X80 管線鋼水下濕法多道焊殘余應力分析

嚴春妍，顧正家，聶榕圻，張可召，吳晨，王寶森

(1.河海大學,常州,213022；2.寶鋼集團中央研究院,上海,200431)

0 序言

近年來，由于世界范圍內對石油天然氣需求的快速增長，海洋油氣資源(尤其是深海油氣資源)已成為全球油氣勘探和開發的重點領域，海洋管道建設也得到快速發展[1-2].隨著海洋油氣開采深度不斷增加，海洋油氣輸送管線用鋼強度級別不斷提高.目前，國內外海洋管線用鋼的強度等級已達到X70 級，X80 級管線鋼將成為未來海洋管線建設的主要用鋼.海洋管線工程建設質量與焊接技術可靠性密不可分，海洋管線鋼水下焊接方法和工藝的開發對海底管道的鋪設和維護具有重要意義.

水下濕法焊接技術具有設備簡單、操作簡便、成本低廉等優點，廣泛應用于核電設備、艦船、采油平臺、海洋管道等海洋工程結構件的建造和維護.近年來，學者針對水下濕法焊接進行了一定的研究.Li 等人[3]研究了焊接熱輸入對E40 鋼藥芯焊絲水下濕法焊接質量的影響，發現采用中等熱輸入(22～ 25 kJ/cm)可以獲得優良的電弧穩定性和力學性能.Klett 等人[4]研究了水深對S235 JR 結構鋼水下濕法焊接接頭中氫含量的影響，發現隨著水深增加，接頭中殘余氫含量增加、擴散氫含量下降.李志剛等人[5]研究了氣泡聲信號變化，通過氣泡演變行為分析水下濕法焊接電弧燃燒的特性.Xing 等人[6]對藥芯焊絲水下濕法焊接的熔滴過渡和電弧行為進行了數值模擬研究，發現電弧位于熔滴的底部，熔滴體積增加時電弧溫度下降.趙博等人[7]研究了水深和流速對水下濕法焊接熱過程的影響，發現水深增加導致等溫線的形狀變得窄而深，流速增加導致等溫面所包括的體積明顯變小.目前為止，針對水下濕法焊接的研究主要集中于焊接材料、焊接工藝、環境因素(水深、流速)等對焊接質量的影響，以及水下焊接熔滴過渡、電弧特征和溫度場的研究，而對水下濕法焊接結構的應力分析則十分匱乏.因此對高強管線鋼水下濕法焊接過程的溫度場以及結構的殘余應力分布進行研究，對促進高強度鋼在水下濕法焊接領域的應用具有重要的理論指導意義.

文中對板厚為18.4 mm 的X80 管線鋼進行了水下濕法焊接，利用ABAQUS 軟件對其多道多層焊的焊接溫度場及應力場進行了數值計算.同時采用陸上干法焊接試驗進行對比研究，分析水下濕法焊接接頭的顯微組織、焊接過程的熱循環和焊接殘余應力分布特征，研究結果為管線鋼水下濕法焊接工藝的優化提供理論依據和數據支持.

1 試驗方法

為了深入分析陸上焊接和水下焊接的焊接接頭的差異，分別進行了1 組陸上干法焊接和3 組水下濕法焊接試驗.母材采用250 mm × 80 mm ×18.4 mm 的X80 管線鋼板，Ac1和Ac3分別為695℃和855 ℃，每2 塊鋼板為一組進行對接焊，采用30° V 形坡口，鈍邊高度和坡口間隙均為2 mm.陸上和水下焊接均采用BROCO Softouch E7014 水下焊條，打底焊用焊條直徑為3.2 mm，填充焊和蓋面焊用焊條直徑為4.0 mm.水下焊接試驗時的環境溫度和水溫均為20 ℃，水深為1 m.X80 鋼和焊條的化學成分見表1.焊接工藝參數見表2.

表1 X80 鋼和焊條的化學成分(質量分數，%)Table 1 Chemical compositions of X80 piepeline steel and electrodes

表2 焊接工藝參數Table 2 Welding parameters

采用JEOL JSM6510 掃描電子顯微鏡對焊接接頭不同部位的顯微組織進行觀察，采用OLYMPUS SZ61 體視顯微鏡對蓋面焊熱影響區(heat-affected zone,HAZ)寬度進行測量.采用華銀HV-1000 顯微硬度計對焊接接頭進行顯微維氏硬度測試，選用1.96 N 載荷，加載時間為15 s.采用西格瑪ASMB6-60 應力應變儀基于小孔法對焊件上表面的殘余應力進行測試.

