CONNECTIONS FOR WELDED TUBULAR STRUCTURES

1984 HOUDREMONT LECTURE

CONNECTIONS FOR WELDED TUBULAR STRUCTURES by Peter W. Marshall Shell Oil Company USA Professor Dr.-Ing. Eduard Houdremont was a metallurgist at the Fried. Krupp Co. in Germany during the 1930*s, 40*s and 50fs. His competence in the broad fields of steel production and steel processing was recog­ nized by experts from many countries. He was frequently called upon when difficult problems had to be solved, and took pleasure in putting his knowledge at the disposal of the welding community. Today's lecture is being given in Prof. Houdemont's honor by a struc­ tural engineer whose knowledge of welding metallurgy has been gained mostly from experts with Armco Steel Company. These men, who followed Prof. Houdremont's example, and whose contributions to the technology of tubular connections, particularly for applications to offshore structures, should also be acknowledged. Prof. Houdremont's special place in the pantheon of IIW derives from his many lectures and publications and his role in the German Welding Society, DVS, in gaining acceptance for DVS as a member of the Inter­ national Institute of Welding. As Vice President of IIW, he prepared the way for the 1957 Annual Assembly to be held in Essen, Germany; where as chairman of Comm. IX he also conducted a session on welding metallurgy. Although he died of a sudden heart attack shortly there­ after, the record of his tireless effort serves as an example for all of us who tend to volunteer for too much. APPLICATIONS OF TUBULAR STRUCTURES Tubular members enjoy an efficient distribution of their material, particularly in regard to beam bending or column buckling about multiple axes. For exposed applications, the clean lines of a closed section are aesthetically pleasing, and minimize the amount of surface area for dirt, corrosion, or other fouling. With circular tubes, re­ duced forces also apply for loadings due to wind and waves. Tubular columns are widely used in high-clearance single story build­ ings, such as shopping malls and warehouses, where radius of gyration is more important than section area.

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Tubular designs are also widely used for such long span structures as expressway overhead signs, pedestrian bridges, booms for construction cranes and mining draglines, drilling derricks, radio masts, and the like. Tubular space frames are used for such dramatic architectural applica­ tions as long-span roofs, atrium skylights, radio-telescope dish antennas, Olympic ski-jumps, and wildly looping amusement park rides. Here square and rectangular tubes offer simple welded connections in orthogonal planes, while circular tubes offer simple welded connections in any plane desired. Unfortunately, the potential elegance of these structures is often ruined because of problems with the connections. The designer may lack confidence in simple direct welded connections, and devise an awkward gusseted joint to do the same job. The fabri­ cator may unwittingly take on such a job, unprepared for the special­ ized layout, cutting, fitting, welding, and inspection tasks involved. The erector may insist on bolted field connections. Finally, the job may get bogged down in a dispute with officials who do not understand the technology, either. Thousands of tubular structures have been built for offshore oil drilling and production since 1947. Typically, these consist of a tubular space frame, or jacket, which extends from the sea floor to just above the sea surface. This is usually fabricated in one piece at an onshore site, transported by barge, launched at sea, and upended on site by partial flooding. Tubular piling are driven through the jacket legs to resist vertical service loads and lateral storm loads. To complete the structure, a deck section is added, usually a composite of tubular members and conventional rolled sections. Tubular construction is also used for the lattice legs of jack-up drilling units, and for the interconnecting space frame of column stabilized floating units. Early development of offshore technology was on a trial and error basis. Braces were simply welded to the jacket legs, which served as the main member at the tubular connection without any reinforcement. After several hurricanes, some recurring failure modes became apparent, concentrated in these simple connections. As will be discussed in the section on design, these include local punching-shear/pullout failure in the main member, general collapse of the main member, unzipping of the weld, and lamellar tearing. Materials problems also included poor weldability and brittle fracture. Although fatigue failure has been an ongoing concern of research over the last 20 years, this geriatric mode of failure has only recently been observed in actual structures. These problems are covered by the "Tubular Structures" section of the American Welding Society Dl.l Structural Welding Code - Steel. Much of the technology from which this part of code evolved was developed in recent decades by the offshore oil industry. This is also the author's background. DESIGN OF CONNECTIONS Even today, despite the availability of codes of practice like AWS Dl.l, welded tubular connections have a certain mystique about them. This is no doubt enhanced by a number of spectacular failures which have occurred.

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Some result in structural collapse, while others spell financial ruin for the contractor involved. Often, when a welded tubular connection fails, the fracture is at the toe of the weld, in the heat affected zone. The designer involved may sieze upon this fact to attribute the failure to faulty materials or welding. Sometimes elaborate metallur­ gical witch hunts are staged to bolster this claim. Never mind that the weld toe is also the site of stress concentrations which are so high that most practical connections experience localized plastic straining before reaching the design load. The lawyers and their witnesses will get rich, and the mystique grows. Perhaps to a larger degree than with other types of structure, welded tubular connections require an integrated approach to fracture control. Design, material selection, fabrication, welding, and inspection must be considered together. Responsible design includes more than using stress analysis calculations to dimension the structural elements. The designer must understand the demands he implicitly places on the materials to be used, beyond yield strength and availability; and he must anticipate the methods of fabrication and welding, their limita­ tions, and their effects on service performance. The designer who does not look beyond the code formulas is a failure waiting to happen. If only to protect themselves, the practical materials and welding people who follow in executing his design should also understand what demands are being placed upon their specialty as part of the overall fracture control picture. Although many different schemes for stiffening tubular connections have been devised, the simplest is to simply weld the branch member to the outside surface of the main member (or chord). Where the main member is relatively compact (D/T less than 15 or 20), and the branch member thickness is limited to 50% or 60% of the main member thickness, the connection will be sufficiently strong to develop the full static capa­ city of the members joined, without performing detailed engineering calculations (Sherman, 1976). Where these conditions are not met, e.g. with large diameter tubes, a short length of heavier material (or joint can) is inserted into the chord to locally reinforce the connection area. Here, the design problem reduces to selecting the right combina­ tion of thickness, yield strength, and toughness for the joint can. Elastic Analysis An example of the very high local stresses which can exist in tubular connections can be found in Fig. 1. Despite the fact that the joint can here is twice the branch member thickness, the peak local stress is 7.4 times as high as the nominal axial stress in the branch member. At first yield, this connection only develops 14% of the branch member capacity. In this T-connection, the peak local stress is also 14.7 times as high as the nominal acting punching shear stress given by: t acting V

= f P

* a

* sin Θ (eqn. 1) T

Stated differently, localized yielding will occur when the punching shear stress is only 7% of the material yield strength, for this parti­ cular connection geometry. With cyclic loading at higher levels of

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load, repeated plasticity in the area of peak localized stress may actually generate heat; hence the term "hot spot". The results shown are from the analytical shell theory solution of Dundrova (1966). They are confirmed by finite element solutions (e.g. Greste, 1969, and Reimer, 1976), and by experimental stress analyses (e.g. Toprac, 1968, and Grigory, 1969). Several features of the stress distribution in the connection of Fig. 1 are worth noting. Locally, chord stress peaks at the intersection of tubes, where the branch member delivers its line load to the chord. Around the circumference which is at the branch member centerline, the stress pattern is remarkably like that of a closed ring (Roark, 1954) to which a concentrated load is applied at its intersection with the branch member. Indeed, due to the ovalizing flexibility of the chord, the branch member delivers most of its load at the hot spot saddle position rather than at the lower stressed crown position, causing an uneven distribution in load transfer across the weld. Finally, the ovalizing tendency persists for a considerable distance along the chord. At one diameter from the branch member centerline (the 4th ring), the stresses have a sinusoidal pattern, with positive values in the plane of the member centerlines, negative values in the plane at 90 degrees rotation, and magnitudes up to 40-60% that of the most highly loaded ring at the same angular positions. Figure 2 gives the results of a parameter study on the elastic strength of tubular T-connections (Caulkins, 1968). Connection geometry is ex­ pressed in terms of dimenslonless parameters beta (d/D) and gamma (R/T), Capacity is expressed as punching shear stress at first localized yielding in the chord, normalized by the material yield strength (e.g. 0.07, or 7% efficiency, for the connection of Fig. 1, having d/D=0.5 and R/T=20). In all of these connections, localized yielding (primarily shell bend­ ing at the hot spot) occurs well before the punching shear stress reaches the actual shear strength of the material (57% of yield). In the mid-range of betas, 0.3 to 0.7 as often used in space frame struc­ tures, the influence of beta is rather flat, and the punching shear capacity is dependent mainly on gamma, with high R/T producing weaker connections. As beta approaches unity (equal diameter members), the branch member delivers much of its load tangentally onto the chord, rather in punching action, and the relative capacity of the connection increases dramatically. For very small beta, the capacity approaches a constant value as for a point loaded plate or shell, corresponding to higher nominal punching shear values as the perimeter decreases. Although punching shear may oversimplify the complex pattern of shell bending and membrane stresses in tubular connections, eqn. 1 directly expresses the primary importance of thickness ratio t/T on their efficiency, as well as the fact that it is loads perpendicular to the chord wall that cause most of the local stress problems. One should be careful not to generalize the behavior of tubular connec­ tions too much based on the behavior of only T-connections. Figure 3 shows two plots of longitudinal and circumferential chord stress in a K-connection having the same member sizes and the same applied branch member nominal stress as the T-connection shown earlier in Fig. 1. Results for all the methods of analysis cited earlier are also shown.

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The pattern of circumferential stress, section C-D, retains the same characteristic shape as seen in the T-connection; however, the peak hot spot stress is only 35% as high. In addition to the high circum­ ferential stresses at the chord saddle position, there are now equally high longitudinal stresses in the chord at the crown position, in the gap region between the two branch members (section A-B, near end A ) . Since punching shear is proportional to the gradient of shell bending stresses in the chord, we see indications that much of the load is being transferred in the gap region. This load transfer across the gap, with the inward punching load of brace B partly offsetting the outward punching load of brace A, is responsible for the reduced chord ovalizing tendendy, lower chord stress, and greater efficiency of the K-connection. The other crown position, near point B, has lower chord stresses and stress gradients, with less load being transferred across the weld, more like the T-connection. Comparison of the various methods of analysis is also of interest. They all give essentially the same picture of circumferential chord stresses, which arise locally due to the overall geometry of the connection and the loading pattern imposed on the branch members. Indeed, the scatter between replicate experimental measurements is larger than the scatter between various methods. Experimental stress analyses can be very sensitive to small eccentricities and indeterminancies in the loading arrangements. For longitudinal stress, the Dundrova shell theory has some difficulty reproducing the complex pattern and sharp peaks with its trigonometric series expansion. Including additional boundary element terms which peak sharply at the intersection would probably improve this approach. Shell theory retains an advantage over finite element methods in that the time consuming effort of mesh generation is eliminated; this effort becomes particularly burdensome for complex multiplanar connections where automated mesh generation schemes have not yet been developed. Both thin shell and thick shell finite element analyses reproduce the overall pattern of stresses in the chord. However, near the weld, which is the region of interest for hot spot stress, the thick shell modelling is more realistic. A typical thick shell mesh (for the Kconnection of Fig. 4) is shown in Fig. 4. Section A-A details modelling near the weld. With judicious choice of element size adja­ cent to the weld, the Gauss-point surface stress (GPSS) corresponds to the location of the strain gage which measures hot spot stress (American definition). The European definition of hot spot stress (linear extrapolation to the toe of the weld) is also entirely consis­ tent with this kind of modelling. In neither case does the finite element analysis reflect local or microscopic notch effects at the toe of the weld; these will be discussed later under the subject of Fatigue. Ultimate Strength The elastic stress analyses just described are useful in understanding the general behavior of tubular connections, and are indispensible in fatigue analysis. However, they do not provide a practical measure of ulimate strength for static design, as most tubular connections have a tremendous reserve strength beyond first yield.

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Figure 5 represents the cross section of a tubular connection, showing its behavior during a test to failure. For small loads in the elastic range, we see the expected pattern of chord circumferential stress. Beyond yield, the connection deforms as shown in the center picture, while the applied load continues to increase. Finally, at loads which are 2.5 to 8 times the load at first yield, the connection fails — by tearing or pullout failure as shown for tensile loads, or by localized collapse of the chord for compression loads. The ultimate punching shear stress may be taken as the average or nominal stress on the potential failure surface. Figure 6 shows the results from a number of early tests to failure, plotted on this basis, with punching shear normalized on yield. As we saw earlier, the strength of the connection decreases as the gamma ratio (chord R/T) is increased. Punching shear capacity is less than the shear strength of the material, except for very stocky chords (gamma less than 7). The empirical curve and formula shown in the figure, with the addition of a safety factor of 1.8, became the basis for the first design rules for tubular connections in AWS Dl.l (1972). While these results are qualitatively consistent with the shell theory results given earlier, the overall strength level is much higher. Indeed, connections designed according to the empirical rules will ex­ perience localized yielding at their working loads. The extra capacity is the result of: * the difference between elastic and plastic section moduli for shell bending * plastic load redistribution and large deflection effects * strain hardening, typically 1.5 for the mild steels represented in these tests. These phenomena place extraordinary demands on the ductility of the chord material, and should be kept in mind when selecting steels for tubular joints (Carter et al, 1969). A theoretical approach to the ultimate strength of tubular connections is also possible. Figure 7 shows an early application of yield line theory to the ultimate strength of connections for square and rectan­ gular hollow sections. Again we see the very strong dependence of punching shear strength on the gamma ratio. Together with the thick­ ness term in eqn. 1, this results in total load capacity of the con­ nection being proportional to chord thickness squared. In addition, we also see an effect of the diameter ratio (beta = d/D) on capacity. Figure 7 also compares the yield line results with data points from tests to failure. Although the yield line mechanisms correspond to the upper bound theorem of plasticity, the experimental capacities are even higher. Presumably, this extra capacity is due to strain harden­ ing and triaxiality, as plastic section and load redistribution are already included in the theory. AWS allows a factor of 1.5 for the in­ crease, before applying their safety factor of 1.8. However, large deformations may be required to reach these design capacities. For critical connections whose sole failure would be catastrophic, or for architectural applications where localized deformations in the connec­ tions would be objectionable, AWS recommends that the allowable punch­ ing shear be reduced by one-third.

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Analytical approaches to the ultimate strength of connections of cir­ cular tubes are not as well developed. In principle, elasto-plastic finite element analysis should be possible; this has already been applied to the similar problem of pressure vessel nozzles. If solid elements are used to represent the constitutive laws for elastic and plastic deformations of the material, if strain hardening and triaxiality are included, and if a large deflection formulation is used, then the sources of extra strength enumerated earlier should be reasonably well reproduced. However, the finite element mesh would have to be much finer than that shown in Fig. 4, including subdivisions through the thickness, in order to properly trace the spread of yielding. Such analyses are formidable undertakings, and it is often easier to construct a physical model. Emprical Design Rules There are two formats in general use for the design of tubular connec­ tions. One is the punching shear format, which corresponds to the observed mode of failure in early tubular structures, and emphasizes the primary importance to the nondimentional thickness parameter (tau or t/T). Here, the design rule simply states that the acting punching shear, as given by Eqn. 1, shall not exceed the allowable punching shear defined by the code. This is a working stress design format. The second format may be termed a Limit State Design (LSD) format. It is based on the theoretical expression for localized shell bending failure in the chord under the action of a point load, given by: ultimate P * sin Θ = Τ

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F

* Q

* Q

(eqn. 2)

Here, Q-sub-f is a de-rating factor for the effects of additional member loads in the chord, having a value of unity when only branch member loads are present. The theoretical value for Q-sub-u is 4.0; however, the actual value is found to be a function of connection type (or load pattern), connection topology (as defined by nondimensional parameters beta, eta, zeta, and theta), as well as thinness ratio (gamma) and yield-to-tensile ratio in the chord. Table I gives a summary of the 1984 API and AWS punching shear rules for axially loaded circular tubes. API gives separate expressions for the different connection types, which are classified by load pattern rather than simply by configuration (T, Y, K, or X). AWS unifies these cases in terms of the ovalizing parameter (alpha), values for which are given in Fig. 8. In both criteria, the strongest connections are Kconnections with small gap (g) between the branch members, where the ovalizing tendency of one branch offsets that of the other. As the gap gets wider, connection behavior approaches that of T & Y connections. For cross connections, the ovalizing tendencies of the branch member loads are additive, further reducing the connection capacity. As we shall see later, some multiplanar connections can be even worse. The alpha values for in-plane bending (IPB) and out-of-plane bending (OPB) were chosen to reflect the relative influence of these loadings on hot spot stress (Marshall, 1978). The same expressions for acting and allowable punching shear as given in Table I, but different ex­ pressions for Q-sub-q, apply for bending, and for square and rectan­ gular hollow sections. See AWS Dl.1-84 for further details.

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Table II gives several different design criteria in Limit State Design format, for K-connections in circular hollow sections (CHS). The criteria of Kurobane (1981) are similar to those being considered by IIW s/c XV-E. The API load format is derived from the work of Yura (1980, 1983), while the AWS expressions are derived from punching shear (not corrected for the thin shell approximations inherent in eqn. 1). In all these criteria, the bracketed terms at the top of the Table correspond to Q-sub-u in Eqn. 2, and are detailed in the bottom of the Table, below the expressions for Q-sub-f. The expressions on line (1) reflect the influence of diameter ratio (beta), with values of Q-sub-u ranging from 3.4-5.0 for small beta, up to around 20 as beta approaches unity. The expressions on line (2) yield strength increases up to 1.8fold, for the effect of very small gap. Kurobanefs line (3) indicates that the strength of K-connections is not really proportional to chord thickness squared, as implied in Eqn. 2, but varies rather as the 1.8 power of thickness. Other authorities also indicate exponents less than two, ranging from 1.5 (Toprac, 1968, and DNV, 1977) to 1.7 (Carter et al, 1969, and Garf, 1980); however, the current fashion seems to be strength equations having a thickness exponent of 2.0 and fatigue S-N curves having a log-log slope of -3.0, force fitting the data to these values. Line (4) is a minor correction to the notion that only loads perpendicular to the chord need to be considered, less than 15% for practical brace intersection angles. Line (5) shows a significant detrimental effect for very high yield-to-tensile strength ratios, reflecting the actual importance of strain hardening, even though the criteria may be stated in terms of yield strength. In all, Kurobane (1981) shows design expressions for 24 different categories of connections involving circular tubes. With all these refinements, Kurobanefs expressions provide a more accurate fit to the available test data, than does the AWS approach of using simpler, more general expressions. However, real-world design situations often fall in between the idealized categories, or outside their range, and it is for all these various interpolations and extrapolations that the AWS criteria are targeted. Figure 9 shows comparisons of Kurobane!s line (1) expressions for Xconnectons, T&Y-connections, and K-connections, versus the data base from which they were derived. AWS criteria are also plotted in com­ parison to Kurobane's criteria, with typical gap and gamma assumptions as stated in the figure. AWS criteria are intended to provide a lower bound to test data, while Kurobane provides the unbiased best fit and scatter factor suitable for use in deriving a Level-II reliability based design code. Aside from this difference, both sets of criteria follow the trends of the data as a function of the diameter ratio, beta. All three connection types show similar normalized strengths for very small beta and for beta of unity. For the mid-range of beta, where chord ovalizing is most influential, the strength of X-connections sags the worst, K-connections do not sag at all, and T&Y-connec­ tions exhibit intermediate behavior. Multiplanar Joints For design purposes, tubular joints are often classified according to their configuration - for example T, Y, K, X connections and the other

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alphabet joints. Different strength design and fatigue SCF formulas are applied for each different type. The research, testing, and analysis leading to these increasingly sophisticated criteria have for the most part dealt only with connections having their members in a single plane. However, many tubular space frames, including most of those used in offshore structures, have bracing in multiple planes. Figure 10 show a connection with 16 branch members in the three orthogonal planes, as well as a suggested binary code for classifying the 65,535 other possi­ bilities by the presence (1) or absence (0) of a member in each posi­ tion. For some loading conditions, these different planes interact, and when they do, the sophisticated criteria developed for the alphabet joints are no longer satisfactory. When one considers the number of possibilities, is seems unlikely that parametric design formulas will ever be developed to cover each and every one. Hence the attraction of approximate but general criteria which capture the major features of these multiplanar interactions, even if they must be less precise than criteria for the much-studied alphabet joints. Figure 11 presents the AWS formula for computing the ovalizing param­ eter (alpha), in a way which recognizes that loading pattern, rather than just geometrical configuration, is important to the behavior of tubular connections. Alpha is evaluated separately for each brace for which punching shear is to be checked (the "reference brace"), and for each load case, with the summation being taken over all braces present at the node for each load case. In the summation, the circumferential cosine term and the axial exponential decay term express the influence of braces on ovalizing stress at the reference position. This simple, but repetitive calculation is suitable for a tubular joint design post­ processor in a computerized structural analysis of the space frame, and avoids the necessity of arbitrarily assigning one of the alphabet classifications. Figure 12 shows how the Kellogg formula, together with effective punch­ ing shear based on computed alpha, reasonably well predicts the hot spot stress in a variety of multiplanar connections (Marshall, 1982). The histogram of Fig. 13 shows how well AWS punching shear criteria, based on computed alpha, match the ultimate capacity measured in tests of the Rodabaugh (1980) data base. The compression test results cluster tightly on the safe side of the nominal safety factor of 1.8. The apparent large safety factor shown for tension tests is biased by the large number of small tubes in the data base. If only tubes with T > 6 mm are considered, the mean safety factor drops to 3.7; for T >_ 12 mm it is only 2.2. Considering the unfavorable size effect apparent for these fracture-controlled failures, AWS gives no bonus for tension loading. FATIGUE Let us begin by reviewing the several scales at which fatigue analysis of a tubular structure should be considered. We shall use offshore structures as an example. See Fig. 14.

