馮超，趙雷，徐連勇，韓永典，郭慧娟

(1.天津大學，天津 300350；2.天津市現(xiàn)代連接技術重點實驗室，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[1-2]。海洋深水平臺的性能是海洋化石能源開發(fā)中的關鍵環(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雜結構與焊接技術息息相關[3-5]。由于結構的不均勻性及焊接技術的固有特點，海洋平臺導管架節(jié)點位置存在應力集中，易導致焊接冷裂紋的產(chǎn)生，進一步影響到海洋平臺結構的服役壽命與安全性能[6-8]。

當前隨著科學技術的進步，海洋平臺結構越來越趨于大型化，僅依靠試驗手段難以進行大量、準確的研究，因此定量評價海洋平臺導管架Y形節(jié)點焊接冷裂性具有重要的現(xiàn)實意義。隨著有限元技術的不斷發(fā)展和應用，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]通過大量實際海洋平臺導管架結構管節(jié)點的實際焊接試驗，發(fā)現(xiàn)焊接過程中進行合理的預熱與后熱并盡量降低焊條中氫的存在，有利于抑制導管架結構管節(jié)點裂紋的產(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展行為進行了有限元分析分析，通過應力強度因子的合理計算及扭轉載荷與壓力載荷的合理使用實現(xiàn)了實際服役情況的有效模擬，獲得了準確的模擬結果。陳哲等人[14]基于試驗手段對不同焊接方法條件下的焊接接頭的疲勞裂紋擴展速率進行了研究，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理論，通過考慮海洋平臺導管架結構的實際服役環(huán)境計算熱點應力，進而通過疲勞裂紋擴展行為的分析對導管架結構的疲勞壽命與可靠性進行了評定，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試驗機理，利用數(shù)值模擬方法對導管架Y形管節(jié)點的拘束應力進行分析，進而定量評價其冷裂性，從而為海洋平臺結構的安全服役提供借鑒意義。

1 數(shù)值模型建立

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

1.1 計算區(qū)域

選取導管架結構的Y形節(jié)點進行建模計算，其實際焊接過程與坡口形狀如圖1、圖2所示。導管架結構中，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 實際焊接過程

圖2 實際坡口形狀

為合理評價導管架Y形管節(jié)點的冷裂性，依據(jù)以下步驟建立馬鞍形焊縫的計算區(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；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份的一系列基準線；③以投射圖為基準面，坐標軸線為基準線，根據(jù)相貫線與坡口線的坐標，連接后分別得到管節(jié)點的相貫線與坡口線；④根據(jù)坡口線進行拉伸得到支管模型和馬鞍形坡口進行焊縫填充，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

基于所建三維實體模型，在滿足精度的前提下，提高計算效率，減小存儲空間。為節(jié)省計算時間，基于模型的對稱性，采取1/2模型進行計算。導管架Y形節(jié)點及相應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，模型與實際結構尺寸比例為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管架專用鋼E36高強鋼，其名義化學成分見表1。利用感應加熱設備對坡口預熱至66 ℃并保溫60 s，焊絲牌號為GFL-71Ni，采用FCAW-G工藝進行焊接，熱輸入為1.1 kJ/mm。

表1 E36鋼化學成分(質(zhì)量分數(shù)，%)

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

圖7 E36高強鋼性能參數(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，實現(xiàn)對焊接過程的合理模擬，得到較為準確的溫度場，模型的大小以焊接溫度場達到準穩(wěn)態(tài)時所能達到的最遠距離為邊界；②數(shù)值模擬過程中，由溫度超過材料熔點的單元圍成焊縫輪廓，將其與實際焊縫形狀進行對比分析直至模擬結果驗證良好；③對節(jié)點處焊縫的熱循環(huán)曲線進行提取，取平均值后導出數(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致拘束應力的產(chǎn)生，從而影響最終的拘束應力分布。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力釋放和自由變形，也不能產(chǎn)生剛性位移。根據(jù)實際焊接過程中Y形管節(jié)點的拘束狀態(tài)來確定數(shù)值模擬過程中的夾持條件，這是得到準確數(shù)值模擬結果的重要前提。如圖9所示為根據(jù)實際拘束條件得到的夾持情況，在焊接過程中認為Y形管節(jié)點為全約束狀態(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)值模型的拘束應力云圖，展示了焊縫不同區(qū)域的等效應力。Y形管節(jié)點由于其結構的特殊性存在較大的應力集中，容易成為焊接延遲裂紋的起裂位置。在以支管為基準的柱坐標系下，提取管內(nèi)壁焊根處沿著內(nèi)相貫線的應力分布和管外壁焊趾處沿著外相貫線的應力分布(方向為順時針)，從而對拘束應力進行分析并對冷裂性進行定量評價。

圖10 拘束應力云圖

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

圖11 管內(nèi)壁焊根處軸向拘束應力

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

圖12 管內(nèi)壁焊根處周向拘束應力

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

圖13 管內(nèi)壁焊根處徑向拘束應力

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

圖14 管外壁焊趾處軸向拘束應力

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

圖15 管外壁焊趾處周向拘束應力

如圖16所示，管外壁焊趾處徑向拘束應力均為壓應力，由此可知徑向拘束應力對管外壁焊趾的開裂并無促進作用，因此不能采用周向拘束應力大小作為判據(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力

4 結論

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力沿著相貫線的變化進行了分析，并將危險點的拘束應力值與E36高強鋼的臨界拘束應力進行了對比。分析結果表明，管內(nèi)壁焊根處和管外壁焊趾處危險點的最大拘束應力值492 MPa小于E36高強鋼的臨界拘束應力，即導管架Y形管節(jié)點的焊根和焊趾處均不會發(fā)生焊接延遲開裂。