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含缺陷海洋焊接结构的安全评定

文档作者：刘洪伟陶慧琴朱曼欧文档来源：上海船舶工艺研究所		点击数：	更新时间： 2021年06月16日
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第27卷第6期
2012年12月
中国海洋平台
CHINA OFFSHORE PLATFORM
V01．27 No．6
Dec．，2012
文章编号：1001—4500(2012)06—0032—04
含缺陷海洋焊接结构的安全评定
刘洪伟，陶慧琴，朱曼欧
(上海船舶工艺研究所，上海200032)
摘要：应用断裂力学方法对含缺陷的海洋结构进行了工程断裂评定(ECA)，阐述了工程断裂评定方法、
步骤，探讨了如何获得更高的评定精度，同时应用MSSA软件给出了海底管道焊接接头断裂和疲劳评定的缺
陷容许尺寸，并绘出相应的曲线。
关键词：工程断裂评定；安全评定；容许尺寸；疲劳
中图分类号：U692 文献标识码：A
Safety Assessment of Marine Welded Structure with Defects
LIU Hong—wei，TAO Hui—qin，ZHU Min—min
(Shipbuilding Technology Research Institute，Shanghai 200032，China)
Abstract：Based on fracture mechanics theory，a procedure of ECA has been carried out
to assess the safety of marine structure with defects．During the assessment，ECA processes
are given in detail and the assessment algorithm is also discussed in order to achieve more ae—
curacy．At the end of the article，tolerable defect size curves for submarine pipeline welded
joints are presented to facilitate marine construction．
Key words：ECA；safety assessment；tolerable size；fatigue
0 前言
在世界范围内，随着陆地能源的逐步枯竭，人们开始寻求海洋油气资源的开发。近年，在全球发现的较
大的油气田中，海洋油气田的比例已经占到总数的60％以上，而且油气资源的开采正从浅海向深海发展。
海上油气的开采和输送需要依赖海洋石油平台、海底管线等设施，这些设施在复杂恶劣的海洋环境中，常年
经受着暴风、巨浪、洋流以及浮冰的威胁，因此海洋结构的安全备受人们的关注。
为了保证海洋结构的安全，无论是在施工阶段还是在服役阶段都不允许缺陷存在，否则就要作返修或者
报废处理。随着断裂力学和焊接技术的发展，合于使用(fit—for—purpose)[13原则受到人们的重视，其实质
是允许缺陷的存在，但是必须保证海洋结构在有效寿命周期内是绝对安全的。
1 评定方法
英国标准协会提出的BS7910((焊接结构中缺陷的可接受性评定方法》[23是世界公认的工程断裂评定
(ECA)方法之一，标准包括了结构的疲劳评定方法和断裂评定方法。
收稿日期：2012—05—09； 修改稿收到日期：2012—11—15
作者简介：刘洪伟(1969一)，男，高级工程师。
万方数据
第6期刘洪伟，等含缺陷海洋焊接结构的安全评定
1．1疲劳评定原理
基于断裂力学方法的Paris裂纹扩展定律，计算初始裂纹a。到临界裂纹a，的区间上进行积分，求出结
构的剩余寿命。结构剩余寿命的计算公式如下：
da／dN—A(△K)“ (1)
r一而黑丽一A(加)”N (2)Y J。， ”(兀口)州2 ⋯一7 ⋯
式中：如／州为裂纹扩展速率；A和m是由材料、加载条件，环境、循环频率决定的常数；△K为应力强度因子
范围；y为应力强度因子修正系数[2’3]。