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At the global analysis scale, wave forces are applied and space frame nominal stresses (typically 20 ksi or 140 MPa) are computed. In the middle picture we see that an experimental or finite element analysis of a well designed tubular joint would typically give hot spot stresses of 50 or 60 ksi (350 or 420 MPa); that is, the geometric stress concentration factor (SCF) is 2.5 or 3.0 at potential fatigue cracking sites A (in the joint can) and B (in the brace end). Finally, in the right hand picture, we zoom in for a closeup look at a particular weld cross section. In between the strain gage location where hot spot stress is measured, and the weld toe where fatigue cracks initiate, there is additional stress concentration on the local scale (reflecting overall weld profile, e.g. concave vs. convex) and the microscopic scale (reflections the sharp notch, undercut, and It is in this crack-like defects at the toe of the last pass). region where the so-called size effect arises, as we shall see later. Hot Spot Stress The practical design approach which has evolved, is to use measured or calculated hot spot stress as the basis for fatigue design. Hot spot stress places many different connection geometries on a common basis, ranging from simple butt welds to pressure vessels and tubular connec­ tions. In each case, the reference stress (or strain) is the total range (peak to trough) which would be measured by a strain gage placed adjacent to the toe of the weld, and oriented perpendicular to the weld. When the empirical S-N fatigue design curve is based on measured hot spot strains and cycles to failure, in tests of realistic as-welded hardware, then the local/microscopic weld toe notch effects are built into the data base. See Fig. 15. The premise here, stated in API and AWS design codes, is that the weld should merge smoothly with the adjoining base metal, so that the notch effects between the strain gage and the weld toe are comparable to those in a butt weld. Hot spot stress can only place these two geo­ metries on a common basis if the perturbations occurring within the circled regions are similar. Calculated hot spot strains, from finite element analyses or parametric SCF equations (e.g. Kuang, 1977), serve as well as measured hot spot stresses, as shown in the comparison of Fig. 16. In this WRC data (Rodabaugh, 1980), very small specimens have been excluded, and thick­ nesses range up to 1.25 in (32 mm). Weld Profile Weld profile effects were considered by writers of the AWS Code, over 12 years ago. Relative to smoothly ground surfaces (category A ) , typical butt welds (category C & X) exhibit a fatigue strength reduc­ tion factor (K-sub-f) of 1.7, while fillet welds (category D) have a worse K-sub-f of 3.0. Shell, Conoco, and several other oil companies have, for over a decade, specified a version of the "disc test" for weld profile control. See Fig. 17. Here the as-welded profile is required to be concave, approx­ imating the radius of a disc whose diameter is not less than the base

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metal thickness, or 0.625 in, whichever is larger. The permitted gap relative to this disc is limited to 0.04 in (1 mm). Furthermore, any sharp crack-like notch (i.e. undercut) is limited to 0.01 in. Beginning about 5 years ago, British and European laboratories began to produce fatigue data from fillet welds and large scale tubular joints with fillet-like flat weld profiles. As shown in Fig. 18, these welds are not consistent with the foregoing profile control, although they met the lower industry standards under which they were built. This new data fell below the original S-N curve for category C & X, as shown in Fig. 19. At that time (1979), both American codes adopted lower fatigue design curves for welds without profile control — API curve X-prime, and AWS curve X-2. These new lower curves fall on the safe side of all the data; thus various allegations in the press, that our fatigue criteria have become totally unsafe, appear to be exag­ gerated. However, API gave only qualitative guidance as to what kind of profile control would be needed to avoid the performance penalty of the lower fatigue curve, and the original AWS "dime test" was less stringent than the industry practice cited above. Proposals have recently been adopted to tighten both Codes in this area. Notch Stress Approach In Fig. 20, we take a closer look at the local/microscopic perturba­ tions at the toe of the weld, using the notch stress theory developed by Peterson, Neuber, and others. This has been applied to welded joints by Lawrence et al at the University of Illinois. In the vicin­ ity of a sharp notch at the toe of the weld, the severity of the local stress gradient can be characterized by the parameter alpha-prime. Theoretically, for zero radius, the stress at the notch becomes a sin­ gularity (not unlike a crack). However, the actual reduction in fatigue strength, given by the factor K-sub-f is modified by the material constant "a", such that the limiting worst case is reached when the radius "r" is equal to or less than "a". For butt welds in 0.5 in (13 mm) material, the weld reinforcement can be as much as 25% of the thickness (idealized weld toe angle up to 45 degrees), and the notch radius can also be considered a random vari­ able; a K-sub-f of 1.7 is representative of such welds. If we were to scale these welds up geometrically four fold, keeping the reinforcement at 25% of the thickness (45 degree toe angle), K-sub-f would increase to around 3, and a very strong size effect would manifest itself. Fortunately, the AWS Structural Welding Code controls the weld profile so this does not happen. Reinforcement on butt welds is limited to 0.125 in (3 mm), so that in 2 inch (50 mm) material, only welds repre­ sented by the idealized profile with 10 degree toe angle would meet the code. With this profile control, a similar range of K-subs-f is ob­ tained, and the size effect is effectively eliminated for butt welds. For thin test specimens, the differences between butt and fillet welds are small enough that all the data could appear to fall in a single scatter band. However, as fillet welds are scaled up geometrically, with no compensating profile control, a strong size effect would again be expected.

Π

Fracture Mechanics Gurney and others have used fracture mechanics to justify the 1:3 slope of the S-N curve for welded joints, as well as the size effect. Cyclic crack growth data, da/dN, is used to integrate from the initial flaw, a-sub-o, to the terminal flaw size at failure (effectively near infinity for ductile materials). Most of the studies to date have been on flat 45-degree fillet welds. Local/microscopic notch effects in the region adjacent to the weld toe are reflected in a geometry correction term Y(a) in the equation for fracture mechanics stress intensity factor. Accelerated crack growth through this region is responsible for the reduced fatigue performance of welded joints. In Fig. 21, the results are presented in terms of the fatigue strength reduction factor, K-sub-f, relative to the performance of plain plate (or fully ground welds) with an 0.01 inch (0.25 mm) crack-like defect (e.g. permissible undercut). Results are given for various crack sizes and plate thicknesses, with the weld size scaled to thickness. We see that for a given thickness, increasing the initial crack size makes things exponentially worse. For a given initial flaw size (e.g. 0.01 in or 0.25 mm undercut), increasing the plate thickness makes things moderately worse, but not as bad as when the initial flaw size also increases (e.g. 1% of thickness). It is also of interest to note that, for very small initial crack sizes, the curves seem to be leveling out — suggesting that in the range of typical weld toe crack sizes found by DNV, fatigue strength is not unduly sensitive to the assumed value of a-sub-o. This is good news for those wishing to establish fracture mechanics as a credible tool. However, it may be bad news for those also wishing to implement a fitness-for-purpose approach, in that the data base seems to reflect initial flaw sizes smaller than what we typically inspect for. If we look deeper, however, we find that the size effect in welded joints is not simply a function of plate thickness. Rather, it is related to the size of the local notch effect zone to the toe of the weld, through which the initial spurt of fatigue crack growth occurs. In terms of characterizing the fatigue strength of welded joints, this local notch effect zone (circled region in Figs. 15, 18, and 22) repre­ sents a perturbation of the stress field, where stresses are locally above the reference stress (nominal stress for welded coupons, or hot spot stress for tubular joints). Using Gurney's BOSS-79 results in Fig. 22, when we go from geometry A (25 mm plate with 10 mm fillet and attachment) to geometry C three times as large in all respects, we find a 15% reduction in fatigue strength. However, when we merely increase the plate thickness to 75 mm, but keep the same perturbation and the same 10 mm fillet and attachment (geometry B ) , then there is virtually no size effect. Now let us apply this reasoning to tubular joints, referring back to Fig. 18. Geometry A represents an actual weld cross section from one of the early tests in the WRC data base; here the weld beads are small and the strain gage used to measure hot spot stress is located close to the toe of the weld, where fatigue cracking occurred (dashed line). Geometry B represents a mockup production weld from a U.S. Gulf Coast yard, where profile control was being enforced and small stringer beads

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were used so that the weld merges smoothly with the adjoining base metal. When Becker et al (1970) fatigue tested tubular joints removed from a platform of this same vintage, measuring hot spot stress with strain gages close to the weld, the data fell in the same scatter band as the earlier tests. Since the local perturbations above the refer­ ence stress (circled regions) of A and B were similar, no size effect would be expected. Geometry C is a tracing of the weld profile from one of the recent European tests. Here everything was scaled up: the weld bead size, the notch effect zone, and the strain gage placement (moved back speci­ fically to avoid measuring any local notch effect). With this huge perturbation above the reference stress, and some minor undercut too, a dramatic and scary size effect (reduced fatigue strength in terms of the measured hot spot stress) was inevitable. An even scarier size effect resulted from the 75 mm thick French tubular joint, in which they went out of their way to limit the weld cap reinforcement. The result was a weld profile with a horrendously large and sharp 70-degree notch at the toe. If we apply the modified "disc test" (radius = t/2) to the idealized flat-faced fillet weld profiles for which fracture mechanics solutions are available, then we see in Fig. 23 that progressively flatter weld toe angles are required as the thickness (and disc radius) is increas­ ed. However, for the original AWS version, a toe angle of about 60 degrees would be permitted, regardless of thickness. Results from the fracture mechanics work of Hayes (1981) are also reppresented in Fig. 23 to show the combined effects of thickness and weld profile. Format is similar to Fig. 21 presented earlier, except that here we are keeping the initial flaw size constant at 0.01 in (0.25 mm), and varying toe angle and thickness. We see that for a given toe angle (e.g. 60 degrees as permitted by AWS) there is indeed a moderate size effect, with thicknesses greater than 1.25 in (32 mm) falling on the unsafe side of the presumed fatigue strength reduction factor of 1.7. So far, things are looking like the British are right (Snedden, 1981). However, for a given thickness, re­ ducing the toe angle improves the fatigue strength dramatically — about a 10% improvement for 45 degrees instead of 60. Thus, when toe angle is varied with thickness, as required to meet the modified disc test, the dashed lines indicate that the size effect can be eliminated by profile control, at least for the idealized conditions illustrated here. It is also of interest to note the results for zero degree toe angle, representing butt welds with their profile ground flush. Here we see no adverse size effect at all; the weld toe perturbation through which accelerated crack growth occurs has been removed. In fact, the thicker sections last slightly longer, as the crack has farther to grow. Scary New Data In Fig. 24, we take another look at the recent British and European data, again in comparison with the AWS fatigue curves which were adopted in 1979. Curve X-2 is the standard, while curve X-l applies to welds with improved profiles. The data are now segregated accord-

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ing to chord thickness. Most of the tests are shown as cycles to failure (N-3), although N-l (detectable crack initiation) is also shown for the thick Dutch and French tests whose weld profiles were shown earlier (Fig. 18). By no stretch of the imagination could these specimens be considered to have improved profile. Thus, it should be no surprise that they fail near or below the X-l curve. However, curve X-2 falls well on the safe side of even these extreme cases of heavy section thickness and poor profile. Also, note that more than half the fatigue life remains after detectable crack initiation. The massive data produced by recent British and European research re­ mains unassailable as valid data. The scary effects they show are real. However, it is not all size effect, as stated in the proposed British rules, or just weld profile as stated in the current American codes, but a combination of the two. These data were taken into account by American codes over four years ago. However, an upgraded version of the "dime test" must be used for weld profile control to be meaningful. Designers who do not enforce weld profile control should be using a lower fatigue design curve than the old category X-X, particularly at the heavy joint cans of major offshore structures. Either the AWS X-2 curve, the API X-prime curve, or the British "T" curves with "size effect" are appropriate. STEEL SELECTION A well engineered structure requires that a number of factors be in reasonable balance. Factor relevant to the selection of structural steel for tubular connections are: (1) static strength, (2) fatigue, (3) fracture toughness, (4) weldability, and (5) homogeneity (resis­ tance to lamellar tearing). These are discussed by Carter et al (1969) and in the following sections. Static Strength The most basic requirement for satisfactory behavior of any structure is adequate static strength in the connections. For tubular struc­ tures, this requires a practical design procedure, as well as material with predictable strength and superior ductility, compatible with the design procedure. As discussed earlier, simple tubular connections depend upon plastic deformation and strain hardening in order to develop the ultimate strength upon which their design is based. Yielding is present in the hot spot region at design load levels. Even heavily reinforced connec­ tions may have stress concentrations such that the ability to withstand localized yielding is a prerequisite to satisfactory performance. Caution is required when the designer is tempted to specify high strength steel. Strength of the connection may not actually increase in proportion to the yield strength. Often, the higher yield strength is obtained at the expense of lower ductility and lower strain harden­ ing capacity, and the post-yield reserve strength which the design cri­ teria count on may be compromised. API and AWS codes limit the effec-

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tive yield strength to 2/3 the tensile strength, and Kurobane's (1981) proposed rules also de-rate steels with high yield-to-tensile ratios. Fatigue In developing the hot spot stress design criteria for fatigue, it was found that data for steels having yield strengths in the range of 36 to 100 ksi (250 to 700 MPa) all fell in the same scatter band, when tested with as-welded surface profiles; thus a single set of S-N curves is applied to all grades of structural steel. In the fracture mechanics approach, crack growth behavior (da/aN) is also remarkably similar be­ tween the various grades. However, fatigue does affect material selec­ tion when one considers the trade-off between static strength and fatigue. For example, if fatigue calculations indicate that a 1-inch (or 1-cm) thickness is needed, and the static strength requirements are satis­ fied by a low or intermediate strength steel of this same thickness, then there would be no advantage to using higher strength steel. Here the high strength steel would incur higher material costs, more diffi­ cult forming, loss of ductility, and possible welding problems, but permit no reduction in thickness. Fracture Toughness We have already seen that localized yielding, strain hardening, and triaxial stresses are required as tubular joints mobilize the reserve strength upon which their design criteria depend, placing extra­ ordinary demands on the steel. These demands must usually be met in the presence of notches, since the highest stresses almost always occur in the hot spot region at the toe of the weld joining the tubes at their intersection. Notch toughness is a most important material property here, for without it the connection is subject to premature brittle fracture. Whether a fracture is premature or not is often debatable, depending on whether the gross loading or deformation, or other conditions of ser­ vice such as loading rate and temperature were within the envelope which the structure was supposed to withstand. The following factors must all be present in order for a brittle frac­ ture to occur: (1) Design, workmanship, or fatigue create a crack-like discontinuity or flaw. (2) The flaw is not detected by inspection and eliminated. (3) Limiting conditions of restraint, low temperature, and/or loading rate reduce the effective ductility of the material to below some critical value for fracture initiation. (4) High stress and/or inelastic deformation locally coincide with the foregoing conditions, in order to initiate a running crack. Residual stress in as-welded structures must be included here.

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(5) Dynamic fracture toughness at the ambient temperature is inadequate to arrest the crack at the prevailing general stress level. (6)

In redundant structures, the remaining load paths, unaffected by fracture, cannot sustain the applied loads.

Most of these adverse factors are routinely present in tubular struc­ tures. Reducing any of them correspondingly reduces the overall risk of fracture. Reducing several of them, even modestly, has a compound benefit. Since structural steels exhibit a transition temperature, above which fracture toughness increases rapidly, this becomes an obvious factor to control. It is not the only one, however, and several alternate fracture control strategies have been suggested. Unfortunately, the transition temperature of ordinary mild steel varies widely, as shown in Fig. 25. Even for the warm conditions of the Gulf of Mexico, the high end of the scatter band falls on the wrong side of the operating temperature. There have been some fractures in early offshore platforms; however, none of them led to structural collapse, due to the multiple load path redundancy typical of these structures. The Charpy test does not necessarily represent conditions present in the full size structure whose fracture we wish to predict or prevent. A more realistic picture of the transition behavior of structural steels is shown in Fig. 26, along with regions where the various theories and strategies for dealing with fracture apply. Fracture toughness — energy absorbed per unit area of fracture — is a material property which can be related to the critical combination of stress (or deformation) and flaw size necessary to cause fracture. Effective fracture toughness varies with specimen size, temperature, and loading rate, as shown in the figure. The nil-ductility transition (NDT) temperature corresponds to the first rise in fracture toughness, as measured under limiting conditions of dynamic load, on relatively small laboratory specimens. It defines the reference temperature for the Fracture Analysis Diagram (Pellini, 1963). Derived empirically, this diagram (Fig. 27) defines conditions of stress, temperature, and flaw size under which brittle fractures may initiate or propagate, for common structural steels in limited thick­ nesses up to 1 or 2 inches (25 or 50 mm). Reference points on the diagram show how it may be related to various parts of a tubular connection. The chord is locally subject to triaxial stresses, severe plastic deformation, and stresses well above yield in developing the ultimate capacity of the connection. In off­ shore structures, normalized steel is used for the heavy joint can, to assure a low transition temperature, leaving a cushion for degrada­ tion due to cold forming and welding. Operating at 30 degrees F (17 degrees C) above the NDT, or better, it should be able to arrest pop-in initiation of dynamic cracks from small flaws, and prevent initiation of brittle fracture from moderately sized fatigue cracks under quasistatic conditions.

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Weldability When selecting steel for a welded structure, it is necessary to con­ sider compatibility of the material and the welding process. Factors to be considered include: (1) compositions of the base plate and of the welding materials, (2) thermal input due to preheat and the weld­ ing arc, (3) thermal mass or heat sink, and (4) mechanical restraint to shrinkage strains as the weld cools (see Linnert, 1965-7). Increases in carbon and alloy content make steel more hardenable — that is more subject to tremendous increases in strength, and corres­ ponding loss of ductility, due to thermal cycles in the heat affected zone of the weld. The "carbon equivalent" (CE) is an empirical ex­ pression which may be used to predict the hardenability and weldability of structural steels of the carbon-manganese and low-alloy varieties: ntr n CE = C

^ Mn + —T

^ +

Ni + CU ΓΤ—

^ +

Cr + MO + V E

, 0. (eqn. 3)

In weldable steels, the carbon content is limited to about 0.20%, and the other elements are added to increase yield strength or enhance other desirable properties such as fracture toughness or corrosion resistance. Mild steels generally have a carbon equivalent below 0.40%. They are compatible with the widest variety of welding processes, including the use of cellulose type stick electrodes which facilitate making the root pass when welding from one side only. When used with low hydrogen welding processes, little or no preheat is required. Intermediate strength low-alloy steels with carbon equivalent up to 0.45% generally require the use of low hydrogen welding processes to avoid problems with cracking in the heat affected zone. Suitable pre­ heats are listed in Table 4.2 of AWS Dl.l. The reference thickness is that of the thicker member (i.e. the joint c a n ) , not the size of the weld on the branch member thickness. Unfortunately, ASTM specifications for many of the steels listed as weldable by AWS do not control carbon equivalent, nor even require reporting of all the relevant elements. Problem heats are occasionally encountered which have excessive chemistry, runaway strength, and pro­ blems during welding. When carbon equivalent above 0.48% is encountered, higher preheats and scrupulous electrode moisture control are required for successful welding. Lamellar Tearing During hot forming of steel plates and tubes from ingots and billets, microscopic inclusions tend to get flattened out into planes of weak­ ness. As a result, the thru-thickness properties are usually degraded relative to those reported from the longitudinal tension test, even when there is no pre-existing lamination detectable by normal inspec­ tion procedures (e.g. ultrasonic). In simple tubular connections, thru-thickness shrinkage strains are imposed on the joint can as branch members are welded on, and thruthickness stresses are again imposed during service loading. Some of these have failed in the lamellar tearing mode, as shown in Fig. 28(a).

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Resistance to lamellar tearing demands a certain level of thru-thick­ ness ductility. In welded structures, this demand increases with welding restraint, heat input, and the amount of re-working. The available thru-thickness ductility can be measured by reduction of area (RA) in the thru-thickness tension test shown in Fig. 28(b). This has been correlated with practical experience as follows: * extensive tearing with RA of 1% to 6% * limited tearing with PA of 7% to 10% * tearing possible under very adverse conditions with RA up to 20% * complete freedom from tearing with RA over 305 Ordinary quality structural steels appear to fall in the susceptible range about 25% of the time; however, the actual incidence of lamellar tearing problems in construction is much lower, usually involving the use of high strength steel under conditions of severe restraint (e.g. ring stiffeners). Reduced sulphur content, vacuum degassing, and rare earth treatments are known to produce cleaner steels, less susceptible to lamellar tearing. DESIGN FOR WELDING In previous sections, we have discussed criteria by which the designer may select the proper thickness and grade of steel for the joint can in simple tubular connections. Static strength criteria have covered both local failure (punching shear) and general collapse (ovalizing). Fatigue may also govern the thickness selection, particularly in off­ shore structures. Critical material properties, such as ductility and homogeneity, were just mentioned. However, the designer is not yet finished. In addition to bearing the ultimate responsibility for what happens during welding and inspection, he still has some design decisions to make. As discussed below, these fall in the areas of (1) selection of weld type, (2) weld sizing, and (3) profile control. Selection of Weld Type For tubular connections, the designer should carefully consider the selection of weld type from among the following choices: (a)

complete joint penetration groove weld

(b)

partial penetration groove weld

(c)

fillet welds.

