海洋平臺導(dǎo)管架Y形節(jié)點(diǎn)焊接冷裂性評價

馮超，趙雷，徐連勇，韓永典，郭慧娟

(1.天津大學(xué)，天津 300350；2.天津市現(xiàn)代連接技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

0 前言

隨著世界陸地化石能源的日趨減少，海洋化石能源的開發(fā)日益成為各國家大力發(fā)展的重點(diǎn)[1-2]。海洋深水平臺的性能是海洋化石能源開發(fā)中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)，特別是海洋平臺的服役壽命與安全性能與海洋平臺的復(fù)雜結(jié)構(gòu)與焊接技術(shù)息息相關(guān)[3-5]。由于結(jié)構(gòu)的不均勻性及焊接技術(shù)的固有特點(diǎn)，海洋平臺導(dǎo)管架節(jié)點(diǎn)位置存在應(yīng)力集中，易導(dǎo)致焊接冷裂紋的產(chǎn)生，進(jìn)一步影響到海洋平臺結(jié)構(gòu)的服役壽命與安全性能[6-8]。

當(dāng)前隨著科學(xué)技術(shù)的進(jìn)步，海洋平臺結(jié)構(gòu)越來越趨于大型化，僅依靠試驗(yàn)手段難以進(jìn)行大量、準(zhǔn)確的研究，因此定量評價海洋平臺導(dǎo)管架Y形節(jié)點(diǎn)焊接冷裂性具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。隨著有限元技術(shù)的不斷發(fā)展和應(yīng)用，不同過渡性網(wǎng)格的使用可以滿足不同場函數(shù)的需要，并通過軟件的后處理功能簡化了焊接過程的有限元分析[9-11]。苗文成[12]通過大量實(shí)際海洋平臺導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)管節(jié)點(diǎn)的實(shí)際焊接試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)焊接過程中進(jìn)行合理的預(yù)熱與后熱并盡量降低焊條中氫的存在，有利于抑制導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)管節(jié)點(diǎn)裂紋的產(chǎn)生。吳海濤等人[13]利用三維分析軟件對海洋平臺樁腿的裂紋擴(kuò)展行為進(jìn)行了有限元分析分析，通過應(yīng)力強(qiáng)度因子的合理計(jì)算及扭轉(zhuǎn)載荷與壓力載荷的合理使用實(shí)現(xiàn)了實(shí)際服役情況的有效模擬，獲得了準(zhǔn)確的模擬結(jié)果。陳哲等人[14]基于試驗(yàn)手段對不同焊接方法條件下的焊接接頭的疲勞裂紋擴(kuò)展速率進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)使用焊條電弧焊打底、藥芯焊絲焊填充并蓋面的焊接方法具有較好的疲勞性能。陳飛宇等人[15]基于疲勞裂紋的相關(guān)理論，通過考慮海洋平臺導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)的實(shí)際服役環(huán)境計(jì)算熱點(diǎn)應(yīng)力，進(jìn)而通過疲勞裂紋擴(kuò)展行為的分析對導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)的疲勞壽命與可靠性進(jìn)行了評定，有利于海洋平臺的服役安全性。

綜上所述，隨著目前海洋平臺越來越趨于大型化，文中基于RRC試驗(yàn)機(jī)理，利用數(shù)值模擬方法對導(dǎo)管架Y形管節(jié)點(diǎn)的拘束應(yīng)力進(jìn)行分析，進(jìn)而定量評價其冷裂性，從而為海洋平臺結(jié)構(gòu)的安全服役提供借鑒意義。

1 數(shù)值模型建立

采用SYSWELD軟件對海洋平臺導(dǎo)管架Y形管節(jié)點(diǎn)焊縫進(jìn)行建模并進(jìn)行焊接過程模擬，根據(jù)焊后應(yīng)力場獲得焊后拘束應(yīng)力，從而實(shí)現(xiàn)對其冷裂性的定量評價。

1.1 計(jì)算區(qū)域

選取導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)的Y形節(jié)點(diǎn)進(jìn)行建模計(jì)算，其實(shí)際焊接過程與坡口形狀如圖1、圖2所示。導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)中，支管被主管截取的斷面稱為馬鞍形坡口，填充的焊縫為馬鞍形焊縫。

