浙江至德鋼業有限公司研究不銹鋼焊管高頻電阻焊接后的殘余應力值和分布規律，以及焊接速度和擠壓量等焊接參數對殘余應力的影響。方法是通過有限元計算的方法施加移動面熱源和移動擠壓輥，來模擬高頻電阻焊的加熱和加壓過程，并用小孔法測量了高頻電阻焊后連續鋼管的殘余應力值。結果 對比計算的和實際的焊縫尺寸，均是內壁處為0.2 mm，壁厚中間部位為0.1 mm，內壁凸起高度為1.0 mm，寬度為2.1 mm，驗證了有限元模型的準確性。計算得到的高頻電阻焊后在焊縫處的軸向殘余應力較大，在400~500 MPa之間；環向殘余應力較小，在?100~200 MPa之間，與小孔法測量的殘余應力一致。結論是不銹鋼焊管的焊縫附近的殘余應力主要由不均勻加熱引起，遠離焊縫處的殘余應力主要由擠壓引起。熱源與擠壓輥間距離和焊接速度增加會導致焊縫附近的殘余應力增加；擠壓量增加和焊接功率增加會導致焊縫附近的殘余應力降低。

 管道運輸具有運量大、效率高、消耗小、成本低、見效快、全封閉化、環境適應性強及便于管理等優點，是目前較為理想的能源運輸方法，鋼管具有中空截面，被廣泛用于石油、天然氣及其他液氣體的管道運輸。不銹鋼焊管是一種纏繞在卷筒上的無螺紋連接的長油管，可使用在鉆井、開發、測井和海底管線等石油鉆采業。使用不銹鋼焊管可降低鉆井作業成本，提高自動化水平，還可用于高壓油層和欠平衡壓力鉆井中。欠平衡狀態可以避免地層損害，避免油藏損壞和減少環境污染。另外，連續油管不需要連接單根油管，減少了由于連接處破壞而造成的鉆井事故，節省了起、下鉆時間，縮短了鉆井周期。連續油管直徑小，可用于小眼井、老井側鉆和老井加深，可邊采邊鉆，節約時間成本。自20世紀60年代以來，不銹鋼焊管在石油工業中的應用越來越廣泛，在引進和開發不銹鋼焊管技術中的硬件設施的同時，應該關注連續油管的應力、彎曲和疲勞等力學性能。焊接后的連續管在作業過程中易受到殘余應力等因素的作用而發生塑性變形伸長，因此焊接連續管設計時需要考慮缺陷和殘余應力的作用，因此研究連續管焊接后的殘余應力分布十分重要。

 不銹鋼焊管的焊接通常采用管管對接鎢極氬弧焊和直縫高頻電阻焊等焊接方法。其中，鎢極氬弧焊在焊接時可靠性高，易于實現自動化和全位置焊接，常用于連續油管的管管對接修復；直縫焊接時高頻電阻焊是使用最多的焊接方法。近年來，也有人嘗試使用瞬時液相擴散焊進行連續油管的焊接。高頻焊管焊縫的疲勞抗力低于管體，而殘余應力對結構的疲勞壽命有著顯著影響，焊后殘余應力可使疲勞壽命降低40%左右，因此對高頻焊管的焊接殘余應力的研究十分重要。自20世紀40年代以來高頻電阻焊接技術出現，并由于固相焊概念的發展而得到了更廣泛的研究。

 近年來焊接殘余應力的有限元計算日益發展，焊接的有限元計算已經涉及到各種焊接方法（如手工電弧焊、鎢極氬弧焊、激光焊、攪拌摩擦焊等），各種焊接材料（鋼、鋁合金、鈦合金、鎂合金等），也發展出了各種大結構焊接過程的高效計算技術和使用宏微觀耦合的方式來計算金屬基復合材料的宏觀及微觀殘余應力。胡等用線狀熱源計算了高頻電阻焊的溫度場，可較好地模擬高頻電阻焊的實際焊接溫度。至德鋼業等用二維模型計算了高頻電阻焊的電磁場、溫度場和接頭形狀，但是沒有分析高頻電阻焊接頭的應力分布。目前高頻電阻焊有限元計算的研究大多只考慮了焊接熱源，但是沒有考慮高頻電阻焊的擠壓對應力分布的影響?；谏鲜鲈颍闹锌紤]了高頻電阻焊的移動加熱和移動擠壓過程，并與小孔法測量得到的高頻電阻焊管的實際殘余應力進行了對比，還對比分析了只加熱和只擠壓時計算得到的殘余應力分布結果，分別分析了焊接溫度場和擠壓對高頻電阻焊管應力分布的影響，還研究了高頻焊接參數對高頻焊管殘余應力的影響，如焊接功率、焊接速度、模具擠壓量和熱源與模具間距離等。研究高頻電阻焊的不銹鋼焊管的殘余應力分布和影響因素對降低該管道焊接殘余應力和指導管道設計以及分析管道的失效原因等都具有指導意義。

