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天然气作为一种安全可靠、经济实惠的清洁能源在国内外应用广泛. 相比于传统交通运输方式，管道运输能极大提高安全性和降低运输成本[1]. 但天然气管道长时间埋藏在地下，腐蚀、自然灾害和人为损伤等因素造成天然气泄露时有发生，带来安全隐患[2].
在役修补焊接技术，是在不停止供应天然气的情况下带压修复管道，既能保证天然气运输的连续性，又提高效率[3]. 但是焊接过程中管道内仍有天然气流动，容易产生因熔池底部未熔化材料强度不足以及承受天然气内压的问题，导致泄露乃至爆炸的发生，工作人员的安全以及管道正常运行会受到严重威胁[4].
目前，管道在役修补的方法主要有两大类，一种为套管修复，即将两个半圆管道套在待修补的管道外面，进行对接. 这种方式仅适合于修补还未发生泄露的管道，修补过程中将两个管道对接的同时还需将四周进行焊接，焊缝数量较多，不仅成本较高，而且会产生较大的残余应力以及焊接变形. 第二种在役修补是引流补焊的方式[5]，即将泄露处的天然气通过引流管道输送到远处排放，再焊接补板. 补板焊接完成后撤掉引流管道，并关闭引流阀门，天然气依然从主管道通过. 在实际应用过程中，工作人员需要在天然气管道刚发生泄漏时即对其进行修补，此种情况下可使用第二种修补方式.
焊接补板过程中，熔深控制至关重要. 为指导实际的补焊工艺，避免熔深过大造成安全隐患，采用MSC·Marc软件对补焊过程进行数值模拟，研究补焊电流为220 A时温度场的分布特征；分析焊缝区域等效残余应力分布以及管道的变形情况.
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数值模拟过程中所用管道外径为314 mm，壁厚为7 mm；圆形修补盖板直径为100 mm，厚度为7 mm. 在不影响焊接温度场以及应力场结果的情况下将模型进行简化，在管道径向选取1/2，并包含封闭焊缝的模型进行研究，实体模型如图1所示.
图 1 天然气管道实体模型
Figure 1. Schematic of the natural gas pipe
模拟中网格类型采用八节点六面体单元HEX(8)，84号单元(full & herrmann formulation). 图2为三维网格划分，图2a为三维实体网格，为获得精确解，焊缝区域的单元尺寸设定为1.5 mm；远离焊缝区域受热影响较小，因此网格尺寸较大. 图2b所示为管道轴向横截面以及焊缝区域网格的局部放大.
图 2 三维网格划分
Figure 2. Schematic of mesh generation
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文中天然气管道的材料为Q235钢，材料属性引用文献[6]的数据. 因高温下材料热物理性能难以获得，因此大部分学者采用线性插值的方式将低温下的材料属性外延，获得随温度变化的热物理性能[7].
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热源模型的选择与建立会对计算结果产生直接影响. 热源移动过程中沿焊缝将热量施加于待焊工件上，在时间和空间上会形成大梯度温度场. 高斯热源在深度方向通过热传导的方式向下传递热量，难以保证计算精度. 因此文中采用双椭球热源进行计算，以求获得更加精确的结果[8]. 前半部分椭球内热源分布为
$$q\left( {x,y,\textit{z}} \right) = \frac{{6\sqrt 3 {f_1}Q}}{{{\text π} {a_1}bc\sqrt {\text π} }}\exp \left( { - 3\left( {{{\left( {\frac{x}{{{a_1}}}} \right)}^2} + {{\left( {\frac{y}{b}} \right)}^2} + {{\left( {\frac{\textit{z}}{c}} \right)}^2}} \right)} \right)$$ (1) 后半部分椭球内热源分布为
$$q\left( {x,y,\textit{z}} \right) = \frac{{6\sqrt 3 {f_2}Q}}{{{\text π} {a_2}bc\sqrt {\text π} }}\exp \left( { - 3\left( {{{\left( {\frac{x}{{{a_2}}}} \right)}^2} + {{\left( {\frac{y}{b}} \right)}^2} + {{\left( {\frac{\textit{z}}{c}} \right)}^2}} \right)} \right)$$ (2) 式中：
$Q$ 为焊接功率；$a$ ，$b$ ，$c$ 为双椭球参数；${f_1}$ ，${f_2}$ 为前后椭球热量分布函数，${f_1} + {f_2} = 2$ .焊接过程中热源以热传导的方式将热量传递给焊件，热量损失主要以热辐射与热对流为主. 被焊工件与外部环境存在温差，焊缝区主要以对流方式散热为主，辐射散热并不显著. 为计算方便，在模拟中将工件的热辐射与热对流结合. 管道外表面与空气对流散热，取散热系数为40 W/(m2·℃)；因模拟的是在役修补焊接过程，管道内部仍存在天然气输送，流动的天然气会带走一部分热量，因此内表面的散热系数高于外表面，将其对流系数设置为200 W/(m2·℃).
