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1、 天然气管线在役焊接期间管壁失效的发生 M.A. Wahab（a），P.N. Sabapathy（b），M.J. Painter（c）(a) Mechanical Engineering Department, Louisiana State University, Baton Rouge, LA 70803, USA(b) CFD Analyst, Mott MacDonald, 13 Shamrock Street, Clapham, London SW4 6HF, UK(c) CSIRO-Manufacturing Science and Technology, Adelaide, SA
2、 5012, Australia摘要 本文通过证明一个数值模型来预测周向焊缝和环向焊缝处管壁失效的发生。数值方法用来评估高压天燃气管道安全在役焊接的焊接规范。这一方法对于焊接热循环的预测有重大意义，它能用于估算焊接热影响区硬度和开裂可能性。 本文还讨论了一种热源代表的新的数学描述方法，该热源代表就是经常用到的氢控电极手动金属电极焊接（MMA）。焊接过程的输入和焊缝的大小和形状之间的关系决定了焊件的形状和控制着热源的协调。关于低氢焊条的一种新的三维功率密度分布函数在本文中也有体现。采用这种热源的有限元模型对于实验和现场焊接给予了合适的关系。 热弹塑性模型使得烧穿的预测得以完成。本文调查了一些早期
3、的研究，并且将温度场转变为在管道壁厚上的径向变形。这一信息能被用来计算在役焊接期间的安全工作压力。采用热弹性塑料分析的周向角焊处管壁失效的早期阶段的模拟已经成功的向大家展示。 关键词：在役焊接，热攻，烧穿，数值模拟，天然气管线，管壁失效1. 引言 金属焊接工艺被广泛的应用于建造各种各样的结构。焊接载气管线是一种经常应用于天然气管线修复、修正、延长的技术。这种在役焊接对于气体传输工业有显著的优势，因为它避免了以终止管线运作为代价，保证了为顾客服务的持续性。如果不能进行在役焊接的话，管线截段在进行焊接前必须密封、泄气。在役焊接有时也被称为“热攻”技术。焊接金属直接沉积在在役管道表面是一种补充腐蚀或
4、天然气管线局部损坏造成的壁厚损失的方法。在一个简化的热攻操作中，套管首先焊接在活管上，滑动的套筒在安在套管上，然后热攻钻安装阀门，接着用钻在管道上切一道口子。最后，阀门关闭时，允许钻具组合移除。操作的成功，关键取决于在现场管线上焊接阀门组装或套筒接头的能力。不幸的是，在焊接过程中会发生材料性能的变坏，这会造成经济上、环境上的灾难，同时也会造成结构上的灾难性故障。管道在役焊接困难的因素有两个。首先，流动的气体通过管壁时带走了大量的热，导致焊接处冷却加快。高碳当量的钢对于快速冷却非常敏感，这将增加硬度和焊接热影响区开裂的可能性。第二个难题是关于焊接过程中局部加热和材料强度的损失，因为如果强度损失太
5、严重的话管壁会承受不住内压而破裂。快速冷却可以通过热输入进行补偿，但这会促进焊接渗透以及可能的膨胀和烧穿（图1)。必须要用合适的焊接程序来维持那些确保HAZ的硬度不会太高而引起开裂问题的因素的平衡，这样热量输入和渗透就不会太高，管壁的完整性得到保障。图1 （a）在役焊接管壁失效（膨胀）；（b）在役焊接管壁失效（烧穿） 现在，管道施工时采用高屈服强度钢已经是大势所趋。按照设计规范(e.g., AS: 2885)1，最小的许可管道壁厚与材料的屈服强度(y)成反比，因此，采用高强度钢的一个直接经济效益就是管道壁厚较薄。例如，用 X-80 (y = 551MPa)代替X-60 (y = 413MPa)
6、，壁厚减少25%，直接导致对于一个既定的管线钢材总量的减少。 现在既有的技术和经验主要是关于管壁相对较厚(6mm)、强度相对较低的钢管，而X70、X80管线壁厚仅为3-5mm。不幸的是，在役焊接薄壁高强度管道是相当困难的。壁厚减少对于强度损失是相当敏感，并且它还增加了焊接烧穿的可能性。 流动的气体能快速冷却薄壁，对于一个给定的冷速高强度钢更易对过硬产生敏感。 在役焊接数值模拟已经被爱迪生焊接研究所（EWI）和巴特尔纪念研究所(BMI)的工作人员所证实2-4。这些模型以管道内压和流量为基础来计算管道内壁的有效换热系数。对于一个给定的管道，计算了一组焊接参数如焊接冷却速度T8/5，最高管道内壁温度
