要高于內表面,外表面的等效應力峰值達到580 MPa,內表面的等效應力峰值為417 MPa,外表面的等效應力峰值已接近管材的屈服強度。熱處理后等效應力峰值降為167 MPa,降幅為71.2%,且應力分布更加均勻。

圖3 X80鋼管等效殘余應力云圖(a)熱處理前;(b)熱處理后Fig.3 Equivalent residual stress cloud of the X80 steel pipe(a) before heat treatment; (b) after heat treatment

2.2 管道外表面應力分布

從模型左端面(焊縫中心面)中點(距焊接起點45°位置),沿著與管軸平行方向提取外表面殘余應力數據,得到焊后熱處理前后外表面環向和軸向殘余應力分布曲線,如圖4所示。由圖4(a)可以看出,在焊后熱處理前,隨著距焊縫中心面距離的增加,外表面環向殘余拉應力先小幅度上升,在焊縫熔合線處達到最大值,然后迅速減小并轉變為壓應力,然后再緩慢降至0 MPa附近,環向拉應力和壓應力峰值分別為623 MPa和165 MPa。在焊后熱處理后,拉應力和壓應力峰值分別降為190 MPa和31 MPa,降幅為69.5%和81.2%。從圖4(b)可以看出,在焊后熱處理前,外表面焊縫中心處表現為軸向殘余壓應力,隨著距焊縫中心面距離的增加,壓應力迅速下降并轉變為拉應力,然后再緩慢降至0 MPa附近,拉應力峰值為277 MPa。在焊后熱處理后,拉應力峰值降為183 MPa,降幅為33.9%。由此可見,經過焊后熱處理,管道外表面環向和軸向焊接殘余應力峰值均得到大幅下降。

圖4 X80鋼管外表面焊接殘余應力(a)環向殘余應力;(b)軸向殘余應力Fig.4 Welding residual stress on outer surface of the X80 steel pipe(a) circumferential residual stress; (b) axial residual stress

2.3 管道內表面應力分布

從模型左端面(焊縫中心面)中點(距焊接起點45°位置),沿著與管軸平行方向提取內表面殘余應力數據,得到焊后熱處理前后內表面環向和軸向殘余應力分布曲線,如圖5所示。由圖5(a)可以看出,在焊后熱處理前,隨著距焊縫中心面距離的增加,內表面環向拉應力迅速減小并轉變為壓應力,然后再逐漸降至0 MPa附近,環向拉應力和壓應力峰值分別為413 MPa和322 MPa。焊后熱處理后,拉應力和壓應力峰值分別降為167 MPa和158 MPa,降幅為59.6%和50.9%。由圖5(b)可以看出,在焊后熱處理前,隨著距焊縫中心面距離的增加,內表面軸向拉應力減小并轉變為壓應力,然后再逐漸降至0 MPa附近,壓應力峰值為225 MPa,熱處理后壓應力峰值降為179 MPa,降幅為20.4%。由此可見,經過焊后熱處理,管道內表面環向和軸向焊接殘余應力峰值都均到大幅下降。

圖5 X80鋼管內表面焊接殘余應力(a)環向殘余應力;(b)軸向殘余應力Fig.5 Welding residual stress on inner surface of the X80 steel pipe(a) circumferential residual stress; (b) axial residual stress

綜上可知,X80管道內外表面在經過焊后熱處理后,焊接殘余應力得到了較大的釋放,應力松弛效果明顯。

3 靜水應力與氫擴散

3.1 靜水應力分布

靜水應力為管道環向應力、軸向應力和徑向應力的平均值。圖6為熱處理前焊縫附近的壓力分布云圖,其值為靜水應力的負值,可以間接看出靜水應力較高區域主要集中在第4、第5焊層交界處。為了更好地觀察靜水應力及氫濃度的分布規律,在焊縫處取路徑P1和P2,定義P1位于焊縫中心面上,由管道內表面指向外表面,定義P2沿著管道軸向,距離管道內表面12 mm處(即第4、第5焊層交界處)。

圖7為路徑P1、P2上的靜水應力分布。由圖7(a)可知,沿路徑P1,管材內的靜水應力呈波動分布,熱處理前靜水應力在距離管道內表面12 mm處達到最大值347 MPa,熱處理后的靜水應力峰值降為109 MPa,降幅68.6%。從圖7(b)可知,沿著路徑P2,靜水應力在熱處理前呈單調降低分布,熱處理后其接近直線分布。

