含气孔缺陷的管道环焊缝应力分析

李 燕，帅 健*，隋永莉，许 葵

1 中国石油大学(北京)机械与储运工程学院，北京102249

2 中国石油天然气管道科学研究院，廊坊 065000

含气孔缺陷的管道环焊缝应力分析

李 燕1，帅 健1*，隋永莉2，许 葵1

1 中国石油大学(北京)机械与储运工程学院，北京102249

2 中国石油天然气管道科学研究院，廊坊 065000

焊接质量控制是油气管道安全运营的重要保障。对于高强钢管道，焊接缺陷的尺寸控制是当前管道施工中的瓶颈问题。在管道对接焊这一关键施工环节中，环焊缝气孔缺陷的形成实难避免。为了研究其尺寸控制指标的适用性，根据实际管道环焊缝的坡口形状和热影响区材料的软化现象，建立了非线性有限元分析模型。以管道设计标准为依据，确定了管道环焊缝应力分析的极端载荷条件，并采用基于流动应力的失效判据，对含气孔缺陷的管道环焊缝进行了应力分析。结果表明，不同径向位置气孔的管道环焊缝应力水平相当，X90钢级管道对环焊缝气孔缺陷的容限能力低于X80钢级管道，现行标准中关于气孔缺陷的3 mm尺寸控制指标适用于X80和X90钢级环焊缝管道。

环焊缝管道；气孔缺陷；极端载荷条件；应力分析；缺陷尺寸

0 引言

环焊缝焊接是管道施工建设中的关键环节[1]，受焊接工艺和外界环境的影响，金属在熔化和凝固过程中不可避免的会产生滞留气体，进而形成气孔缺陷[2-4]。气孔是管道环焊缝中常见的体积型缺陷，不仅会减小管道环焊缝的真实截面面积、降低气密性[3-4]，还会引发材料强度和韧性下降[5-7]，引起局部区域应力集中，削弱管道环焊缝的抗变形能力。尤其是当气孔缺陷的尺寸达到一定极限时，会在气孔截面处发生以脆性断裂为主导的失效[7-9]，对管道的安全运营构成威胁。因此，分析气孔缺陷对管道环焊缝结构应力状态的影响，并以此为依据来确定管道环焊缝质量控制指标是至关重要的。

目前对焊缝气孔缺陷的研究主要集中于形成机制及控制措施[10-13]。在小尺寸试验中，可以通过人工植入缺陷的方法阻碍焊接，在特定条件下形成气孔缺陷[14]，但是却无法观测气孔缺陷周围的应力分布。为了准确描述气孔缺陷周围应力场的分布情况，逐渐开始用有限元模拟方法研究结构的微观缺陷对宏观力学行为的影响[15-18]，但此类研究仅局限于在微观尺度范围内探讨夹渣和气孔缺陷。对于管道中的焊缝气孔缺陷，标准API Std 1104和SY/T 4109仅在尺寸控制方面做出了规定。然而，随着长输管道朝着大口径、薄壁、高压力的方向发展，高钢级管线钢的应用对管道环焊缝的质量控制提出了更高的要求[19]。针对高强钢管道的焊缝缺陷，熊庆人等[20]使用二维有限元模型，分析了缺陷尺寸和焊缝强度匹配系数对应力的影响。但是，二维模型不足以反映环焊缝管道中气孔缺陷的三维特性。

鉴于高强钢管道环焊缝质量控制对确保管道安全十分重要，而现有研究较少涉及含气孔缺陷的管道环焊缝应力分析，缺乏针对高强钢管道环焊缝气孔缺陷尺寸控制的技术依据。本文根据工程实际中管道环焊缝的坡口形状及热影响区材料的软化现象，建立了环焊缝气孔缺陷管道的数值计算模型。依据3种载荷条件下的模拟结果，分析了气孔缺陷对管道环焊缝应力场分布的影响，评价了现有标准中气孔缺陷尺寸控制指标的适用性，对合理控制管道环焊缝焊接质量有一定的参考依据。