圖1 實(shí)際焊接過程

圖2 實(shí)際坡口形狀

為合理評價導(dǎo)管架Y形管節(jié)點(diǎn)的冷裂性，依據(jù)以下步驟建立馬鞍形焊縫的計(jì)算區(qū)域：①利用CAD軟件，根據(jù)如圖3所示樣板圖完成馬鞍形坡口相貫線和坡口線的繪制，其中相貫線與坡口線在支管圓周上分別有36個樣點(diǎn)；②利用UG軟件，以一定角度做出支管的中心軸線，用陣列法分別做出與中心軸線平行并將投射圓均分為36份的一系列基準(zhǔn)線；③以投射圖為基準(zhǔn)面，坐標(biāo)軸線為基準(zhǔn)線，根據(jù)相貫線與坡口線的坐標(biāo)，連接后分別得到管節(jié)點(diǎn)的相貫線與坡口線；④根據(jù)坡口線進(jìn)行拉伸得到支管模型和馬鞍形坡口進(jìn)行焊縫填充，得到馬鞍形焊縫的三維模型，如圖4所示。

圖3 馬鞍形坡口樣板圖

圖4 馬鞍形坡口及焊縫填充圖

基于所建三維實(shí)體模型，在滿足精度的前提下，提高計(jì)算效率，減小存儲空間。為節(jié)省計(jì)算時間，基于模型的對稱性，采取1/2模型進(jìn)行計(jì)算。導(dǎo)管架Y形節(jié)點(diǎn)及相應(yīng)的馬鞍形焊縫的三維網(wǎng)格模型分別如圖5、圖6所示。其中，模型與實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸比例為1∶1，網(wǎng)格總數(shù)約為82萬。

圖5 Y形管節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格劃分

圖6 焊縫區(qū)網(wǎng)格劃分

1.2 材料性能

文中所使用的材料為海洋平臺導(dǎo)管架專用鋼E36高強(qiáng)鋼，其名義化學(xué)成分見表1。利用感應(yīng)加熱設(shè)備對坡口預(yù)熱至66 ℃并保溫60 s，焊絲牌號為GFL-71Ni，采用FCAW-G工藝進(jìn)行焊接，熱輸入為1.1 kJ/mm。

表1 E36鋼化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%)

在數(shù)值模擬過程中，E36高強(qiáng)鋼隨溫度變化的熱物理性能、力學(xué)性能參數(shù)及不同溫度下的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖7所示[16]。焊接過程的數(shù)值模擬過程采用等強(qiáng)匹配原理，即焊縫和母材均采用同一E36高強(qiáng)鋼材料的性能參數(shù)。

圖7 E36高強(qiáng)鋼性能參數(shù)

1.3 邊界條件

文中通過熱源校核得到的熱循環(huán)曲線實(shí)現(xiàn)熱源模型的施加，其步驟為：①建立局部三維有限元模型，為不影響散熱，實(shí)現(xiàn)對焊接過程的合理模擬，得到較為準(zhǔn)確的溫度場，模型的大小以焊接溫度場達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)時所能達(dá)到的最遠(yuǎn)距離為邊界；②數(shù)值模擬過程中，由溫度超過材料熔點(diǎn)的單元圍成焊縫輪廓，將其與實(shí)際焊縫形狀進(jìn)行對比分析直至模擬結(jié)果驗(yàn)證良好；③對節(jié)點(diǎn)處焊縫的熱循環(huán)曲線進(jìn)行提取，取平均值后導(dǎo)出數(shù)據(jù)如圖8所示，并寫入熱源函數(shù)。

圖8 熱循環(huán)曲線

在數(shù)值模擬過程中，不同的夾持條件所產(chǎn)生的拘束狀態(tài)有所不同，焊接過程中夾持條件會導(dǎo)致拘束應(yīng)力的產(chǎn)生，從而影響最終的拘束應(yīng)力分布。在數(shù)值模擬過程中，約束的施加原則是不能限制焊接過程中的應(yīng)力釋放和自由變形，也不能產(chǎn)生剛性位移。根據(jù)實(shí)際焊接過程中Y形管節(jié)點(diǎn)的拘束狀態(tài)來確定數(shù)值模擬過程中的夾持條件，這是得到準(zhǔn)確數(shù)值模擬結(jié)果的重要前提。如圖9所示為根據(jù)實(shí)際拘束條件得到的夾持情況，在焊接過程中認(rèn)為Y形管節(jié)點(diǎn)為全約束狀態(tài)。