一、不銹鋼焊管制造過程有限元模型

 高頻焊接的原理是利用線圈和磁棒產生高頻電流，通過高頻電流的集膚效應和鄰近效應使感應電流高度集中在管坯的開口角邊緣，并在很短的時間內使管坯開口角邊緣迅速加熱至焊接溫度，然后在擠壓輥的作用下進行壓力焊接，如圖所示，因此高頻焊接具有焊接熱影響區窄、加熱速度快、焊接質量高等優點。集膚效應指由于高頻電流主要分布在導體外表面，電流頻率越高，集膚效應越強。鄰近效應指在兩個距離很近的導體中，有方向相反的高頻電流通過時，高頻電流僅沿兩個導體的相鄰面流動，利用鄰近效應可以使電流通過合適的感應器，集中在焊件需要加熱的區域。

 1. 高頻電阻焊的受熱和受力分析

  由于高頻焊接的集膚效應和鄰近效應，熱量主要集中在待焊接間隙的兩個面上，因此采用在間隙待焊合的兩個面上施加移動面熱源的方法來模擬高頻焊接過程中電磁場和電流場產生的熱量分布。面熱源在待焊面上以焊接熱源為中心，在焊縫長度方向上呈高斯分布，并與模具以相同的速度沿焊管進行軸向移動，移動面熱源的熱流密度分布見式。

  式中焊接功率和焊接速度為實際焊接過程中的焊接功率和焊接速度值。熱源半徑的值與熔池長度的一半大致相同。至德鋼業用高速攝像機拍攝得到的高頻電阻焊熔池長度的一半大約為15 mm，不同的高頻電阻焊參數會導致熔池長度的小幅度變化。經過試算，認為對于本次計算的管道尺寸和焊接參數，熱源半徑取19 mm時較為合適。環境初始溫度設為室溫20℃。

 計算高頻電阻焊時采用熱力直接耦合法，計算溫度的同時計算應力。根據高頻焊管道生產實際過程進行擠壓分析時，通過給擠壓輥施加位移的邊界條件，先在徑向上移動擠壓輥，使起弧點的管道受擠壓閉合；然后在軸向上移動擠壓輥，使其以焊接速度運動，直至管道焊接完成。在管道待焊接的兩個面上建立接觸，在模具和管道之間也建立接觸，切向采用摩擦因數為0.1的摩擦接觸，法向采用“硬”接觸。

 2. 幾何和網格模型

  通常連續焊管的總長度一般為幾百米至幾千米，但除了起弧點和熄弧點，管道中間部位的焊接熱過程一般認為是一個準穩態的過程，在管道軸向上任意橫截面上的溫度變化和最終殘余應力分布應該是相同的，因此不失一般性。為了分析高頻焊過程，選取50 mm長的管道，分析焊接殘余應力的分布和變化，擠壓輥設置為離散剛體。不銹鋼焊管的高頻焊接過程的制造模型如圖2所示。進行管道高頻電阻焊時，同時加熱和加壓，用間隙附近的移動面熱源實現加熱，如圖中虛線所示，用擠壓輥在半徑方向上（R方向）收縮和在軸向上（z方向）移動來實現加壓。邊界條件如圖所示，在點A處約束徑向（R方向）位移，沿軸向的直線AB上約束環向（T方向）位移，過點A的端面內表面處約束軸向（z方向）位移。高頻焊管的有限元網格劃分如圖3所示，管道共劃分了12144個單元，計算的單元類型為熱力耦合單元C3D8T；擠壓輥為離散剛體，共劃分了686個單元，單元類型為剛體單元R3D4或R3D3。由于間隙是焊縫區域，該處溫度梯度和應力梯度較大，因此在間隙及其附近區域（如圖中紅色方框所示）進行網格細化。