1 有限元模型

1.1 焊接坡口尺寸及形状

本文研究的管道尺寸为φ1 219×16.3 mm，焊接方式为半自动焊，焊接坡口尺寸及对应的焊缝截面形状如图1和2所示。从焊缝的截面图中可以看出材料被分成了多个区域，这是由于在焊接过程中，受到较高的热输入作用，材料的晶粒组织和性能发生明显的变化[21]，引起不同性能材料的分区。中间部分是由填充金属和母材发生熔化凝固形成的焊缝区，两端部分是焊接过程中材料未受影响的母材区，介于管道环焊缝区和母材区之间的部分金属是热影响区，由焊缝金属临近的部分母材被焊缝区金属的高温加热后形成。根据图1中的坡口尺寸，将焊缝背面与母材交界处的焊根宽度取为4 mm，焊缝表面与母材交界处的焊趾宽度取为16 mm，热影响区宽度取为焊趾和焊根宽度的平均值，近似为3 mm。在焊缝表面处有超出焊趾连线高度1 mm的熔敷金属，这是为了增加焊缝截面积，提高承载能力而形成的余高，在本文分析中对此加以考虑。关于气孔缺陷的尺寸，美国的API Std 1104标准中规定单个气孔缺陷的尺寸不能超过3 mm和管道壁厚的25％。我国的SY/T 4109标准借鉴了API标准的这项要求。限定单个气孔直径不能超过3 mm。本文中的气孔直径取为3 mm。

图1 焊接坡口尺寸(mm)Fig. 1 Size of weld(mm)

图2 焊缝截面形状Fig. 2 The shape of cross section of weld

1.2 网格划分

使用ABAQUS大型有限元分析软件进行建模，近似认为气孔缺陷呈规则的球形并位于管道环焊缝的中间位置。管道相对于气孔中心所在的横截面和纵截面对称，故可取1/4管道进行建模分析。采取20节点六面体单元对模型进行网格划分。由于气孔周围应力梯度变化较大，在气孔周围进行网格细化，而对于管道远端，由于距离气孔较远，网格划分相对较为稀疏，有限元模型如图3所示。

1.3 材料参数

材料在焊接时会受到多次热循环的作用，引发焊缝及其与母材相邻区域材料的力学特性变化。在实际工程应用中，使用焊缝强度匹配系数来表征材料由于焊接作用而发生的这种不均匀变化，该系数可以通过试验测试得到。为了了解X80、X90钢级管道环焊缝的强度配合情况，对多组管道环焊缝试件进行了试验测试，以获取试件中焊缝、母材、热影响区3个部分材料性能的变化规律。测试结果显示焊缝的屈服极限较母材高10％～12％，呈现高匹配系数焊接。采用这种焊接系数施焊可以充分利用管道环焊缝的抗变形能力。而热影响区在焊接热循环的作用下引起材料的微观结构变化，形成软化区[22]，导致强度与韧性下降。与母材区材料相比，该部分材料的屈服极限下降了2％～10％。

基于试验测试得到的焊缝强度匹配关系，本文以高匹配系数1.1进行计算，即焊缝区材料的强度比母材区高10％，热影响区材料的强度比母材区低10％。采用式(1)所示的R-O本构关系式来描述材料的应力-应变变化规律。

图3 数值计算模型Fig. 3 Finite element model

管材级别为X80和X90，屈服极限sσ和强度极限bσ取为API-5L中规定的最低值。在单向拉伸试验中，材料达到强度极限时的拉伸载荷需要满足关系式

式中，F为试验时拉伸载荷，N；A为试件横截面面积，mm；σ为真实应力，MPa。

对(2)变形后可得

由体积不变原理得

将上式带入(1)式中即可根据sσ和bσ确定参数α和n，各部分材料参数如表1所示。

表1 材料参数表Table 1 material parameters

2 环焊缝载荷条件

对含气孔缺陷的管道环焊缝进行应力分析，需要建立载荷条件。首先，考虑到设计压力是运行过程中可能产生的最高压力，所以将设计压力下管道的内压确定为计算分析的基本载荷。其次，根据管道设计规范GB50251，使用最大剪应力破坏理论对管道环焊缝进行强度校核，强度条件为

式中，Tσ表示Tresca强度理论的当量应力，MPa；1σ表示最大主应力，MPa；3σ表示最小主应力，MPa。

管道在运行过程中处于两向应力状态，内压使环向产生拉伸应力hσ，而轴向应力aσ既存在压缩应力的情况，也存在拉伸应力的情况。由此确定在基本载荷作用下的拉、压两种极端载荷条件。