These joints differ in their performance (i.e. allowable stresses), ease of execution by the fabricator, and degree of welder skill required. In tubular connections, these welds must usually be made from one side only, as the welder does not have access to the inside of the tube. Because of this difficulty, the designer should not automatically call for complete penetration welds, unless they are really needed for the service demands of his application.

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Complete joint penetration groove welds may be presumed to develop the full static strength of the sections joined, when matching filler metal (e.g. AWS Table 4.1.1) is used. Although significant discontinuities at the root of the weld may occur (for example, see AWS Figs. 10.13.1 and 10.17.4.1), the AWS prequalified details satisfy the foregoing de­ finition in that the weld itself does not limit the strength of the connection. Static strength is usually limited by the punching shear strength of the joint can; and fatigue strength is limited by the hot spot stress concentration factor, and by the external notch at the toe of the weld. Partial penetration groove welds in tubular connections can be executed with less stringent brace end preparation and fit-up than complete penetration groove welds, and do not require the use of highly special­ ized 6GR-qualifled welders. However, despite a sizeable loss factor (presumed lack of penetration at the root), these welds typically come within 5% of matching the allowable static strength of the sections joined, when using the prequalified details (AWS Figs. 10.13.3) and slightly overmatched filler metals (e.g. E70XX electrodes with mild steel attachment). Somewhat lower cyclic stress allowables may apply (AWS fatigue S-N curves ET and FT instead of curve DT). However, where fatigue is not of overriding importance, the designer who is willing to perform the necessary weld sizing checks and specify partial penetra­ tion welds can save a lot of grief and expense, particularly on small jobs built outside the areas of active offshore structure fabrication. Fillet welds can be executed with the least stringent fit-up and welder qualification requirements. They are particularly advantageous for small branch members having less than 0.177-inch (4.5 mm) wall thick­ ness, e.g. standard weight pipe under 2.5-inch (63 mm) nominal dia­ meter. However, when the minimum prequalified weld sizes are used (AWS Fig. 10.13.5), they may develop as little as 50% of the allowable static strength of the branch member. Thus, extensive weld sizing calculations by the designer may be required. Weld Sizing There are two considerations for which weld sizing must be checked in tubular connections: (1) sizing to carry the design loads at allowable stress levels, and (2) sizing to prevent the weld from becoming a weak link, where the connection unzips prior to reaching its intended capacity. Complete penetration groove welds always meet both require­ ments, so no checks are required. The prequalified partial penetration welds may be presumed to meet (2) when matching filler metals are used, but must generally be checked for (1). Fillet welds must always be checked for both (1) and (2). In AWS, the calculations for sizing the weld to carry the design loads at allowable stress levels are performed by cutting a section through the weld, and resolving branch member loads into weld stress using geometry and statics. Guidance for calculating weld effective lengths may be found in AWS section 10.8. Weld allowable stresses are given in AWS section 10.4. Actual weld stress will in general be quite different from what the foregoing simple-minded approach indicates. Recall from our discussion of Fig. 1, that due to the uneven transfer of load across the weld, the

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peak line load may be twice that indicated by geometry and statics. A grossly undersized weld could fail progressively, starting at the hot spot and unzipping around the connection. Hence the second check. As described in AWS section 10.5.3, welds in tubular connections are prevented from becoming a weak link, by requiring that their breaking strength at least match the lesser of the branch member yield strength or the main member punching shear capacity. Profile Control In our discussion of fatigue, we saw how weld profile and thickness effects are interrelated with the fatigue performance of welded tubular connections, particularly for the heavier thicknesses used in offshore structures (over 1-inch or 25 mm). If the designer anticipated poor weld profiles, he would use the lower hot spot S-N curve X-2, resulting in 10-15% thicker joint cans for those connections governed by fatigue. If he anticipated good weld profiles and designed according to the upper fatigue curve X-l, but got poor weld profiles instead, the fatigue life of his structure might be only a small fraction of what he was counting on. Attempts to enforce profile control in the field have brought mixed results. Using small diameter stick electrodes with good wetting characteristics, with capping specialists laying down small stringer beads, the desired profiles have been achieved, although a temper bead technique is sometimes needed to avoid hard heat affected zones. How­ ever, with the introduction of self-shielded FCAW — a semiautomatic process with high deposition rates — one tends to get large, ropy beads in the vertical and overhead welding positions. When corrective grinding is used to meet the letter of the disc test, with just the tops of these beads ground off, leaving steep canyons in between, it is unlikely that the benefits derived justify the large amount of work and inspection involved. Once it is necessary to resort to grinding, it is probably simpler, and certainly more effective, to render the entire weld profile smooth, with particular attention to eliminating undercut and other crack-like discontinuities at the toes of the weld. An alternative approach is to define reasonable standard weld profiles, designed to avoid some of the more flagrant abuses shown in the lower part of Fig. 18. Here, we let the welder weave the flat profiles which are characteristically easy with high deposition rate welding pro­ cesses, then tell him to add a definite size fillet at the weld toe. The specified fillet must be large enough and hot enough to avoid hard heat affected zones. This approach is easier to communicate to the welder, and easier to check up on, than qualitative profile guidelines involving idealized pictures of unrealistically smooth concave weld profiles. Figure 29 is a proposed modification to AWS figure 10.13.1A, showing the foregoing approach as the standard profile for weld details A, B, C, and D. The detail used depends on the local dihedral angle, which varies continuously as one goes around the tubular connection. WELDING Design, material selection, welding, and inspection are not independent functions, but must be interrelated in order to achieve a consistent

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overall fracture control strategy. While joint detailing, welder qualification, and welding procedures are carried out by the fabri­ cator, the design engineer has a responsibility to follow through, and must understsnd what is going on, in these areas. Joint Detailing For butt welds and tee welds in which backing strips can be used, or where there is access to the inside of the tube for welding from both sides, then the joint details developed for other types of welded con­ struction are equally applicable to tubular structures. However, for tubular connections involving branch tubes intersecting the chord at various angles (generally referred to as T, Y, and K connections in AWS), a number of complications arise: (1) Often there is no access to the inside of the tube, and the complex geometry precludes the use of backing rings. (2) The welding position, as well as the geometry of the weld, may change continuously in going around the intersection. (3) The local dihedral angle and the weld groove angle extend to smaller values than encountered in other types of construction, restricting accessibility. Under carefully prescribed conditions, AWS permits "complete penetra­ tion" groove welds in tubular connections to be made from one side without backing. The prequalified joint details prescribed for this situation are shown in Fig. 30. They were developed from experience with all-position shielded metal arc welding, fast freezing shortcircuiting gas metal arc welding, and self shielded flux cored arc welding with similar fast freezing characteristics. Local dihedral angle at a given point along the weld is pre-determined by the overall connection geometry. Local dihedral angle determines which detail (A,B,C, or D) is applicable at a given point; note that several different details will be used at different points around the connection weld. Starting with the local dihedral angle as given, the lefthand graph in Fig. 30 shows the commonly used range of groove angles, as well as the required minimum weld size or throat dimensions. Once the branch member has been cut, contour beveled, and fit into place for welding, the middle graph shows the root opening required to get full penetra­ tion for details A and B. For details C and D, dimension "W" in the right-hand graph shows the narrowest groove for which sound welding can be assured; beyond "W" in the root region a "back-up weld" of un­ certain quality is presumed, and this is excluded from the theoretical weld. The wider grooves shown for gas metal arc welding were found necessary to accommodate the shrouded tip of the welding gun. In addition to careful layout, skillful end bevelling, and exacting fit-up requirements, extraordinary skills on the part of the welder are required in order for single-sided welds in tubular connections to qualify as "complete penetration". The 6GR test for this specialist is described in the next section.

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Welder Qualification Welder qualification tests form an essential part of the the overall quality control scheme. Complete penetration groove welds in tubular connections present the following special problems for the welder: The open weld root must be provided with well-fused initial pass, in spite of restricted access and the tremendous heat sink provided by the heavy continuous chord. Welding position changes continuously as one progresses around the weld, and in the crotch (acute angle crown position) access is further restricted. A weld cap profile which merges smoothly with the base metal in two different planes on either side of the weld is desired. Figure 31 show the 6GR test, which attempts to represent all these con­ ditions to the extent that this is possible in a single test. The pipe axis is inclined 45 degrees and fixed, so that elements of all welding positions are included. A restriction ring simulates the access pro­ blem posed by presence of the chord member, while the internal shoulder simulates the three dimensional heat flow and fusion problems at the root. Dashed lines show an optional external shoulder which would test the welder's skill at merging the cap profile with adjoining base metal. After visual inspection of weld cap and root, standard prismatic specimens are machine for bend testing. Welders inexperienced this test.

in tubular structures have difficulty passing

Welding Procedures Under the AWS Structural Welding Code, many procedures are considered prequalified on the basis of extensive prior testing and experience. These may be used by qualified welders without further testing, provided all the pertinent provisions of the Code are followed. Occasionally, one is faced with situations falling outside the range of the prequalified procedures — for example, new base metal or filler materials, different groove details, or a desire to use welding para­ meters outside the previously established range. Procedure qualifica­ tion tests are then required, in order to establish that the new proce­ dure is capable of producing welds having soundness and mechancial pro­ perties comparable to those which have previously proven satisfactory. The Essential Variables listed in the Code serve as a checklist of items which must be: (1)

established during testing, and

(2)

followed in production welding.

While the prescribed bench welds and laboratory tests do not guarantee successful production and service experience, they are a necessary first step. For work involving tubular connections, a full scale mock-up is advisable, in addition to the 6GR type butt welds made for the purpose of mechanical testing.

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Whether the welding procedures are prequalified or established by testing, they should always be documented by a written Welding Proce­ dure Specification, so the various people involved all understand how the work is to be done. INSPECTION The Inspector should understand the overall fracture control philosophy which has been applied during design and material selection, as well as the practical details of welding, inspection, and paperwork with which he is most intimately involved. In general, inspection is divided into two separate functions: (1)

Quality Control (QC), performed by the fabricator and erector. The purpose of QC is to make sure that the structure gets built right in the first instance. QC functions may be performed by a separate organization on the contractor's staff, by supervisory personnel, and by the workmen themselves.

(2) Quality Assurance (QA), or verification inspection, performed by the structure owner, a government agency, or a third party inspector acting on their behalf. All welds must be visually inspected. Often this is the only inspec­ tion the weld receives, other than observation of work in progress (e.g. checking fit-ups). Such inspection assures that welds of the proper size have been completed; that the weld profile is acceptable; that the weld has not fractured completely in two; and that the weld is free from obvious cracks, porosity, or fusion defects extending to the visible surface. Magnetic Particle Inspection (MPI) may be useful as an adjunct to visual inspection, particularly on fatigue-critical connections where weld profile and small surface flaws are important. Most MPI indica­ tions can be eliminated with light grinding, and where this is done routinely as part of the inspection, improved performance is obtained with a minimum of disruption. Because of the complex geometry of welded tubular connections, standard radiographic techniques are not applicable, and we are left with ultra­ sonic testing (UT) as the only viable method for inspecting the inter­ nal quality of completed welds. A variety of equipment and techniques are feasible, provided the following principles are observed: Inspection technique should consider the the welded joint, which is a function thickness and local diehedral angle, and connection. Every effort should be made to orient perpendicular to the weld fusion line.

local geometry of of branch member varies around the

the

ultrasound

beam

Inspection should be oriented relative to the local weld axis, rather than the member axis. Multiple inspection with a variety of transducer angles may be necessary.

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The use of amplitude calibrations to estimate flaw size should consider sound path attenuation, transfer mechanism (to correct for differences in surface roughness and curvature), and dis­ continuity orientation. In the root area of tubular connections, prominent corner re­ flectors are often present, which cannot be evaluated solely on the basis of amplitude. Here, beam boundary techniques are useful for avoiding false alarms and sizing the larger discon­ tinuities of real concern. Because of the variety of techniques which are permissible, all ultraultrasonic testing should be in accordance with a written procedure. Prior to use on production welds, successful application of the pro­ cedure should be demonstrated on mock-up welds representing the range of joint geometries and acceptance criteria to which it will be applied. Ultrasonic testing leaves no permanent record, and is highly dependent on the skill and judgment of the UT technician. Thus, it is absolutely essential that he be required to demonstrate his ability to find and size discontinuities above and below the acceptance criteria in a prac­ tical mock-up test containing built-in flaws. Figure 32 shows experience-based fitness-for-purpose acceptance criteria for ultrasonic testing of welded tubular connections having complete penetration groove welds made by welding from the outside only. Recognizing that root discontinuities in these T, Y, and K connections are less detrimental and more difficult to repair than elsewhere, the criteria here are relaxed. These same criteria can be found in API RP 2X and AWS Dl.l, and are discussed further by Marshall (1984). It should be recognized that both false alarms and occasional missed flaws may occur. The former are part of the cost of inspection, while the latter emphasize the need for structural redundancy and notch-tough steel. Ultrasonic inspection becomes increasingly difficult for small diameter branch tubes (under 12 inches or 600 mm) and tubes with thin wall (under 0.5 inch or 13 mm). Thus, for small tubular connections, partial penetration or fillet welds with only visual inspection are appropriate. CONCLUSIONS This lecture has attempted to introduce the broad aspects of welded tubular connections, covering from a designer's viewpoint such topics as: Applications of Tubular Structures Strength Design of Connections Fatigue Material Selection

24

Design for Welding Welding, and Inspection. Some of the author1 s recent work in the area of multiplanar connec­ tions, and in the interrelationship between fatigue size effect and weld profile, have been highlighted. These are rapidly developing areas of research, and it is unlikely that what has been presented here will be the last word. It is hoped that this broad presentation has served as a suitable introduction to the 1984 IIW International Conference on Welding of Tubular Structures, which follows later this week. No doubt, alternative viewpoints and further details on many subjects of interest will be heard. REFERENCES American Petroleum Institute, (1980), RECOMMENDED PRACTICE FOR ULTRA­ SONIC EXAMINATION OF OFFSHORE STRUCTURAL FABRICATION AND GUIDELINES FOR QUALIFICATION OF ULTRASONIC TECHNICIANS, API RP 2X, Dallas. American Petroleum Institute (1984), RECOMMENDED PRACTICE FOR PLANNING, DESIGNING, AND CONSTRUCTING FIXED OFFSHORE PLATFORMS, API RP 2A, 14th ed., Dallas. American Welding Society, STRUCTURAL WELDING CODE - STEEL, AWS Dl.1-84, Miami. Becker, J.M., Bouwkamp, J.G., et al, (1979), Fatigue Failure of Welded Tubular Joints, PROC. OFFSHORE TECH. CONF., OTC 1228. Carter, R. M., Marshall, P. W., Swanson, T. M. et al (1969) Materials Problems in Offshore Structures, PROC. OFFSHORE TECH. CONF., OTC 1043. Caulkins, D. W. (1968), Parameter Study for FRAMETI Elastic Stress in Tubular Joints, Shell CDG Rept. 15. Dundrova, V. (1966), Stresses at Intersection of Tubes - Cross and Tee Joints, University of Texas SFRL Tech. Rept. P-550-5. Garf, E. F. (1980), Engineering Methods of Calculating Tubular Welded Assemblies in Deep-Sea Foundation Structures, AUTOMATIC WELDING, Vol. 33, No. 2. Greste, Ojars, (1969), A Computer Program for the Analysis of Tubular K-Joints, University of California Struct. Engrg. Lab Rept. No. 69-19. Grigory, S. C. (1969), A Study to Develop a Design Procedure for Analysis of Plastic Fatigue Life of Tubular Joints in Offshore Struc­ tures, Southwest Research Inst. Rept. 03-1882.

25

Gurney, T. R. (1979), The Influence of Thickness on the Fatigue Strength of Welded Joints, PROC. BOSS-79, Vol.1, pp.523-534. Hayes, D. J. (1981), Fracture Mechanics Based Fatigue Assessment of Tubular Joints - Review of Potential Applications, APTECH Engrg. Svcs., Palo Alto, CA. Kuang, J. A. et al (1977), Stress Concentration in Tubular Joints, SPE JOUR. Aug. 1977. Kurobane, Y. (1981), New Developments and Practices in Tubular Joint Design, IIW Doc. XV-81-010. Lawrence, F. V. et al (1978), Estimating the Fatigue Crack Initiation Life of Welds, FATIGUE TESTING OF WELDMENTS, ASTM STP 648, pp. 134-158. Linnert, G. E. (1965-7), WELDING METALLURGY, 2 vols., Amer. Weld. S o c , Miami. Marshall, P. W., and Toprac, A. A. (1974), Basis for Tubular Joint Design, WELD. J. RES. SUPP. May 1974. Marshall, P. W. (1978), A Review of SCF in Tubular Connections, Shell CE-32 Rept. Marshall, P. W. (1982), Allowable Stresses for Fatigue Design, PROC. BOSS-82, Vol. 2, pp. 3-25. Marshall, P. W. (1984), Experience-Based, Fitness-for-Purpose Ultra­ sonic Reject Criteria for Tubular Structures, PROC. 1984 IIW INTL. CONF. ON WELDING OF TUBULAR STRUCTURES, Boston (also IIW Doc XV-514-82) Pellini, W. S. et al (1963), Fracture Analysis Diagram Procedures for Fracture-Safe Engineering Design of Steel Structures, WRC BULL. 88. Reimer, R. B. et al (1976) Improved Finite Elements for Analysis of Welded Tubular Joints, PROC. OFFSHORE TECH. CONF., OTC 2642. Rodabaugh, E. C. (1980), Review of Data Relevant to the Design of Tubular Joints for Use in Fixed Offshore Platforms, WRC BULL. 256. Sherman, D. R. (1976), TENTATIVE CRITERIA FOR STRUCTURAL APPLICATIONS OF STEEL TUBING AND PIPE, American Iron and Steel Inst., Washington, DC. Snedden, N. W. (1981), Background to Proposed New Fatigue Design Rules for Steel Welded Joints in Offshore Structures, UK Dept. of Energy, AERE Harwell. Toprac, A. A. et al (1968), Analysis of In Plane T, Y, and K Welded Tubular Connections, WRC BULL. 125. Wardenier, J. (1977), Testing and Analysis of Truss Joints Made from Rectangular HSS, PROC. CIDECT INTL. SYMPOSIUM ON HOLLOW STRUCTURAL SECTIONS, Toronto. Yura, J. A., Zettlemoyer, N., et al (1980), Ultimate Capacity Equations for Tubular Joints, PROC. OFFSHORE TECH. CONF., OTC 3690.

26

Yura, J. A. (1983), Chord Stress Effects on the Ultimate Strength of Tubular Joints, University of Texas report to API. NOMENCLATURE

e

a

ovalizing parameter, see Figs. 8 and 11

a'

weld profile severity factor

3

diameter ratio d/D

A

denotes cyclic range

γ

R/T

TR

hot spot total strain range

ζ

nondimensional gap/D

η

nondimensional branch footprint length/D

Θ

angle between axes of intersecting members

θ

weld

σ

stress

ah

hot spot stress

σ

ultimate tensil strength

1+

profile

toe

angle

(Figs. 20, 21, and

τ

thickness ratio t/T

Φ

circumferential angle between branch axes

Φ

weld groove angle (Figs. 29 and 30)

ψ

local dihedral angle

API

American Petroleum Institute

AWS

American Welding Society

a o

initial flaw size

D

chord diameter

DNV

Det Norske Veritas

d

branch diameter

da/dN

crack growth rate per cycle

F

fillet size

F

yield strength

27

23)

f(*)

function of *

f

axial, bending, nominal stress, respectively

f f a ub n

by bz

in-plane and out-of-plane bending, respectively

g

gap between branches

K

fracture mechanics stress intensity factor

K

fatigue strength reduction factor

f

L

centerline spacing between branch member footprints

NDT

nil ductility transition

P

branch axial load (tension positive for Fig. 11)

CL

geometry factor

Qf

de-rating factor for concurrent loads in chord

Q

gap effect factor

Q

punching share capacity factor

Q

= 0.625, correction factor for thin shell SCF, hot spot stress in branch not being at midplane intersection

Q

ultimate load capacity factor

R

chord radius

R

radius of disc for checking weld profile (Figs. 17, 23, and 30)

SCF

stress concentration factor

SF

safety factor

T

chord thickness

T

weld throat dimension (Figs. 29 and 30)

t

branch thickness

V

punching shear

W

minimum groove width for sound welding

Y(a)

geometry correction term in fracture mechanics

Z

see Fig. 11(b)

28

153 MPa

CIRCUMFERENTIAL STRESS IN A T-JOINT FIGURE 1

V /
PARAMETER

STUDY

AXIALLY LOADED TEE JOINT

CHORD -ta~ THINNESS " RATIO 7

FIGURE 2

29

WELD FOOTPRINT

"■—Γ (a)

LONGITUDINAL STRESS, CHORD SURFACE 153 MPa BRACE A

153 M Pa

BRACEB

^.