3.2 氫擴散基本假設與氫濃度分布

本文在進行氫擴散分析時做出如下的基本假設:①不考慮焊縫處組織不均勻;②氫在管線鋼中擴散時只以氫原子的形式進行,擴散至管道外結合成氫分子,氫濃度變為0;③忽略管線鋼中的夾雜、微孔洞;④忽略管線鋼冶煉時引入的氫,認為初始狀態時管線鋼內部的氫濃度為0;⑤擴散系數為各向同性。假設管道焊縫和母材區的氫擴散參數相同,根據文獻[12],設管道內表面的吸附氫濃度為0.0235×10-6,管材的溶解度和氫擴散系數分別為4.797×10-11·Pa-1/2和3.302×10-6cm2/s。

圖8(a)為無殘余應力時管材的氫濃度分布,氫從管道內表面向外表面均勻擴散,沿著管道軸向的氫濃度值相等。圖8(b, c)為有殘余應力的管材氫濃度分布,可見未經熱處理時氫會受靜水應力梯度的影響,向靜水應力高的第4、5焊層交界處進行富集,而經過熱處理后管材的氫濃度分布與未經熱處理時類似,但氫濃度值大幅度降低。

圖8 X80鋼管氫濃度分布云圖(a)無殘余應力;(b)熱處理前的殘余應力;(c)熱處理后的殘余應力Fig.8 Cloud maps of hydrogen concentration distribution of the X80 steel pipe(a) without residual stress; (b) with residual stress before heat treatment; (c) with residual stress after heat treatment

沿路徑P1和P2進行氫濃度分析,如圖9所示。由圖9(a)可見,在無殘余應力時,氫濃度由管道內表面向外表面呈直線遞減分布,氫濃度最大值為0.0235×10-6,位于管道內表面。存在焊接殘余應力時,熱處理前的氫濃度在距離管道內表面12 mm處達到最大值0.0605×10-6。熱處理后氫濃度在管道內表面處達到最大值0.0235×10-6,氫濃度在距管道內表面12 mm處出現與最大值接近的峰值(0.0203×10-6)。因此,存在焊接殘余應力時,熱處理前氫濃度的峰值是無殘余應力時的2.6倍,且氫濃度的峰值位置由管道內表面轉移到了距離內表面12 mm處;熱處理后此位置氫濃度大幅下降,較熱處理前下降66.4%,同時最大氫濃度位置轉移到管道內表面。

圖9 X80鋼管沿路徑P1(a)和P2(b)的的氫濃度分布Fig.9 Hydrogen concentration distribution along path P1(a) and path P2(b) of the X80 steel pipe

由圖9(b)可見,無殘余應力時,焊縫及其毗鄰區域內氫濃度沿著路徑P2方向的分布呈直線型分布,濃度值較小,為0.0081×10-6。存在焊接殘余應力時,熱處理前的氫濃度隨著距焊縫中心面距離的增加由最大值0.0605×10-6快速下降。熱處理后氫濃度在距離焊縫中心面5 mm范圍內接近直線型分布,濃度值約為0.020×10-6,之后出現一定的波動。由此可見,熱處理后焊縫及其毗鄰區域氫濃度明顯下降(66.9%),且分布更加均衡。

對比圖7和圖9可知,氫濃度的分布規律與靜水應力的分布規律相似,氫富集于高靜水應力區域,可以認為靜水應力是驅動氫富集的因素,而且熱處理可以有效降低氫富集濃度。

4 結論

1) 焊縫區Mises等效應力峰值高達580 MPa,已接近X80鋼管材屈服強度,管道外表面的等效應力高于內表面。熱處理后焊縫區Mises等效應力峰值降為167 MPa,且焊縫處應力集中明顯緩解,應力分布更加均勻。

2) 隨著距焊縫中心面的距離增大,管道內、外表面的環向殘余應力和管道內表面的軸向殘余應力均由拉應力迅速減小并轉變為壓應力,然后逐漸降至0 MPa附近,管道外表面軸向殘余應力由壓應力迅速減小并轉變為拉應力,然后逐漸減小至0 MPa附近。熱處理后殘余應力峰值都大幅降低。

3) 熱處理前,靜水應力沿管材徑向由內表面至外表面呈波動分布,沿管軸向隨距焊縫中心距離的增加呈下降分布,很快趨于平穩,靜水應力峰值347 MPa出現在距離管道內表面12 mm的第4、第5焊層交界處,熱處理后靜水應力峰值降為109 MPa。

4) 靜水應力與氫濃度分布規律相同,驅動氫擴散并可表征氫富集程度。熱處理前徑向氫濃度在距離管道內表面12 mm處達到最大值0.0605×10-6,熱處理后降為0.0203×10-6。熱處理可顯著降低輸氫管道氫富集濃度,從而減少焊縫處氫脆現象的發生。