基于SYSWELD的在役焊接径向变形数值模拟

王 勇,郭广飞,韩 涛,李 浩,孙启平

(中国石油大学机电工程学院,山东青岛266580)

基于SYSWELD的在役焊接径向变形数值模拟

王 勇,郭广飞,韩 涛,李 浩,孙启平

(中国石油大学机电工程学院,山东青岛266580)

采用焊接模拟软件SYSWELD研究壁厚、管径及熔池尺寸等因素对天然气管道在役焊接径向变形的影响。结果表明:发生烧穿的临界瞬时最大变形有时间效应;发生临界变形的时间随着壁厚的增大而增加,径向变形量减小;随着管径增加,径向变形量在同壁厚下逐渐增大;壁厚为4.5 mm时,小管径管道易达到临界变形量;壁厚为6 mm时,管径的增大降低了临界变形发生的可能性;当壁厚为7.5 mm,管径由254 mm增大到508 mm时,发生临界变形的可能性减小,而管径在508～1016 mm时,管径的增大增加了临界变形发生的可能性;内壁点的径向变形随着热源的靠近而增大,随着壁厚的增大而减小,但当壁厚增大到6 mm后,壁厚的增大对其不再有显著影响;熔池尺寸影响焊接修复同时刻时的径向变形量,达到临界变形量的时间与熔池尺寸成反比,表现出明显的熔池尺寸效应。

在役焊接;天然气管线;径向变形;数值模拟

天然气管道在使用过程中由于腐蚀等因素的影响而局部减薄,需要进行修复,在役焊接具有不停输带压修复的特点,可保证管道输送的连续性,避免管道停输进行修复所带来的损失[1-2]。焊接电弧热使得焊接处的承载能力下降到一定程度时[3],发生烧穿失稳,带来严重的安全问题[4],所以防止烧穿是在役焊接修复所要考虑的首要问题。在役焊接时,管道受到内部压力及焊接应力的共同作用,力的作用使得被焊接管道发生一定量的径向变形,焊接热输入则使被焊接管道的强度逐步降低[5],促进了径向变形量的增大,当变形量超过被焊接板厚的0.1倍时[6],极易发生烧穿。被焊接修复管道的壁厚及管径对径向变形有显著影响,进而影响烧穿。笔者采用焊接模拟软件SYSWELD进行模拟计算,并结合试验研究壁厚及管径对在役焊接径向变形的影响,揭示这些因素对烧穿的影响。

1 在役焊接数值模型的建立

1.1 几何模型

在SYSWELD自带的Visual-Mesh软件下进行建模,采用SYSWELD进行焊接模拟计算,焊接修复接头、焊道分布及焊接顺序如图1所示。

图1中1、2、3、4表示在役焊接修复时的4道焊缝,由于烧穿一般发生于第1道焊缝,所以针对焊接接头的第1道焊缝焊接时管道的径向变形进行研究,且由于第1道焊缝对于被修管线的焊接属于表面堆焊,采用图2所示的有限元模型进行数值计算。

图1 焊接接头示意图Fig.1 Sketch map of welded joint

由于管道是轴对称的,采用二分之一模型以及四分之一两种模型,其中管径Ur为254 mm及508 mm的管道采用二分之一模型(图2(a)),管径1016 mm的管道采用四分之一模型(图2(c)),焊缝区的网格划分较密,其余部分划分稀疏,减少了计算量并得到较好的计算精度。模型采用4.5、6.0和7.5 mm三种厚度,管道半宽均为200 mm。

图2 有限元模型Fig.2 Finite element model

1.2 焊接热源模型及参数

图3 双椭球热源模型Fig.3 Double ellipsoid heat source model

双椭球热源模型能准确地描述在役焊接过程的热源特性[7],所以采用双椭球模型进行焊接模拟,如图3所示。以O点为原点建立三维坐标系,其中af和ar分别为前半椭球和后半椭球的长度参数, bh、ch分别为椭球宽度和深度参数;采用二氧化碳气体保护焊(GMAW)进行在役焊接修复试验,根据实际焊接过程中产生熔池的深度及宽度确定双椭球热源模型的各参数,再运用SYSWELD的热源校核工具进行多次校核,直至计算模拟的熔池形状与实际接头符合为止,得到热源模型;采用110 A的电流、24 V的电压、焊接速度为3 mm/s及热输入为8.8 kJ/cm的焊接参数进行在役焊接试验,管道内部压力为6 MPa。