271.63

Λ ,

5001.26

(b)

LEGEND: • TOP A BOTTOM ■ COMPARABLE LOCATION ON BRACE B CIRCUMFERENTIAL STRESS, CHORD SURFACE

COMPARISONS OF ANALYTICAL RESULTS WITH EXPERIMENTAL RESULTS FOR UNGROÜTED K-JOINT FIGURE 3

30

FIGURE 4

ISOPARAMETRIC THICK SHELL FINITE ELEMENT MODEL OF K-JOINT (MEDIUM MESH)

* FAILURE

FIRST CRACK

b

RESERVE STRENGTH OF A TUBULAR CONNECTION

FIRST YIELD

DEFLECTION

FIGURE 5

I.O,Γ MATERIAL LIMIT /

Vp » F y / , / 3 ULTIMATE PUNCHING SHEAR F

/

3 o i 2 0.5r0 O y/

y

o o

o

in 1

10

i

L_

20 R/t

-1

30 * /

40

1

1

50

60

1

70

>

80

CHORD THINNESS RATIO

EMPIRICAL DESIGN CURVE FIGURE 6

32

( Γ - 2.54cm)

30

SPECIFIC RESULTS FOR 5 x 5 x . 187*CHORD MILD STEEL MATERIAL U M I T 25l· Vps0.4Fyv_^-V /

d

A

Π

ß-Έ

TV·I '

^ssss&

00

7

" 2T

§20 Cd O

15k

LIMIT ANALYSIS 0.25 Fy

rr-l

0(1-/3) 0.5y

10 YIELD LINES

0

0.2

04 ß-

06 RATIO

ΟΘ

1.0

ULTIMATE STRENGTH ANALYSIS SQUARE TUBES (Also see Wordenier (1977) FIGURE 7

33

TABLE I - PUNCHING SHEAR CRITERIA ACTING V

p

= τ sin0 (f

ALLOWABLE V p = Q q Q f .

VALUE OF Q

TYPE OF JOINT

K

T/Y

X

or f, )

a

b

- ^

FOR AXIAL LOADS

API

AWS

1

('•'*¥H \

r

(:..·¥)

( 1.7

+

. 18 Λ

a l

"\

n~7T\

(·■»·¥) s

MULTIPLANAR

?

1.8 as g —»-0 1.8 as 3 —»-1.0 3.Q YURA DATA BASE EXCL NAKAJIMA

2

2.0L

ALPHA

o o

K

o

.A

cP

°9>

l.Oh USING a = l + 0 . 7 q / d (ALSO DEPENDS ON

1.0 g/d

1 +

0.7ß/d

T/Y

1.7

X

2.4

1PB

0.67

OPB

1.50

o= o

2.0

FIGURE 8

0VALIZING PARAMETER

34

y

(=

3

1 + 0.7g/d < 1.7

\OL

2 use F < - σ y — 3 ult

(· 6(1-^8336) f 0 r ß > ° · 6 0 ^3/= 1.0 for 3 1 0 . 6

\ \

Γ3

* Q, * [6II3Q ] f q

Qf = 1 - 0 . 0 3 γ υ 2

T2F

AWS (1984)

y

e

2 use F < - σ y — 3 ult

(= 1 . 8 - 0 . l g / T f o r Ύ 1 20 Q ) = 1.8-4g/D f o r γ > 20 S ) >_ 1.0

Qu = ( 3 . 4 + 193) Qg

0.03γΐί 2

Q. * [Q x x ] f u

Qf = 1 -

T2F

API (1984)

[f(3)-f(g,T)-f(Y)-f(6)'f(a)]

φ

Y

i

\

■

Ha) / F

-0.730

fe)

0.853)

0.0051(f)1'47 1 + exp(0.37^ -

. . .

0.182

- I »

1

ί ( θ ) = 1 - 0.326 c o s 2 6

f(Y) =

ΤΛ

lAg,JJ

■F (cr

f ( 3 ) = 5 . 0 ( 1 + 4.683)

Qf = 1 + 0.3U - 0.281U 2

T 2 F y ' Qf ·

KUROBANE (1981)

EMPIRICAL EXPRESSIONS FOR CHS K-CONNECTIONS ULTIMATE AXIAL CAPACITY AS P · SIN6

TABLE II

|

7Τ Η

KUROBANE 1/(1-0.8l2d/0)

6

e

5f N M

Ο

±2s

/(1-0.8l2d/D)

OBSERVATION

CO CO

!2

AWS a - 2.4

3f

§2 *£ 2 o

(a)

1

0Λ

0.6

0.8

N

D =S ^ 6.54

76 TEST RESULTS FOR X-JOINTS COMPARED TO CRITERIA 1.0

d/D 7 T

KUROBANE l+MMd/D) 2

NDS =

6IIBQ 6.36

1

(b) 75 TEST RESULTS FOR T&Y-JOINTS COMPARED TO CRITERIA 0.2

0.*4

0.6 d/D

KUROBANE • l+i«.67d/D

(l+l».67d/D)e Cd Qä H O CO W N CO M CO

O

OBSERVATION

COMPARISONS FOR SMALL GAP g=T TYPICAL 7=20

±2s G)

AWS

--1-0

6nßQ NDS =

3^T(i: T)

430 TEST RESULTS FOR K-JOINTS COMPARED TO CRITERIA O.k

0.6 d/D

0.8

1.0

COMPARISONS OF KUROBANE DATA BASE WITH KUROBANE ULTIMATE STRENGTH AND AWS Dl.1-81 DESIGN CRITERIA FIGURE 9

36

CD

-

t

Π

O O O O O O O O O O O " —

X ^ CORNER BALLOON

Ο Ο Ο Ο Ο Ο Ο Η - Ο Ο Ο ^ - Ο Ο Ο ^ -

O O O O O O O O h - O O O O O O · OOOOi— O O O O O O O O O O O oooooooooOf-»-oot-·oooooooot-oot-^oot—

LLOYDS

SEMI-HUB FULL HUB X-HUB

■-,-►-►-.-.-.-.-00000000 O O O O H - H - > - · — o o o o o o o o

LOADOUT

o o ^ - t - o » - » - » - o o o o o o o o

0 0 0 H - 0 0 . - . - 0 0 0 0 0 0 0 0

· — o o o o o o o o

INTERIOR

,--__,-,-,-»-_,-,-,-,-.--,o o o o o o i —

CORNER

INTERIOR

0 0 0 0 . - . - . - . - 0 0 0 0 . - . - I - . -

MIDSIDE

MIDSIDE

o o o o o ^ H - o o o o o o · - · - · -

οο^οθοΗ-^θο-Η-θΗ-e-H-

CORNER

o o o o o o t - > - o o o o o o > - · —

o o o — oCi-K-oOh-t-ooo·-

INTERIOR

MIDSIDE

ο ο ο ο ο ο ο ο . - . - , - — ,-.-,- »-

ooooooooot-^i-o^-H-·-

0 0 0 0 . - 0 0 — o o o o — o o · - SKIRT PILE

Z £j

Ο Ο Ο Ο Ο Ο Ο Η - Ο Ο Ο Ο Ο Ο Ο ^

OOOt—

H ►<

O O O O O O O O O O O O O O O H -

: m; O O O O O O O H - O O O O O O O O

α) α ■ 1.0 ♦ 0.7

L·» Ps1n0 a l l braces at a joint

Γρ*ΐη01

cos 2φ

"Ρ-οΤγ

reference brace for which a applies

a>1.0

b) reference brace f o r which a applies

_ COS 2 Φ

INFLUENCE OF B R A CSE IN OTHER POSITIONS AROUND CIRCUM­ FERENCE

POSITION O F W E R E N C E

BRACE

100% @ SAME PLANE 62%
COMPUTED ALPHA (A) EQUATION (B) DEFINITIONS (C) INFLUENCE SURFACE

FIGURE 11 38

CHORD ■ 6Φ.250

BRACES ■ 3*.125

1 KSl

ZERO

SMEDLEY EXPERIMENTAL

10.6

7.0

4.7

BOUWKAMP FINENESS 3 MARSHALL COMPUTED ALPHA

8.5

3.5

KUANG SCF FORMULA

5.6

CHORD 20f 5 BRACES 10.75^.25

•

V

X

*

X

**

0 « 45' ZERO ECCENTRICITY ' A Φ - 30* CORNER A

K-JOINT

Λ. X Φ - 90' CORNER B

*

A 'X V* 180· MIDSIBE

CAULKINS FRAMETI

2.35

3.55

2.45

2.19

MARSHALL COMPUTED ALPHA

2.9

3.3

2.5

2.5

KUANG SCF FORMULA K-l

2.87 CORNER CORNER A

V = τ sine P

HS

1.8

/f.

f

f

" aV(f byJ

+

MIDSIDE

(Kz

V WAVE

COMPARISONS OF HOT SPOT STRESS IN MULTIPLANAR CONNECTIONS 39

FIGURE 12

306 JOINTS IN WRC 256 DATA BASE (NON-OVERLAP) MEAN SF = 2.95

70-,-

§1 60 1

K JOINTS T&Y COMPRESSION X COMPRESSION MEAN SF =» 2.44

201

T&Y TENSION X TENSION MEAN SF - 5.14

iol

2

5 P

test/

10

allowable

RELIABILITY OF PROPOSED ALPHA CRITERIA FIGURE 13

40

en CD

41

(a) NOMINAL STRESS ADJACENT TO WELD

\

«a* AWS ^ C&X

CO

o

(b) HOT SPOT STRAIN ADJACENT TO WELD

API X

Q

c) 1

102

103

1

I04

1

1

105

Ϊ06

ORIGINAL DATA BASE VARIOUS AS-WELDED

1

JQ7

~io8

GEOMETRIES

N3-CYCLES TO FAILURE

FIGURE

15

5001 Q„ » 0 . 0 3

L

100\

a x

* >

^

l

too 50

Λ 9 Λ 2

NEU UK - E E C Dklk

»«-π*τιοα .PAJUlM ( M « M MM»Tft* nuMCUt) - < W F JOINT»

oc

• - OROürrmo

err.

Δ - OVBULAP

(ΛΑΡ/b ΤΛΚ4Μ A« . 0 1 )

101*

FIGURE

16

i . - . i..-ι IO»

. . .I....I

•o7

, . . i....i

C Y C L 6 5 TD rAIUJRft CHORD DIA. ^ 8" (200MM) THICKNESS ^ 3/16" (5MM) WRC DATA BASE: K-JOINTS WITH

42

- · ·'

j

COIM OR OiSC VITM RADIUS I

V

I MM WiRC

■ Ä

mstoe wcio WUCRE

* / ΐ f*cePT TU AT V i ü i R ^ i "

ΛυΠ6? ( T O fsg

IRREGULARiTltS NOT To * X C « D O.IR K O V j

I

VX/ELD I I I I 11

lol ll|

I

PROPILG I ll|

I

PA*s M&OC

PRIOR TO CAP PA^fV)

r

IxCC-SMVC- CONV6KITY OR UNDERCUT I * TOt P A * } P A Y r»P CORRECTED ftt LIGUT GRINOIKJG.

FIGURE 17

f

"TO?" *' \moMT.«.. it.« ϊ1

Mil

TOOL RADIUS V ^ ' ^ ^ r - . o M OR.OV

iff

MAX.

ΚΜυΐΡΜ9ΜΤ-=> I

l l l |

I

I M|

l

ΐ τη

FULL SIZE GULF OF MEXICO PRODUCTION WELDS

O Butt welds and/or controlled profile • Fillet welds and/or uncontrolled prof He

o*2 I0

ill i O5

i ul i K)4

i ill i i ill i i i l l , i I0 5 K/ Of CYCLES-TO-FAILURE

43

i ill i

\
i ill i

i n

FIGURE 1 9

EARLY TEST

PRODUCTION WELD WITH PROFILE CONTROL

DUTCH TEST FRENCH TEST El

WELD PROFILES IN TUBULAR JOINTS FIGURE 18

44

,ίΤ a = .008" FOR MILD STEEL HAZ Kf

max

= WORST CASE FOR r = a

r = NOTCH TIP RADIUS 5h

OLD (THIN) WRC DATA BASE INCLUDES TYPICAL RANGE OF RANDOM a'AND r • AWS CLASS "C" BUTT WELD 1/8" MAX REINFORCEMENT J I 1 .50 .75 1.0

.25 1

(SEVERITY OF WELD PROFILE)

Ittt

Π

Ϊ

XL 1

/ \

FIGURE 20

45

s

ffl

9fr FATIGUE STRENGTH REDUCTION FACTOR K f UNITY = PLAIN 15mm PLATE WITH 0.25mm CRACK

π

1

1

r-

-n σ o z o

^-H^ m

FATIGUE STRENGTH @ 2x10" CYCLES

/

,

1

\

/

,

Yc

' \

F3

/—

Zfr

FATIGUE STRENGTH REDUCTION FACTOR K f UNITY = PLAIN 15mm (0.6") PLATE WITH 0.25mm (0T01") CRACK

II HOT SPOT STRESS RANGE (MPa)

HOT SPOT STRAIN RANGE e T

25r

u z

|—~| GULF OF MEXICO | RANGE OF WATER TEMPERATURES

20

U U i- 15 O U.O

ALL SAMPLES 10

u

SAMPLES FROM OFFSHORE FAILURES^

-100 -50 0 50 100 150 C H A R P Y - V 15 FT-LBS TRANSITION TEMPERATURE °F -40 0 40 80 CHARPY 20J TRANSITION TEMP C* TRANSITION TEMPERATURE DATA FOR ASTM A36 PLATE AND A53 GRADE B PIPE FIGURE 25

DYNAMIC

STATIC

I ΈΜIFAILURE

Z X

o o at 3

<

TEMPERATURE ELIMINATE

FLAWS

PREVENT INITIATION N

FRACTURE-SAFE (LIMITED

PLANE STRAIN ; FRACTURE : MECHANICS

DESIGN

THICKNESS)

GENERAL TRANSITION REGION EMPIRICAL DESIGN PROCEDURES

^ FRACTURE ^MECHANICS

TRANSITION BEHAVIOR OF STEEL FIGURE 26

48

TENSILE STRINOTH I N f T I A T I O N C t H I V IS (FRACTURE STRESSES FOR SPECTRUM OF FLAW SIZES)

„ sA

YIELD STRfSS

JOINT/CAtJ>

/

-5-—·'U

NOT

Γ/1 INCREASING I

/ /

I F I A W S J Z ES

I */\ / / \ / /'*"\

l\ A ^O A

|

3*

0

STUB -

/ BRACE' I

PLASTIC LOAOS

•

/ / / / = > /

'

OONOT PROPAGATE

(TEMPERATURE LIMITATION) 'TEMPERATURE LIMIT/

_CHO^g/

J.Y.5.

, I I I I I I I I II I I S-IKSI U (STRESS LIMITATION) $

NDT*30°F ( N D T * l 7 eC )

■

i

NDT+60°F (NDT + 3 3 ° C )

NDT + I20°F (NOT+67 p C)

LOWEST ANTICIPATED SERVICE TEMPERATURE

MILD STEEL CHORD BRACE MILD STEEL THICKER NORMALIZED API SPEC 2H JOINT CAN

SPECIAL STUB (OPTIONAL)

TUBULAR APPLICATION OF THE FRACTURE ANALYSIS DIAGRAM FIGURE 11

49

BRACE

HEAT AFFECTED ZONE

(a) LAMELLAR TEARING FAILURE

„-,SAW CUT

rp^

n

(b) THRU-THICKNESS TENSION TEST FIGURE 28

50

BUILD UP AS REQUIRED TO MAINTAIN T"

DIHEDRAL > 9 0 °

DIHEDRAL < 9 0 °

DETAIL" B"

DETAIL" A'

ROOT FACE 0 TO 1/16" MIN F - 0.5t

\L>^ DIHEDRAL ^ 4 5 ° MIN F - 0.5t

DIHEDRAL < 45° MIN F - 0.35t

DETAIL"C"

U-JL MIN F -

I F

F 0.35t

DETAILED"

MINIMUN "F" AS SHOWN. "F" NOT REQUIRED TO BE GREATER THAN 5/8" (16mm). FILLETS SHALL ALSO SATISFY MINIMUM SIZES OF AWS TABLE 2.7

STANDARD WELD PROFILE AS SHOWN FOR FATIGUE CATEGORIES X2 AND K2,

FIGURE 29

5Ί

L β Τ -

CRITICAL WELD

1

| 1

^u

•

<
o

Φ

»

lot

2S

X Ti -*3> -H

>

z

Vt

*

O

|c

K

80 TO

TO

·—i

m

—\ m II -a HM J> TO ; σ 2 CO Ο-σ II - n ?3 (S> H H O ZC r+

r- < o \ m m Σ: ro σ z 3=: -n

m o

r

-f-4o > r· 2

«

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4~+-

F

€·*

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σ m H

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F 1

\> i"·

GROOVE ANGLE 0 GROOVE

asm DETAIL

w

Ml N.

i,r

r Ϊ ifT'sV ÄV

N

| MAX. |

I

j

MIN

>

3L -ny 3)

^2*

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"""V

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\ \

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J2 o\

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31 >

°1

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Ou mo xz >v»

V

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°

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>

z £ m -·

■no

60 50 40

°«*

30

Γ"

ICD-

10 Φ

ecu

B

Θ

B

m

-H >

.4t

160

f

ISO

130 •20

1

I

90

31

k\ / v /(

o σ

- »X \ r \ \ -♦ |

20

-S

A OR

M

z o σ cz: 7^

—· o

1

170

1

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12mm Max

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FIGURE 31

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50mm M i n .

RESTRICTION RING

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^fr^vVCBODY OF y. fy^JTwELD / n ^ R O O T O F ^ / "> P^^LWELD - f /

(A)DEFINITIONS

BASED ON RECTANGLE WHICH TOTALLY ENCLOSES FLAW

Wl()TH

/

MAIN MEMBER

I

DIRECTION OF APPLIED STRESS

THICKNESS = t ^BRANCH ' MEMBER * DIAMETER = D

1 50

LENGTH

1 12

ACCEPTABLE

\\

1 1

1

* whichever is less

mm

1 150 or D / 2 *

REJECT

\\

AWS = FIG. 10.13.1

of

DU

NOTE BACK-UP WELDS (AWS DETAILS CSD IN CROTCH AREA W/ACUTE LOCAL DIHEDRAL ANGLE) ARE NOT SUBJECT TO INSPECTION

(B)ROOT DEFECTS IN TUBULAR COMPLETE JOINT PENETRATION WELDS MADE FROM ONE SIDE (AWS DETAILS A S B )

-

-

3

1.5

-

6 OR V4*

1.5

3

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\

\

X

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1

\ Χ^

\

ACCEPTABLE

X

1 1

FIGURE 32

RP2X CRITERIA FOR INDIVIDUAL, FLAWS (SOLID LINE) AND ACCUMULATIVE FLAWS (DASHED LINE) IN ANY 150 mm OR D / 2 * LENGTH OF WELD

DISCONTINUITIES ©C) INTERNAL ALL OTHER WELD AREAS

*

3= 1Q

5

^

CONFERENCE HOUDREMONT 1984 ASSEMBLAGES POUR STRUCTURES TUBULAIRES SOUDEES par Peter W. Marshall Societe Shell Oil Etats-Unis

Le Professeur, Edouard Houdremont, a ete metallurgiste ä la Societe Fried. Krupp en Allemagne de 1930 ä 1950. Sa competence dans les vastes domaines de 1'elaboration et de la mise en oeuvre des aciers a ete reconnue par des experts de nombreux pays. II a ete tres souvent sollicite pour resoudre des problemes difficiles et a toujours pris plaisir ä mettre ses connaissances ä la disposition de la communaute du soudage. La Conference d'aujourdfhui est faite en l'honneur du Professeur Houdremont par un ingenieur specialise en construction metallique, qui doit ses connais­ sances en metallurgie du soudage principalement ä des experts de la Societe Armco Steel. Ces hommes, qui ont suivi 1'exemple du Professeur Houdremont, et ont contribue au perfectionnement de la technologie de fabrication des structures tubulaires, notamment pour la realisation des constructions ma­ rines, meritent egalement d'etre remercies ä cette occasion. Le Professeur Houdremont doit sa place particuliere an pantheon de l'IIS ä ses nombreuses conferences et publications et au role qu'il a joue au sein de la Societe Allemande du Soudage (DVS) en faisant admettre cette derniere comme membre de 1'Institut International de la Soudure (IIS). En tant que Vice-President de l'IIS, il a fait en sorte que l'Assemblee annuelle de 1957 ait lieu ä Essen, en Allemagne et comme President de la Commis­ sion IX de l'IIS, il a preside une session sur la metallurgie du soudage. Meme apres sa mort, intervenue des suites d'une soudaine crise cardiaque, ses etats de service, qui constituent la preuve d'un effort inlassable, continuent ä servir d'exemple ä tous ceux d'entre-nous qui se portent volontaires pour assumer des taches toujours plus lourdes. APPLICATIONS DES CONSTRUCTIONS TUBULAIRES Les constructions tubulaires jouissent de la particularite que la matiere qui les constitue est repartie tres efficacement, notamment en ce qui concerne la flexion des poutres ou le flambage des poteaux autour d'axes mul­ tiples. Dans le cas des structures exposees, les lignes pures d'une section fermee sont plaisantes du point de vue esthetique et n'exposent qu'une superficie moindre ä l'action de la corrosion, des poussieres et d'autres

