X80钢补焊残余应力影响下的氢扩散模拟

孟不凡; 赵建平

doi:10.7512/j.issn.1001-2303.2023.06.13

焊接工艺 | 浏览量 : 156 下载量: 123 CSCD: 0

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专辑

X80钢补焊残余应力影响下的氢扩散模拟
Hydrogen Diffusion Simulation of X80 Steel under Residual Stress of Repair Welding
- 角色： First author 第一作者
- 机构：
  南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京 211816
  江苏省极端承压装备设计与制造重点实验室,江苏南京 211816
- 简介：孟不凡（1995—），男，硕士，主要从事管线钢补焊相关工作。
孟不凡
1 2 ，
- 角色： Corresponding author 通讯作者
- 机构：
  南京工业大学机械与动力工程学院,江苏南京 211816
  江苏省极端承压装备设计与制造重点实验室,江苏南京 211816
- 邮箱： jpzhao@njtech.edu.cn
- 简介：赵建平（1971—），男，教授，博士生导师，主要从事高端承压设备先进设计与制造的研究。E-mail：jpzhao@njtech.edu.cn。
赵建平
1 2
2023年53卷第6期页码：83-91
DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2023.06.13

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孟不凡，赵建平.X80钢补焊残余应力影响下的氢扩散模拟［J］.电焊机，2023，53（6）：83-91.

MENG Bufan, ZHAO Jianping.Hydrogen Diffusion Simulation of X80 Steel under Residual Stress of Repair Welding[J].Electric Welding Machine, 2023, 53(6): 83-91.
孟不凡，赵建平.X80钢补焊残余应力影响下的氢扩散模拟［J］.电焊机，2023，53（6）：83-91. DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2023.06.13.

MENG Bufan, ZHAO Jianping.Hydrogen Diffusion Simulation of X80 Steel under Residual Stress of Repair Welding[J].Electric Welding Machine, 2023, 53(6): 83-91. DOI： 10.7512/j.issn.1001-2303.2023.06.13.

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摘要

通过有限元软件ABAQUS建立了X80钢三维补焊模型，综合考虑焊接残余应力和组织不均匀性的影响，采用顺序间接耦合方法，对平板补焊的温度场、应力场和氢扩散进行耦合计算。研究了在不同补焊热输入条件下的补焊残余应力变化规律。结果表明：补焊后最大残余应力出现在补焊焊缝区域，横向残余应力S11应力峰值增加55%，纵向残余应力S22超过材料屈服强度。不同补焊热输入对S11影响较大。无残余应力影响时氢扩散呈现梯度分布，有应力影响时，氢在残余应力集中区域浓度较大，残余应力促进了氢的扩散和聚集。

译

Abstract

A three-dimensional repair welding model of X80 steel was established by using the finite element software ABAQUS. Considering the influence of welding residual stress and microstructure inhomogeneity, the temperature field, stress field and hydrogen diffusion of plate repair welding were coupled by using the sequential indirect coupling method. The variation of residual stress in repair welding under different heat input conditions was studied. The results show that the maximum residual stress after repair welding occurs in the weld zone, the peak stress of transverse residual stress S11 increases by 55%, and the longitudinal residual stress S22 exceeds the yield strength of the material. The S11 is greatly affected by different heat input of repair welding. When there is no residual stress, hydrogen diffusion presents a gradient distribution. When there is stress, hydrogen concentration is large in the residual stress concentration area, and the residual stress promotes the diffusion and enrichment of hydrogen.

译

关键词

X80钢; 补焊; 残余应力; 氢扩散

译

Keywords

X80 steel; repair welding; residual stress; hydrogen diffusion

译

0 前言

目前油气输送管线向着远距离、高输送压力、大口径趋势发展，X80管线钢因输送效率、铺设费用、结构强度等因素正逐渐取代X70钢，成为高压油气输送管线的主流钢种^［

1］。焊接是长输管线的重要连接工艺，焊接接头中往往会存在未焊透、夹杂、气孔、裂纹等缺陷。针对这些缺陷通常采用局部打磨再补焊的方法进行修复，以延长其服役寿命。而局部补焊产生的残余应力比初始焊更加复杂^{［参考文献 2