1.3 换热边界条件及约束

管道外表面和空气的换热方式主要考虑热辐射及空气的自然对流换热[8-10],总换热系数为

式中,T0、T1分别为环境温度(25℃)和焊接接头与空气接触表面的温度,℃。

在役焊接接头背面,即焊接管道的内壁和天然气的换热为强迫对流换热形式,其换热系数为

其中

式中,λ为气体的导热系数,W/(m·K);Re为气体的雷诺数;Pr为气体的普朗特数;μ为气体的动力黏度,Pa·s;di为修复管道的内径,m;μw为气体在壁温时的动力黏度,Pa·s;T2为管道内壁的温度,℃。

因为天然气中甲烷占绝大多数,计算中天然气的换热系数采用甲烷的代替,参照文献[9]的数据进行确定。通常,天然气的换热系数随着压力的不同也发生着相应的变化,需要针对不同压力的情况,对换热系数α1进行相应的调整,本文中采用6 MPa的恒压,换热系数采用6 MPa下的定值。

因为要施加内部压力载荷,须对计算模型进行约束。由于分别采用了焊道的1/2及1/4进行计算,图2(a)和图2(c)中的模型所受的约束是不同的,令图2(a)中的模型受到沿对称面yz及面xy的面约束以及沿y轴的线约束,而令图2(c)中的模型受到沿对称面xy、xz、zy的面约束,沿y、z轴的线约束。

X70管线钢的导热系数及质量热容比采用文献[11]的公式计算得到,力学性能采用文献[12]提供的数据。

2 计算结果分析

采用254、508及1 016 mm三种不同管径以及同管径4.5、6.0及7.5 mm三种壁厚的模型,用SYSWELD进行模拟计算,得到各壁厚及管径下150 s各时刻变形场,然后运用软件自带的后处理模块Post processing得到各时刻最大瞬时径向变形量的计算数据,再进行数据处理,得到相应的计算结果。

2.1 壁 厚

进行模拟计算,得到同管径时壁厚对径向变形量的影响见图4。

由图4可知,无论何种壁厚以及何种管径,发生临界径向变形量(即壁厚的0.1倍)都需要一定时间,表现出一定的时间效应。

图4 壁厚对径向变形量的影响Fig.4 Effect of thickness on radial direction deformation

图4(a)中,管径为254 mm、壁厚4.5 mm的管道在焊接进行到38 s时,变形超过0.45 mm;而在焊接修复进行到47 s时壁厚6.0 mm的管道发生0.6 mm的变形量;壁厚7.5 mm的管道发生0.75 mm的径向变形量则是在70 s时。

图4(b)中壁厚为4.5、6.0、7.5 mm时,临界变形量分别发生在42、58、85 s以后。同种壁厚时,管径508 mm的管道比管径254 mm的管道发生临界变形量的时间要延后。

图4(c)中壁厚为4.5、6.0、7.5 mm时,管道临界烧穿变形发生在42、62、81 s以后。发生时间和管径为508 mm的管道时间相差很小,所以可使用管径508 mm的模型代替管径1016 mm的模型考察壁厚对径向变形的影响。

由此可见,相同管径下,随着壁厚增大,需要达到相应壁厚的临界径向变形量的时间越来越长,在限定时间内,发生烧穿的可能性越小,可以安全施焊的时间逐渐增加。

此外,在同管径不同壁厚时,壁厚越小,焊接同时刻的径向变形量越大,并且随着焊接时间的延长,差异性越来越大,呈现出明显的时间效应,但在具体情形中又呈现出不同。在图4(a)中,壁厚4.5 mm及6.0 mm的管道在焊接开始一直到40 s之间,径向变形量几乎相同,而壁厚7.5 mm的管道变形量明显较小。