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salissures. Dans le cas des tubes de section circulaire, les forces de trainee, resultant de 1'action du vent et des vagues, sont reduites. Les poteaux tubulaires sont beaucoup utilises pour la construction d'immeubles d'un seul etage a degagement au sol important (centres commerciaux et entrepots); dans ce cas, le rayon de giration est plus important que l'aire de la section. Les constructions tubulaires sont egalement repandues dans le cas de struc­ tures de grande portee tels que les panneaux signalisateurs suspendus des voies rapides, les ponts pour pietons, les fleches de grues, les excavatrices pour 1'exploitation miniere, les tours de forage, les mats d'antennes radio, etc. Les structures tubulaires en treillis sont utilisees dans les ensembles architecturaux tels que les toits ä longue portee, les structures porteuses pour couvertures translucides, les antennes paraboloides de radiotelescope, les tremplins pour les epreuves olympiques de saut a ski, les circuits de montagnes russes dans les pares dfattraction. Pour ce type de structures, les tubes de section carree ou rectangulaires permettent de realiser des assemblages soudes simples dans des plans orthogonaux, alors que les tubes de section circulaire autorisent lfexecution d1assemblages dans n'importe quel plan. Malheureusement, 1'elegance potentielle de ces structures est souvent gachee en raison des problemes poses au niveau des assemblages. Le concepteur peut avoir peur de realiser des assemblages soudes simples et prevoir ä la place un assemblage disgracieux avec des goussets. Le fabricant peut entreprendre par megarde un tel travail en etant mal prepare ä ce type de trace particulier ainsi qu'aux operations correspondantes de coupage de montage, de soudage et de controle. Le constructeur peut imposer des assem­ blages boulonnes sur chantier. Finalement, 1'affaire peut s'embourber ä la suite d'un differend avec les fonctionnaires qui meconnaissent d'ailleurs les problemes de technologie. Depuis 1947, des milliers de structures tubulaires ont ete construites pour le forage et 1'exploitation petroliere en mer. Ce sont generalement des structures en treillis ou jackets qui s'etendent depuis le fond marin jusquTä un niveau legerement superieur au niveau de la mer. Ces structures sont habituellement construites en une seule piece sur un chantier ä terre puis transporters sur barge, mises ä la mer et redressees sur le site par ballastage selectif. Les piles d'ancrage sont enfoncees dans les jambes du jacket pour offrir une resistance aux efforts verticaux en service et aux charges laterales dues aux tempetes. Le pont, generalement constitue de membrures tubulaires et de profiles lamines, est fixe en dernier pour completer la construction. La construction tubulaire est generalement utilisee pour les jambes entretoiseesdes plates-formes de forage auto-elevatrices et pour les treillis de liaison entre les jambes des plates-formes semi-submersibles. Les premiers developpements de la technologie offshore ont ete faits par approximations successives. Les entretoises etaient simplement soudees aux jambes du jacket qui servaient de membrures principales, sans utiliser de renforcement. Apres plusieurs ouragans, on a constate la reproduction de certains types de ruptures, notamment au niveau de ces assemblages de conception simple. Comme on le verra dans le chapitre relatif ä la concep­ tion, on note des ruptures locales par arrachement ou resultant d'un

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phenomene de cisaillement par poingonnement qui se produisent au niveau de la membrure principale, des effondrements de cette derniere, des ruptures du joint soude proprement dit et des arrachements lamellaires. En ce qui concerne les materiaux, les problemes rencontres etaient dus ä une soudabilite mediocre et ä une tendance ä la rupture fragile. La rupture par fatigue qui a fait lfobjet de recherches ces vingt dernieres annees, n'a ete observee qu'ä une epoque relativement recente sur les structures reelles. Ces problemes sont traites dans le chapitre "Structures tubulaires" du Code D1.1 de l'AWS sur les constructions metalliques en acier. La plupart des technologies dont s1inspire le texte de cette norme ont ete mises au point au cours des dernieres decennies par l1Industrie petroliere marine. Elles servent egalement de base au present expose de l'auteur. CONCEPTION DES ASSEMBLAGES Meme aujourd'hui, les assemblages tubulaires soudes sont encore aureoles dfun certain mystere malgre 1'existence de codes de bonne pratique tel que le code D1.1 de l'AWS. Les ruptures spectaculaires qui se sont produites n'ont fait que renforcer cette impression. Certaines ont entraine un effondrement de la structure alors que d'autres ont ruine finaneierement le contractant concerne. II arrive souvent qufen cas de ruine dfun assemblage tubulaire soude, la rupture se produise au niveau du raecordement de la soudure dans la zone thermiquement affectee. Le concepteur peut profiter de cet etat de chose et attribuer la rupture ä des materiaux ou ä une soudure defectueuse. Des chasses aux sorcieres ä caractere metallurgique sont souvent organisees pour etayer cette asser­ tion. Peu Importe que le raecordement de la soudure soit egalement le site de concentrations de contraintes si elevees que la plupart des assemblages sont soumis ä une deformation plastique avant dfatteindre la charge de service. Les juristes et leurs experts sfenrichissent tandis que le mystere s'epaissit. Les assemblages tubulaires soudes exigent, peut-etre ä un plus grand degre que d'autres types de structures, une approche integree pour la prevention de la rupture. La conception, le choix du materiau, la fabrication, le soudage et le controle doivent etre pris en compte conjointement. Une con­ ception fiable ne doit pas se limiter ä une analyse des contraintes pour le dimensionnement des elements de structure. Le concepteur doit savoir apprecier, au delä de la limite d'elasticite et de la disponibilite, les exigences auxquelles doivent implicitement satisfaire les materiaux uti­ lises ; il doit egalement prevoir les methodes de fabrication et les procedes de soudage mis en oeuvre, leurs limites et leur influence sur le comportement en service. Le concepteur qui se contente d'appliquer les formules du Code s'expose ä un echec. Ne serait-ce que pour se proteger eux-memes, les metallurgistes et les praticiens en soudage qui appliquent les indications du concepteur doivent egalement comprendre ce que l'on attend d'eux dans le cadre du Systeme global de prevention de la rupture. Bien que de nombreuses techniques aient ete mises au point pour le renforcement des assemblages tubulaires, la methode la plus simple consiste ä souder lfentretoise ä la surface exterieure de la membrure principale (ou membrure). Si la membrure principale est relativement compacte (D/E

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inferieur ä 15 ou 20) et si l'epaisseur de l'entretoise est limitee ä 50 % ou 60 % de la membrure principale, l1assemblage sera suffisamment resistant pour supporter des efforts correspondant ä la resistance statique des par­ ties assemblies ; il n'est alors pas necessaire d'effectuer des calculs detailles (Sherman, 1976). Si ces conditions ne sont pas satisfaites (tubes de plus gros diametre), une courte longueur de produit plus epais (ou manchette de raccordement) est inseree dans la membrure principale pour renforcer localement la zone de 1'assemblage. Dans ce cas, le probleme qui se pose lors de la conception consiste seulement ä choisir la combinaison correcte d'epaisseur, de limite d'elasticite et de tenacite pour la man­ chette de raccordement. Analyse elastique La figure 1 illustre pour les assemblages tubulaires un cas de figure ou les contraintes locales sont tres elevees. Bien que la manchette de raccor­ dement ait une epaisseur egale ä deux fois l'epaisseur de l'entretoise, la contrainte de pointe locale est 7,4 fois plus elevee que la contrainte nominale axiale dans 1'entretoise. Au debut de la deformation plastique, cet assemblage ne developpe que 14 % de la capacite de resistance elastique nominale de la membrure principale. Dans cet assemblage en T, la contrainte de pointe locale est egalement 14,7 fois plus elevee que la contrainte nominale de cisaillement due au poingonnement, donnee par 1'equation : V appliquee = f . P a

—

. sin Θ

(equation 1)

En d'autres termes, une deformation plastique localisee se produit lorsque la contrainte de cisaillement par poingonnement depasse 7% de la limite d'elasticite du materiau pour cette configuration particuliere de l'assemblage. Lors d'un chargement cyclique avec des charges plus elevees, le phenomene de plastification periodique dans les zones soumises ä des pics de contrainte peut effectivement produire de la chaleur, d'oü le nom de "point chaud". Les resultats indiques ont ete obtenus en se fondant sur la theorie analytique des coques de Dundrova (1966). Ils concordent avec ceux obtenus en utilisant un calcul par elements finis (par exemple Greste 1969 et Reimer 1976) et les analyses experimentales des contraintes (par exemple Toprac 1968 et Grigory 1969) . Plusieurs caracteristiques de la repartition des contraintes dans 1'assem­ blage de la figure 1 meritent d'etre notees. Localement, la contrainte de la membrure principale est maximale au niveau de 1fintersection des tubes, ä 1'endroit ou l1entretoise transmet sa charge lineique ä la membrure. Le long de la circonference, dont le centre est l'axe de l'entretoise, la re­ partition des contraintes ressemble de maniere frappante ä celle correspon­ dant ä un anneau ferme (Roark 1954) sur lequel est appliquee une charge concentree au niveau de 1'intersection avec 1'entretoise. En fait, en raison de la capacite d'ovalisation de la membrure, 1'entretoise transmet plus particulierement sa charge au point de quartier, plutot qu'au point d'argon qui est plus faiblement sollicite, ce qui entraine une distribution non uniforme des efforts dans le joint soude. Enfin, la tendance ä l'ovalisation persiste sur une distance considerable le long de la membrure. A

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une distance de l'axe de l'entretoise egale ä une fois le diametre (4eme anneau), les contraintes suivent une distribution sinusoidale, les valeurs positives se trouvant dans le plan de lfaxe de la membrure et les valeurs negatives dans le plan ä 90°pour les intensites representant 40 ä 60 % de celles existant sur l1anneau le plus sollicite, aux memes posi­ tions angulaires. La figure 2 donne les resultats d'une etude parametrique de la resistance elastique d'assemblages tubulaires en T (Caulkins, 1968). La geometrie de 1'assemblage est exprimee en fonction des parametres sans dimension beta (d/D) et gamma (R/T). La capacite de charge est exprimee en fonction de la contrainte de cisaillement par poingonnement au moment de 1'appari­ tion d'une deformation plastique localisee dans la membrure normee par la limite d'elasticite du materiau (par exemple capacite de 0,07 ou 7 % pour I1assemblage de la figure 1 pour lequel d/D = 0,5 et R/T = 20). Dans tous ces assemblages, la plastification locale (principalement par flexion de l'enveloppe au point chaud) intervient bien avant que la contrainte de cisaillement par poingonnement atteigne la resistance au cisaillement effective du materiau (57 % de la limite d'elasticite). Pour les valeurs moyennes de beta (0,3 ä 0,7) que l'on rencontre frequemment dans le cas des structures spatiales en treillis, 1'influence de beta est peu marquee et la capacite du materiau au cisaillement par poingonne­ ment depend principalement de gamma, 1'assemblage etant moins resistant pour les valeurs elevees de R/T. Lorsque beta est voisin de 1'unite (membrures de diametres identiques), l'entretoise transmet une grande partie des efforts tangentiellement ä la membrure plutot que par un effet de poingonnement et la capacite relative de 1'assemblage s'accroit de fagon importante. Pour les tres faibles valeurs de beta, la capacite de charge tend vers une valeur constante comme dans le cas d'une plaque ou d'une coque soumise ä une charge ponctuelle, ce qui correspond ä un accroissement des valeurs nominales de cisaillement par poingonnement lorsque le perimetre decroit. Bien que la prise en compte des effets de poingonnement par cisaillement puisse conduire ä une trop grande simplification de l'etat de contraintes de flexion et de membrane dans les assemblages tubulaires, 1'equation 1 montre que le rapport t/T a une influence primordiale et que ce sont les efforts appliques perpendiculairement ä la paroi de la membrure qui sont ä l'origine de la plupart des phenomenes de contraintes localisees. II faut bien se garder de generaliser le comportement des assemblages tu­ bulaires en se fondant uniquement sur le comportement des assemblages en T. La figure 3 montre la repartition des contraintes longitudinales et circonferentielles dans la membrure, dans le cas d'un assemblage en K (les membrures ont les memes dimensions et la meme contrainte nominale est transmise par l'entretoise que pour 1'assemblage en T de la figure 1). Les resultats donnes par toutes les methodes d'analyse citees plus haut sont egalement indiques. Le profil des contraintes circonferentielles dans la section C-D a la meme forme caracteristique que pour 1'assemblage en T. Toutefois, la contrainte maximale au point chaud n'atteint que 35 % de la valeur precedente. Outre les contraintes circonferentielles elevees au point d'argon de la membrure, il y a egalement des contraintes longitudinales importantes au point de quartier, situe dans l'ecartement entre les deux entretoises (section A-B,

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pres de l'extremite A). Comme la contrainte de cisaillement par poingonnement est proportionnelle au gradient des contraintes de flexion dans la membrure principale, il est clair qu'une partie importante des efforts est transmise dans l'ecartement entre les deux entretoises. Cette transmission des efforts dans cette zone avec compensation des efforts de poingonnements diriges respectivement vers l'interieur et l'exterieur des entretoises B et A, contribue a une diminution de la tendance ä l'ovalisation et de la con­ trainte dans la membrure et ameliore la capacite de charge de 1'assemblage en K. L'autre point de quartier, pres du point B, Supporte des contraintes et des gradients de contraintes moins importants et les efforts transmis par la soudure sont plus faibles, comme dans le cas de l1assemblage en T. La comparaison des diverses methodes ά1analyse revet egalement un interet certain. Toutes ces methodes aboutissent essentiellement ä la meme distri­ bution des contraintes circonferentielles dans la membrure intervenant du fait des conditions locales qui dependent de la geometrie globale de 11as­ semblage et de la nature de chargement impose aux entretoises. En fait, la dispersion des resultats experimentaux obtenue sur des maquettes est plus elevee que celle obtenue en utilisant les differentes methodes. Les analyses experimentales des contraintes peuvent etre en effet tres sensi­ bles ä des excentrements memelegers ou des imprecisions du Systeme de char­ gement . La theorie des coques de Dundrova, avec son developpement en serie trigonometrique, ne decrit pas de maniere satisfaisante l'etat complexe des con­ traintes et surtout les pics de contrainte localises. L1incorporation de termes limites complementaires tenant compte de la presence de ces pics ä 1'intersection des membrures ameliorerait certainement le modele utilise. La theorie des coques a, par rapport ä lfanalyse par elements finis, l'avantage d'eviter la longue etape du maillage, qui represente un travail encore plus laborieux s'il s'agit d'assemblages complexes multiplanaires, pour lesquels il n'existe pas encore de methodes de maillage automatique. Les analyses par elements finis sur coques epaisse et mince fournissent la re­ partition globale des contraintes dans la membrure. Toutefois, ä proximite de la soudure (qui est la region concernee par les points chauds), le modele des coques epaisses est plus realiste. Un maillage type sur modele ä paroi epaisse (pour lfassemblage en K de la figure 3) est indique ä la figure 4. La section A-A donne le detail du maillage ä proximite de la soudure . Grace ä un choix judicieux de la taille de la maille elementaire adjacente ä la soudure, la contrainte de surface au point de Gauss correspond ä 1'emplace­ ment de la jauge de mesure au point chaud (definition americaine). La defi­ nition europeenne de la contrainte au point chaud (extrapolation au raccordement de la soudure) est egalement entierement compatible avec ce type de modele. Dans aucun des cas, 1'analyse par elements finis ne reflete les effets locaux ou microscopiques au raccordement de la soudure ; ces derniers seront etudies plus loin dans le chapitre relatif ä la fatigue. Charge ultime Les analyses elastiques des contraintes qui viennent d'etre decrites sont utiles pour comprendre le comportement general des assemblages soudes et sont indispensables pour 1'analyse en fatigue. Toutefois, elles ne permettent pas une estimation pratique de la resistance ultime pour la conception en regime statique, car la plupart des assemblages tubulaires ont une

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reserve enorme de resistance apres la premiere plastification. La figure 5 represente la section d'un assemblage tubulaire, et montre son comportement lors d'un essai ä rupture. Pour des charges peu elevees dans le domaine elastique, on observe la distribution prevue des contraintes circonferentielles dans la membrure. Lorsque la limite d'elasticite est depassee, lfassemblage se deforme comme le montre 1'image du milieu tandis que la charge appliquee continue de croitre. Finalement pour des charges de 2,5 ä 8 fois superieures ä celle correspondant ä la limite d'elasticite, l'assemblage se rompt par dechirure ou arrachement dans le cas d'une sollicitation en traction ou par un effondrement local dans le cas d'une compression. La contrainte ultime de cisaillement par poingonnement peut etre consideree egale ä la contrainte moyenne ou nominale exercee sur la surface potentielle de rupture. La figure 6 montre les resultats d'un certain nombre d'essais ä rupture precedemment effectues. Le trace de la courbe est effectue sur cette base avec la contrainte de cisaillement par poingonnement normee par la limite d'elasticite. Comme nous l'avons vu precedemment, la resistance de 1'assemblage decroit avec 1'augmentation du rapport gamma (R/T) de la membrure. La capacite de cisaillement par poingonnement est inferieure ä la resistance au cisaillement du materiau, sauf dans le cas de membrures de forte epaisseur (gamma inferieur ä 7). La courbe et la formule empiriques indiquees ä la figure 6 avec l'addition d'un coefficient de securite de 1,8 ont servi de base pour les premieres regies de calcul des assemblages tubulaires figurant dans la norme AWS D1.1 (1972). Bien que ces resultats correspondent qualitativement aux resultats de la theorie des enveloppes indiques plus haut, le niveau global de resistance est beaucoup plus eleve. En fait, les assemblages congus en appliquant les regies empiriques subissent une deformation plastique localisee au niveau de la charge de service. Cette capacite supplementaire est le resultat : * de la difference entre les modules elastiques et plastiques de flexion de l'enveloppe * de la redistribution plastique de 1'effort et des deformations importantes de l'ecoulement plastique gene du fait de la triaxialite des contraintes * de l'ecrouissage (generalement, augmentation d'un facteur 1,5 pour les aciers utilises au cours des essais). Ces phenomenes exigent un tres haut niveau de ductilite du materiau de la membrure et doivent etre pris en compte lors du choix des aciers pour les assemblages tubulaires (Carter et al. 1969). II est possible egalement d'adopter une approche theorique pour determiner la resistance ultime des assemblages tubulaires. La figure 7 montre une premiere application de la theorie des charnieres plastiques ä la determi­ nation de la resistance ultime des assemblages de profils creux de forme carree ou rectangulaire. On peut constater ä nouveau la relation etroite qui existe entre la resistance au cisaillement par poingonnement et le rapport gamma. Ceci explique non seulement la presence du terme relatif ä 1'epaisseur dans 1'equation 1 mais egalement le fait que la capacite de charge totale de 1'assemblage est proportionnelle au carre de 1'epaisseur de la membrure. En outre, on peut egalement remarquer 1'influence du rapport

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des diametres (beta = d/D) sur la capacite de charge. La figure 7 compare egalement les resultats obtenus en appliquant la theorie des charnieres plastiques avec les points obtenus lors des essais ä rupture. Bien que les mecanismes d'ecoulement plastique correspondent ä la limite superieure du theoreme de la plasticite, les capacites de charge experimentales sont bien plus elevees. Cette capacite de charge supplementaire est sans doute due au phenomene d'ecrouissage et ä la triaxialite des contraintes, dans la mesure oü la plastification des sections et la redistribution des sollicitations sont dejä pris en compte dans la theorie. L'AWS admet un coefficient dfaccroissement de capacite de charge de 1,5 avant d'appliquer le coefficient de securite de 1,8. Toutefois, des deformations importantes peuvent etre necessaires avant d'atteindre ces capacites de charge theoriques. Dans le cas d'assemblages critiques dont la seule rupture serait catastrophique ou dans celui dfensembles architecturaux oü des deformations localisees dans les assemblages seraient inacceptables, lfAWS recommande de reduire d'un tiers la contrainte admissible de cisaillement par poingonnement. Les methodes d'analyse de la resistance ultime des assemblages de tubes de section circulaire ne sont pas aussi bien developpees. En principe, l'analyse par elements finis dans le domaine elasto-plastique devrait etre possi­ ble ; cette methode a dejä ete appliquee au cas similaire des piquages sur appareils ä pression. Si l'on utilise des elements massifs pour representer les lois de deformations elastique et plastique du materiau. Si l'on tient compte de 1'ecrouissage et de la triaxialite et si le calcul des grandes deformations est possible, on pourra alors considerer que les phenomenes qui sont ä l'origine du supplement de resistance enumeres plus haut sont reproduits de maniere satisfaisante. Toutefois, le maillage devrait etre beaucoup plus fin que celui indique ä la figure 4 et devrait inclure des subdivisions dans l'epaisseur afin de suivre de fagon convenable l'etendue de la plastification. De telles analyses representent une tache considera­ ble et il est souvent plus facile de fabriquer une maquette reelle. Regies de calcul empiriques Deux methodes sont generalement utilisees pour le calcul des assemblages tubulaires. Lfune est fondee sur la contrainte de cisaillement par ροίηςοηnement qui correspond au mode de rupture observe dans les premieres struc­ tures tubulaires, lfaccent etant mis sur 1'importance primordiale du parametre sans dimension, = t/T (rapport des epaisseurs). Dans ce cas, la regle de calcul specifie simplement que la contrainte de cisaillement par poingonnement donnee par lfequation 1 ne doit pas depasser la contrainte admissible de cisaillement par poingonnement definie par le code. Cfest une methode de calcul basee sur la contrainte en service. La deuxieme methode peut etre appelee fCalcul aux etats limites1. Elle est fondee sur 1?expression theorique de la rupture locale par flexion de l'enveloppe de la membrure sous 1'action d'une charge ponctuelle, donnee par : 2 P - . . sin Θ = T F . Q r . Q x u ultime y xf