  不銹鋼焊管用的比熱容、導熱系數、線膨脹系數等非線性熱物理參量隨溫度變化而變化，計算時認為焊縫和母材的材料相同，具體參數如圖所示。假設不銹鋼焊管用鋼的密度和泊松比不隨溫度變化，密度為7800 kg/m3，泊松比為0.3。管道與空氣的對流換熱和輻射統一為綜合換熱系數，隨溫度變化的綜合換熱系數值見圖4a。

二、結果與討論

 首先對比實際焊縫形貌和計算焊縫形貌，以及通過小孔法實際測量得到的殘余應力和有限元計算得到的殘余應力，來驗證模型的正確性，并進一步對高頻電阻焊的徑向、環向和軸向殘余應力的分布特征，加熱和加壓分別對殘余應力的影響，熱源與擠壓輥距離、擠壓量、焊接功率和焊接速度等各焊接參數對殘余應力的影響進行分析。

 1. 實際與計算焊縫形貌的對比

  圖為實際的高頻電阻焊接頭橫截面，下部為管道內壁，中間的深色部分為焊縫。高頻電阻焊的焊縫寬度很窄，管道內壁處的焊縫寬度約為0.2 mm，管道中間部位的焊縫寬度約為0.1 mm。管道內壁處金屬被擠出，擠出金屬部分為圓形和月牙形兩部分，月牙形為液態金屬被擠出后再凝固形成。有限元計算為固態計算，因此不考慮月牙形部分，擠出金屬的圓形部分寬度為2.1 mm，高度在0.9~1.1 mm之間。

  當熱源與擠壓輥間距離為20 mm，擠壓量為1.9 mm時，計算得到的高頻電阻焊的焊接溫度場見圖6，圖6中紅色區域為溫度高于1500℃的熔池區域；綠色區域為溫度在750~1500℃之間的熱影響區；藍色區域為溫度低于750℃的區域。圖中測量得到的管道內表面的焊縫寬度約為0.2 mm，與實際一致。距離起弧點20,25,30,35 mm處焊縫中心的焊接熱循環曲線見圖，這4條曲線的最高溫度為1940℃左右，且曲線形狀類似，說明距離起弧點20~35 mm的溫度變化處于準穩態，50 mm長的管道可以模擬準穩態時的焊接溫度場和焊接應力場，因此后續均選取管道中間部位以分析高頻焊過程中的溫度和焊縫形貌的變化過程以及焊后殘余應力，即距離起弧點25 mm處的截面。圖為不同時刻高頻電阻焊接管道橫截面（如圖中黃色方框所示）的溫度變化和受擠壓后焊縫形貌的變化過程。0.080 s時焊接前加熱和擠壓還未開始，管道上存在間隙；隨著熱源的逐步逼近，0.115 s時，溫度逐漸升高，間隙邊緣溫度達到1500℃以上，間隙邊緣熔化；0.121 s時，在擠壓輥的擠壓作用下，兩側管道的內壁接觸，熔化區域進一步增加；0.128秒時，兩側管道的內壁和外壁均接觸，熔化區域寬度進一步增加；0.136秒時，熔化區域在擠壓作用下在管道中間部位較窄，在管道內壁和外壁處較寬，與圖中的實際情況相符，而且在擠壓輥的作用下由于焊縫附近區域的溫度較高，易變形，因此焊縫處的管道內壁和外壁都出現了凸起；0.181秒時，隨著熱源的遠離，該截面的溫度降低，熔化區域凝固，但是該處溫度仍然較高且容易變形，該處受到進一步擠壓后內壁凸起量大幅增加，外壁凸起寬度小幅增加，這是由于內壁比外壁直徑小，同時受到徑向擠壓時內壁的擠壓程度更大，因此內壁凸起量比外壁凸起量大；0.270秒時，管道冷卻至室溫，擠壓輥遠離該截面，該截面的焊接完成，最終內壁凸起高度為1.0 mm，凸起寬度為2.1 mm，與圖中實際凸起尺寸相符。

