孫 吉，桂赤斌，陳文君

（1海軍工程大學(xué) 船舶與動力學(xué)院，武漢 430033；2華中科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，武漢 430074）

1 引 言

焊接是造船過程中極為關(guān)鍵的環(huán)節(jié)。對于高強鋼船體，非常微小的焊接缺陷都可能導(dǎo)致極為嚴重的宏觀破壞[1]，因此對焊接結(jié)構(gòu)進行科學(xué)的安全評定具有重要的研究意義。

將焊縫與母材的屈服強度分別記為σyW與σyB，依據(jù)二者比值“接頭匹配系數(shù)”M=σyW/σyB的大小，可將接頭分為不同類型。M＜1時稱為“低匹配”，M＞1時稱為“高匹配”。當σyW與σyB相差很小（10%以內(nèi)），0.9≤M≤1.1時，也可大致稱為“等匹配”[2-3]。研究發(fā)現(xiàn)，接頭匹配關(guān)系對焊接結(jié)構(gòu)的使用性能影響顯著。但在具體焊接工程中究竟哪種匹配方案最佳，長期以來存在著不同看法。

為了建立統(tǒng)一的安全評定標準，歐洲委員會于1999年完成了“歐洲工業(yè)結(jié)構(gòu)完整性評定程序”，簡稱“SINTAP”[4]。本文基于此標準，對高強船體鋼的不同匹配含缺陷焊接接頭進行安全評定。

2 SINTAP評定標準

2.1 SINTAP評定等級的選擇

SINTAP可以同時考核結(jié)構(gòu)對脆性斷裂及塑性失穩(wěn)兩種破壞模式的抵抗能力，它提供了失效評定圖FAD和裂紋推動力CDF兩種分析方法。本文采用前者，其關(guān)鍵在于失效評定曲線f（ Lr）的建立與評定點坐標（Lr,Kr）的計算。FAD圖由曲線f（ Lr）與截止線Lr=圍成，若評定點（Lr,Kr）落于圖中安全區(qū)，則判定結(jié)構(gòu)安全。圖中橫縱坐標均無量綱，分別稱為“塑性失穩(wěn)比”與“脆性斷裂比”。

根據(jù)評定對象的具體情況及資料數(shù)據(jù)的完備程度，SINTAP方法分為7個評定等級，劃分細致、精度較高。根據(jù)實際需要，本文可選擇第1、2級評定。

2.2 第1級評定曲線方程

第1級評定用于焊接接頭不匹配程度小于10%，大致上“等匹配”的場合。在這種情況下，可將接頭視為均質(zhì)材料。

根據(jù)材料拉伸時有無出現(xiàn)屈服平臺，第1級評定曲線分3種情形。本研究所涉及的母材與焊縫均有屈服平臺。故將評定曲線f（ Lr）分為三段，表達式如下:

式中:λ=1+EΔε/σy，E為彈性模量，本文中焊縫與母材的彈性模量統(tǒng)一取為 2.06×105MPa；Δε為屈服平臺長度，按 Δε=0.0375（ 1-σy/1000）估算；N為應(yīng)變硬化指數(shù)，按N=0.3（ 1- σy/σu）估算，σu為材料的抗拉強度。

另有FAD圖中截止線表達式，

2.3 第2級評定曲線方程

第2級評定適用于接頭不匹配程度大于10%的場合，其評定曲線f（Lr）與（1）式基本相同，只將其中λ換為λM，N換為NM。二者計算式為:

式中下標M代表接頭。FyM為接頭屈服極限；FyB為假定此結(jié)構(gòu)為純母材時的屈服極限。SINTAP提供了不同場合下FyM/FyB的計算方法。

另有截止線表達式，

3 試驗材料、方法與結(jié)果

母材為武鋼生產(chǎn)的10CrNi3MoV連鑄鋼板，取6塊鋼板與強度級別不同的3種焊條，經(jīng)手弧焊對接得到3副焊接試板，分別記為1#、2#和3#。