(equation 2) n

Q f est un coefficient minorateur qui tient compte de 1*influence des efforts additionnels presents dans la membrure ; il est egal ä 1'unite seulement

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lorsque les efforts ne sont transmis que par les entretoises. La valeur theorique de Q est egale ä 4,0 ; toutefois, la valeur reelle est fonction du type dfassemblage (ou de la distribution des efforts), de la topologie de 1 assemblage (definie par les parametres sans dimension beta, eta, zeta et theta) ainsi que du rapport d'epaisseur (gamma) et du rapport limite d'elasticite/charge de rupture dans la membrure. Le tableau I resume les regies de l'API (1984) et de 1'AWS en cisaillement par poinQonnement pour les tubes de section circulaire sollicites axialement. L'API donne des formules distinctes pour chaque type d'assemblage, qui sont classes en fonction de la distribution des efforts et non pas simplement en fonction de la configuration (T, Y, K ou X ) . L'AWS regroupe tous ces cas de figure en utilisant le parametre d'ovalisation (alpha) dont les valeurs sont indiquees ä la figure 8. Dans les deux cas, les assemblages les plus resistants sont les assemblages en K avec un faiblement ecartement entre entretoises car la tendance ä l'ovalisation due ä une entretoise compense celle due ä l'autre entretoise. Au fur et ä mesure de lfaugmentation de la valeur de l1ecartement, l1assemblage en K tend ä se comporter comme ceux en T et en Y. Pour les assemblages en croix, les tendances ä l'ovali­ sation dues eux efforts transmis par les entretoises sont additives, ce qui diminue la capacite de charge de 1'assemblage. Comme on le verra plus loin, certains assemblages sur plusieurs plans peuvent avoir un comportement en­ core plus defavorable. Les valeurs de alpha pour la flexion dans le plan de 1'assemblage (IPB) et pour la flexion hors du plan dfassemblage (OPB) ont ete choisies pour exprimer 1'influence relative de ces efforts sur la contrainte au point chaud (Marshall, 1978). Les memes expressions des contraintes effectives et admissibles de cisaillement par poingonnement sont donnees au tableau I, mais des expressions differentes de Q sont applicables au cas de la flexion et des profils creux de sections carree et rectangulaire. (voir pour plus de details, AWS D1.1-84). Le tableau II indique plusieurs criteres de calcul aux etats limites pour les assemblages en K de profils creux de section circulaire (CHS). Les criteres de Kurobane (1981) sont les memes que ceux pris en compte par la Sous-Commission XV-E de l'IIS. La methode de l'API est fondee sur les travaux de Yura (1980, 1983) tandis que les formules de l'AWS sont basees sur la contrainte de cisaillement par poinconnement (sans facteur de correction tenant compte des approximations applicables aux enveloppes minces inherentes ä 1'equation 1). Pour tous ces criteres, les termes entre crochets figurant en haut du ta­ bleau correspondent ä Q de 1'equation 2 et ils sont detailles en bas du tableau, au-dessous des expressions de Q f . Les expressions correspondant ä la ligne (1) refletent 1'influence du rapport des diametres (beta), les valeurs de Q etant comprises entre 3,4 et 5,0 pour les faibles valeurs de beta et pouvant atteindre 20 lorsque beta est voisin de 1'unite. Les expres­ sions correspondant ä la ligne (2) : la limite d'elasticite augmente d'un facteur 1,8 lorsque l'ecartement est tres faible. A la ligne 3, l'expression de Kurobane montre que la resistance des assemblages en K n'est pas vraiment proportionnelle au carre de l'epaisseur de la membrure, comme dans 1'equa­ tion 2, mais est plutot egale ä l'epaisseur ä la puissance 1,8. D'autres chercheurs indiquent egalement des exposants inferieurs ä 2 (entre 1,5

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(Toprac, 1968 et DNV, 1977) et 1,7 (Carter et co-auteurs, 1969 et Garf, 1980) ) ; toutefois, on a actuellement tendance ä utiliser un exposant egal ä 2,0 pour l'epaisseur et une pente egale ä -3,0 pour les courbes de Wöhler tracees en coordonnees bi-logarithmiques, en forcant les donnees experimentales. La ligne (4) est une correction mineure de la notion selon laquelle seuls les efforts perpendiculaires ä la membrure doivent etre pris en compte, car ils representent moins de 15 % des cas courants d'intersection. La ligne (5) montre l'effet prejudiciable important des rapports R /R^ eleves, ce qui reflete 1'importance reelle de 1'ecrouissage, meme si les criteres peuvent etre indiques en fonction de la limite d'elasticite. Kurobane (1981) indique des formules de calcul pour 24 types differents d'assemblages de tubes de section circulaire. Les formules plus elaborees de Kurobane permettent d'obtenir une meilleure concordance avec les don­ nees experimentales disponibles, que les formules plus generales et plus simples de l'AWS. Toutefois, on trouve dans la realite des conceptions intermediaires ou differentes des categories idealisees et les criteres de l'AWS servent aux diverses interpolations et extrapolations applicables ä ces cas-la. La figure 9 compare les expressions de Kurobane (ligne 1 du tableau 1) pour les assemblages en X, T et Y et K en fonction de la base de donnees ä partir desquelles elles ont ete obtenues Les criteres de l'AWS sont egalement represented graphiquement et compares ä ceux de Kurobane, pour les ecartements types et les valeurs de gamma indiques sur la figure. Les criteres de l'AWS fournissent une limite inferieure aux donnees experimen­ tales, alors que Kurobane donne la meilleure estimation moyenne ainsi que la dispersion utilisable pour obtenir un code de calcul correspondant ä une fiabilite de niveau II. Outre cette difference, les deux criteres suivent 1'evolution des donnees suivant le rapport des diametres, beta. Les trois types d'assemblage ont des resistances normees similaires pour les tres faibles valeurs de beta et celles voisines de 1'unite. Pour les valeurs intermediates, pour lesquelles 1'ovalisation de la membrure a le plus d'influence, la resistance des assemblages en X subit la plus forte baisse, celle des assemblages en K ne diminue pas du tout tandis que celle des as­ semblages en T et Y a un comportement intermediaire. Assemblages sur plusieurs plans Dans l'optique de leur dimensionnement, on classe souvent les assemblages tubulaires en fonction de leur configuration (par exemple, assemblages en T, Y, K, X e t c . ) . Les methodes de calcul de la resistance et du coefficient de concentration des contraintes relatif au comportement en fatigue sont differentes pour chacun de ces types d'assemblages. Les recherches, les essais et les analyses ayant abouti ä des criteres de plus en plus sophistiques n'ont concerne pour la plupart que des assemblages dont les elements se trouvaient dans un seul et meme plan. Toutefois, de nombreux treillis tubulaires et notamment la plupart de ceux utilises pour les structures offshore, comportent des entretoises dans plu­ sieurs plans. La figure 10 montre un assemblage comportant 16 entretoises situees dans trois plans orthogonaux et suggere un code binaire de classi­ fication des 65 535 autres possibilites consistant ä noter la presence (1) ou 1'absence (0) d'un element dans chaque position. Pour certaines condi­ tions de sollicitation, il se produit une interaction entre les differents

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plans et dans ce cas, les criteres elabores qui ont ete etablis pour les differents types de joints en forme de lettres de 1'alphabet ne sont plus satisfaisants. Etant donne le nombre important de cas possibles, il est peu probable que des formules de calcul parametrique puissent etre etablies pour chacun d'entre eux. D'oü l'interet de criteres approximatifs mais generaux qui englobent les principales caracteristiques de ces interactions multiplanaires, meme s'ils doivent etre moins precis que ceux utilises pour les assemblages en forme de lettres de 1'alphabet. La figure 11 donne la formule de l'AWS pour le calcul du parametre d'ovalisation (alpha) , cette formule tenant davantage compte du mode de chargement que de la simple configuration geometrique. La valeur de alpha est determinee separement pour chaque entretoise dont il faut verifier la resistance au cisaillement par poingonnement ("membrure de reference") et pour chaque type de chargement, la sommation etant faite sur toutes les entretoises presentes au niveau du noeud pour chaque cas de charge. Dans cette somma­ tion, le terme en cosinus et le terme exponentiel expriment l1influence des entretoises sur la contrainte d'ovalisation ä la position de reference. Ce calcul simple mais repetitif peut etre effectue par un sous-programme lors du calcul par ordinateur de la structure et evite la necessite d'iden­ tifier arbitrairement lfassemblage ä l'une des dispositions elementaires. La figure 12 montre que la formule de Kellogg ainsi que la contrainte effec­ tive de cisaillement par poinconnement basee sur la valeur calculee de alpha permettent de prevoir de facon assez precise la contrainte au point chaud pour divers assemblages multiplanaires (Marshall, 1982). L'histogramme de la figure 13 montre ä quel point le critere de cisaille­ ment par poinQonnement de lfAWS, base sur la valeur calculee de alpha, Con­ corde avec la charge de rupture mesuree dans les essais figurant dans la base de donnees de Rodabaugh (1980). Les resultats de l'essai de compres­ sion sont regroupes du bon cote du coefficient de securite nominal de 1,8. Le coefficient de securite apparemment important pour les essais de trac­ tion est faussee en raison du grand nombre de tubes de faible epaisseur figurant dans la base de donnees. Si lfon ne considere que les tubes dont l'epaisseur est superieure ä 6 mm (T > 6 mm), le coefficient de securite moyen tombe ä 3, 7, pour T > 12 mm, il est seulement ä 2,2. Compte tenu de l'effet d'echelle apparemment defavorable vis-ä-vis de la rupture, l'AWS ne donne aucun "bonus" pour le chargement en traction. FATIGUE Commengons par etudier les differentes echelles auxquelles l1analyse en fatigue dfune structure tubulaire doit sfeffectuer. Nous prendons comme exemple les structures marines (figure 14). D'un point de vue global, les forces appliquees sont celles dues ä la houle, et on calcule les contraintes nominales auxquelles est soumis le treillis (generalement 20 ksi ou 140 MPa). Dans la figure centrale, nous voyons qu'une analyse de contraintes experimentale ou par elements finis d'un assemblage tubulaire bien congu donnerait des contraintes au point chaud de 50 ou 60 ksi (350 ou 420 MPa) ; ceci

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signifie que le coefficient de concentration des contraintes (CCC) lie ä la geometrie est egal ä 2,5 dans les zones A (dans la manchette de raccordement et B (ä l'extremite de lfentretoise) qui constituent des sites potentiels d'amorgage de fissures de fatigue. Enfin, la partie droite de la figure montre un gros plan d'une section particuliere du joint soude. Entre la position de la jauge oil l'on mesure la contrainte au point chaud et le raccordement du cordon oü s'amorQent les fissures de fatigue, il se produit une concentration supplementaire des contraintes ä l'echelle macroscopique (refletant la configuration globale du cordon, c.ä.d. concave ou convexe) et ä l'echelle microscopique (entaille aigiie, caniveau ou fissures au raccordement de la passe terminale). C'est dans cette region qu'intervient ce qu'on appelle l'effet d'echelle, comme nous le verrons ulterieurement. Contrainte au point chaud On a adopte une methode pratique de calcul qui consiste a utiliser comme base du calcul en fatigue la valeur mesuree ou calculee de la contrainte au point chaud. La contrainte au point chaud met sur le meme plan de nombreuses geometries differentes d'assemblage (depuis les assemblages simples bout ä bout jusqufaux recipients sous pression et aux assemblages tubulaires). Dans chaque cas, la contrainte (ou la deformation) de reference represente l'etendue totale de contrainte (du maximum au minimum) mesurees ä l'aide d'une jauge extensometrique placee ä cote du raccordement de la soudure et orientee perpendiculairement ä cette derniere). Lorsque la courbe experimentale de Wöhler est basee sur la mesure des deformations au point chaud et les cycles ä rupture, lors d'essais de structures reelles brutes de soudage, les effets d'entaille locaux ou microscopiques sont inclus dans la base de donnees (voir figure 15). Les codes API et AWS specifiant que la transition entre le cordon et le metal de base adjacent doit etre aussi progressive que possible pour que les effets d'entaille intervenant entre la jauge de contrainte et le raccor­ dement soient comparables ä ceux existant dans un assemblage bout a bout. La contrainte au point chaud ne peut permettre la comparaison directe de ces deux geometries que si les perturbations qui se produisent dans les regions encerclees sont similaires. Les deformations au point chaud calculees soit par analyse par elements finis, soit ä l'aide d'equations parametriques pour la determination du coefficient de concentration des contraintes (CCC) (Kuang, 1977) sont utilisees aussi bien que les contraintes mesurees au point chaud, comme le montre la comparaison de la figure 16. Dans les donnees du WRC, Rodabaugh (1980), tres peu d'echantillons ont ete exclus et les epaisseurs allaient jusqu'ä 32 mm. Profil de la soudure Les redacteurs du Code de l'AWS ont etudie les effets du profil du cordon de soudure il y a plus de 12 ans. Par comparaison aux surfaces aplanies par meulage (categorie A ) , les soudures bout ä bout typiques (categories C et X) sont affectees d'un coefficient de reduction de resistance ä la fatigue K f de 1,7 alors que les soudures d'angle (categorie D) ont un coefficient de reduction plus eleve (3,0).

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Shell, Conoco et d'autres Societes petrolieres specifient depuis une dizaine d'annees une version du test du disque pour le controle du profil du cordon (figure 17). Ce dernier doit etre concave ä l'etat brut de soudage et son rayon doit etreapproximativement egal ä celui d'un disque dont le diametre est au moins egal ä 1'epaisseur du metal de base ou bien ä 16mm, la valeur la plus elevee etant applicable. Le jeu admissible par rapport ä ce disque est limite ä 1 mm. En outre, toute entaille aigüe du type fissure (par exemple caniveau) est limitee ä 0,25 mm. II y a ä peu pres 5 ans, les laboratoires britanniques et europeens ont obtenu des resultats d'essais de fatigue de soudure d'angle et d'assembla­ ges tubulaires de grande echelle comportant des assemblages dfangles par cordons ä surface plane. Comme le montre la figure 18, le profil de ces soudures ne correspond pas aux criteres precedents bien qu'elles aient satisfait aux normes industrielles moins severes utilisees pour leur construc­ tion. Les nouvelles donnees obtenues se situent en dessous de la courbe de Wöhler initiale pour la categorie C et X, comme le montre la figure 19. A cette epoque (1979), les deux codes americains ont adopte des courbes de Wöhler decalees vers le bas pour les soudures effectuees sans controle du profil de cordon (courbes API-X1 et AWS-X-2). Ces nouvelles courbes sont bien du cote de la securite, vis-ä-vis des points experimentaux obtenus ; ainsi, il semble que les affirmations faites dans la presse tech­ nique selon lesquelles nos criteres de fatigue n'etaient plus du tout sürs, soient exagerees. Toutefois, le Code API nfa donne que des indications qualitatives sur le type de controle du profil du cordon qui serait necessaire pour eviter de decaler la courbe de fatigue vers le bas et le test initial de la piece de 10 cents (dime test) recommande par l'AWS etait moins severe que la proce­ dure industrielle citee plus haut. A cet egard, des propositions plus reetrictives ont ete recemment adoptees pour les deux Codes. Etude des contraintes au niveau d'une entaille Considerons, ä une plus petite echelle (figure 20) les perturbations locales et microscopiques au raccordement de la soudure en utilisant la theorie des contraintes ä 1'entaille developpee par Peterson, Neuber, etc. Cette theorie a ete appliquee aux joints soudes par Lawrence et d'autres chercheurs ä 1'Universite d1Illinois. A proximite dfune entaille aigüe au rac­ cordement de la soudure, la severite du gradient local de contraintes peut etre caracterisee par le parametre alpha prime. En theorie, lorsque le rayon ä fond d1entaille est nul, on a une singularite de contrainte au niveau de cette entaille (un peu comme dans le cas d'une fissure). Toute­ fois, la diminution effective de resistance ä la fatigue donnee par le coefficient Kf est modifiee par la constante du materiau "a" de teile sorte que le cas limite le plus defavorable est obtenu lorsque le rayon "r" est inferieur ou egal ä "a". Pour les soudures bout ä bout sur des materiaux de 13 mm dfepaisseur, la surepaisseur peut atteindre 25 % de 1'epaisseur (et lfangle de raccor­ dement idealise peut etre egal ä 45°) ; aussi peut-on considerer le rayon ä fond d'entaille comme une variable aleatoire ; un coefficient K f egal ä 1,7 est representatif de telles soudures. Si lfon devait quadrupler la

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dimension des soudures en coneervant un renforcement egal ä 25 % de l'epaisseur (angle de raccordement de 45°), K f augmenterait jusqu'ä 3 et il se produirait un effet d'echelle important. Heureusement, le code de l'AWS relatif au soudage des constructions metalliques donne des indications bien precises quant au profil du cordon, ce qui permet d'eviter un tel effet. La surepaisseur des soudures bout ä bout est limitee ä 3 mm, de sorte que pour un materiau de 50 mm d'epaisseur, seules les soudures dont le profil idea­ lise correspond ä un angle de raccordement de 10° seraient conformes au Code.L'effet d'echelle est effectivement elimine pour les soudures bout bout si l'on respecte les exigences du Code. Pour les eprouvettes d'essai de faible epaisseur, les differences entre les soudures bout ä bout et les soudures d'angle sont assez faibles pour que toutes les donnees soient contenues dans une seule et meme bände de dispersion. Toutefois si l'on augmente les dimensions des cordons d'angle sans modifier le profil de fagon correspondante, il faudrait s'attendre ä nouveau ä un effet d'echelle important. Mecanique de la rupture Gurney et d'autres chercheurs ont utilise la mecanique de la rupture afin de justifier la pente de 1/3 des courbes S-N pour les joints soudes ainsi que l'effet d'echelle. On utilise les donnees relatives ä la croissance cyclique des fissures, da/dN, pour effectuer une integration ä partir de la taille initiale du defaut, a Q , jusqu'ä sa taille finale ä la rupture (voisine de l'infini pour les materiaux ductiles). La plupart des etudes ont ete effectuees sur des cordons d'angle plats ä 45°. Les effets d'entaille locaux ou microscopiques dans la zone adjacente au raccordement sont pris en compte en incorporant un terme de correction geometrique Y (a) dans 1'equation du facteur d'intensite de contraintes. La croissance acceleree des fissures dans cette region est ä 1'origine de la diminution des performances en fatigue de joints soudes. A la figure 21, les resultats sont presentes sous la forme d'un coefficient de reduction de la resistance ä la fatigue, Kf, egal ä 1'unite pour une tole sans soudure (ou comportant des soudures totalement meulees) contenant un defaut du type fissure de 0,25 mm (par exemple, un caniveau admissible). Les resultats sont donnes pour differentes dimensions de fissures et diver­ ses epaisseurs, les dimensions du cordon correspondant ä 1'epaisseur. Nous voyons que pour une epaisseur donnee, 1'accroissement de la profondeur initiale de la fissure entraine une diminution exponentielle de la resis­ tance ä la fatigue. Pour une taille initiale de defaut determinee (par exemple, un caniveau de 0,25 mm), 1'augmentation de 1'epaisseur aggrave le comportement mais l'effet est moins defavorable que lorsque la taille du defaut augmente avec l'epaisseur (par exemple, 1 % de 1'epaisseur). II est egalement utile de noter que pour des fissures de petites dimensions, les courbes semblent se rejoindre, ce qui suggere que pour les valeurs de fissure generalement observees au raccordement par le DNV, la resistance ä la fatigue n'est pas exagerement sensible ä la valeur supposee de a Q . C'est une bonne nouvelle pour ceux qui desirent faire de la mecanique de la rupture un outil credible. Toutefois, cette constatation peut etre une mauvaise nouvelle pour ceux qui souhaitent egalement utiliser les criteres d'aptitude ä l'emploi, dans la mesure ou les donnees semblent indiquer des tailles de defauts inferieures ä celles que l'on a 1'habitude de controler.