7、。根据钢的成分、冷却速度，我们可以估算出钢的硬度。硬度低于350 HVN10时基本不会产生开裂。 1992年，Goldak等人5应用了一个非常一般三维有限元法来计算周向角焊缝和直焊缝的热场。他们发现假定的角焊焊缝的大小和形状对于熔池周围渗透和温度曲线的计算有重大的影响。 在这些早期的研究中，对于焊接烧穿的条件比没有给予预测。Bruce6研究表明，烧穿主要取决于焊接热量的输入和向管壁渗透的程度。在BMI2,3工作中，烧穿限制并没有直接计算，而是依靠最高内壁温度不超过980这一限制条件。 2001年，Sabapathy等人7-9发明了一种数值程序来预测天然气管线在役焊接失效，这一程序是在役焊接烧穿
8、模型的前奏，它采用的是一种非线性热应力模型，预测结果很令人满意。在他们的研究中，他们给出了手工电弧焊热源的新的数学描述方法以及在役焊接温度曲线的一些数据。同时，他们也通过将温度场转化为管道壁上的有效腔给出了一种新的近似的方法来预测在役焊接时的破裂压力。 在这项研究中，我们试图通过焊接过程中输入、焊缝的大小和形状之间的关系来增加热预测的准确性。另外，基于直接模拟管道焊接爆裂的热弹塑性模型，我们已经找到了解决烧穿问题的方法。2. 在役焊接热模型 在役焊接要求相当的精度与焊接过程中的代表性。Goldak等人5已经指出了一些误导焊接热量输入的不精确之处。另外，数值模型必须考虑受压气体流动时的对流热损失
9、。在役焊接热场计算对于一般的在役焊接模拟是必不可少的。瞬时温度场指示了焊接时渗透深度和管道强度。当焊接冷速计算与微观结构模型或硬度-冷速模型结合后，将会对氢致开裂风险提供有用信息。2.1 在役焊接过程热源的数值表示 在役焊接通用的焊接方法是手工电弧焊，采用低氢焊条并且垂直向下焊接。的许多研究者5,10,11通过人工高电导性熔融金属来弥补焊接熔池的对流换热。因此，每个焊接过程的热源描述都是独特的，准确的或者合适的手工电弧焊热源尚未在本文中描述。 为了预测焊接构件的热经历，有一个合适的热源定义是必不可少的，这是为了理解热量是如何从焊条传到基体金属上的。只有通过不同类型的焊接热源，才能实现局部的与时
10、间有关的热量集中。在电弧焊中，热量是通过阳极和阴极斑点之间的放电以及含有热等离子体的气柱产生的。执行电弧焊一般有三种方法，（1）固体涂层熔化电极，（2）用活性或惰性气体来屏蔽融化或非融化电极，（3）用矿渣形成粉末来屏蔽熔化电极12。不管怎样，这都涉及到表面加热，产生复杂的现象，包括热辐射，对流，热传导以及熔池内液体的流动。Pavelic等人13经过深思熟虑首次引进了分布式热源，他们认为热通量分布为高斯分布。Eagar和Tsai14也修改了Rosenthal的理论15包括分布式热源，在他们的方法中净热量输入也是按照高斯方式分布。在Goldak等人11,16的一系列出版物中，提出了一个电弧热源更为
11、一般性的描述，“双椭球形”热源（DEHS）。Goldak等人17在“传导唯一”分析中的焊接热源应该分布在熔池这一点上与其他研究人员是一致的。但是，他们更深一层的提出，热源应该呈体积分布而不是表面分布。他们认为表面分布是一个不切实际的过程，因为它有深渗透特性以及随后的双椭球形功率密度分布。 Goldak等人11,16的双椭球形热源定义了热源体积内一点的热通量Q(kJ/mm3)。这一热源用六个参数来描述：电弧效率，（如此Q=VI，其中V和I分别为弧焊电压和电流），椭球宽度a，椭球深度b，前端长cf，尾部长cb。另外，热源分配到前端和尾部的热量是由rf和rb两个因素决定的，其中rf + rb = 2
12、 。双椭球热源通过下面的公式规定了电弧中心前端椭球内一点（x，y，z）的热通量：除了用cb和rb替代，该恒等式适用于椭球尾部处的点。Goldak等人认为该公式提供了一个体积热源，反映了熔池运动将会较少熔池边界这一理念。此外，热通量的逐渐减少避免了热负载的急剧阶跃变化，同时也避免了采用非常小的有限元网格，这对于计算是非常有利的。 在役焊接所采用的手工电弧焊接方法是通过具有低渗透性编织技术来实现的。这表明热分布比高斯分布更平坦、更均匀18。在双椭球热源模型中，这可以通过改变指数来实现。下面是新公式：在这种情况下，边界不再是椭球面而是和下面的公式相对应： 图2 （a）Goldak的双椭球热源在z=0