在循环应力的作用下，如果应力强度因子大于裂纹扩展到门槛值，那么裂纹将沿着长度、深度方向扩展。
裂纹扩展后，裂纹的实际尺寸为上一个裂纹尺寸加上裂纹增量，即(n 7+血)和(c7+&amp;amp;)，每个应力循环后裂
纹的增量计算公式如下：
缸一A(△Kn)m
(3)
&amp;amp;一A(△K。)”
式中：△K。为裂纹最深点处的应力强度因子；△K。为裂纹长轴尖端处的应力度调因子。
从上面的原理可知，如果已知结构经受的总应力循环次数，就可以根据裂纹的临界尺寸计算出疲劳评定
的缺陷容许尺寸。
已知平面缺陷等效尺寸的情况下，评定的具体过程包括以下几个步骤：首先，求出裂纹的临界尺寸a，；
其次，确定裂纹的扩展常数A、m和应力强度因子门槛值dlK虎；第三，求出应力强度因子范围△K；第四，求
出每个循环产生的裂纹增量；重复步骤三、四直到达到裂纹的极限尺寸或到达指定的设计寿命为止。
1．2断裂评定方程
疲劳评定使用的临界裂纹尺寸，需要根据断裂评定中的FAD(Fracture Assessment Diagram)评定曲线
方程求解。FAD图是评定曲线与坐标轴包围成一个区域，落入区域内的评定点所代表的缺陷可以接受，否
则不可接受，落在评定曲线上的值为缺陷的临界值。二级断裂评定是常规的评定方法，实际中使用最多。
(1)2A级评定曲线方程
横坐标载荷比率评定曲线方程如下：
L，一堑(4)
dy
纵坐标断裂比率评定曲线方程如下：
当L，≤L～。，K，一(1—0．14L；)[-o．3+0．7exp(一0．625L：)] (5)
当L，>L～。，K，一0
式中：L～。一(ay+d。)／(2ag)，ay和盯。分别是屈服强度和抗拉强度，典型低合金钢和焊缝L～。一1．15；典型
碳钢和奥氏体焊缝L～。一1．25；典型奥氏体母材L～。一1．8。
对于具有不连续屈服曲线或者不能确定没有不连续曲线的，应该使用2B级评定或者取L，一1。
(2)2B级评定曲线方程
2B级评定适用于母材和所有类型焊缝金属，不适用于热影响区HAZ的评定。2B级评定时需要特定的
应力一应变曲线，它的评定结果比2A级更精确。评定曲线基本方程如下：
当Lr≤L舢x，K，一(％+是)“一(6)
当L，>L～。，K，一0
式中：e。，为单轴拉伸真应力一应变曲线上真应力(L，盯y)对应的真应变。
当没有真应力应变图时，真应力吼和真应变e。可以从工程应力应变换算得来。
2 评定参数
2．1管道参数
万方数据
中国海洋平台第27卷第6期
管道外径西323．9 mm，壁厚t一12．7 mm。管道的环焊缝采用半自动焊，焊缝分6层焊完，盖面焊缝由
2层焊缝焊成。8焊道环缝韧带尺寸一般取为1～2
个焊道高度，韧带尺寸P一2．1 mm。
2．2材料性能
API 5L X56管线钢母材和焊缝金属的力学性
能列于表1中，工程应力应变曲线如图1和图2所
示。
600
500
400
曼300
200
100
O
0 00 0．02 0．04 0．06 008 0．10 0．12 O 14 0．16
e
表l管线屈服强度和抗拉强度
600
500
400
曼300
200
100
O
图1 wl试样的工程应力一应变图图2 W2试样的工程应力一应变图
2．3静态应力和动态(循环)应力参数
对管道铺设的各个站点进行应力分析，15 m水深处的最大应力为200．9 MPa。
动态应力是在动态因子Q取最大值即Q一25％时，所得到的应力范围Aa=100．45 MPa。铺设时每个
接头所经受应力循环次数为3718次。
3 评定计算
环形焊缝在焊态条件下，垂直缺陷(平行焊接方向)方向的残余应力未知时，残余应力的确定方法有两
种：(1)保守地认为残余应力沿壁厚是均匀的，应力值取金属和母材屈服极限的最小值；(2)低热输入(25～54
J／mm)的管道对接接头的应力分布剖面如图3所示。
海底管道表面涂有混凝土保护层，管道接头处用胶
泥防护。因此焊缝接头处的裂纹扩展定律参数‘23按照钢
制空气中数据选取，应力因子范围△K。以及裂纹扩展常
数m和A如表2所示。
表2疲劳裂纹扩展定律参数
7；
厶
至一
b
，、
毯
接
镁
星
鼙
； ／
‘，，J一
| ／7
／ | ／
＼ ／，7
、／
，
、，q／
0 2 4 6 8 10 12 14
焊趾处测量距离(z／mm)
将应力、缺陷尺寸等参数带入作者开发的MSSA软图3残余应力在壁厚方向上的分布