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Un examen plus approfondi montre que 1'effet d'echelle dans les assemblages soudes n'est pas simplement fonction de l'epaisseur de la tole; il est egalement lie ä la dimension de la zone correspondant ä 1'effet d'entaille localise au raccordement de la soudure et oü a lieu le debut de la propa­ gation en fatigue de la fissure. Dans le cadre de la caracterisation de la resistance ä la fatigue des assemblages soudes, cette zone (materialisee par un cercle dans les figures 15, 18 et 22) represente une perturbation du champ de contraintes pour lesquelles on note des valeurs superieures ä la contrainte de reference (contrainte nominale pour les echantillons soudes ou contrainte au point chaud pour les assemblages tubulaires. En utilisant les resultats du BOSS-79 de Gurney, ä la figure 22, lorsque l'on passe de la geometrie A (tole de 25 mm avec une piece secondaire et un cordon d1angle de 10 mm) ä la geometrie C ou toutes les dimensions sont triplees, on constate une diminution de 15 % de la resistance ä la fatigue. Toutefois, lorsqu'on ne fait que tripler l'epaisseur de la membrure principale en la portant ä 75 mm,tout en conservant la meme perturbation et les memes dimensions pour la piece secondaire et le cordon d'angle (10 mm), comme le montre la geometrie B, il n'y a pratiquement pas d'effet d'echelle. Appliquons maintenant ce raisonnement aux assemblages tubulaires, en nous reportant ä la figure 18. La geometrie A represente la section d'une sou­ dure utilisee par le WRC lors de ses premiers essais. Les cordons sont petits et la jauge extensometrique utilisee pour mesurer la contrainte au point chaud est placee pres du raccordement de la soudure, ou s'amorce la fissure de fatigue (ligne en pointille). La geometrie B represente une soudure effectuee sur maquette pour un chantier americain et pour laquelle les criteres relatifs au profil du cordon ainsi que la technique de la passe tiree ont ete appliques afin d'assurer une transition progressive entre la soudure et le metal de base adjacent. Lorsque Becker et co-auteurs (1970) ont teste en fatigue des assemblages tubulaires provenant du meme "cruM et ont mesure la contrainte au point chaud avec des jauges ä proximite du raccordement, les donnees obtenues se trouvaient dans la meme bände de dispersion que lors des essais precedents. Du fait que les pertur­ bations locales pour des contraintes superieures ä la contrainte de refe­ rence (regions materialisees par un cercle) etaient similaires dans le cas des geometries A et B, aucun effet d'echelle n'etait ä prevoir. La geometrie C represente le trace du profil d'un cordon de soudure utilise pour l'un des recents essais effectues au niveau Europeen. Ici, tout a ete augmente : le cordon de soudure, la zone d'entaille, et la position de la jauge (qui a ete reculee afin d'eviter de mesurer tout effet d'entaille local). La presence d'une zone de perturbation importante oü l'on depasse la contrainte de reference et d'un leger caniveau, a cree inevitablement un effet d'echelle redoutable (diminution de la resistance ä la fatigue resultant de la contrainte mesuree au point chaud). Cet effet d'echelle a ete plus redoutable encore dans le cas de 1'assemblage tubulaire de 75 mm mis au point en France et pour lequel on s'est efforce de limiter la surepaisseur de la passe terminale. Ceci s'est traduit par un profil presentant une entaille tres etendue avec un raccordement aigü ä70° en pied de cordon. Si nous appliquons l'essai du "disque" modifie (rayon = e/2) aux profils idealises de soudures d'angle ä cordon plat pour lesquels il existe des solutions en mecanique de la rupture, on voit ä la figure 23 que des angles de raccordement progressivement plus plats sont requis lorsque l'epaisseur (et le rayon du disque) augmente. Toutefois, pour la version initiale de l'AWS, un angle de raccordement d'environ 60 serait

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admissible, quelle que soit l'epaisseur. Les resultats des travaux de mecanique de la rupture de Hayes (1981) sont egalement presentes ä la figure 23 pour montrer les effets combines de l'epaisseur et du profil de la soudure. L'approche est la meme que celle de la figure 21 sauf que 1'on maintient constante la taille initiale du defaut (0,25 mm) et que l'on fait varier 1'angle de raccordement et l'epais­ seur. Nous voyons que pour un angle de raccordement donne (par exemple angle de 60° autorise par l'AWS), il y a en effet un effet d'echelle modere, les epaisseurs superieures ä 32 mm correspondant ä un manque de securite vis­ a-vis d'un coefficient de reduction de la resistance ä la fatigue suppose egal ä 1,7. Jusqu'ä present, tout semble porter a croire que les britanniques ont raison (Snedden, 1981). Toutefois, pour une epaisseur donnee, la diminution de 1'angle de raccordement ameliore enormement la resistance ä la fatigue (10 % pour un angle de 45° au lieu de 60°). Aussi lorsqu'on fait varier 1'angle de raccordement avec l'epaisseur, comme cela est requis pour pouvoir satisfaire au test du disque modifie, les lignes discontinues indiquent que 1'effet d'echelle peut etre elimine par controle du profil, du moins pour les conditions ideales indiquees ici. II est egalement interessant de noter les resultats pour un angle de rac­ cordement nul correspondant a des soudures bout ä bout dont le cordon est arase. II n'y a dans ce cas aucun effet d'echelle prejudiciable ; la perturbation au niveau du raccordement qui entraine une croissance acceleree de la fissure est eliminee. En fait, les sections plus epaisses ont une duree de vie legerement plus elevee car la fissure a un chemin plus long ä parcourir. Nouvelles donnees particulieres Regardons ä nouveau les resultats recents obtenus en Grande Bretagne et en Europe en les comparant toujours avec les courbes de fatigue de l'AWS qui ont ete adoptees en 1979. La courbe X-2 correspond au cas courant alors que la courbe X-1 concerne les soudures dont le profil a ete amelio­ re. Les resultats sont donnes en fonction de l'epaisseur de la membrure. La plupart des essais concernent le nombre de cycles ä rupture (N-3) bien que l'on indique egalement le nombre de cycles ä l'amorgage detectable de la fissure (N-1) pour les essais neerlandais et frangais dont les profils des cordons ont ete rappeles plus haut (figure 18). II est absolument impossible de considerer que ces assemblages ont un profil ameliore. Aussi, n'est-il pas surprenant qu'ils se soient rompuspour des nombres de cycles voisins inferieurs ä ceux de la courbe X-1. Toutefois, la courbe X-2 se trouve bien du bon cote, meme pour les cas extremes, c'est-ä-dire les for­ tes epaisseurs et les profils mediocres. II convient egalement de noter qu'une fois la fissure amorcee, la duree de vie residuelle de 1'assemblage represente plus de 50 % de la duree de vie totale. Les resultats des recherches recentes effectuees en Grande Bretagne et en Europe sont irrefutables. Les effets particuliers correspondant ä ces resul­ tats sont reels. Toutefois, il ne s'agit pas simplement de l'effet d'echel­ le comme indique dans le projet de reglement britannique ou du profil du cordon d'apres les codes americains actuels mais d'une combinaison des deux.

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Ces donnees ont ete prises en compte par les codes americains il y a plus de quatre ans. Toutefois, il faut utiliser une version amelioree du test de la piece de 10 cents (dime test) pour que le controle du profil du cordon soit significatif. Les concepteurs qui n'appliquent pas un controle du profil du cordon devraient utiliser une courbe theorique de fatigue, decalee vers le bas par rapport ä lfancienne categorie X-X, particulierement dans le cas des manchettes de raccordement massives utilisees pour la plupart des structures marines. Les courbes AWS X-2, API X1 ou les courbes "T" britanniques tenant compte de l'effet d'echelle conviennent bien. CHOIX DE L'ACIER Une construction bien pensee resulte dfun equilibre raisonnable entre les differents facteurs ä prendre en consideration. Les facteurs concernant le choix de lfacier de construction pour les assemblages tubulaires sont : (1) la resistance statigue (2) la fatigue (3) la tenacite ä la rupture (4) la soudabilite et (5) 1'homogeneite (resistance ä 1farrachement lamellaire). Ces facteurs, dejä examines par Carter et coauteurs (1969) sont egalement passes en revue dans les chapitres suivants : Resistance statique Pour qufune structure quelconque ait un comportement satisafaisant, il faut avant toute chose que les assemblages dont eile est constitute aient une resistance statique adequate. Pour les structures tubulaires, il faut pour cela etablir une procedure de calcul adaptee et choisir des materiaux ayant la resistance necescaire et une excellente ductilite compatibles avec le calcul. Comme on l'a vu plus haut, la resistance ultime des assemblages tubulaires simples sur laquelle est basee le calcul, depend de la deformation plastique et de 1fecrouissage. Au niveau des sollicitations de calcul, il y a deformation plastique dans la region du point chaud. Meme les assemblages comportant un renforcement important peuvent etre soumis ä des concentra­ tions de contraintes telles que la resistance ä la deformation plastique localisee constitue un prealable ä l'obtention d'un comportement satisfaisant. La prudence s'impose ä chaque fois que le concepteur est tente de specifier un acier ä haute resistance. La resistance de l'assemblage peut en effet ne pas augmenter proportionnellement ä la limite dfelasticite. Souvent, une limite dfelasticite plus elevee entraine une baisse de ductilite et de capacite dEcrouissage et la reserve de resistance en deformation plas­ tique, sur laquelle sont bases les criteres de calcul, peut etre compro­ mise. Les codes API et AWS specifient une limite d'elasticite effective egale aux 2/3 de la charge rupture et les regies proposees par Kurobane prevoient une penalisation pour les aciers dont le rapport Rp./^ est eleve.

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Fatigue Lors de 1'etablissement des criteres de calcul de la contrainte au point chaud, on a trouve que les resultats relatifs aux aciers dont la limite d'elasticite etait comprise entre 250 et 700 MPa se trouvaient tous dans la meme bände de dispersion, lorsque les essais etaient effectues sur des assemblages bruts de soudage ; c'est pourquoi on utilise un seul et meme groupe de courbe S-N pour toutes les nuances d'aciers de construction. Les essais de mecanique de la rupture montrent egalement que la vitesse de croissance des fissures (da/dN) differe remarquablement peu d'une nuance d'acier ä l'autre. Toutefois, la fatigue influe sur le choix du materiau et il faut considerer 1'importance relative de la resistance statique et de la fatigue. Par exemple, si les calculs en fatigue indiquent qu'une epaisseur de 1 pouce (ou 1 cm) est necessaire et si ]es exigences de resistance statique sont satisfaites avec un acier de faible ou moyenne resistance de cette epaisseur, il n'y a aucun avantage ä utiliser un acier ä plus haute resis­ tance. Dans ce cas, en effet, le choix d'un acier ä haute resistance entrainerait une augmentation de cout d'approvisionnement, des difficultes de formage, une perte de ductilite et des problemes de soudabilite sans permettre pour autant une diminution d'epaisseur. Tenacite a la rupture Nous avons dejä vu que la deformation plastique localisee, 1'ecrouissage et la triaxialite des contraintes interviennent lorsque les assemblages tubulaires mobilisent leur reserve de resistance (sur laquelle sont fondes les criteres de calcul) en exigeant ainsi de tres hautes performances de 1'acier dont ils sont constitues. Ces exigences doivent generalement etre satisfaites en presence d'entailles, car les contraintes maximales sont toujours localisees dans la region des points chauds au raccordement de la soudure au niveau de lfintersection des tubes. La tenacite sous entaille est dans ce cas une propriete essentielle du materiau car, si eile fait defaut, une rupture fragile prematuree du materiau est susceptible dfintervenir. Le fait que la rupture soit prematuree ou non est souvent un sujet de controverse ; il faut determiner en fait si le chargement global (ou la defor­ mation globale, ou d'autres conditions de service telles que la vitesse de mise en charge et la temperature se situent ou non dans le domaine de sollicitations auquel la structure est supposee resister. Les facteurs suivants doivent tous etre presents pour qu'une rupture fragile se produise : (1) La conception, la fabrication ou les conditions de sollicitation en fatigue entrainent 1'apparition dfune discontinuite de type fissure ou d'un defaut. (2) Le defaut nfest pas detecte lors du controle et n'est pas elimine. (3) Les conditions limites de bridage, les basses temperatures en ser­ vice et/ou la vitesse de mise en charge entrainent un abaissement de ductilite effective du materiau en-dessous d'un seuil critique correspondant ä l'amorgage d'une rupture.

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(4) Les contraintes elevees et/ou la deformation inelastique, en se superposant localement aux conditions precedentes, favorisent la propagation d'une fissure. Les contraintes residuelles dans les structures brutes de soudage doivent etre incluses dans cette rubrique. (5) La tenacite ä la rupture dynamique ä temperature ambiante est insuffisante pour permettre l'arret de la rupture, compte tenu du niveau global des contraintes dans la structure. (6) Dans les structures hyperstatiques, la redistribution des efforts dans les elements de la structure non affectes par la rupture est teile que ceux-ci ne peuvent supporter la charge appliquee. La plupart de ces effets nefastes sont generalement observes dans les cons­ tructions tubulaires. En diminuant l'un d'entre eux, il est possible de reduire de fagon correspondante le risque global de ruine. La diminution meme modeste de plusieurs d'entre eux a un effet conjugue favorable. La tenacite ä la rupture des aciers de construction augmentant rapidement au-dessus de la temperature de transition, celle-ci constitue un parametre qu'il convient de controler. Ce n'est pas le seul d'ailleurs et plusieurs autres strategies de prevention de la rupture ont ete suggerees. Malheureusement, la temperature de transition de 1'acier doux ordinaire varie beaucoup, comme le montre la figure 25. Meme dans le climat chaud du Golfe du Mexique, la limite superieure de la bände de dispersion se trouve du mauvais cote de la temperature de fonctionnement. II y a eu des cas de rupture sur les premieres plates-formes marines mais aucune de ces ruptures n'a conduit ä un effondrement complet grace ä la redundance dans la transmission des efforts qui caracterise ces structures. L'essai Charpy ne represente pas necessairement les conditions reelles de solicitations auxquelles est soumise une structure en vraie grandeur dont on veut prevoir ou prevenir la rupture. La figure 26 donne un apergu plus realiste du comportement d1aciers de construction dans la zone de transition, ainsi que les domaines oü les diverses theories et methodes d'analyse de la rupture sont applicables. La tenacite ä la rupture, cfest-ä-dire l'energie absorbee par unite de surface rompue, est une propriete du materiau qui peut etre associee ä la combinaison critique necessaire pour amorcer une rupture, de la contrainte (ou de la deformation) et de la taille du defaut. La tenacite ä la rupture effective varie avec les dimensions de l'eprouvette, la temperature et la vitesse de mise en charge, comme le montre la figure. La temperature de ductilite nulle (NDT) correspond ä la temperature ä laquelle intervient la premiere augmentation de tenacite, mesuree dans les conditions limitatives de chargement dynamique, sur des echantillons de laboratoire d'assez petites dimensions. Elle definit la temperature de re­ ference pour le diagramme d'analyse de la rupture (Pellini, 1963). Ce diagramme (figure 27), etabli de fagon empirique, permet de determiner pour quelle contrainte, quelle temperature et quelle dimension de defaut une rupture fragile peut etre amorcee ou se propager dans le cas d'aciers de construction ordinaire dont l'epaisseur est limitee ä 25 ou 50 mm.

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Les points de reference du diagramme montrent la fagon dont on peut le relier aux differents elements de 1'assemblage tubulaire. La membrure principale est soumise localement ä des contraintes triaxiales, ä une deformation plastique severe et ä des contraintes bien superieures ä la limite d'elasticite lorsque l'on atteint la capacite de charge ultime de 1'assemblage. Dans les structures offshore, on utilise un acier ä l'etat normalise pour la manchette de raccordement afin d'assurer une basse temperature de transition et de prevoir ainsi une marge süffisante, dans l'optique de la degradation due au formage ä froid et au soudage. En operant ä 17°C, ou plus, au-dessus de la temperature de ductilite nulle (NDT), il devrait etre possible de stopper les phenomenes de "pop-in" correspondant ä l'amorgage dynamique de fissures ä partir de petits defauts et d'eviter l'amorgage dans des con­ ditions quasi-statiques de la rupture fragile ä partir de fissures de fa­ tigue de taille moderee. Soudabilite Lors du choix d'un acier pour une construction soudee, il est necessaire de verifier qu'il est compatible avec le procede de soudage utilise. Les facteurs ä prendre en compte sont les suivants : (1) Compositions chimiques du metal de base et des produits d'apport de soudage, (2) Quantite de chaleur introduite par le prechauffage et l'arc de soudage, (3) Masse thermique ou milieu absorbant la chaleur et (4) Bridage mecanique du aux contraintes de retrait intervenant lors du refroidissement de la soudure (Linnert, 1965 -7). L'augmentation de la teneur en carbone et en elements d'alliage rend les aciers plus trempants, c'est-a-dire plus susceptibles de voir leur resis­ tance augmenter tres rapidement, ce qui entraine une perte de ductilite ä la suite des cycles thermiques auxquels est soumise la zone thermiquement affectuee de la soudure. Le carbone equivalent (CE) est une expression empirique utilisable pour prevoir la trempabilite et la soudabilite d'aciers de construction non allies (C-Mn) et faiblement allies : __, _ _

Mn 6

Ni + Cu

,

Cr + Mo + V

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(equation 3)

5

Dans les aciers soudables, la teneur en carbone est limitee ä 0,20 % environ et les autres elements d'alliage sont ajoutes pour accroitre la limite d'elasticite ou ameliorer des ca^acteristiques particulieres telles que la tenacite ä la rupture et la resistance ä la corrosion. Les aciers doux ont un carbone equivalent inferieur ä 0,40 %. Ils sont sou­ dables par un grand nombre de procedes de soudage, et on peut utiliser des electrodes ä enrobage cellulosique qui facilitent 1'execution de la passe de penetration lorsqu'on soude d'un seul cote. Avec les procedes de soudage qui assurent une faible teneur en hydrogene, un prechauffage n'est pas requis. Les aciers faiblement allies de resistance intermediaire presentant un car­ bone equivalent jusqu'ä 0,45 % necessitent generalement l'emploi de procedes de soudage ä bas hydrogene pour eviter la fissuration dans la zone thermi­ quement affectee. Les conditions acceptables de prechauffage sont indiquees au Tableau 4.2. de l'AWS D1.1. L'epaisseur de reference est celle du composant le plus epais (c'est-ä-dire la manchette de raccordement) et non les

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dimensions de la soudure ou lfepaisseur de 1fentretoise. Malheureusement, les Specifications ASTM relatives ä un grand nombre d'acierj reputes soudables par l'AWS ne prescrivent pas de valeur limite du carbone equivalent et n1exigent meme pas la mention des teneurs en elements d t i ­ llages correspondants. On rencontre parfois des coulees douteuses qui contiennent une quantite excessive d'elements d'alliage, qui presentent une resistance par trop elevee et qui posent des problemes lors du soudage. Pour les carbones equivalents superieurs ä 0,48 %, un prechauffage ä plus haute temperature et un controle strict de la teneur en humidite de 1'elec­ trode sont necessaires pour obtenir une soudure correcte. Arrachement lamellaire Au cours du formage ä chaud de toles en acier et de tubes ä partir de lingots et de billettes, des inclusions microscopiques sont laminees formant ainsi des plans de moindre resistance. II en resulte une degradation des proprietes dans le travers-court par rapport ä celles dans le sens long meme si aucun dedoublage preexistant n'a ete detecte par les methodes classiques de controle (par exemple, controle par ultrasons). Dans les assemblages tubulaires simples, des deformations par retrait dans la direction du travers court sont imposees ä la manchette lorsque les entretoises sont soudees sur celle-ci et des contraintes dans le travers court sont egalement appliquees lors du chargement en service. Certains de ces assemblages se sont rompus par un mecanisme d'arrachement lamellaire, comme le montre la figure 28 (a). II faut un certain niveau de ductilite dans la direction du travers-court pour qu'un acier soit resistant ä l'arrachement lamellaire. Dans les cons­ tructions soudees, le niveau de ductilite doit etre d'autant plus eleve que le bridage, l'energie de soudage et le nombre de reparations sont importants. La ductilite dans le sens du travers court peut etre determinee en mesurant la striction sur les eprouvettes de traction prelevees dans le sens de l'epaisseur (figure 28b). Une correlation effectuee avec les donnees obtenues par lfexperience acquise dans la pratique a donne les resultats suivants : '* Arrachement important pour une striction de 1 ä 6 % * Arrachement limite pour une striction de 7 ä 10 % * Arrachement possible, dans des conditions tres defavorables, pour une striction jusqu'ä 20 % * Absence totale d1arrachement pour une striction superieure ä 30 L Les aciers de construction de qualite ordinaire se trouvent dans la zone sensible ä 1farrachement lamellaire dans environ 25 % des cas ; toutefois, l1incidence reelle des problemes d1arrachement lamellaire dans la construc­ tion est beaucoup moins importante dans la mesure ou 1'on utilise des aciers ä haute resistance lorsque les conditions de bridage sont severes (par exemple, anneaux renforts). En outre, il est bien connu qufune dimi­ nution de la teneur en soufre, un degagaze sous vide et 1'addition de terres rares permettent d'ameliorer la proprete interne des aciers et de les rendre moins sensibles ä l'arrachement lamellaire.