13、平面的热通量分布，指数n1=2,n2=2 （b）修正后手工电弧焊在z=0平面的热通量分布，指数n1=2,n2=10现在Qf值是由下面的数值积分决定的，如公式（3）所示：图2中a和b显示了高斯形式（n1=2,n2=2）和非高斯形式（n1=2,n2=10）的热通量分布。增加指数大小使n2 大于2，y方向上的分布扩展，模拟焊缝处的编织。最后得到合适的指数大小n1=2, n2=10，n3=10，给出了低渗透性盘状热源。 在役焊接通常需要附加一个环套，直接在输送管道上加强鞍座或支管（图3）。直接分支管在役焊接要求沿着管道与分支管件形成的马鞍状交汇点进行焊接。焊条末端位置随时间的变化描述了热源的移动。移动
14、的热源有一个局部的坐标系，而固定的有限元网格有一个一般的坐标系。由于热源移动而采用坐标变换（图3d）,这样在焊接路径上的每一点的热通量都能被计算出来。管道内壁处的热传递系数hc 是由Seider和Tate的经验公式19决定的，该公式是关于湍流下的热传递的，公式如下：其中，Nud是努赛尔数 = hc / k ，Red是雷诺数（以分米为单位），Pr是普朗特数，b ,w 分别是体积温度的粘度和管壁温度的粘度，hc是有效热传递系数，和 k 分别是气体的密度和热传导性。图3 不同类型的接头。（a）加强鞍，（b）管道的直接分支，（c）全面环套，（d）坐标转换取向。 图4 （a）适合于圆周角处瞬态热分析的典
15、型网格 （b）适合于管道分支处在役焊接瞬态热分析的典型网格2.2 瞬态热模型 三维有限元模型是在NISA软件20上建立起来的，使用的是八个线性节点，程序化元素的网格。考虑到依靠温度的特性以及管道外表面的对流边界条件采用hc = 0.1210-4 (W/m2 K)的空气对流，可以认为辐射不显著，可以忽略。2.3 亚稳态（QSS）分析 QSS分析已经被广泛应用于焊接过程的数值模拟，而且对于在役圆周角焊接的热传递分析也是非常有用的。瞬态分析需要将由于热源移动而导致的网格显著增大的所有区域内的网格进行细化。亚稳态分析中，当焊接板材与热源的运动速度相同时，热源就可以认为是静止的。因此，对于亚稳态模型的网
16、格细化，只需要细化熔池内和熔池附近的区域。 由于大多数网格密度都能被应用于QSS分析当中，因此在热源当中热通量是按照元素进行计算和分配的，而不是按照节点进行计算和分配。适用于网格的总热量是用下面的表达式来计算的： 其中，htotal是加热元素数，qelement是元素初步计算的热流值，Velement元素的体积。图5中展示了一种应用于周向在役焊接亚稳态热分析的典型网格。 图5 应用于周向在役焊接亚稳态热分析的典型网格2.4 针对提出的热源的有效性所做的数值试验 从图6.a中可以看出典型数值试验测试提出的热源的有效性的结果。试验是在相同的热量输入、焊缝形状、焊接速度、内部管道对流边界条件和材料性
17、能下进行的。每次试验都改变的参数是热源定义式（公式3）中n2和b。进行了多次试验来验证HAZ形状的数值结果的趋势，相应的，在管道周围预定位置采集了一些显微照片。正如图6.b显示，从显微照片里能很容易地测出熔深。为了举例说明典型的结果，图6.a，6.b中进行了可视化比较。图6 （a）用参数绘出的热源最高温度显示了HAZ的蔓延。 （b）室内试验样品宏观图显示了HAZ的蔓延。 对于一个典型的试验，管道横截面最高温度的绘制图如图6.a所示。增加指数n2会产生浅熔深焊缝的假设在数值试验里是很不明显的。热源的定义，当热源参数n2=2，b=0.1时，对于一个给定的热输入将产生最小熔深，会得到一个很好的焊缝熔
18、融区，很好的根部熔合。这一定义被认为是在役手工电弧焊接时低熔深的反映。 图7.a，7.b中可以看出用热源参数n2和b绘出的最大熔深和最大HAZ深度的变化图。由于热源深度是随着参数n2的增加而增加，所以预测的最大熔深也会增加。然而，对于n2=8,14,20，当b增加到0.75时最大熔深会增加，当b=1.0时最大熔深减小。从这些实验中可以看到，熔合区形状接近于长方形。明显地，这种熔合区是不切实际的，不像那些在役手工电弧焊接的典型发现。 预测的最大HAZ深度的趋势观察与最大熔深的发现是相同的。当n2=2时，随着b增加，预测的最大HAZ深度也增加。然而，对于n2=8,14,20，当b=0.1，0.25