2 有限元分析

2.1 幾何建模

利用ABAQUS 有限元軟件，對X80 管線鋼在陸上和水下2 種環境下4 組焊件的焊接過程進行數值模擬，X80 管線鋼熱物理性能參數和力學性能參數參照文獻[8]中數據進行設置.首先依據各焊件每道焊縫(weld metal,WM)的熔池形貌參數，建立4 組三維有限元模型.D1試樣的三維模型建立4 層共4 道焊縫，W1試樣的三維模型建立4 層共7 道焊縫，W2和W3試樣的三維模型均建立4 層共6 道焊縫.圖1 為W1試樣的三維有限元網格模型.

圖1 試樣W1 的有限元模型Fig.1 Finite element model of the specimen W1

采用DC3D8 單元對三維模型進行溫度場計算，之后采用C3D8R 單元在溫度場計算結果的基礎上進行應力場的順序耦合計算.

2.2 熱源模型

對于陸上干法焊接和水下濕法焊接，由于焊件均開30°V 形坡口，受坡口角度的限制，打底、填充和蓋面焊的各道焊縫的熔深較大，故采用雙橢球體熱源模型以體現電弧對熔池的攪拌作用[9].在ABAQUS 軟件中，通過程序二次開發將雙橢球熱源模型進行公式編譯，根據焊道具體尺寸參數在子程序中對熱源模型參數進行調整.雙橢球熱源的熱流密度函數為[10]

式中：ff和fr分別為熱源前、后部分的能量分配比例，滿足ff+fr=2；Q為熱輸入，Q=ηUI，η，U，I分別為熱效率、電弧電壓和焊接電流；af和ar分別為熔池長度方向的參數；b為1/2 熔寬；c為熔深；β，γ，θ分別為x，y，z三個方向和電弧主軸的夾角.

2.3 邊界條件

對于熱邊界條件，對流、輻射熱流密度[11]分別為

式中：qconv為對流熱；h為對流換熱系數；T為焊件表面溫度；T0為環境溫度；qrad為輻射熱；ε為熱輻射系數；σ為Stefan-Boltzmann 常數，σ=5.67 × 10?8W·m?2·K?4.

空氣自然對流條件下，對流換熱系數h為5～25 W/m2·K[7]；水的自 然對流 條件下，h為200～1 000 W/m2·K，文中陸地干法焊接計算用h取20 W/m2·K，對于水 下濕法焊接，h取250 W/m2·K.熱輻射系數ε為材料的屬性參數，受環境的影響不大，兩種焊接條件下均取0.8.

3 結果與討論

3.1 顯微組織

為研究焊接工藝參數對接頭顯微組織的影響，對陸上干法焊接試樣D1和水下焊接試樣W1，W3蓋面焊縫的顯微組織進行分析.不同焊接條件下接頭的顯微組織如圖2 所示.可以看出，陸上干法焊接試樣D1的焊縫顯微組織主要由先共析鐵素體(proeutectoid ferrite,PF)、側板條鐵素體(ferrite side plate,FSP)和較多的針狀鐵素體(acicular ferrite,AF)組成，其粗晶熱影響區(coarse grained heat affected zone,CGHAZ) 顯微組織主要由較多的粒狀貝氏體(granular bainite,GB)和少量的條狀貝氏體(lath bainite,LB)組成.對于試樣W1，焊縫顯微組織由PF，GB，LB 和AF 組成，相比試樣D1，由于水環境的存在，冷卻速度更大，焊縫顯微組織中出現了較多的GB 和一定量的LB，AF 數量明顯減少；CGHAZ 顯微組織為大量的LB+少量的GB，LB 的貝氏鐵素體板條細長、平直.對于焊接電流更大的水下焊接試樣W3，焊縫顯微組織由PF、FSP、GB 和AF 組成，由于焊接熱輸入增加，相對試樣W1，其FSP 和AF 數量更多，GB 含量較少；CGHAZ的顯微組織也是由LB+GB 組成，但GB 數量相比W1試樣有所增加.