2.2 管 径

使用相同壁厚不同管径的有限元模型分别计算,考察管径对径向变形的影响见图5。用Ur254、Ur508、Ur1016表示管径为254、508及1016 mm的管道径向变形。

图5 不同管径的径向变形量Fig.5 Radial direction deformation of different diameters

由图5可知:壁厚为4.5 mm时,在焊接修复开始一直到50 s期间,3种管径的径向变形量差别很小。从50 s开始,管径254 mm的管道在50 s后变形有一个变化率的突变,但是在90～150 s期间总体变形变化率是减小的;管径508 mm以及管径为1016 mm的管道在焊接修复起始一直到120 s期间,总体上的变形量几乎相同,而在150 s时Ur1016最大,Ur508次之, Ur254最小。

壁厚为6 mm时,在80 s之前,Ur254大于Ur508及Ur1016,而在90 s后,Ur254的变化将趋缓并有减小趋势,而Ur508及Ur1016依然呈现增大的趋势。

在壁厚为7.5 mm的管道模型计算结果中,3种管径在前80 s的径向变形量差异已经很小,在80 s后,逐渐表现出变化率的不同,其中Ur508及Ur1016迅速增大。

分析3种壁厚不同管径的模型计算结果可知,随着管径增大,径向变形量在相同壁厚的情形下不断增加;随着壁厚增大,在相同时刻的变形量逐渐减小,壁厚的增大会显著地降低径向变形,从而降低发生烧穿的可能性。

管径的大小在前期并不会显著地改变变形量的增加趋势,并且管径较小的管道在焊接修复前期变形量较大。随着焊接修复的进行,在80 s或者90 s之后会呈现不同的变化,在90 s之后,变形量随着管径的增大而增加,呈现出一定的时间效应。

按照文献[6]的评判标准,在壁厚为4.5 mm的模型中,当焊接到40 s时,径向变形量达到0.5 mm,已经达到了烧穿的临界值;在此壁厚下,管径较小的管道发生烧穿的可能性更大。

当模型壁厚为6.0 mm,在50 s时,Ur254和Ur508均超过0.6 mm,而Ur1016在65 s左右时才达到临界值0.6 mm。

壁厚为7.5 mm,在80 s时Ur1016先达到临界值0.75 mm,管径分别为254和508 mm的管道在90 s时达到0.75 mm的变形量。

表1 熔池尺寸Table 1 Pool size

综上分析可知,壁厚为4.5 mm的管道焊接修复时,管径254 mm的管道较508 mm及1016 mm的管道易发生烧穿,壁厚为6.0 mm的管道修复过程中也表现出此种特性;而在7.5 mm壁厚的管道修复时,管径为1 016 mm的管道先于管径为508 mm及254 mm的管道达到临界值0.75 mm,说明随着壁厚增大,管径增加增大了烧穿的可能性。

2.3 内壁径向变形

以管径为508 mm的模型为例进行模拟计算,考察壁厚对管道内壁一点的径向变形影响,内壁点的选取如图2(a)所示,计算结果见图6。

图6 内壁点径向变形示意图Fig.6 Sketch map of radial direction deformation of node with different thicknesses

由图6可见,对于管径508 mm的管道,其内壁一点径向变形相对于径向瞬时最大变形(图4(b))呈现如下特点:首先是变形量较之小得多,其在150 s内的最大变形量仅在0.75 mm左右;其次,壁厚6mm和壁厚7.5 mm管道的内壁点的径向变形不论是在趋势还是量上基本上一致。壁厚因素在焊接修复的前期,对内壁点径向变形的影响差别不是很大,但是随着焊接修复时间增加,热源逐渐靠近,壁厚4.5 mm的管道变形量的增大率迅速增大。当壁厚增加到6 mm时,壁厚的增加对于内壁点的径向变形量不再有显著影响。

2.4 径向变形的尺寸效应

以往的计算过程中,很少考虑到熔池尺寸的效应对径向变形量的影响,但在计算过程中发现,其对变形影响十分明显。采用相同的焊接参数进行焊接,得到3种不同形状的熔池(表1)的计算温度场,对熔池温度场进行后处理,选取同时刻3种熔池的截面,a=af+ar,b、c各含义如图7所示。

