深水导管架马鞍口焊接冷裂纹的预防措施研究

董鲁涛 刘兰金 贾江涛 梁荣春 朱得银

（海洋石油工程（青岛）有限公司，青岛 266520）

随着海洋油气开发逐渐由浅水走向深水，海洋油气开发配套的海洋油气装备的技术要求逐渐提高，尤其是钢结构产品。随着水深的增加，油气装备建造过程中使用的钢板壁厚逐渐增大，这意味着钢结构建造过程中的质量把控难度进一步加大。

导管架是一种比较常见且成熟的海洋钢结构，由中空的腿柱和连接腿柱的纵横杆组成，其主要受力的桩腿结构所用的钢板壁厚已经逐渐增加至100 mm。导管架所有结构件的连接主要通过焊接实现。在冬季，由于周围施工环境温度恶劣，裂纹特别是冷裂纹的出现将对建造工期和质量造成不利影响。文章主要分析导管架马鞍口冷裂纹出现的原因，并提出针对性的预防措施。

1 冷裂纹产生的原因分析

图1 为我国典型的深水导管架，目前此类深水导管架多用于我国南海海域，水深为200 ～300 m。相较于渤海、东海的导管架，南海深水导管架的整体质量更重，建造难度更大。例如，2022 年建造完工的亚洲第一深水导管架“海基一号”长302 m、重达3 万t，设计水深为284 m，是亚洲首例300 m 级深水导管架。

图1 典型深水导管架

导管架主要由通过卷制焊接接长的主杆件、支撑管等结构组成。各结构通过焊接连接，形成管状马鞍口节点。管状马鞍口节点比较常见的类型有T 形、Y 形、K 形，如图2 所示。在导管架的服役过程以及陆地建造过程中，管状马鞍口节点受力最为复杂。如果马鞍口节点焊缝质量存在问题，在台风等恶劣的海况条件下，存在断裂及失效风险，可能导致整个导管架和上部平台发生倾覆，造成灾难性事故[1]。

图2 典型马鞍口节点

在焊接质量问题中，最为严重、潜伏性最强的是焊缝裂纹，特别是焊接冷裂纹，如图3 所示。调查发现，焊接冷裂纹的延迟时间一般为48 ～72 h，部分延迟时间较长，为1 ～2 周或更长时间。此类延迟裂纹以及超级延迟裂纹的产生给建造施工带来了巨大的风险。

图3 典型冷裂纹形貌

延迟冷裂纹的发生具备隐蔽性，通过汇总分析发现此类裂纹具备以下典型特征：第一，裂纹大多深藏于焊缝内部，很少暴露于焊缝表面，具备隐蔽性，很难通过磁粉探伤发现，只能通过超声波探伤发现；第二，裂纹呈现带角度横向特征，符合受应力影响的特征；第三，裂纹在马鞍口的马鞍点、冠点位置出现较多，其他位置出现较少；第四，裂纹较少出现在焊缝的热影响区；第五，裂纹集中出现在安装阶段的焊口，较少在预制阶段出现；第六，裂纹在冬季的发生概率高于其他季节。

针对发现的延迟裂纹，综合分析其产生的影响因素，主要集中在4 个方面。第一，马鞍口焊缝属于封闭焊缝，拘束度较高。第二，在冬季，预热温度可能不足，工件表面水汽较大，焊缝熔池中含氢量偏高。第三，施工中焊缝层间清理打磨不够彻底，焊缝金属可能存在微小的夹杂物及夹渣，容易导致氢聚集，产生氢致延迟裂纹。第四，焊接过程可能存在焊接中断或焊丝受潮。

理论上氢致延迟裂纹的产生与所在区域可能存在淬硬组织、含氢量过高、内应力大这3 方面的因素相关性较大，产生的原因较为复杂[2]。为了在冬季施工时避免出现冷裂纹，需要排查冷裂纹出现的原因。截取裂纹区域并进行清洗，其形貌如图4 所示。通过观察可以发现，在焊缝金属分布的两处细小夹渣中间有一条裂纹，说明裂纹的萌生区域为细小缺陷位置。

图4 冷裂纹形貌

对裂纹区域进行显微组织分析，结果如图5 所示。通过观察可以发现裂纹内部存在大量黑色填充物，判断为氧化物夹渣。氧化物夹渣一般为因焊接过程中打磨清理不彻底而出现的细微氧化物。

图5 冷裂纹头部形貌

为了验证裂纹产生区域的含氢量是否存在升高的情况，测试裂纹区域试样的含氢量。测试结果显示每100 g 试样中扩散氢体积为5.65 mL。按照标准在焊材上焊接堆焊试块，然后测试扩散氢体积。测试结果显示每100 g 焊材中扩散氢体积为3.10 mL。实验测试结果表明，裂纹扩展区域的含氢量有所升高，明显高于正常焊材焊接后的水平，说明裂纹的产生与含氢量的增加有关。

横向裂纹的产生具备一定的延迟性，极端情况下可延迟数月。焊缝横向裂纹大多不从淬硬组织区域起裂，而是从夹杂物或第二相粒子区域起裂，意味着需要达到更高的临界氢浓度才能产生裂纹。由于通过长时间的不断聚集才能达到产生氢致裂纹所需的临界浓度，延迟时间一般较长。延迟时间超长的原因可能是网状先共析铁素体的产生，同时扩散氢较为均匀地分布在整个焊缝金属内。在这种情况下，需要较长时间的扩散作用才能达到临界数值。聚焦效应往往需要很长时间，因此焊缝横向裂纹的延迟时间变长，出现超级延迟裂纹。