力学边界条件设置位移约束主要是限制结构在x，y，z三个方向的位移和转动6个自由度. 因此，不能轻易限制某个面或某条线的自由度，将影响到应力场最终结果的真实性. 但可以通过限制某些节点的自由度来达到控制整体位移的效果，且不影响最终应力场分布. 在计算焊接过程中的内应力时，一般不考虑外载荷力和体积力，如重力等可忽略不计，只考虑热应力的作用. 此时的约束条件通过限制节点位移来表达[9]. 在模拟中，约束被焊工件6个方向的自由度以限制工件的位移. 选取图2a中的节点1，约束x，y，z三个方向的位移；在模型的右边对称处选取节点2，约束y，z平面方向的位移，同时限制了该方向的旋转；最后选取节点3，约束y方向，限制x方向的旋转.
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根据实际焊接的温度测量值和熔池横截面确定热源的参数. 图3为实际焊接与模拟结果中熔池形貌对比. 图3a中实际焊缝的宽度、深度分别为7和2.5 mm. 根据熔池表面形貌将热源的前侧与后侧长度分别设置为5和15 mm，焊接功率为3 850 W. 从图3中可知，模拟所得的熔池横截面形貌与试验中所得结果基本吻合.
焊接过程中使用热电偶进行温度测量，测温点位置位于筒壁距离焊缝10 mm处. 试验中测得的温度峰值为805.8 ℃. 模拟中相同位置的峰值温度为839.7 ℃，与实测温度值误差为4.21%，在允许范围之内，因此热源的选择以及对流系数的选择是合理的.
图 3 试验与模拟熔池形貌
Figure 3. Morphology of molten pool
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图4所示为焊接87.86 s后试件的温度分布云图.热源围绕盖板移动时，热源到达位置温度迅速上升. TIG焊热源集中，因此焊缝处温度较高；随着热源向前移动，焊缝处热量向周围传递，因此温度逐渐下降. 此外，从图中可看出盖板温度高于外侧管道温度，原因是同时盖板散热速率较慢，产生了较大的温度累积.
图 4 焊接87.86 s时温度场分布
Figure 4. Temperature field distribution at welding time of 87.86 s
图5为焊缝外表面温度循环曲线. 在远离起弧和收弧选取特征点，点1位于焊缝中心；点2位于盖板上距焊缝中心6 mm；点3为管道上距焊缝中心6 mm. 由曲线1的温度变化可知，热源到达该点时温度迅速升高；热源经过后，由于热传导及热损失导致温度逐渐下降. 温度的迅速上升是因为焊缝处的网格采用生死单元技术，当热源没有到达该位置时，材料未被激活，因此前一段温度没有显示. 当热源经过时，材料被激活的同时，温度迅速上升. 由曲线2和3可以看出，在焊接过程中焊缝处的温度高于其它位置，焊缝内侧盖板的温度要高于焊缝外侧的管道.
图 5 天然气管道外表面节点温度循环曲线
Figure 5. Temperature curves of points at the outer side of the pipe
在役修补焊接时管道内的天然气仍然在运输，因此分析管道内表面的温度分布尤为重要. 在峰值温度时刻管道材料的屈服强度不能低于其内部天然气的压力. 因此在焊缝处的内表面位置，以及焊缝两侧6 mm处的盖板与管道上选取特征点(图6)，并读取特征点的温度变化，其结果如图7. 此过程中所使用的焊接电流为220 ~ 260 A，焊接速度均为3.0 mm/s. 图7a结果表明，焊缝内表面位置(图6中点1)的温度最高，在焊接电流为220 A时管道内表面峰值温度为1 131 ℃，未超过管道熔点. 此温度对应材料的屈服强度约为19 MPa，远大于管道内的气压0.2 MPa，因此该电流下焊接管道是安全的.
图 6 管道内表面温度循环曲线采集特征点
Figure 6. Positions of characteristic points
图7b为不同电流下焊缝内表面(图6中点1)最高温度循环曲线. 随着焊接电流的增加，焊接热输入增加，特征点1处的温度峰值不断升高. 当焊焊接电流达到240 A时，温度峰值为1 292 ℃，焊接过程稍有偏差极易接近Q235钢的熔点1 493 ℃，引起焊透缺陷. 当焊接电流达到260 A时，管道内壁峰值温度已达1 524 ℃，焊透缺陷难以避免. 所以选择焊接电流为220 A
图 7 管道内表面特征点温循环曲线
Figure 7. Temperature curves of typical points inside the pipe
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图8所示为焊后等效残余应力分布. 由图可见焊接残余应力基本呈对称分布状态，最大应力在焊缝及其周围位置. 焊缝两侧向外等效残余应力逐渐减小. 对于封闭环焊缝，起弧、收弧位置重合，属于焊接的非稳态区，因此该点附近区域等效残余应力分布与焊缝其它位置有所不同. 图8b为焊缝起弧、收弧位置局部放大. 可以看出焊缝末端的等效残余应力相比其它位置要明显大，这是因为该位置受到起弧、收弧的两次热循环作用，此处的热积累高于其它位置，热影响区面积也随之增加. 除此之外，因焊缝的起弧端有材料存在，焊接完成时此处材料的膨胀与收缩受到影响，因此该位置的等效残余应力相比与其它位置有所降低.