图7 熔池截面示意图Fig.7 Section diagram of pool

3种熔池计算过程中受到的内部压力均为6 MPa,焊接修复时间为90 s,对3种熔池在焊接过程中的径向瞬时最大变形量进行计算,计算结果见图8。

图8 不同熔池的径向变形Fig.8 Radial deformation of different pools

从图8的计算结果可知,在焊接修复前30 s期间,熔池A′、B′产生的变形量基本相同,熔池C′所形成的焊道变形量较小,并且在随后的焊接修复过程中一直表现着较小的变形量,达到临界变形量的时间也明显小于熔池A′、B′所产生的焊道;随着焊接修复的不断进行,从30 s开始,熔池A′所产生的径向变形量开始明显大于较小的熔池所产生的径向变形量,表现出较为明显的熔池尺寸效应,并率先达到临界变形量0.45 mm,而熔池尺寸较小的修复方案达到临界径向变形量所需要的时间较长,与熔池尺寸成反比。

熔池尺寸效应的显现也需要一定的时间体现,其与径向变形量的时间效应是吻合的,这是因为焊接修复过程中,热的传导及被焊管道的强度随着热作用的下降程度都需要一个过程时间来显现。

3 结 论

(1)发生烧穿的临界瞬时最大变形有时间效应,发生临界变形的时间随着壁厚增大而增加,变形量减小。

(2)管径增加,径向变形量在同壁厚下逐渐增大;壁厚为4.5 mm时,小管径管道易达到临界变形量;壁厚为6 mm时,管径的增大降低临界变形发生的可能性;当壁厚为7.5 mm时,管径由254 mm增大到508 mm时,发生临界变形的可能性减小,而在508～1 016 mm区间时,管径的增大增加了临界变形发生的可能性。

(3)内壁点的径向变形随着热源的靠近而增大,随着壁厚的增大而减小,但当壁厚增大到6 mm后,壁厚的增大对其不再有显著影响。

(4)焊接修复过程中,熔池尺寸影响焊接修复同时刻时的径向变形量,达到临界变形量的时间与熔池尺寸成反比,表现出明显的熔池尺寸效应。

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(编辑 沈玉英)

Numerical simulation of radial deformation during in-service welding based on SYSWELD

WANG Yong,GUO Guang-fei,HAN Tao,LI Hao,SUN Qi-ping
(College of Mechanical and Electronic Engineering in China University of Petroleum,Qingdao 266580,China)

The welding software of SYSWELD was used to simulate the effects of wall thickness,pipe diameter and the pool size on the radial direction deformation during the in-service welding of pipeline.The results show that:the critical instantaneous maximum deformation,which will result in burn through pipeline,has time effect;the time reaching critical deformation increases with the increase of wall thickness,at some time,the deformation amount reduced.With the increase of pipe diameter,the radial direction deformation will increase at the same wall thickness;when the wall thickness is 4.5 mm,the smaller the pipe diameter is,the more easily the critical deformation is reached;when the wall thickness is 6 mm,the increase of pipe diameter will reduce the generation rate of critical deformation;when the wall thickness is 7.5 mm,the generation rate of critical deformation decreases with the increase of diameter from 254 mm to 508 mm,and at a pipe diameter range from 508 mm to 1016 mm,the generation rate increases with the increase of pipe diameter.The radial direction deformation of inner wall increases when the heat source is closer,and it reduces with the increase of wall thickness.And when the wall thickness is greater than 6 mm,the wall thickness no longer has significant effect on the radial direction deformation. The size of pool affects the radial direction deformation of weld repair,and the time reaching critical deformation reduces with the increase of pool size,which shows significant pool size effects.

in-service welding;gas pipeline;radial deformation;numerical simulation

TG 402

:A

1673-5005(2014)03-0117-06

10.3969/j.issn.1673-5005.2014.03.019

2013-12-11

国家自然科学基金项目(51074174);山东省自然科学基金项目(ZR2010EM041)

王勇(1964-),男,教授,博士生导师,主要从事新材料焊接技术、金属失效与表面改性及压力容器与管道安全工程的研究工作。E-mail:wangyong@upc.edu.cn。