件中进行求解计算，在计算过程中，软件自动断裂纹尖端应力因子范围值是否超过Paris定律两段线扩展线
转换点的△K值，以选取合适的m和A常数，在应力强度因子△K接近门槛值时使用等效△K吖对AK进
行修正。
万方数据
第6期刘洪伟，等含缺陷海洋焊接结构的安全评定
4 计算结果
15 m水深含有埋藏裂纹的管道的容许裂纹尺寸如表3和图4、图5所示，下面表中的容许裂纹尺寸是临
界裂纹尺寸除以安全因子(SF一1．1)得到的值。
表3埋藏裂纹2级评定的裂纹容许尺寸(错边量e一0．15 t)
2A级容许裂纹尺寸
断裂容许尺寸mm 疲劳容许尺寸mm
长度2c 深度2a 长度2c 深度2a
2B级容许裂纹尺寸
断裂容许尺寸mm 疲劳容许尺寸mm
长度2c 深度2a 长度2c 深度2a
0 50 loo 150 20(1 250 300 350 400
裂纹长2c／mm
图5 2A级评定容许曲线
曼
毒
高
罐
嚣
群
0 50 100 150 200 250 300 350 400
裂纹长2c／nml
图6 2B级评定容许曲线
进行积分计算时，一般是将积分期间划分成无数小的区域，应力强度因子使用的是小区问上平均值，积
分区间划分得越小积分结果越精确。但是，这种算法的计算结果有一定的误差。如果裂纹每经受一次应力
循环，就计算一次裂纹的尺寸和裂纹尖端应力强度因子，那么每次应力循环都可以清楚地反映裂纹前沿的形
状，计算结果也更能反映裂纹扩展的真实情况。
裂纹在长轴和短轴两个方向的扩展，一般采用成比例扩展的假设，硅然它不能真实地反映裂纹的实际扩
展情况，应以裂纹尖端的应力强度因子是否大于裂纹扩展的门槛值△K。作为判断依据，裂纹每经受一次应
力循环，则计算一次裂纹尖端的应力强度因子，如果应力强度因子大于门槛值△K历，那么就计算每次应力
(下转第55页)
O
9
8
7
6
5
E{N碹蒜1眭
万方数据
第6期曹士峰．等新式海水提升泵塔在自升式钻井平台中的应用
立管西351×8；撑管垂180×8
4．4载荷
波浪、海流载荷根据程序计算结果自动施加，风载荷根据实际作用位置施加在海水提升泵架结构上。
工况按自存工况考虑：波高取为9．3 ITI，周期8．9 S，流速1．285 m／s；风速取为51．5 m／s。
4．5强度计算结果
结构安全系数为1．10，则其许用应力为：
[司一以／1．25—188．0 MPa
实际计算结果最大应力为124．853 MPa，小于许用应力，均满足规范要求。海水提升泵架应力分布如图
6所示。
图5海水提升泵架计算模型图图6海水提升泵架应力分布图
参考文献
[1]陈宏．自升式钻井平台的发展综述[J3．中国海洋平台．2007(6)．
(上接第35页)
循环作用后裂纹的扩展量。这种算法能比较真实地反映裂纹尖端的扩展情况。
5 结论
(1)在缺陷容许尺寸曲线图中，位于相应容许尺寸下方的缺陷认为可以接受。
(2)当管线经受应力循环次数较大时，应采用考虑疲劳的裂纹容许尺寸曲线。
(3)结构每经受一次循环应力则计算一次裂纹尖端△K的算法，避免了因划分积分区间造成△K阶越
而导致的误差，更趋于裂纹尖端的真实情况，结果更为精确。
(4)缺陷容许尺寸曲线图可以直接应用于生产实际，对指导生产一定的价值。
参考文献
[1]霍立必．焊接结构工程强度[M]．北京：机械工业出版社．1995。274—275．
[2]British Standards Institution．BS7910—2005：(incorporating Amendment No．1)Guide on methods for assessing the accepta—
bility of flaws in metallic strucres[-S-]．Londons，2005
[3]Connelly M，Zettlemoyer N．Stress concentration at girth welds of tubulars with axial wall misalignment[CJ．Proc．
Cord．5th International Symposium of Tubular Structures．Nottingham UK，August．1993．
万方数据

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