图 8 焊后残余等效应力分布
Figure 8. Stress after welding
图9所示为等效残余应力沿盖板径向的分布情况. 等效应力在焊缝中心位置最大，原因是焊缝区域受热影响最大，产生的残余热应力最明显. 盖板处由于受到热积累的作用，温度高于管道区域，因此会有残余应力的产生. 远离焊缝区域的管道受热影响较小，残余应力值随之距离的增加逐渐减小至0.
图 9 管道轴向外表面残余应力分布曲线
Figure 9. Residual stress after welding
选取焊缝表面及两侧的特征点分析等效应力的演变过程. 焊缝处的网格采用生死单元技术，在热源到达特征点之前，焊缝材料没有被激活，此时的等效应力没有显示；焊缝材料被激活后，等效应力极剧增加，最后达到稳态. 焊接过程中，焊缝的金属由于受到高温以及周围金属的约束作用，自由变形受到限制，产生压缩塑性变形. 在降温阶段，焊缝周围的金属收缩，受到与之相反的拉应力作用，因此在曲线中显示的等效应力呈先上升后下降的趋势. 焊缝区域温度较高；越靠近焊缝处，温度越高，产生的塑性变形也越大，因此图10中距焊缝中心20 mm的应力的应力整体上要大于距焊缝中心40 mm的应力.
图 10 应力演变过程
Figure 10. Stress evolution process
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图11为焊后总体变形情况. 从图中可以看出焊缝位置的变形较大，起弧与收弧重合位置处的变形量最大，为1.79 mm，其原因是该位置在焊接过程中受到两次热循环作用. 盖板周围的焊缝相对于整个管道来说尺寸相对较小，可以近似看成局部小区域的焊接，因此管道沿轴向的变形对称.
图 11 焊后总体变形规律
Figure 11. General deformation map after welding
图12为管道焊后径向残余变形方向，图中箭头表示变形方向. 可以看到盖板区域发生了收缩变形；同时，由于两次热循环存在的预热作用，导致靠近收弧端的盖板变形较大. 管道整体变形沿着径向凸起.
图 12 管道径向变形及其方向(放大10倍)
Figure 12. Radial deformation and its direction (magnified by 10 times)
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(1) 在焊接过程中，焊缝两侧的温度分布不均匀，内侧的温度低于外侧. 由于经历了两次加热，与起弧位置重合的收弧端的温度峰值要高于焊缝的其它位置.
(2) 当焊接电流为220 A时，管道内壁峰值温度为1 131 ℃，未达到管道材料的熔点；此温度下材料的屈服强度约为19 MPa，管道内天然气压为0.2 MPa，因此不会导致补焊区域失效.
(3) 等效残余应力最大值出现在焊缝中心处，焊接电流220 A下峰值达到212.3 MPa. 封闭焊缝起弧与收弧位置重合，该位置及其附近的等效残余应力值高于焊缝的其它位置.
(4) 管道残余变形峰值出现在焊缝的收弧区域，最大值1.79 mm，为收缩变形.
Numerical simulation on in-serve welding of natural gas pipeline
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摘要: 文中采用MSC·Marc软件对天然气管道在役修补焊接过程进行数值模拟. 采用的焊接方式为钨极惰性气体保护焊. 焊接过程中熔池底部未熔化材料受高温后强度降低，管道内部的压力易导致其失效. 温度场分析结果表明，当焊接电流为220 A时，管道内壁温度峰值为1 131 ℃，低于管道材料的熔点，该温度下材料的屈服强度远高于管道内压. 当焊接电流介于240~260 A范围时，容易发生焊透缺陷. 盖板周围为封闭环焊缝，其应力场相比于直焊缝较复杂，模拟结果显示其等效残余应力分布不对称，在焊缝的收弧区域出现峰值，220 A焊接电流下为212.3 MPa. 盖板沿着管道径向方向发生收缩变形，最大变形量为1.79 mm.Abstract: During the in-service welding of natural gas pipeline, large depth of molten pool can result into low strength of the un-melted material at the bottom of the molten pool. The pipeline will fail if it cannot bear the inner gas pressure. To avoid this, this work used MSC∙Marc software to simulate the in-service welding of natural gas pipeline. Tungsten Inert Gas (TIG) Welding was employed. The simulation result of the temperature field showed that the peak temperature of the inner wall of the pipe was 1 131 °C under a welding current of 220 A and did not exceed the melting point of the pipe material. Under this temperature, the yield strength of the material was 19 MPa, which was higher than the gas pressure inside the pipe. Burnthrough easily appeared when the welding currents ranged from 240-260 A. The surrounding of the cover plate was a closed ring weld. The stress field was more complicated than that of the straight weld. The results showed that the residual stress distribution was asymmetrical and its peak value was 212.3 MPa under the welding current of 220 A. The maximum deformation of the cover was 1.79 mm.
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Key words:
- in-serve welding /
- numerical simulation /
- temperature field /
- residual stress /
- deformation
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图 4 焊接87.86 s时温度场分布
Figure 4. Temperature field distribution at welding time of 87.86 s
图 5 天然气管道外表面节点温度循环曲线
Figure 5. Temperature curves of points at the outer side of the pipe
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