当管道的轴向应力为压缩力(aσ＜0)时，由：

可得：

相应的轴向应力为：

即，管道轴向受压的极端载荷条件为设计压力与0.18sσ的轴向压应力的叠加。

当管道的轴向应力为拉伸力(aσ＞0)时，由：

可得：

即，管道轴向拉伸极端载荷条件为设计压力和0.9sσ的轴向拉应力的组合。

基于上述讨论，本文的应力分析在以下3种载荷条件下进行。

(1)基本载荷条件：设计压力12 MPa的内压；

(2)极端压缩载荷条件：设计压力12 MPa的内压与0.18sσ轴向压缩应力的叠加；

(3)极端拉伸载荷条件：设计压力12 MPa的内压与0.9sσ轴向拉伸应力的叠加。

3 失效判据

合理地确定失效判据需要对应力状态及材料性能加以考虑。从应力状态的角度看，管道处于多向应力状态，其失效不再由单一的应力分量控制，而是受多向应力的影响，应当使用多向应力状态下的强度理论。在传统的强度理论中，von Mises强度理论考虑了3个主应力的影响，更加符合试验结果，所以本文应力分析取von Mises等效应力进行判定。

从材料性能的角度来看，塑性材料应力应变的关系是非线性的，随着塑性变形增大，材料抵抗塑性变形的能力也有所增加。Hahn等[23]考虑了材料的这种应变硬化特性，提出了流动应力的概念，并按照应力水平的高低，将流动应力的上下限定义为材料的强度极限和屈服强度。对于高钢级管道，材料性能提高的同时，管道的应力水平也有所增大，一般情况下，流动应力取为屈服强度和强度极限的平均值。

就缺陷类型来说，气孔属于制造环节产生的初始缺陷，所以，在本文的应力分析中，采用基于流动应力的失效判据对含气孔缺陷的管道环焊缝进行评估，既能有效利用材料，又可以保障结构安全。

图4 基本载荷条件下气孔缺陷周围的von Mises等效应力云图Fig. 4 The von Mises stress distribution of pipe under base loading condition

4 结果分析

4.1 应力分析

根据第2节确定的基本、极端压缩和极端拉伸载荷条件，分别对管道进行有限元模拟。图4、5和6分别表示3种载荷条件下气孔缺陷周围的von Mises等效应力云图。从图中可以看出气孔会导致孔边应力明显增大，但影响范围限制在气孔周围较小的区域，不会扩展到管道环焊缝内外表面，而管体其余部分的应力场分布均匀，在3种载荷条件下均未达到屈服。管道在基本载荷12 MPa的设计压力作用下，内压引起管体膨胀，最大等效应力产生于管道纵向对称面的气孔边缘处。管道在设计压力12 MPa与0.18倍屈服强度的轴向压应力组合的极端轴向压缩载荷作用下，由于管道在轴向压缩载荷和内压的同时作用下发生膨胀，此时最大等效应力有小幅增长，但位置仍然位于纵向对称面的气孔边缘。管道在设计压力12 MPa与0.9倍屈服强度的轴向拉应力组合的极端轴向拉伸载荷作用下，轴向拉应力对管道的作用超过内压引起的环向应力的作用，管道最大等效应力的位置转移至横截面上的气孔边缘处。各个载荷条件下管道的最大等效应力值与远端管体的平均应力值如表2所示，根据本文中所确定的失效判定准则，3种载荷条件下的最大von Mises等效应力均未超过失效判据规定的流动应力。除气孔局部区域应力增大外，管体其余部分的应力水平还都处于弹性范围内，说明对X80和X90钢级环焊缝管道来说，直径为3 mm的气孔缺陷是可以接受的。

图5 极端轴向压缩载荷条件下气孔缺陷周围的von Mises等效应力云图Fig. 5 The von Mises stress distribution of pipe under extreme compressive loading condition

图6 极端轴向拉伸载荷条件下气孔缺陷周围的von Mises等效应力云图Fig. 6 The von Mises stress distribution of pipe under xtreme etensile loading condition

4.2 气孔位置的影响分析

为了分析气孔位置对管道应力状态的影响，以管壁横截面中线为界限分别建立位于中线内侧和外侧的气孔缺陷。两种位置气孔缺陷管道的应力分布与焊缝中部气孔类似，气孔会导致气孔周边发生明显的应力增大，但影响范围较小不会扩展到管道环焊缝内外表面，管道其余部分应力场分布均匀，均未进入屈服。由表3的结果可以看出，内侧气孔的最大等效应力比外侧气孔稍高，但幅度不超过2％。这表明在焊缝中心界面处，沿径向气孔位置的变化对气孔局部及管体的应力分布几乎没有影响，气孔位置的影响可以忽略。