圖2 不同焊接條件下接頭的顯微組織Fig.2 Microstructures of joints under different welding conditions.(a) D1 WM;(b) D1 CGHAZ;(c) W1 WM;(d) W1 CGHAZ;(e) W3 WM;(f) W3 CGHAZ

3.2 硬度結果

4 組焊接接頭的硬度分布如圖3 所示.從圖3 可以看出，4 組焊接接頭的最高硬度均出現在熔合線附近的粗晶熱影響區位置.水下焊接試樣中的最高硬度高于陸上焊接接頭，這是因為水下焊接冷卻速度較大，其接頭的CGHAZ 含有大量的LB 和少量GB，而陸上焊接頭CGHAZ 顯微組織則主要為GB.相對于GB，LB 的形成溫度更低，其板條鐵素體寬度小，板條鐵素體內具有大量高密度位錯，可以獲得更高的強度和硬度水平[12].在水下焊接試驗組中，隨著焊接電流的增大，焊接接頭最高硬度有所下降；試樣W1的硬度水平最高，最高硬度為324 HV，接近DNV-OS-F101 規定的非酸性條件下最高硬度325 HV.

圖3 硬度分布Fig.3 Hardness distribution

3.3 溫度場計算結果

圖4 為水下焊接試樣W1焊縫填充過程的溫度場云圖.可以看出，當焊接過程進入穩定狀態后，打底焊道的最高溫度為2 134 ℃，第3 道(填充2 層第1 道)焊接的最高溫度為2 383 ℃，第7 道(蓋面層第3 道)焊接的最高溫度為2 288 ℃.由焊接熔池的尺寸可以看出，溫度場計算結果較為合理，可以實現母材與焊縫的熔合.

圖4 試樣W1 焊接溫度場云圖Fig.4 Welding temperature field of specimen W1.(a)root pass;(b) 3rd pass;(c) 7th pass

為了研究焊接環境和焊接電流對焊接熱循環曲線的影響，取陸上干法焊接試樣D1和水下焊接試樣W1，W3打底焊道上表面中心線上一點P1和離熔合線3 mm 一點P2(圖1)，得到3 個試樣的熱循環曲線(圖5).

圖5 點P1 和點P2 的熱循環曲線Fig.5 Thermal cycles at P1 and P2.(a) P1;(b) P2

由圖5 中熱循環曲線可見，對應焊道數量，試樣D1、W1和W3的熱循環曲線分別出現4，7 和6 個峰.相同的焊接電流下，由于水環境的影響，水下焊接試樣的冷卻速度大于陸地焊接試樣，點P1和點P2的熱循環冷卻速度均大于陸地焊；水下焊接試樣W1的點P1一次熱循環峰值溫度(1 804.8 ℃)明顯低于陸上干法焊接試樣D1的峰值溫度(2 018.7℃).對于點P2，水下焊條件下點P2溫度更低，陸上干法焊接試樣D1在第4 道時熱循環出現最高峰值溫度(893.9 ℃)，而水下焊接試樣W1上點P2在第7 道時熱循環出現最高峰值溫度(501.4 ℃).

水下焊接條件下，增加焊接電流至205 A 時，點P1的一次熱循環峰值溫度上升至1 882.2 ℃，點P2熱循環曲線最高峰值溫度上升至571.9 ℃，但低于Ac1；相對于試樣W1的熱循環曲線，焊后冷卻速度有所降低.W1，W2和W33 組試樣蓋面焊道HAZ 寬度分別為2.07，2.16 和2.31 mm，遠小于陸地焊接試樣D1的HAZ 寬度(4.42 mm)，可見離熔合線3 mm 處的點P2處于熱影響區以外，故第7 道熱循環峰值溫度已降到Ac1以下，計算結果合理.

3.4 應力場計算結果

以175 A 電流水下焊接試樣W1為例，其橫截面殘余應力分布如圖6 所示.4 組焊件上表面在1/2 焊件長度處的殘余應力分布如圖7 所示.