焊接工藝參數(shù)如下:電壓23～25 V，電流150～170 A，焊速20 cm/min；正面焊5層，反面碳弧氣刨清根之后再焊3層，從而形成大致的X型坡口。每一面的一二層采取單道焊接，其余每層雙道，道溫控制在100～120℃。

接頭及外載形式如圖1所示。每塊鋼板尺寸統(tǒng)一取為 400 mm（2W）×150 mm（L/2）×20 mm（B）。

3.1 拉伸試驗

為了獲得焊縫與母材各自的強度水平，依據(jù)國標“GB/T 228-2002”與“GB/T 2652-2008”完成了拉伸試驗，結(jié)果列于表1。

圖1 焊接接頭與外載示意圖Fig.1 Sketch of the weld joint and the load

表1 焊縫和母材的拉伸試驗結(jié)果Tab.1 Results of tensile tests

表2 焊接接頭CTOD臨界（δ）值Tab.2 CTOD critical values of joints

根據(jù)表1，依次將3副對接板的接頭匹配類型分別稱為低匹配、等匹配與高匹配。

3.2 CTOD試驗

為了表征接頭的斷裂韌度，依據(jù)國標“GB/T 21143-2007”完成了“裂紋尖端張開位移（CTOD）”試驗。制備試樣類型為 SE（B），尺寸統(tǒng)一取為 18 mm×36 mm×170 mm，預(yù)制疲勞裂紋均取在焊縫中心，試驗溫度為-20℃。試驗結(jié)果列于表2。

取試驗結(jié)果中的最小值，則3副試板焊縫的CTOD臨界值分別為0.137 mm、0.192 mm、0.125 mm?？梢?者的斷裂韌度水平相差不大，有利于本文的對比研究。

4 安全評定

4.1 建立失效評定圖

根據(jù)2.2與2.3節(jié)的方程式，由表1中試驗數(shù)據(jù)可分別作出3副試板的FAD圖。發(fā)現(xiàn)依據(jù)SINTAP第1、2級評定方法作出的FAD圖形狀基本相同，不同匹配條件對其影響很小。

4.2 確定評定點坐標

Lr代表結(jié)構(gòu)趨于塑性失效的程度，計算式為:

式中P為結(jié)構(gòu)承受的外載，P0為接頭塑性失穩(wěn)載荷。根據(jù)承載過程中材料屈服的先后順序，P0可分別取為焊縫或母材的屈服強度[5-6]。按照《艦船通用規(guī)范》中船體結(jié)構(gòu)第一類構(gòu)件總縱強度校核衡準，將結(jié)構(gòu)設(shè)計應(yīng)力取為σmax≤[]σ =0.38σs，此處 σs為母材屈服強度。 因此取 P=0.38σs=238 MPa。

Kr表征結(jié)構(gòu)趨于脆性斷裂的程度，SINTAP提供的Kr的表達式為:

參照矢島浩等人[7]的研究，取定焊縫中拉伸殘余應(yīng)力系數(shù)0.3，即殘余應(yīng)力值為σR=0.3σyB。采用CTOD試驗的δ值作斷裂韌度參量δmat[8]，則有:

式中δ1與δ2分別為結(jié)構(gòu)在外加載荷及殘余應(yīng)力作用下的CTOD值[9]。

式中a為結(jié)構(gòu)中裂紋半長。為了合理對比，根據(jù)日本NK規(guī)范提供的經(jīng)驗標準，對3種匹配的船體鋼板焊接接頭，統(tǒng)一假設(shè)焊縫中心存在2a=70 mm長裂紋。

結(jié)合試驗數(shù)據(jù)，聯(lián)立方程式（8）-（12），可得到 3 組評定點坐標Lr與Kr值，列于表 3。

表3 評定點縱坐標值Tab.3 Results of Lr&Kr

5 評定結(jié)果與分析

根據(jù)上面的分析計算，分別作出3副試板各自的安全評定圖，如圖2-4所示。

圖2 低匹配接頭安全評定結(jié)果Fig.2 Assessment of 1#joint

圖3 等匹配接頭安全評定結(jié)果Fig.3 Assessment of 2#joint

圖4 高匹配接頭安全評定結(jié)果Fig.4 Assessment of 3#joint

由圖2-4對比分析可以看出，在本研究中，雖然10CrNi3MoV鋼焊接接頭各種匹配的評定點均落在安全區(qū)內(nèi)，但相比等匹配與高匹配來說，低匹配接頭的安全裕度有所降低。