 2. 實際與計算殘余應力的對比

  高頻電阻焊后的殘余應力云圖如圖所示，起弧點處的殘余Mises應力較大，其次是距焊縫中心約1.5 mm處。由于計算管道厚度僅為3 mm，高頻電阻焊后的徑向殘余應力較小，即管道厚度方向的應力較小，基本在200 MPa以內；環向殘余應力在起弧點和熄弧點處最大，起弧點的焊縫內壁處由于受擠壓導致環向殘余壓應力較大；軸向殘余應力在焊縫及其附近區域最大，接近屈服強度。管道外壁的軸向應力主要為拉應力，管道內壁的軸向應力主要為壓應力。距離起弧點25 mm處的管道外壁上的環向和軸向殘余應力如圖曲線所示，圖中的數據點為小孔法測試得到的殘余應力結果，計算值與試驗值相差較小。焊縫及其附近區域的軸向應力較大，焊縫處的軸向應力約為450 MPa；環向應力與軸向應力相比較小，距焊縫中心約2 mm處的環向應力最大，約為200 MPa左右。

 3. 加熱與加壓對殘余應力的影響

 由于高頻電阻焊包括了加熱和加壓兩個過程，因此焊后殘余應力受到不均勻加熱和擠壓輥擠壓的雙重影響，圖對比分析了只加熱、只擠壓和高頻電阻焊實際情況下的殘余應力，分析加熱和加壓分別對高頻電阻焊的殘余應力分布的影響。從圖可知，只加壓時焊縫處的環向殘余應力和軸向殘余應力均為300 MPa左右，既加熱又加壓的高頻焊實際情況的環向殘余應力和軸向殘余應力與只加熱時的殘余應力在焊縫附近區域較接近，說明高頻電阻焊焊縫附近的殘余應力主要受不均勻加熱導致的溫度梯度的影響。只加熱時遠離焊縫處的環向殘余應力和軸向殘余應力為0，而只加壓時與高頻電阻焊的實際情況在遠離焊縫處的環向殘余應力和軸向殘余應力較接近，說明高頻電阻焊遠離焊縫處的殘余應力主要受擠壓輥擠壓的影響。

 4. 高頻電阻焊參數對殘余應力的影響

 為了分析高頻電阻焊的焊接參數對殘余應力的影響，計算了以下4種參數改變時殘余應力的變化：熱源與擠壓輥間距離、擠壓量、焊接功率和焊接速度。焊接參數改變時，距焊縫中心3~35 mm處的殘余應力的變化較大，其他區域的殘余應力變化較小。隨著熱源與擠壓輥之間距離的增加，焊縫附近區域的環向殘余應力明顯增加，軸向殘余應力略微增加。熱源與擠壓輥之間距離超過28 mm時，焊縫附近區域的軸向應力隨熱源與擠壓輥距離增加而產生的變化較小。隨著擠壓量的增加，焊縫附近區域的環向殘余應力略微降低，軸向殘余應力明顯降低。隨著焊接功率的增加，焊縫附近區域的環向殘余應力明顯降低，軸向殘余應力略微降低。隨著焊接速度的增加，焊縫附近區域的環向殘余應力明顯增加，軸向殘余應力略微增加。

三、結論

  通過對不同焊接參數下的不銹鋼焊管的高頻電阻焊接的殘余應力進行數值模擬，得出了以下結論。

 1. 使用移動面熱源和擠壓輥擠壓模擬得到的高頻電阻焊的焊縫寬度、擠出的凸起尺寸、殘余應力分布都與試驗值相符，可以較好地模擬高頻電阻焊的加熱過程。使用熱力直接耦合法能較好地模擬高溫熔池在擠壓力的作用下變窄，導致高頻電阻焊的焊縫寬度非常窄的實際情況。

 2. 管壁厚度為3 mm的不銹鋼焊管在高頻電阻焊焊接后的徑向殘余應力非常??；環向殘余應力在起弧點和熄弧點較大，其余區域較?。惠S向殘余應力較大，在焊縫處的軸向殘余應力接近屈服強度。高頻電阻焊焊縫附近的環向殘余應力主要受不均勻加熱導致的溫度梯度的影響。高頻電阻焊遠離焊縫處的殘余應力主要受擠壓輥擠壓的影響。

 3. 焊接參數改變時，距焊縫中心3~35 mm處的殘余應力的變化較大。隨著熱源與擠壓輥之間距離的增加，焊縫附近的殘余應力增加。隨著擠壓量的增加，焊縫附近的殘余應力降低。隨著焊接功率的增加，焊縫附近的殘余應力降低。隨著焊接速度的增加，焊縫附近的殘余應力增加。