圖6 試樣W1 橫截面殘余應力分布Fig.6 Residual stress distribution in the cross section of specimen W1.(a) σVon;(b) σx;(c) σy

圖7 4 組試樣殘余應力在寬度方向的分布Fig.7 Residual stress distribution in four specimens along the width direction.(a) σVon;(b)σx;(c) σy

由圖6 可以看出，水下175 A 焊接試樣W1的等效殘余應力σVon在焊縫和HAZ 部位出現了較大的應力集中，峰值達到640.9 MPa.縱向殘余應力σx在焊縫和熱影響區部位出現了較高的拉應力，峰值拉應力達到659.3 MPa.橫向殘余應力σy在板厚方向出現了應力性質的變化，峰值拉應力出現在焊縫，達到558.7 MPa.

由圖7 看出，4 組焊接試樣上表面σVon均在焊縫及HAZ 表現出較高的應力水平，水下175 A 焊接試樣W1的σVon峰值(589.8 MPa)高于陸地干法175 A 焊接試樣D1(559.3 MPa)；隨著焊接電流增加，水下焊接試樣的σVon峰值應力略有下降.4 組焊接試樣的縱向殘余應力σx在HAZ 部位表現出高值拉應力，水下175 A 焊接試樣W1的峰值拉應力值(573.4 MPa)最高，高于陸地干法焊接試樣D1(557.9 MPa)；隨著焊接電流增加，水下焊接試樣的σx峰值拉應力略有下降.4 組焊接試樣上表面的橫向殘余應力σy水平較低，對于陸地干法焊接試樣D1，σy在焊縫出現較低水平的拉應力值；但對于3 組水下焊接試樣，由于焊件上部有一定的水層，上表面受到指向內部的壓力，σy在上表面焊縫呈現出較低水平的壓應力值，隨著焊接電流增加，峰值壓應力略有下降.由圖7 還可以看出，水下175 A 焊接試樣中，小孔法測得的殘余應力σx和σy在數值和分布規律上和計算結果較為接近，有限元計算結果較為合理.

3.5 討論

可以看出，相同焊接電流下，水下焊接試樣W1的冷卻速度遠大于陸地焊接試樣D1，因此焊縫中出現了轉變溫度較低的GB 和LB，而轉變溫度較高的AF、PF 和FSP 數量較少；對于CGHAZ，由于冷卻速度大、高溫停留時間較短，試樣W1的晶粒尺寸明顯小于D1，且顯微組織中LB 數量相對較多，GB 數量相對較少，因此硬度高于陸地焊試樣.

溫度場計算結果表明，相同焊接電流下，水下焊接試樣W1上P1、P2 點的冷卻速度大于陸地焊接試樣D1；水下焊接條件下電弧被壓縮，加熱范圍和HAZ 寬度小于陸地焊接試樣D1，具有較大的溫度梯度，因此焊件內等效殘余應力峰值高于陸地焊接試樣D1.當焊接電流從175 A 增加至205 A 時，焊件的冷卻速度有所下降，溫度梯度減小，因此水下焊試樣中等效殘余應力峰值有所下降.

4 結論

(1) 水環境焊接對焊接接頭的顯微組織分布具有很大的影響.175 A 電流下，X80 管線鋼陸地焊接試樣中，焊縫的顯微組織主要為粗大的PF，FSP 和較多的AF，CGHAZ 的顯微組織為粗大的GB 和少量的LB.水下濕法焊接試樣中，焊縫顯微組織相對較細，為PF，GB，LB 和AF，CGHAZ 組織為較多的LB 和少量的GB.

(2) 水下焊接試樣中的最高硬度高于陸上焊接接頭，采用175 A 電流的水下焊接試樣硬度水平最高，最高硬度為324 HV.

(3) 采用175 A 電流時，水下焊接試樣的冷卻速度大于陸地焊接試樣，等效殘余應力σVon最大值和縱向殘余應力σx峰值拉應力高于陸地焊接試樣.

(4) X80 管線鋼水下焊接試樣具有較高的殘余應力水平，縱向殘余應力σx在焊縫和熱影響區部位出現了較高的拉應力，橫向殘余應力σy的峰值拉應力出現在焊縫.在175～ 205 A 范圍內增大焊接電流，水下濕法焊接接頭的等效殘余應力σVon最大值和縱向殘余應力σx峰值拉應力有所下降，橫向殘余應力σy的峰值壓應力略有降低.