2 冷裂纹的预防措施

通过分析可以看出，深水导管架马鞍口节点裂纹的产生与焊缝中存在的夹渣以及偏高的含氢量有直接关系，因此在施工中可以有针对性地采取措施，包括但不仅限于提高预热温度、增加后热消氢处理、选择高Ni 焊材、层间打磨吹扫等措施。

2.1 提高预热温度

经过实践证明，提高预热温度能降低产生横向裂纹的概率。在冬季施工时，周围环境的温度偏低，提高预热温度可以降低焊接冷却速度，能够有效降低产生淬硬组织的概率，同时减少焊缝周围的水汽和内部的氢。导管架马鞍口节点的总装一般在高空施工阶段完成，冬季风速大，做好节点附近的防风措施将有助于预热处理的有效实施。具体的预热温度可以根据AWS D1.1 标准中焊缝的敏感指数与拘束度、焊缝金属厚度等进行选择[3]。需注意，标准给出的推荐值为最低值，对于大型深水导管架来说，因其壁厚较厚、拘束度高等，其预热温度应在推荐值的基础上适当提高。例如，某深水导管架项目，标准推荐的预热温度为80 ℃，但在冬季施工时，将预热温度提高至110 ℃，后期复查未发现裂纹。

2.2 增加后热消氢处理

钢在不同温度下的塑性不同[4]。当温度为-200 ～1 400 ℃时，钢的塑性变形有3 个塑性高峰区和4 个塑性低谷区。焊接预热和后热在焊件塑性在第1 塑性区域的高峰区内较为有利，尤其是拘束度较高的厚壁焊件，如果无法产生弹性变形就会导致开裂。焊缝金属产生适当的塑性变形，释放拘束应力，能够对防止开裂起到一定的作用。

后热消氢处理的温度通常设定在200 ～300 ℃，可以满足氢逸出的需要。如果高于这个温度范围，就会进入回火脆性区。因此，在施工中可以采取如下后热消氢处理措施：将焊件加热至200 ～250 ℃并保温4 h，然后缓慢冷却。需注意，保温结束后不能立刻去掉保温棉，而是要用保温棉包覆实现缓慢冷却。后热处理过程中，质量检验人员要全程旁站，通过热电偶精准控制加热和保温温度，必要时使用红外线测温枪辅助检测温度。

马鞍口在焊接完成后可以进行焊后消应力热处理，其效果优于后热消氢处理。一般推荐对壁厚大于50 mm 的马鞍口采取焊后热处理，热处理保温温度一般为594 ～650 ℃。

然而，在实际施工中，由于在热处理高温条件下高空总装马鞍口节点存在变形的可能，再加上高空电加热设备的能力有限和高空保温难度较大，进行焊后热处理的难度极大。在焊接过程中，一般采用裂纹尖端张开位移（Crack Tip Opening Distance，CTOD）和工程临界评估（Engineer Critical Assessment，ECA），检验非热处理状态下焊接接头的性能是否满足要求，若满足要求可免除标准规定的焊后热处理。因此，焊后消应力热处理虽然有效，但施工一般不采纳。综上所述，后热消氢是一种较为简单、经济的降低冷裂纹产生概率的方法。

2.3 选择高Ni 焊材

避免网状先共析铁素体的产生可以有效降低裂纹发生的概率。目前，我国深海导管架使用的主结构钢材为《船舶及海洋工程用结构钢》（GB/T 712—2022）中规定的DH36 和EH36 钢板，其设计屈服强度为355 MPa。在焊材的选择上，一般选择70 kg 级的焊材。例如，设计标准为AWS A5.20/A5.20M 的E71T-1CJ 焊材，其设计最低屈服强度为400 MPa，金属元素Ni 的质量分数为0.5%左右。增加焊材中的金属元素Ni 的质量分数可以有效减少先共析铁素体的产生，因此对于深海导管架的马鞍口节点，特别是壁厚大于50 mm 的马鞍口节点，建议选取Ni 质量分数更高、强度为80 kg 级的焊材进行焊接，以提升焊缝金属的韧性及抗裂性能。目前，应用效果较好的焊材为以AWS A5.29 为设计标准的E81T1-K2M 焊材。推荐使用日本神钢DW-A55L 焊丝，其具有极为优秀的低温韧性和抗开裂能力。

2.4 层间打磨吹扫

通过分析可以看出，裂纹多产生于焊缝金属中的细微夹渣处。此类夹渣在超声波检测（Ultrasonic Test，UT）中多被识别为点状超标缺陷，产生原因是焊接过程中清理不到位，再加上熔池冷却速度过快，导致夹渣未浮出熔池。为防止出现此类夹渣，在焊接过程中应避免焊道之间出现尖锐凹槽，若出现凹槽则要及时打磨、处理焊缝。打磨处理后，使用压缩空气吹扫焊道及其周围，去除打磨尘土、碎屑等，可以有效避免此类点状缺陷的产生[5]。

通过采取以上措施，在2023 年交付的某南海海域深水导管架，从建造开工到冬季建造，再到完工后的复检，未发现一例裂纹，证明以上措施有效。

3 结语

深海导管架马鞍口节点在冬季施工时冷裂纹产生的概率较大。冷裂纹的产生大多与焊缝金属中的细微夹渣以及局部的氢聚集有关。通过采取提高预热温度、增加后热消氢处理、选择高Ni 焊材、层间打磨吹扫等措施，可以有效降低裂纹发生概率。