百度学术

2］}。有研究表明，氢在材料中的扩散和聚集，不仅与焊接接头组织不均匀性有关，也与应力集中有关^{［参考文献 3

百度学术

3］}。在焊接残余应力影响下，氢原子会向应力集中区域扩散并聚集，当局部氢浓度达到一定值时，很容易产生氢致开裂。因此，对管线钢补焊中产生的残余应力及钢中的氢浓度分布进行预测和控制具有重要的理论意义和工程价值。

译

近年来，越来越多的学者采用数值模拟方法研究焊接残余应力及氢扩散行为。P. Dong等^［

4］针对不锈钢管道环焊接头，研究了三种不同修复长度下的残余应力分布情况。沈利民等^{［参考文献 5

百度学术

5］}采用有限元软件ABAQUS对焊接接头焊缝区和热影响区补焊进行了数值模拟，得到了不同补焊位置残余应力的大小和分布。蒋文春等^{［参考文献 6

百度学术

6］}考虑焊接残余应力的影响，对氢扩散进行了模拟研究，但是将焊接接头作为均质材料处理。Zhao等^{［参考文献 7

百度学术

7］}以X80钢螺旋焊管为研究对象，对氢气输送过程中氢的动态扩散过程和扩散完成后氢浓度分布进行了数值模拟研究。严春妍等^{［参考文献 8

百度学术

8］}考虑预热温度和焊接热输入两个影响因素，对X80钢焊接接头中氢的扩散过程及分布进行了研究。

译

本文以X80钢平板补焊焊接接头为研究对象，采用ABAQUS建立数值模拟模型，分析补焊前后不同补焊热输入条件下的残余应力变化规律。以残余应力场为氢扩散分析的预定义场，考虑残余应力和焊接接头组织不均匀性的影响，探讨氢的扩散和聚集行为。

译

1 有限元模型的建立

1.1 几何模型和网格划分

对2块尺寸为200 mm×200 mm×22 mm的X80钢板进行平板对接焊。如图1所示，开V形坡口，单边坡口角度为23°±2°，钝边2 mm，对口间隙3 mm，初始焊道分为7层，其中打底焊1道，高度3.5 mm，填充焊的第1道高度为3.5 mm，其余焊道高度3 mm，

译

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图1 补焊几何模型

Fig.1 Geometrical model of repair welding

补焊在热影响区，焊道为1道，尺寸为80 mm×

译

8 mm×3 mm。

译

采用不均匀的网格划分方法，如图2所示，在焊缝及热影响区的网格相对细密，而距离焊缝较远处的网格相对稀疏，共48 316个节点，41 650个单元。温度场和氢扩散的计算采用三维八节点DC3D8单元，残余应力场采用C3D8R单元。温度场、应力场和氢扩散的计算均采用相同的节点和单元。

译

图2 网格划分及约束条件

Fig.2 Mesh division and constraint conditions

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1.2 有限元分析思路

对于残余应力诱导氢扩散的数值模拟过程分为三步：①对补焊有限元模型进行温度场的计算；②将温度场结果导入焊接残余应力分析中进行耦合计算；③将焊接残余应力场作为应力诱导氢扩散的预定义场进行顺次耦合计算。本文初始焊之后的补焊是通过ABAQUS中的“生死单元”技术来实现，即先将补焊区域单元“杀死”，去除其应力但保留其他单元应力，然后通过“生成”模拟补焊金属并施加双椭球热源，进行补焊模拟。

译

1.3 材料参数

由于焊接的高温作用，需要考虑材料性能参数随温度变化的情况。假设焊缝与母材材料相同。X80钢性能参数随温度变化如图3所示。其中，C_p为比热容，单位：10² J/（kg·℃）；k为热导率，单位：10 W/（m·℃）；α为线膨胀系数，单位：10^-5 ℃；μ为泊松比；ρ为密度，单位：10³ kg/m³；σ_s为屈服强度，单位：10² MPa；E为弹性模量，单位：10⁵ MPa。