表2 管道中不同位置处的von Mises 应力Table 2 The von Mises stress of pipe

表3 不同位置气孔缺陷管道的等效应力对比Table 3 The comparison of von Mises stress

4.3 不同钢级管道对比

对表4中所列出的X80和X90钢级管道中的最大von Mises等效应力与流动应力的比值对比可以看出，随着管材钢级的升高，管道外径增大、壁厚减薄，导致管道的环向应力水平升高，在这些因素的共同作用下，X90钢级管道环焊缝对气孔缺陷的容限能力较X80钢级管道有所降低，并且已接近于失效判据所确定的流动应力参考值。

表4 等效应力与流动应力比对比表Table 4 The comparison of stress ratio

5 结论

本文针对管道环焊缝中最常见的气孔缺陷，以真实的焊接坡口尺寸为建模依据，结合热影响区材料的软化，建立了三维有限元模型，分析了3种载荷条件下气孔缺陷对管道环焊缝应力场分布的影响，由此得到了以下结论：

(1)气孔缺陷会引起焊缝局部应力增大，其位置与载荷条件有关，但均未扩展至管道环焊缝的内外表面。在基本载荷和极端压缩载荷条件下，由内压引起的环向应力占主导作用，纵截面上气孔边缘处的应力增大最为显著。而当管道在极端拉伸载荷条件下，拉应力的作用超过内压引起的环向应力作用时，应力最显著的位置转移至横截面上的气孔边缘处。

(2)对内、外侧及管壁中间位置的气孔进行应力分析发现，沿径向的气孔位置变化不会显著影响气孔周围的应力水平，气孔径向位置的影响可以忽略。

(3)对高匹配0.72设计系数的X80和X90钢级环焊缝管道，在拉伸、压缩极端载荷条件下，管道的最大等效应力均未超过失效判据规定的流动应力。因此3 mm的气孔缺陷尺寸控制指标适用于X80和X90钢级管道。

(4)管道钢级提高后，管道的外径相应增大、壁厚也有所减薄，材料与几何尺寸的变化共同引起管道环向应力水平的提高，在这些因素共同作用下使得高钢级管道的缺陷可接受水平降低。

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Stress analysis of circumferential pipeline weld seams with pore defects

LI Yan1, SHUAI Jian1, SUI Yongli2, XU Kui1
1 China University of Petroleum-Beijing, Beijing 102249, China
2 China Petroleum Pipeline Scientifc Research Institute, Langfang 065000, China

Welding quality control plays an important practical role in the safe operation of oil and gas pipelines. Especially for high grade pipelines, dimensional control of welding defects is the bottleneck problem in pipeline construction. During the important construction welding process, pore defects are one of the most unavoidable welding problems. To evaluate the applicability of standards specifying pore dimensions, non-linear fnite element analysis models of circumferential pipeline weld seams with pore defects were modeled by considering the real structure of the welding seam and the softening of the heat affected zone. Based on the conventional strength theory for pipeline engineering design, three loading conditions of stress analysis are defned. The stress analyses are investigated based on the fow stress failure criterion. The results showed that the effect of the location along the wall thickness of the pipe is not so signifcant, and compared with X80 grade line pipe, the tolerance of pore defect size in X90 grade line pipe is stricter. A 3 mm pore diameter is acceptable for X80 and X90 circumferential pipeline weld seams.

circumferential pipeline weld seam; pore defect; extreme load condition; stress analysis; defect dimension

2016-11-15

国家科技支撑计划项目(2015BAK16B02)资助

10.3969/j.issn.2096-1693.2016.03.037

(编辑 马桂霞)

李燕, 帅健, 隋永莉, 许葵. 含气孔缺陷的管道环焊缝应力分析. 石油科学通报, 2016, 03: 417-424

LI Yan, SHUAI Jian, SUI Yongli, XU Kui. Stress analysis of circumferential pipeline weld seams with pore defects. Petroleum Science Bulletin, 2016, 03: 417-424. doi: 10.3969/j.issn.2096-1693.2016.03.037

*通信作者, shuaij@cup.edu.cn