深水導(dǎo)管架ECA斷裂及疲勞評(píng)估研究

王 鵬，宋昆晟，李 朋，劉 偉

中國石油集團(tuán)海洋工程（青島）有限公司，山東青島 266555

與常規(guī)導(dǎo)管架相比，深水導(dǎo)管架具有更為復(fù)雜的結(jié)構(gòu)形式，且所處的工作環(huán)境更為惡劣，在服役過程中焊縫連接處會(huì)存在嚴(yán)重的應(yīng)力集中，可能會(huì)導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)脆性斷裂。為了減少殘余應(yīng)力，一般會(huì)對(duì)焊縫進(jìn)行焊后熱處理（Post Weld Heat Treatment，簡稱PWHT）[1]。由于深水導(dǎo)管架尺寸和重量較大，焊接節(jié)點(diǎn)處的結(jié)構(gòu)非常復(fù)雜，只能在具體位置進(jìn)行局部焊后熱處理。然而，局部焊后熱處理對(duì)于高殘余應(yīng)力焊接節(jié)點(diǎn)的殘余應(yīng)力消除作用效果不明顯，甚至?xí)霈F(xiàn)某些位置殘余應(yīng)力水平上升的狀況，且焊后熱處理需要耗費(fèi)大量的時(shí)間，對(duì)項(xiàng)目進(jìn)度也會(huì)造成一定的影響。隨著導(dǎo)管架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法的不斷發(fā)展和完善，母材及焊材等材料冶金能力的不斷優(yōu)化和提升，海洋結(jié)構(gòu)鋼的韌性也已不斷提高。在此基礎(chǔ)上，如果能夠?qū)Υ蠛穸鹊膶?dǎo)管架結(jié)構(gòu)免除焊后熱處理，對(duì)于縮短深水導(dǎo)管架建造周期以及保證服役過程的結(jié)構(gòu)安全具有重大意義[2]。

近年來由于力學(xué)與計(jì)算機(jī)的發(fā)展，工程臨界評(píng)估（Engineering Critical Assessment，簡稱ECA）經(jīng)常被用于評(píng)定焊接結(jié)構(gòu)能否免除焊后熱處理。常規(guī)導(dǎo)管架一般只進(jìn)行ECA 斷裂評(píng)估，但深水導(dǎo)管架除進(jìn)行ECA 斷裂評(píng)估外，還需要選取疲勞壽命最短的TKY 節(jié)點(diǎn)進(jìn)行疲勞分析，以保證焊接節(jié)點(diǎn)的抗斷裂性能和疲勞壽命同時(shí)滿足項(xiàng)目設(shè)計(jì)要求，才能免除焊后熱處理。

1 ECA評(píng)定方法

1.1 基本原理

ECA 評(píng)估技術(shù)基于“合于使用”的原則，根據(jù)斷裂力學(xué)基本理論，根據(jù)材料本身屬性、焊接缺陷及其結(jié)構(gòu)承受載荷，對(duì)結(jié)構(gòu)的完整性進(jìn)行安全評(píng)估。目前，國際上大多采用失效評(píng)價(jià)圖（Failure Assessment Diagram，簡稱FAD）進(jìn)行判定，如圖1所示。失效評(píng)價(jià)圖上的每個(gè)評(píng)估點(diǎn)都是由某一種缺陷、載荷和性能因素確定的。當(dāng)其中一個(gè)因素產(chǎn)生變化時(shí)，評(píng)估點(diǎn)的位置即會(huì)發(fā)生改變。當(dāng)評(píng)估點(diǎn)位于X軸、Y軸和失效評(píng)價(jià)曲線圍成的區(qū)域內(nèi)時(shí)，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)；當(dāng)評(píng)價(jià)點(diǎn)位于此區(qū)域外時(shí)，結(jié)構(gòu)處于危險(xiǎn)狀態(tài)；當(dāng)評(píng)價(jià)點(diǎn)正好處于失效評(píng)價(jià)曲線上時(shí)，結(jié)構(gòu)則處于臨界狀態(tài)[3-4]。

圖1 失效評(píng)價(jià)圖

1.2 參考標(biāo)準(zhǔn)