译

图3 X80钢材料性能参数

Fig.3 Material performance parameters of X80 steel

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在计算残余应力诱导氢扩散的分析中，母材、焊缝及热影响区的氢扩散参数采用表1的值^［

9］。

译

表1 焊接接头各区的氢扩散参数

Table 1 Hydrogen diffusion parameters of different zones of welded joint

区域

扩散系数D

/（10^-6 cm²·s^-1）

浓度C₀

/（10^-6）

溶解度S

/（10^-11 Pa^-1/2）

母材

3.302

0.023 50

4.797

焊缝

5.315

0.016 65

3.399

热影响区

4.138

0.020 10

4.103

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考虑焊接残余应力诱导氢扩散的影响，应力梯度系数计算方法为：

译

$K_{σ} = \frac{C}{S} \frac{V_{H}}{R (T - θ^{Z})}$

（1）

式中　K_σ为应力梯度系数，单位：N/m^1/2； $V_{H}$ 为氢原子在钢中的偏摩尔体积，取值为2.0 cm³/mol；R为气体常数，通常取8.314 J/（mol·K）；T为温度，单位：℃；θ ^z为绝对零度，-273.15 ℃。

译

1.4 焊接工艺参数

表2、表3为焊接残余应力数值模拟计算所采用的初始焊和补焊焊接工艺参数。初始焊及补焊均采用焊条电弧焊方法，电弧热效率取0.8，基体预热150 ℃，层间温度控制在100~200 ℃^［

10］。

译

表2 初始焊工艺参数

Table 2 Initial welding parameters

焊道	电压/V	电流/A	焊接速度/（mm·s^-1）
根焊1	22	110	2
填充2~6	23	130	2.5
盖面7	23	120	2.2

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表3 补焊工艺参数

Table 3 Repair welding parameters

补焊热输入/（kJ·cm^-1）	电压/V	电流/A	焊接速度/（mm·s^-1）
11	23	120	2
14	24	150	2
17	25	170	2

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1.5 边界条件

在焊接温度场中，焊件初始温度设为20 ℃，模型外表面为对流换热和热辐射的边界条件，对流换热系数取10 W/（m²·℃），辐射率取0.85。

译

应力场模拟计算时，为了防止板材发生刚性位移，采用如图2所示的三节点法进行约束^［

11］。

译

在氢扩散分析中，表征边界条件的参数是氢活度 $\emptyset$ ，其计算方法为：

译

$\emptyset = \frac{C}{S}$

（2）

式中　 $\emptyset$ 为氢活度，单位：atm^1/2；C为氢浓度，单位：ppm；S为氢溶解度，单位：ppm/atm^1/2。

译

由于在焊接过程中氢的引入主要来源于焊缝处，因此通过设置模型焊缝处的氢活度 $\emptyset$ 来实现氢的引入^［

12］，即考虑钢在冶炼及焊接过程中残留在焊缝中的“内氢”，不考虑环境中的“外氢”。

译

1.6 模型验证

为验证焊接模型数值模拟的正确性，以葛华等^［

13］人对管道多道焊环向、轴向残余应力试验点为验证依据，采用文中提供的各项参数建立有限元模型，将模拟结果与其已测试验值进行对比，如图4所示。

译

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图4 有限元模拟与试验结果对比

Fig.4 Comparison of FEA and test results

2 残余应力分析

为更好地观察焊后残余应力的分布情况，从模型上取2条路径（见图1）。路径1位于补焊焊缝旁2 mm处且平行于焊缝方向；路径2位于板宽中心线且垂直于焊缝方向。根据三维坐标关系，定义垂直于焊缝中心线方向的焊接残余应力为横向残余应力S11，平行于焊缝中心线方向的为纵向残余应力S22，由于厚度方向残余应力S33值较小在此不做讨论^［

14］。

译

2.1 补焊前后残余应力对比

以补焊热输入为11 kJ/cm为例，对补焊前后的残余应力进行分析。图5~图7分别为补焊前后Mises残余应力、横向残余应力S11和纵向残余应力S22分布云图。由图4可知，初始焊Mises应力峰值位于焊缝中心为546.5 MPa，补焊后应力峰值达到573.6 MPa，增加了27.1 MPa，原因在于补焊区域周围固态金属的约束作用，阻碍了补焊区的热塑性变形，从而在冷却后残余应力增加。横向残余应力S11和纵向残余应力S22的应力峰值在补焊后均有明显的增加。