圖9 Y形接頭的夾持條件

2 管內(nèi)壁冷裂性評價

圖10為焊接完成后所建三維數(shù)值模型的拘束應(yīng)力云圖，展示了焊縫不同區(qū)域的等效應(yīng)力。Y形管節(jié)點(diǎn)由于其結(jié)構(gòu)的特殊性存在較大的應(yīng)力集中，容易成為焊接延遲裂紋的起裂位置。在以支管為基準(zhǔn)的柱坐標(biāo)系下，提取管內(nèi)壁焊根處沿著內(nèi)相貫線的應(yīng)力分布和管外壁焊趾處沿著外相貫線的應(yīng)力分布(方向?yàn)轫槙r針)，從而對拘束應(yīng)力進(jìn)行分析并對冷裂性進(jìn)行定量評價。

圖10 拘束應(yīng)力云圖

如圖11所示，管內(nèi)壁焊根處軸向拘束應(yīng)力以拉應(yīng)力為主，僅在距離起始位置0～200 mm范圍拘束應(yīng)力呈現(xiàn)出較小的壓應(yīng)力；隨著距離的增大，軸向拘束應(yīng)力不斷上升，在距離起始位置650 mm處達(dá)到第一個應(yīng)力峰值263 MPa；距離起始位置650 mm到1 270 mm范圍內(nèi)，軸向拘束應(yīng)力先降低后升高；在距離起始位置1 270 mm處拘束應(yīng)力峰值達(dá)到第二個峰值306 MPa；之后隨著距離的增加，拘束應(yīng)力逐漸降低。管內(nèi)壁軸向拘束應(yīng)力的兩個峰值代表了這兩處為容易發(fā)生焊接冷裂紋的危險點(diǎn)，與前期基于RRC試驗(yàn)法得到的材料的臨界拘束應(yīng)力625.1 MPa[16-17]相比，管內(nèi)壁危險點(diǎn)的軸向拘束應(yīng)力值小于材料的臨界拘束應(yīng)力，即σ軸<σcr。即如果以管內(nèi)壁焊根處的軸向拘束應(yīng)力大小為判據(jù)，則數(shù)值模擬得到的拘束應(yīng)力小于材料的臨界拘束應(yīng)力，結(jié)構(gòu)不會發(fā)生開裂。

圖11 管內(nèi)壁焊根處軸向拘束應(yīng)力

如圖12所示，管內(nèi)壁焊根處周向拘束應(yīng)力幾乎全部為拉應(yīng)力，在起始距離起始位置0～35 mm范圍內(nèi)的應(yīng)力波動后，拘束應(yīng)力隨著距離的增大不斷上升，在距離起始位置105 mm處達(dá)到第一個應(yīng)力峰值312 MPa；隨著距離的不斷增加，拘束應(yīng)力逐漸降低并在馬鞍形焊縫的中間位置達(dá)到最低值，約為0 MPa；隨著距離的繼續(xù)增加，應(yīng)力急劇上升，在距離起始位置1 500 mm處達(dá)到第二個峰值481 MPa；之后隨著距離的增加，拘束應(yīng)力逐漸降低。與管內(nèi)壁軸向拘束應(yīng)力相同，周向拘束應(yīng)力的2個峰值代表了這兩處為焊接冷裂紋容易發(fā)生的危險點(diǎn)，與材料的臨界拘束應(yīng)力625.1 MPa相比，管內(nèi)壁危險點(diǎn)的周向拘束應(yīng)力值小于材料的臨界拘束應(yīng)力，即σ周<σcr。即如果以管內(nèi)壁焊根處的周向拘束應(yīng)力大小為判據(jù)，則數(shù)值模擬得到的拘束應(yīng)力小于材料的臨界拘束應(yīng)力，結(jié)構(gòu)不會發(fā)生開裂。

圖12 管內(nèi)壁焊根處周向拘束應(yīng)力

如圖13所示，管內(nèi)壁焊根處徑向拘束應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，距離起始位置0～10 mm范圍內(nèi)，徑向拘束應(yīng)力由-220 MPa 陡升至79 MPa，即由較大的壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力；隨著距離增大，拉應(yīng)力又逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力，且壓應(yīng)力在距離起始位置891 mm位置處達(dá)到峰值321 MPa；隨著距離繼續(xù)增大，壓應(yīng)力逐漸減小，并在距離起始位置1 210 mm處壓應(yīng)力減小為零，拉應(yīng)力逐漸升高；在距離起始位置1 489 mm處拉應(yīng)力達(dá)到峰值492 MPa。與內(nèi)壁焊根處的軸向和周向拘束應(yīng)力不同，管內(nèi)壁焊根處徑向拘束應(yīng)力以壓應(yīng)力為主，且僅在距離起始位置1 489 mm處存在一個拉應(yīng)力峰值，該處為焊接冷裂紋容易發(fā)生的危險點(diǎn)，與材料的臨界拘束應(yīng)力625.1 MPa相比，管內(nèi)壁危險點(diǎn)的徑向拘束應(yīng)力值小于材料的臨界拘束應(yīng)力，即σ徑<σcr。即如果以管內(nèi)壁焊根處的徑向拘束應(yīng)力大小為判據(jù)，則數(shù)值模擬得到的拘束應(yīng)力小于材料的臨界拘束應(yīng)力，結(jié)構(gòu)不會發(fā)生開裂。