目前國際上用于ECA 評(píng)估的參考標(biāo)準(zhǔn)主要有英國的BS 7910:2019 標(biāo)準(zhǔn)以及挪威的DNV-OSF101 標(biāo)準(zhǔn)。其中BS 7910:2019 標(biāo)準(zhǔn)起源于1980 年英國標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)起草的PD 6493 標(biāo)準(zhǔn)，該標(biāo)準(zhǔn)涵蓋了斷裂塑性失穩(wěn)、疲勞、蠕變及其他失效方式的評(píng)定方法，是目前工程評(píng)定領(lǐng)域內(nèi)被廣泛應(yīng)用的評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)，本次ECA 評(píng)估軟件Crackwise 也是依據(jù)此標(biāo)準(zhǔn)而編制的[5-6]。

2 評(píng)定參量確定

2.1 焊接位置及載荷受力分析

本文以陸豐12-3 WHP 項(xiàng)目的上部海洋平臺(tái)為研究對(duì)象，對(duì)其導(dǎo)管架的在位狀態(tài)進(jìn)行評(píng)估，進(jìn)而提取出極限載荷和疲勞載荷譜。通過項(xiàng)目信息和項(xiàng)目技術(shù)要求（針對(duì)厚度大于50 mm的焊接接頭開展免除焊后熱處理評(píng)估）并結(jié)合以往項(xiàng)目經(jīng)驗(yàn)，對(duì)結(jié)構(gòu)類型進(jìn)行分析，分別篩選出1個(gè)典型的疲勞評(píng)估節(jié)點(diǎn)和2個(gè)典型的斷裂評(píng)估節(jié)點(diǎn)，具體焊接結(jié)構(gòu)和節(jié)點(diǎn)如圖2所示。通過使用評(píng)估軟件進(jìn)行分析計(jì)算，得知該處所受的載荷如表1所示。

表1 節(jié)點(diǎn)處載荷

圖2 焊接結(jié)構(gòu)連接示意和所選節(jié)點(diǎn)

2.2 焊接工藝

評(píng)估所選取的導(dǎo)管架疲勞節(jié)點(diǎn)1 為TKY 節(jié)點(diǎn)，斷裂節(jié)點(diǎn)2 為變直徑環(huán)焊縫對(duì)接節(jié)點(diǎn)，斷裂節(jié)點(diǎn)3處為等直徑環(huán)焊縫對(duì)接節(jié)點(diǎn)，所選取節(jié)點(diǎn)的具體參數(shù)如表2所示。

表2 母材與焊接參數(shù)

2.3 力學(xué)性能和斷裂韌性

在室溫環(huán)境下，對(duì)所選的導(dǎo)管架評(píng)估節(jié)點(diǎn)的母材和焊接處的全焊縫金屬進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，測(cè)試方法嚴(yán)格按照BS EN ISO 6892-1:2019 和BS EN ISO 6892-2:2018 進(jìn)行，力學(xué)性能的測(cè)試結(jié)果如表3所示。

表3 母材和焊縫的力學(xué)性能

斷裂韌性根據(jù)ISO 15653:2018 對(duì)焊接接頭進(jìn)行測(cè)試得到，試驗(yàn)采用全厚度、矩形（W=B或W=2B）試件，測(cè)試結(jié)果滿足規(guī)格書規(guī)定的相關(guān)要求。為了安全起見，評(píng)估中CTOD值取規(guī)格書規(guī)定的最小驗(yàn)收值（0.15 mm）。

2.4 參考應(yīng)力

在BS 7910:2019 中，參考應(yīng)力是ECA 斷裂評(píng)估的一項(xiàng)非常重要的參數(shù)，可以使用實(shí)際的應(yīng)力分布，也可以將應(yīng)力（或應(yīng)力范圍）線性化。線性化可以在整個(gè)缺陷或包含缺陷的截面上進(jìn)行，其優(yōu)點(diǎn)是線性化不需要隨著裂紋的擴(kuò)展而重復(fù)。如BS 7910:2019 所述，應(yīng)考慮主應(yīng)力、二次應(yīng)力、焊趾處峰值應(yīng)力和結(jié)構(gòu)處的不連續(xù)應(yīng)力。

2.4.1 主應(yīng)力

主應(yīng)力是指如果足夠高會(huì)導(dǎo)致塑性斷裂的應(yīng)力，包括來自內(nèi)部壓力和外部負(fù)載的所有應(yīng)力。主應(yīng)力主要分為沿截面厚度均勻分布的膜應(yīng)力Pm和由于施加載荷而產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力Pb。在本文中，主應(yīng)力為Pb與Pm的應(yīng)力疊加。在該評(píng)估中，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力參數(shù)如表4所示。