译

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图5 补焊前后Mises应力云图

Fig.5 Mises stress contour before and after repair welding

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图6 补焊前后S11应力云图

Fig.6 S11 stress contour before and after repair welding

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图7 补焊前后S22应力云图

Fig.7 S22 stress contour before and after repair welding

提取路径1、2的残余应力值绘成曲线图做进一步分析，图8~图10分别为补焊前后沿路径1、2的Mises、S11、S22残余应力分布情况。结果表明，沿路径1处，补焊区Mises应力峰值较初始焊有250 MPa的增幅，原因是补焊区受热膨胀变形增加，应力增加且路径1位于补焊区一侧2 mm处，距离初始焊缝相对较远，受初始焊影响较小，因此导致路径1处Mises应力有较大增幅。在邻近补焊区两端位置，由于补焊的加热作用^［

15］，使得残余应力得到了部分释放，应力较初始焊降低。注意到补焊起点位置残余应力低于补焊止点处，这是因为补焊起弧点最先受热且受热时间最长，后续焊缝对起点处有热处理效应，收弧处受周围固态金属约束，冷却后应力比起点处大。沿路径2处，初始焊Mises应力峰值为519.65 MPa，焊缝热影响区补焊后Mises应力峰值达到571.37 MPa，比前者增加了51.72 MPa。补焊区左侧Mises应力与初始焊变化趋势一致，残余应力只有小幅度增加，且越远离补焊焊缝增加幅度越小；补焊区右侧距离补焊焊缝中心线5~15 mm内，因补焊热源的加热作用，使初始焊位置残余应力得到一定程度的释放，应力降幅最大为36.89%。横向残余应力S11沿路径1处补焊前后变化规律与Mises

译

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图8 沿路径1、2处Mises残余应力

Fig.8 Mises residual stress along path1 and path 2

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图9 沿路径1、2处S11残余应力

Fig.9 S11 residual stress along path1 and path 2

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图10 沿路径1、2处S22残余应力

Fig.10 S22 residual stress along path1 and path 2

应力变化基本相同；沿路径2处，初始焊S11应力峰值位于焊趾处，最大值为335.33 MPa，补焊后应力峰值转移到补焊焊趾部位，最大值为521.91 MPa，增加了186.58 MPa，增幅55.64%。而在初始焊和补焊中心区域的S11应力均为最低，使得应力变化趋势近似“M”形。纵向残余应力S22在路径1处，初始焊影响较小，补焊后S22应力峰值达到524.14 MPa；路径2处初始焊S22应力峰值为574.13 MPa，补焊后达到662.50 MPa，增加了88.37 MPa，已超过材料屈服强度（590 MPa）。

译

2.2 不同补焊热输入的残余应力分析

建立补焊热输入为11 kJ/cm、14 kJ/cm、17 kJ/cm的补焊有限元模型，图11~图13分别为沿路径1、2处Mises、S11、S22残余应力分布规律。补焊热输入的增加对Mises应力峰值变化无太大影响。在热影响区附近，沿路径1处Mises应力随着热输入的增加有小幅度降低；沿路径2处Mises应力随着热输入的增加有小幅度增加。沿路径1处，横向残余应力S11随着热输入的增大应力降低，最大降幅79.82 MPa。沿路径2处在热影响区，S11残余应力随着热输入的增加有小范围的增加。纵向残余应力S22随着热输入的增加在补焊区及热影响区均无明显变化。

译

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图11 沿路径1、2处Mises残余应力

Fig.11 Mises residual stress along path1 and path 2

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图12 沿路径1、2处S11残余应力

Fig.12 S11 residual stress along path1 and path 2

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图13 沿路径1、2处S22残余应力

Fig.13 S22 residual stress along path1 and path 2

3 氢扩散分析

3.1 无残余应力影响下氢浓度分布

在无残余应力诱导时，氢的扩散主靠浓度梯度来实现。本文在焊缝处引入氢浓度作为初始条件，而平板边界处氢浓度为零，这样的浓度差将促使氢从焊缝中心向两边自由扩散，扩散时间设为1 000 h。