19、,0.5时，预测的最大HAZ深度增加；当b从0.75增加到1.0时，预测值开始下降。热源基本公式的目的是进行趋势观察，包括提高热源参数能产生浅的融合深度和HAZ深度。 更深一层的研究需要制定一个垂直向上焊接的热源。现在热源的定义没有考虑焊条的直径和焊接电流，更深的研究将会有助于提高现存热源的准确性。然而如果只是为了在役焊接热源分析这一目的，热源公式已经足够精确。显然，在这种新的热源模型中，垂直向下在役焊接熔深和HAZ深度的减少产生了变化。图7 （a）对于不同的热源配置n2=2，8，14,20，b=0.1,0.25,0.5,0.75,1.0，最大熔深的变化图。 （b）对于不同的热源配置n2=2，
20、8，14,20，b=0.1,0.25,0.5,0.75,1.0，HAZ深度的变化图。3. 管壁失效计算3.1 焊缝的热弹塑性分析 在役焊接的两个主要问题中，管壁失效是目前了解的最少的。极少有人去做与烧穿有关的失效模型的试验。最主要的原因就是管壁厚度，热输入和内压。一般情况下，HAZ的大小才是管壁失效的主要原因，焊缝熔深对管壁失效影响不大。一般认为，HAZ较大是变形和膨胀的主要原因，因为它会导致大面积区域强度明显下降。由于在可利用的开放文献中基本找不到实验数据，所以在役焊接安全流程模型的验证是很困难的。因此，本文采用热弹性分析替代它模拟管壁失效的初期。只要假设严谨些，在役焊接模拟就能实现。而且，
21、我们也认真考虑了Wade21通过用不同热输入来评价在役焊接压力限制所得的实验数据。 为了确定热弹塑性方法的准确性，用有限元模型来分析热量输入从1.2到1.8 kJ/mm变化的四个焊缝。首先，纵向焊缝的温度场是通过采用QSS方法进行圆周角焊接热分析来计算的。从图8.a可以看到纵向焊缝的QSS分析得到的整个接头的典型温度场的一个例子。温度场可以认为是稳定的，管道内压从零增加到最大的可达到的工作压力。在每一个压力下都要计算变形和应力。采用热弹塑性分析的纵向焊缝的径向变形图显示于图8.b。图8 （a）在役纵向角焊的温度场 （b）热弹塑性分析得到的典型径向变形3.2 烧穿情况下预测的失效和实验数据的比较
22、 为了评价这种方法的合适性，我们将模型预测和Wade所做的实验数据14进行了比较(图9)。Wade在充有氮气的受压圆筒上进行焊接，认为在特定的压力下热输入可能会造成烧穿。当在焊接区域局部膨胀接近1mm时，烧穿就会发生。在管道内表面采用两种热传递系数，300 W/m2 K 和静止空气，以此来实现数值预测和实验的比较。Wade采用的失效标准21是膨胀量不能超过1mm。Wade也测量了在静止空气中发生失效的压力。数值预测和试验的比较可以从图9中看出来。图9 纵向焊缝的热弹塑性分析的预测和Wade所做的实验研究的比较21。在图例中前三个数据点的标记用来作为实验数据。4. 讨论和总结 本文说明了模拟在役
23、焊接过程是可能的。圆周角焊接的三维有限元模型用来预测焊缝区的形状和冷却时间T8/5。热源最高温度的实验值和预测值的比较，模拟HAZ的预测，这些表明了在一定精度下计算热场和焊接冷却时间是可能的，虽然从数值预测中得到的精确度不是非常的完美。考虑到手工电弧焊接过程中热输入变化很大，这种精确度在可接受的限度内。 热弹塑性模型用来检验在役焊接过程中管道爆裂的可能性。该模型显示失效是以熔池区域局部性的径向膨胀的形式发生的。超过临界压力以后，径向变形率急剧增加，这可以作为开始发生烧穿的预测。从Wade的实验研究的有限数据中可看出，数值预测的趋势线是下降的。用热弹塑性模型在一定精度下模拟在役焊接已经得到证实。
24、另外，亚稳态分析得到的预测温度场和弹塑性应力分析的结合，形成了一种以合适的精度预测管壁失效初期的方法，这也得到了证实。致谢 感谢澳大利亚材料焊接和连接合作中心(CRC-MW and J)，焊接结构合作中心(CRC-WS)，以及路易斯安那州立大学的资金支持。参考文献1 Australian standard pipelines, Gas Liq. Petrol. (1987) AS:2885.2 R.D. Fischer, J.F. Kiefner, G.R. Whitacre, Users Manual for Model 1 and 2 Computer Programs for Predi
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