表4 節(jié)點(diǎn)處應(yīng)力參數(shù)

2.4.2 二次應(yīng)力

二次應(yīng)力Q是滿足結(jié)構(gòu)外部拘束和自身變形所需要的力。對(duì)于焊接狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)，如果缺陷位于與焊接方向平行的平面上，則初始假定殘余拉應(yīng)力Qm等于焊縫或母材室溫屈服強(qiáng)度。在該評(píng)估中，疲勞節(jié)點(diǎn)1的二次應(yīng)力：外表面缺陷σs=397 MPa，內(nèi)部缺陷σs= 483 MPa；斷裂節(jié)點(diǎn)2 的二次應(yīng)力：外表面缺陷σs= 386 MPa，內(nèi)部缺陷σs= 449 MPa；斷裂節(jié)點(diǎn)3 的二次應(yīng)力：外表面缺陷σs=397 MPa，內(nèi)部缺陷σs=483 MPa。

2.4.3 焊趾處的峰值應(yīng)力

考慮到焊趾的特殊形狀，在該處極易引起應(yīng)力集中。該處的應(yīng)力集中可以通過計(jì)算不存在焊趾的等效幾何的應(yīng)力強(qiáng)度因子Mk，并乘以應(yīng)力強(qiáng)度放大參數(shù)。經(jīng)過測(cè)量計(jì)算，在該評(píng)估中，兩處節(jié)點(diǎn)的焊趾尺寸如表5所示。

表5 焊趾尺寸

2.4.4 結(jié)構(gòu)處的不連續(xù)應(yīng)力

在結(jié)構(gòu)不連續(xù)處施加應(yīng)力或存在熱應(yīng)力時(shí)，在該處極易引起應(yīng)力集中。典型大尺寸結(jié)構(gòu)體的不連續(xù)發(fā)生在壓力容器噴嘴和管狀結(jié)構(gòu)的主要交叉點(diǎn)處，這種不連續(xù)結(jié)構(gòu)處的應(yīng)力應(yīng)通過外加應(yīng)力和應(yīng)力集中系數(shù)的乘積來計(jì)算。主應(yīng)力、膜應(yīng)力Pm和彎曲應(yīng)力Pb的應(yīng)力集中因子分別為kt、ktm和ktb[7]。當(dāng)主應(yīng)力以Pm和Pb的方式存在時(shí)，其對(duì)應(yīng)的應(yīng)力集中因子分別為ktm和ktb。

如圖3 所示，由于不對(duì)中或偏離預(yù)定形狀而造成的不連續(xù)會(huì)引起彎曲應(yīng)力，可以使用膜應(yīng)力乘以應(yīng)力放大系數(shù)km計(jì)算得到。由于引入了局部彎曲應(yīng)力，焊接接頭上的不對(duì)中、軸向和/或角向偏心的存在會(huì)導(dǎo)致接頭受力時(shí)應(yīng)力的增加或減少，這些將會(huì)影響應(yīng)力強(qiáng)度因子和參考應(yīng)力。但在承載情況下，受整體彎曲作用的截面中的錯(cuò)位節(jié)點(diǎn)會(huì)經(jīng)歷膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力的聯(lián)合作用，從而產(chǎn)生額外的彎曲應(yīng)力。BS 7910:2019 中給出了計(jì)算彎曲應(yīng)力的公式，適用于許多不對(duì)中情況。這個(gè)放大系數(shù)km為：

圖3 設(shè)定的最大SCF示意

式中：km是由于錯(cuò)位引起的應(yīng)力放大系數(shù)，Pm是一次膜應(yīng)力，σs是由于錯(cuò)位引起的最大彎曲應(yīng)力。

外部缺陷ECA 計(jì)算中所使用的SCF 可根據(jù)BS 7910:2019 表D.1 計(jì)算對(duì)接不對(duì)中、管-管與管-容器環(huán)焊縫的軸向不對(duì)中以及球體接縫處的彎曲應(yīng)力。通過計(jì)算，在該評(píng)估中斷裂節(jié)點(diǎn)2 的SCF系數(shù)為1.643；因節(jié)點(diǎn)3 的結(jié)構(gòu)為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，該節(jié)點(diǎn)的SCF系數(shù)可以忽略。