圖13 管內(nèi)壁焊根處徑向拘束應(yīng)力

3 管外壁冷裂性評價

如圖14所示，管外壁焊趾處軸向拘束應(yīng)力規(guī)律性較強(qiáng)，呈現(xiàn)出近似的對稱分布。距離起始位置0～800 mm范圍內(nèi)，拘束應(yīng)力由-215 MPa上升到389 MPa，即壓應(yīng)力由215 MPa逐漸減小至零，拉應(yīng)力由零逐漸上升到389 MPa；在距離起始位置800～1 600 mm范圍內(nèi)，拘束應(yīng)力的變化與前一段恰好相反，拉應(yīng)力由峰值逐漸減小，減小到零后，壓應(yīng)力逐漸增加。因此距離起始位置800 mm附近區(qū)域?yàn)楹附永淞鸭y容易發(fā)生的危險點(diǎn)，與材料的臨界拘束應(yīng)力625.1 MPa相比，管外壁危險點(diǎn)的軸向拘束應(yīng)力值小于材料的臨界拘束應(yīng)力，即σ軸<σcr。即如果以管外壁焊趾處的軸向拘束應(yīng)力大小為判據(jù)，則數(shù)值模擬得到的拘束應(yīng)力小于材料的臨界拘束應(yīng)力，結(jié)構(gòu)不會發(fā)生開裂。

圖14 管外壁焊趾處軸向拘束應(yīng)力

如圖15所示，管外壁焊趾處周向拘束應(yīng)力分布與軸向拘束應(yīng)力相似，也呈現(xiàn)出近似的對稱分布。根據(jù)拘束應(yīng)力分布情況，在提取路線的起始段和終止端的小范圍內(nèi)，拘束應(yīng)力都有一個跳躍式波動，但均為壓應(yīng)力。在其余位置，拘束應(yīng)力均為拉應(yīng)力，在距離起始位置80 mm到150 mm范圍內(nèi)，拘束應(yīng)力由0 MPa增加到271 MPa；隨著距離繼續(xù)增加，拘束應(yīng)力在距離起始位置800 mm位置處拉應(yīng)力降低為0 MPa；隨后逐漸增加并在距離起始位置1 510 mm位置達(dá)到第二個拘束應(yīng)力峰值，102 MPa。周向拘束應(yīng)力的兩個峰值代表了這兩處為焊接冷裂紋容易發(fā)生的危險點(diǎn)，與材料的臨界拘束應(yīng)力625.1 MPa相比，管外壁危險點(diǎn)的周向拘束應(yīng)力值小于材料的臨界拘束應(yīng)力，即σ周<σcr。即以管外壁焊趾處的周向拘束應(yīng)力大小為判據(jù)，則數(shù)值模擬得到的拘束應(yīng)力小于材料的臨界拘束應(yīng)力，結(jié)構(gòu)不會發(fā)生開裂。

圖15 管外壁焊趾處周向拘束應(yīng)力

如圖16所示，管外壁焊趾處徑向拘束應(yīng)力均為壓應(yīng)力，由此可知徑向拘束應(yīng)力對管外壁焊趾的開裂并無促進(jìn)作用，因此不能采用周向拘束應(yīng)力大小作為判據(jù)來判斷管外壁焊趾處是否會發(fā)生開裂。

圖16 管外壁焊趾處徑向拘束應(yīng)力

4 結(jié)論

綜上所述，分別對管內(nèi)壁焊根處和管外壁焊趾處的軸向、周向和徑向的拘束應(yīng)力沿著相貫線的變化進(jìn)行了分析，并將危險點(diǎn)的拘束應(yīng)力值與E36高強(qiáng)鋼的臨界拘束應(yīng)力進(jìn)行了對比。分析結(jié)果表明，管內(nèi)壁焊根處和管外壁焊趾處危險點(diǎn)的最大拘束應(yīng)力值492 MPa小于E36高強(qiáng)鋼的臨界拘束應(yīng)力，即導(dǎo)管架Y形管節(jié)點(diǎn)的焊根和焊趾處均不會發(fā)生焊接延遲開裂。