译

图14为氢扩散完成后的氢浓度分布云图，图15为沿路径2的氢浓度变化曲线图。路径1位于补焊焊缝旁2 mm处且平行于焊缝，即竖直方向上路径1处氢浓度是相同的（见图14），结合图15分析得出沿路径1处氢浓度相同均为0.017 3 ppm，初始焊缝和补焊焊缝因溶解度较低，扩散完成后氢浓度最低仅有0.016 6 ppm。由于热影响区氢溶解度大于焊缝处，氢在焊趾处聚集且达到最大氢浓度0.020 1 ppm。在氢扩散到母材与热影响区交界处时，因母材的氢溶解度最大，氢浓度增加，随后氢扩散呈现梯度分布，且距离焊缝越远氢浓度越低。

译

图14 氢浓度分布云图

Fig.14 Contour of hydrogen concentration distribution

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图15 沿路径2的氢浓度分布

Fig.15 Curve of hydrogen concentration distribution along path 2

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3.2 残余应力作用下氢浓度分布

在氢扩散的分析中，静水应力σ_h影响着氢浓度的分布，其值为三向主应力：横向应力S11、纵向应力S22、径向应力S33的平均值。图16为沿路径1、2处静水应力和氢扩散完成后的浓度分布。沿路径2处，氢浓度最大值为0.023 4 ppm，较初始浓度值提高了40.9%，位于热影响区边缘的母材区。补焊焊趾处存在最大静水应力为355.46 MPa，该处氢浓度为0.022 ppm。由此可见，在静水应力集中区域氢浓度富集，残余应力诱导下的氢浓度分布和静水应力分布规律基本一致，残余应力促进了氢在管线钢中的扩散和聚集。

译

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图16 沿路径1、2处静水应力及氢浓度分布

Fig.16 Hydrostatic stress and hydrogen concentration distribution along path 1 and path 2

3.3 两种状态对比分析

由图17可知，在有、无残余应力影响下氢的扩散存在着明显差异。路径1处，不考虑残余应力影响时，板材纵向各个区域的氢浓度均匀分布，而有残余应力诱导后，在补焊热影响区氢浓度增加，最终超过原焊缝初始浓度值。在路径2处，无残余应力时，母材处的氢扩散为递减趋势，氢浓度最大值在焊缝右侧热影响区边缘的母材处；有残余应力影响时，氢浓度最大值位于补焊热影响区边缘母材处，且两侧母材处氢扩散较快，氢浓度迅速减少并趋近于零。因此，残余应力对氢扩散的影响程度大于浓度梯度的影响。

译

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图17 沿路径1、2有无残余应力影响下氢浓度分布

Fig.17 Hydrogen concentration distribution along path 1 and path 2 with and without residual stress

4 结论

（1）X80钢在初始焊接后，焊缝中心处残余应力值较大，补焊后最大残余应力出现在焊缝补焊区域，横向和纵向残余应力均有所增加，由于热源的加热作用，在邻近补焊区两端残余应力得到了部分释放。

译

（2）不同补焊热输入条件下，Mises残余应力峰值变化不大。随着补焊热输入的增大，横向残余应力S11沿路径1处逐渐减小，沿路径2处在热影响区有小幅度增加，而纵向残余应力S22在补焊区及热影响区均无明显变化。

译

（3）无残余应力影响时，氢浓度在纵向区域均匀分布，横向氢扩散呈现递减趋势。有残余应力诱导下，氢在静水应力集中区富集，其扩散规律与静水应力变化基本一致，焊接残余应力促进了氢的扩散和聚集。

译

参考文献

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摘要

Abstract

关键词

X80钢补焊残余应力氢扩散

Keywords

X80 steelrepair weldingresidual stresshydrogen diffusion

references

隋永莉. 国产X80管线钢焊接技术研究［D］.天津：天津大学，2008.

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