2.5 疲勞裂紋擴(kuò)展

本文使用了-1 100 mV（Ag/AgCl）陰極保護(hù)情況下海洋環(huán)境中鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律，見表6。疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律（Paris law）如下：

表6 海洋環(huán)境中鋼的疲勞裂紋擴(kuò)展規(guī)律

式中：da/dN代表缺陷增長率，A與m是取決于材料和應(yīng)用條件（包括環(huán)境和循環(huán)頻率）的常數(shù)，ΔK為應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍。

根據(jù)無損檢測(cè)精度等相關(guān)信息，將初始缺陷尺寸設(shè)為3 mm×15 mm。

3 ECA評(píng)定結(jié)果

本文的基本數(shù)據(jù)文件來自業(yè)主提供的設(shè)計(jì)規(guī)范、圖紙和計(jì)算報(bào)告。在此基礎(chǔ)上，對(duì)導(dǎo)管架進(jìn)行了整體現(xiàn)場(chǎng)分析，選取了典型工況的焊縫對(duì)接位置和受力荷載，重點(diǎn)是分析和提取母材和焊縫處的載荷，采用上述規(guī)范的評(píng)估流程，進(jìn)行ECA評(píng)估。在評(píng)估過程中，先給定各項(xiàng)參數(shù)條件，最后明確了表面缺陷、內(nèi)部缺陷、嵌入缺陷的可接受范圍以及疲勞評(píng)估節(jié)點(diǎn)的最終缺陷尺寸和評(píng)估結(jié)果。經(jīng)評(píng)估計(jì)算，疲勞節(jié)點(diǎn)1的初始缺陷在疲勞載荷作用下的擴(kuò)展結(jié)果和ECA 評(píng)估結(jié)果如表7和圖4所示。

表7 疲勞節(jié)點(diǎn)初始缺陷

由表7 和圖4 可知，疲勞節(jié)點(diǎn)1 的最終缺陷尺寸為5.04 mm×16.19 mm，評(píng)估點(diǎn)位于由X、Y坐標(biāo)軸和失效評(píng)價(jià)曲線圍成的區(qū)域內(nèi)，結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。斷裂節(jié)點(diǎn)2 和斷裂節(jié)點(diǎn)3 的臨界缺陷長度和深度的關(guān)系如圖5 所示，根據(jù)實(shí)際NDT 檢測(cè)結(jié)果，結(jié)構(gòu)焊縫中存在的可記錄缺陷的尺寸以及受到動(dòng)態(tài)載荷影響擴(kuò)展后的缺陷尺寸均不超過推薦的臨界裂紋尺寸。綜上所述，所選節(jié)點(diǎn)位置可以免除焊后熱處理。

圖5 典型位置的裂紋缺陷長度與深度關(guān)系

4 結(jié)論

本文以陸豐12-3WHP 項(xiàng)目深水導(dǎo)管架為研究對(duì)象，通過選取典型節(jié)點(diǎn)開展ECA 疲勞和斷裂分析，成功豁免了厚度50 mm以上焊縫的焊后熱處理工作，在保證導(dǎo)管架服役過程結(jié)構(gòu)安全的基礎(chǔ)上加快了深水導(dǎo)管架建造進(jìn)度，保證了項(xiàng)目的順利完工，為今后深水導(dǎo)管架建造免除焊后熱處理提供了借鑒和參考?？梢酝ㄟ^對(duì)深水導(dǎo)管架在位狀態(tài)進(jìn)行分析，選取典型疲勞節(jié)點(diǎn)（TKY 焊縫）和斷裂節(jié)點(diǎn)，由給定的各參數(shù)條件（焊接結(jié)構(gòu)、外載、材料基本屬性等）進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析計(jì)算，在滿足以下條件的情況下即可免除焊后熱處理。

1）ECA 評(píng)價(jià)得到的臨界缺陷尺寸均大于實(shí)際檢驗(yàn)規(guī)范NDT驗(yàn)收準(zhǔn)則的臨界值。

2）所選疲勞評(píng)估節(jié)點(diǎn)初始缺陷在動(dòng)態(tài)載荷作用下擴(kuò)展得到的最終缺陷尺寸經(jīng)過評(píng)估是可接受的。

3）CTOD值大于或等于0.15 mm，初始缺陷小于3 mm × 15 mm 時(shí)，導(dǎo)管架焊接結(jié)構(gòu)可以免除焊后熱處理。