對于不匹配焊接接頭的安全評定來說，SINTAP方法FAD圖中評定點的橫坐標Lr主要由材料的屈服強度決定；而縱坐標Kr則由材料的韌度決定。對比圖2與圖3、4，低匹配接頭的Lr與Kr均比等匹配與高匹配高，說明低匹配接頭的塑性失穩(wěn)的抵抗能力與抗脆斷能力均不如等匹配與高匹配接頭；而對比圖3與圖4可以明顯看出，等匹配與高匹配接頭評定點的Lr值相等，說明二者對塑性失穩(wěn)的抵抗能力基本相同；但等匹配接頭評定點的縱坐標Kr小于高匹配接頭，說明前者抗脆斷能力優(yōu)于后者。因此，盡可能實現(xiàn)接頭等匹配，將進一步提高結(jié)構(gòu)的安全裕度。

6 結(jié) 論

應(yīng)用SINTAP方法對10CrNi3MoV船體鋼不同強度匹配的焊接接頭進行了安全評定，結(jié)論如下:

（1）依據(jù)SINTAP第1、2級評定方法作出的FAD圖基本相同，不同匹配條件對其影響很小。

（2）10CrNi3MoV船體鋼焊接接頭，在強度分別為低匹配、等匹配與高匹配的情況下，焊縫中心如存在70 mm長裂紋，在正常服役條件下，結(jié)構(gòu)仍是安全的。

（3）在接頭韌度水平相似的試驗情形下，低匹配接頭對塑性失穩(wěn)及脆性斷裂的抵抗能力均稍差；試驗中，焊縫強度稍高于母材的等匹配安全性能最優(yōu)。

[1]桂赤斌.高強度鋼船體焊接工程技術(shù)[M].武漢:湖北科學(xué)技術(shù)出版社,2006.Gui Chibin.Welding Engineering Technology of High-strength Steel Hull[M].Wuhan:Hubei Science and Technology Press,2006.

[2]張彥華.焊接力學(xué)與結(jié)構(gòu)完整性原理[M].北京:北京航空航天大學(xué)出版社,2007.Zhang Yanhua.Welding Mechanics and Principles of Structural Integrity[M].Beijing:Beijing Aerospace University Press,2007.

[3]方洪淵.焊接結(jié)構(gòu)學(xué)[M].北京:機械工業(yè)出版社,2008.Fang Hongyuan.Welded Structure[M].Beijing:Machinery Industry Press,2008.

[4]WEM/SINTAP/PROC_7/CONTENTS REGP.SINTAP Procedure Final Version:November 1999[S].2000.

[5]川畑友彌,堺埆英男,大西一志,等.高張力鋼繼手の耐脆性破壞特性に及ぼす溶接繼手軟質(zhì)化の影響[C].溶接學(xué)會論文集,2010,28(3):296-304.

[6]Kim Yun-Jae,Ainsworth R A,Zerbst U,et al.SINTAP defect assessment procedure for strength mis-matched structures[J].Engineering Fracture Mechanics,2000,67:529-546.

[7]矢島浩.船體構(gòu)造的斷裂控制管理[R].北京:中國造船工程學(xué)會船舶結(jié)構(gòu)疲勞與斷裂學(xué)組整理,1982:26-27.Yajima Hao.Fracture control and management of ship hull structure[R].Beijing,1982:26-27.

[8]British Energy Generation Ltd.Stress Intensity Factor and Limit Load Handbook[R].Engineering Division EPD/GEN/REP/0316/98 ISSUE 2,1999.

[9]鄧彩艷,張玉鳳,霍立興.基于SINTAP標準的海底外輸管線安全評定[J].焊接,2005(9):17-20.Deng Caiyan,Zhang Yufeng,Huo Lixing.Safety assessment used for welded pipeline based on SINTAP[J].Welding,2005(9):17-20.