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CONCEPTION EN VUE DU SOUDAGE Dans les chapitres precedents, nous avons examine les criteres que devait utiliser le concepteur pour determiner l'epaisseur et la nuance adequates de l'acier de la manchette de raccordement d'assemblages tubulaires simples. Les criteres de resistance statique ont concerne aussi bien la rupture lo­ cale (cisaillement du au poingonnement) que l'effondrement general (ovalisation). La fatigue peut egalement determiner le choix de l'epaisseur, tout particulierement dans le cas des structures marines. Les proprietes importants du materiau, telles que la ductilite et 1'homogeneite viennent d'etre mentionnees. Toutefois, le concepteur n'a pas encore fini son travail. Outre le fait qu'il est en fin de compte respondable aussi bien au cours du soudage que du controle, il lui reste ä prendre certaines decisions en matiere de conception. Celles-ci concernent (1) le choix du type de soudure, (2) le dimensionnement de la soudure et (3) le controle du profil. Choix du type de soudure Pour les assemblages tubulaires, le concepteur doit etudier avec soin quel type de soudure il doit choisir parmi les trois possibilites suivantes : (a) Soudure ä pleine penetration sur preparation chanfreinee (b) Soudure avec penetration partielle sur preparation chanfreinee (c) Soudure par cordons d'angle Ces differents types d'assemblages different par leur performance (contraintes admissibles), leur facilite d'execution par le fabricant et le niveau requis de qualification du soudeur. Dans le cas des assemblages tubulaires, les soudures doivent habituellement etre effectuees d'un seul cote, car le soudeur n'a pas acces ä l'interieur du tube. C'est pourquoi le concepteur ne doit pas automatiquement exiger des soudures ä pleine penetration, sauf si elles sont vraiment necessaires, compte tenu des exigences en ser­ vice de 1'application concernee. Lorsqu'on utilise des metaux d'apport de resistance equivalente (voir, Tableau 4.1.1. de l'AWS D1.1, des soudures ä pleine penetration sur prepa­ ration chanfreinee sont censees supporter la pleine capacite porteuse sta­ tique des profils qu'elles relient. Bien qu'il puisse y avoir des discontinuites importantes ä la racine de la soudure (voir par exemple, figures 10.13.1 et 10.17.4.1 de 1' AWS), les assemblages prequalifies de l'AWS satisfont ä la definition precedente dans la mesure ou la soudure, par ellememe, ne limite pas la resistance de l'assemblage. La resistance statique est generalement limitee par la resistance au cisaillement du au ροίηςοηnement de la manchette de raccordement ; la resistance ä la fatigue est limitee par le facteur de concentration des contraintes au point chaud et par la presence d'entailles au niveau du raccordement de la soudure. Les soudures ä penetration partielle sur preparation chanfreinee d'assem­ blages tubulaires ne necessitent pas une preparation et un accostage de l'extremite de l'entretoise aussi severes que les soudures ä pleine pene­ tration sur preparation chanfreinee et n'exigent pas le haut degre de qua­ lification 6GR pour les soudeurs. Toutefois, malgre un important coefficient de reduction en resistance (presomption de manque de penetration ä la ra­ cine), ces soudures ont une resistance reelle qui n'est pas inferieure ä 5 % de la resistance statique admissible des profiles assembles , lorsqu'on

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utilise des assemblages prequalifies (figures 10.13.3 de l'AWS D1.1.) et des metaux d'apport de resistance legerement plus elevee que la normale (par exemple, electrodes E 70XX avec elements en acier doux). Des contraintes cycliques admissibles plus basses peuvent etre exigees (courbes S-N du type ET et FT au lieu des courbes de type DT). Toutefois, lorsque la fatigue n'a pas une importance decisive, le concepteur peut epargner beaucoup de peine et d1argent en effectuant un controle adequat des dimensions des soudures et en specifiant des soudures ä penetration partielle, notamment pour les petits assemblages effectues en dehors des zones sensibles de fabrication des constructions offshore.. Les soudures sur assemblage en angle sont soumises aux exigences les moins severes en matiere d'accostage des pieces et de qualification des soudeurs. Elles sont particulierement recommandees pour les entretoises dont l'epaisseur est inferieure ä 4,5 mm (correspondant ä un tube de poids standard ayant un diametre nominal de 63 mm). Toutefois, lorsqu'on utilise les di­ mensions minimales de la soudure prequalifiee, (figure 10.13.5 de l'AWS), leur resistance peut n'atteindre que 50 % de la resistance statique admis­ sible de l'entretoise. Ainsi, le concepteur peut etre appele ä effectuer des calculs approfondis pour le dimensionnement des soudures. Dimensionnement des soudures La verification des dimensions des soudures sur assemblages tubulaires est dictee par les deux considerations suivantes : (1) Les soudures doivent etre dimensionnees de maniere ä pouvoir transmettre les efforts theoriques sous des niveaux de contraintes admissibles et (2) Les soudures doivent etre di­ mensionnees de maniere ä eviter qu'elles ne constituent le point faible oü 1Tassemblage risque de se rompre avant d'atteindre sa capacite de charge prevue. Les soudures ä pleine penetration sur preparation chanfreinee satisfont toujours ä ces deux exigences, de sorte qu'aucune verification n'est requise. On peut supposer que les soudures ä penetration partielle prequalifiees satisfont aux exigences du point (2) lorsqu'on utilise des metaux d'apport de resistance equivalente, mais il faut generalement verifier qu'elles satis­ font aux exigences du point (1). Quant aux soudures d'angle, il est necessaire de verifier qu'elles satisfont les exigences (1) et (2). Dans le code de l'AWS, le calcul des dimensions des soudures en vue de la transmission des efforts theoriques sous des niveaux de contrainte admissi­ bles est effectue de la maniere suivante : on considere une section de la soudure et on calcule par les regies de la statique les contraintes appliquees ä la soudure resultant des efforts s'exergant dans les entretoises. La section 10.8 de l'AWS donne des indications sur le calcul de la longueur effective de la soudure et la section 10.4 indique les contraintes admissi­ bles dans les soudures. Les contraintes reelles dans les soudures sont en general tres differentes de celles que l'on peut deduire en appliquant la methode simpliste qui vient d'etre decrite. II faut se rappeler, comme on l'a dejä note ä la figure 1, que la charge lineaire maximale peut etre deux fois plus elevee que celle calculee par la statique, en raison de la transmission irreguliere des efforts dans la soudure. Une soudure globalement sous-dimensionnee pourrait se rompre progressivement, la rupture s'amorQant au niveau du point chaud et entrainant une rupture de proche en proche du joint soude. D'oü la

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necessite de la deuxieme verification. Comme indique ä la section 10.5.3 de l'AWS, on evite que les soudures sur assemblages tubulaires ne deviennent un point faible, en exigeant que leur charge de rupture soit au moins egale ä la plus faible des valeurs suivantes : limite d'elasticite de l'entretoise ou resistance au cisaillement due au poingonnement de la membrure principale. Controle du profil du cordon Lorsque nous avons evoque la question de la fatigue, nous avons vu 1'inci­ dence du profil de la soudure et de l'epaisseur sur le comportement en fatigue des assemblages tubulaires soudes, particulierement dans le cas des fortes epaisseurs utilisees pour les constructions marines (superieures ä 25 mm). Si le concepteur prevoit des profils de cordon mediocres, il utilise la courbe S-N au point chaud la plus basse (courbe X-2), ce qui se traduit par une augmentation de 10 ä 15 % de l'epaisseur des manchettes de raccordement pour les assemblages exposes ä la fatigue. Si, par contre, il prevoit un profil de cordon satisfaisant et a effectue ses calculs en se fondant sur la courbe superieure X-1, mais obtient des profils de cordon incorrects, la duree de vie en fatigue de sa structure risque de n'etre plus qu'une faible partie de celle qu'il avait prevue. Les efforts effectues pour 1'application d'un controle du profil du cordon sur chantier ont abouti ä des resultats contradictoires. L'utilisation d'electrodes possedant de bonnes proprietes de mouillage et le depot, par des specialistes, de passes de finition etirees, ont permis d'obtenir les profils desires, bien que la technique du "cordon de revenu" soit quelquefois necessaire pour eviter un durcissement de la zone thermiquement affectee. Toutefois, avec 1'introduction du procede de soudage semi-automatique avec fil fourre sans gaz ä haut rendement, on a tendance ä obtenir des cor­ dons larges et de mauvaise qualite dans les positions verticales et au plafond. Si l'on fait appel ä un meulage pour satisfaire ä la lettre les exigences du test du disque, en ne meulant que les sommets des cordons tout en laissant des gorges profondes^entre ces derniers, il est peu proba­ ble que les avantages obtenus justifient la somme importante de travail et de controle mise en jeu. Si un meulage doit etre effectue, il est sans doute plus simple et certainement plus efficace d'adoucir la totalite du profil du cordon, en veillant tout particulierement ä eliminer tout caniveau ou toute discontinuite aigiie au raccordement de la soudure. Une autre methode consiste ä definir des profils standards de cordon permettant d'eviter certains des abus les plus flagrants illustres au bas de la figure 18. On peut alors laisser le soudeur deposer des cordons plats caracteristiques des procedes de soudage ä haut rendement, en effectuant des passes balancees et lui demander de deposer un cordon de soudure additionnel de dimensions donnees au raccordement de la soudure. Ce cordon doit etre assez large et assez energetique pour eviter un durcissement de la zone thermiquement affectee. Cette methode est plus facilement assimilable par le soudeur et plus aisee ä verifier que les recommandations concernant des images idealisees de profils lisses de forme concave n'ayant aucun rapport avec la realite. La figure 29 est une proposition de modification de la figure 10.13.1A, montrant les profils standards obtenus avec la methode proposee pour les dis­ positions soudees A, B, C et D. Les dispositions utilisees sont fonction de 1'angle diedre local qui varie continuellement tout autour de

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1'assemblage tubulaire. SOUDAGE La conception, le choix du materiau, le soudage et le controle ne sont pas des variables independantes ; il faut etablir une relation entre ces varia­ bles afin d'aboutir ä une Strategie globale de prevention de la rupture. Alors que les dispositions soudees, les essais de qualification du soudeur et les modes operatoires de soudage sont du ressort du fabricant, l'ingenieur concepteur est responsable du suivi integral des travaux et doit comprendre ce qui se passe dans ces domaines. Dispositions soudees Dans le cas des assemblages bout ä bout et en T qui permettent d'utiliser des supports ä l'envers ou pour lesquels l'acces ä l'interieur du tube est possible permettant le soudage des deux cotes, les dispositions soudees recommandees pour les autres types de constructions sont egalement applicables aux constructions tubulaires. Toutefois, pour les assemblages tubulaires dans lesquels lfangle d'intersection entre les entretoises et la membrure principale varie (assemblages en T, Y et K selon l'AWS), un certain nombre de problemes se posent : (1) Souvent l'interieur du tube n'est pas accessible, et la geometrie complexe ne permet pas 1'utilisation de supports annulaires. (2) La position de soudage ainsi que la geometrie de la soudure peuvent changer continuellement autour de 1'intersection entre les tubes. (3) L'angle diedre local et l'angle d'ouverture du joint sont moins grands que ceux rencontres dans d'autres types de construction, ce qui restreint les possibilites d'acces. L'AWS autorise dans des conditions bien precises 1'execution de soudures ä pleine penetration sur preparation chanfreinee effectuees d'un seul cote sans support ä l'envers. Les dispositions prescrites ä cet effet sont indiquees ä la figure 30. Elles resultent de 1'experience acquise en soudage manuel ä l'arc en toutes positions, en soudage MIG avec courts-circuits et en soudage avec fil fourre sans gaz avec des caracteristiques similaires de refroidissement rapide. L'angle diedre local en un point donne le long de la soudure est predeter­ mine par la geometrie globale de 1'assemblage. Cet angle determine quelle configuration (A, B, C ou D) est applicable en un point donne ; il convient de noter que plusieurs configurations seront utilisees en differents points autour de la soudure. En partant d'un angle diedre local donne, le dessin de gauche de la figure 30 indique les angles d'ouverture du joint generalement utilises, ainsi que les dimensions minimales de la soudure. Lorsque l'entretoise a ete decoupee, chanfreinee et mise en place pour le soudage, on determine ä l'aide du graphe du milieu de la figure l'angle d'ouverture requis pour obtenir une pleine penetration pour les details A et B. Pour les details C et D, la dimension "W" qui apparait sur le graphe de droite, indique 1 Ouvertüre

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minimale permettant dfobtenir une soudure correcte ; si l'on depasse cette valeur dans la region de la racine, on considere comme incertaine la qualite de la soudure executee ä l'envers et celle-ci est exclue de la soudure theorique. Les plus grandes ouvertures indiquees pour le soudage MIG se sont averees necessaires pour tenir compte de 1Textremite de la torche de soudage. Des exigences severes portent non seulement sur le positionnement soigne des membrures ä souder, le chanfreinage correct de 1'extremite de l'entretoise et un accostage extremement precis mais egalement sur le niveau de qualification du soudeur qui doit etre tres eleve pour que lfon puisse considerer les soudures executees d'un seul cote sur assemblages tubulaires comme etant "ä pleine penetration". L'essai de qualification 6GR que doit realiser le soudeur specialise est decrit au chapitre suivant. Qualification du soudeur Les essais de qualification du soudeur constituent une partie essentielle de 1'ensemble du Systeme de controle de qualite. Les soudures ä pleine penetration sur preparation chanfreinee dans les assemblages tubulaires presentent les difficultes particulieres suivantes pour le soudeur : la zone situee au niveau de l'ecartement des bords ä la racine doit etre bien fondue par la passe de fond initiale en depit des difficultes d'acces et de la dispersion importante de la chaleur dans la membrure principale continue de forte section. La position de soudage varie continuellernent au fur et ä mesure de la progression de la soudure ; en outre, l'acces est encore plus difficile au niveau de la fourche (angle aigu au point de quartier). II est egalement recommande d'executer une pas­ se terminale se raccordant de maniere progressive avec le metal de base dans deux plans differents des deux cotes du joint. La figure 31 illustre les details de lfassemblage d'essai 6GR qui tente de reproduire au mieux toutes ces conditions, dans la mesure oil il sfagit d'un seul essai. L'axe du tube est incline ä 45° et fixe en rotation de teile sorte que l'on se trouve en presence de toutes les positions de sou­ dage.Un masque simule les difficultes d'acces posees par la presence de la membrure principale et une surepaisseur interne de la manchette superieure simule l'ecoulement tridimensionnel de la chaleur ainsi que les problemes de fusion ä la racine. Les lignes discontinues indiquent une surepaisseur externe facultative qui permettrait de verifier si le soudeur est capable de realiser une transition progressive entre la passe terminale et le metal de base adjacent. Apres un examen visuel de la passe de penetration et de la passe terminale, des eprouvettes rectangulaires standards sont usinees pour l'essai de pliage. Les soudeurs qui n'ont pas d'experience en matiere de structures tubulaires ont des difficultes ä reussir cet essai. Modes operatoires de soudage Dans le Code AWS relatif au soudage des constructions metalliques (AWS D1.1) de nombreux modes operatoires sont consideres comme prequalifies du fait qu'ils ont fait l'objet d'essais et d'experiences prealables approfondies. Ils peuvent etre alors utilises par des soudeurs qualifies sans avoir ä effectuer d'autres essais, sous reserve de respecter toutes les dispositions applicables du Code.

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II arrive que lfon rencontre des situations debordant du cadre des modes operatoires prequalifies - notamment lorsqu'il s'agit de metaux de base ou de produits d?apport nouveaux et des types de chanfrein differents ou bien lorsque l'on desire utiliser des parametres de soudage qui sortent du domaine prealablement utilise. Des essais de qualification du mode ope­ ratoire sont alors exiges afin de s!assurer que le nouveau mode operatoire permet d'obtenir des soudures dont la compacite et les caracteristiques mecaniques sont comparables ä celles qui s' etaient revelees satisfaisantes avec les modes operatoires precedents. Les variables essentielles, enumerees dans le Code, servent de liste de controle des parametres qu'il faut : (1) Determiner lors de 1'essai et (2) Respecter lors du soudage en production Bien que les soudures dfessai et les essais en laboratoire ne constituent pas une garantie de succes au niveau de la production et du comportement en service, ils representent une premiere etape indispensable. Pour les travaux de soudage sur assemblage tubulaire, il est recommande d!utiliser une maquette en grandeur reelle en plus des assemblages d'essai du type 6GR servant aux essais mecaniques. Que les modes operatoires soient prequalifies ou etablis ä la suite d'un essai, ils doivent toujours faire l'objet d'une specification ecrite ; de cette fagon, toutes les personnes concernees seront ä meme de comprendre la fagon dont le travail doit etre effectue. INSPECTION L'Inspecteur doit comprendre 1' ensemble des criteres de prevention de la rupture qui ont ete appliques au stade de la conception et du choix du materiau ainsi que les details pratiques concernant le soudage, le controle et la redaction de rapports qui le concernent au premier plan. En general, l1inspection regroupe deux functions distinctes : (1) Le controle de qualite effectue par le fabricant et le constructeur. Le but de ce controle est de s'assurer que la construction est realisee de maniere correcte. Cette fonction peut etre assuree par une structure distincte du contractant, par des cadres de maitrise ou par les ouvriers eux-memes. (2) L'assurance de la qualite ou controle de verification effectue par le proprietaire de la construction, un organisme gouvernemental ou bien par un inspecteur d'une tierce partie agissant en son nom. Toutes les soudures doivent faire l'objet d'un examen visuel. C'est souvent le seul controle effectue sur les soudures en dehors du suivi de fabri­ cation (par exemple, controle des accostages). Cet examen visuel permet de s'assurer que les soudures effectuees ont des dimensions correctes, que le profil du cordon de soudure est acceptable, que la soudure n'est pas totalement rompue et qu'elle ne contient pas des fissures, des soufflures ou des manques de fusion debouchant ä la surface.

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Le controle magnetoscopique peut completer utilement l'examen visuel, notamment pour les assemblages critiques vis-ä-vis de la fatigue pour lesquels le profil du cordon et les petits defauts superficiels sont particulierement importants. La plupart des defauts detectes par controle magnetoscopique peuvent etre elimines par un leger meulage ; si une teile operation est effectuee dans le cadre d'un controle de routine, on obtient une amelioration du comportement des soudures ä moindre frais. En raison de la geometrie complexe des assemblages tubulaires soudes, les techniques radiographiques classiques ne sont pas applicables et le contro­ le par ultrasons est la seule technique viable d'examen de la qualite inter­ ne des soudures terminees. Toute une gamme de materiels et de techniques sont utilisables, ä condition dfobserver les principes suivants : - La technique de controle doit tenir compte de la geometrie locale du joint soude, qui est fonction de l'epaisseur de l'entretoise et de l'angle diedre local et qui varie tout autour de la jonction. - II faut s'efforcer d'orienter le faisceau ultrasonore perpendiculairement ä la zone de liaison de la soudure. - Le controle doit etre effectue dans l'axe local de la soudure plutot que dans l'axe de la membrure. II peut etre necessaire d'effectuer plusieurs examens en utilisant toute une serie d'angles de palpeur. - Lors de l'etalonnage de lfamplitude en vue de determiner les dimensions du defaut, il faut considerer 1'affaiblissement, le mecanisme de transfert (corrections de transfert tenant compte des differences de rugosite de surface et de courbure), et 1 Orientation des discontinuites. - Dans la zone de la racine des assemblages tubulaires, il se produit souvent des effets de coin importants qui ne peuvent etre evalues qu'en se fondant sur 1!amplitude. II faut alors utiliser les techniques fondees sur la largeur d'interception du defaut qui sont utiles pour eviter des indications erronnees et determiner les defauts de grandes dimensions qui constituent le sujet reel de preoccupation. En raison de la diversite des techniques possibles, tous les essais doivent etre conformes ä une procedure ecrite. Avant d'effectuer un controle sur les soudures de production, il faut verifier l'efficacite de la technique utilisee sur des soudures d'essai representant la gamme des geometries de joint ä examiner ainsi que des criteres d'acceptation correspondants. Les resultats du controle par ultrasons ne peuvent etre enregistres de faςοη permanente et ils dependent de la qualification et de 1'interpretation du technicien. C'est pourquoi ce dernier doit necessairement prouver qu'il est capable de detecter les defauts et de determiner si leur dimension est superieure ou inferieure ä la valeur admissible sur un assemblage d'essai dans lequel des defauts ont ete volontairement introduits. La figure 32 indique les criteres d'acceptation determines par 1'experience et utilises dans le cadre de 1'aptitude ä l'emploi pour le controle par ultrasons des assemblages tubulaires comportant des soudures ä pleine pene­ tration sur preparation chanfreinee, executees d'un seul cote. Compte tenu du fait que les defauts ä la racine dans ces assemblages en T, en Y et en K sont moins nuisibles et sont plus difficiles ä reparer que dans une autre

84

zone de la soudure, les criteres dfacceptation sont moins severes dans ce cas. Ces criteres figurent dans les normes API RP et AWS D1.1 et sont egalement traites par Marshall (1984). II faut admettre dfune part le risque d'indications de defaut erronees et d'autre part la possibilite de laisser passer des defauts reels. La premiere possibilite est ä mettre au compte du cout du controle alors que la deuxieme montre la necessite d'une structure redondante et d'aciers tenaces. Le controle par ultrasons est d'autant plus difficile ä mettre en oeuvre que le diametre des entretoises est plus faible (< 600 mm) et que les parois des tubes sont plus minces (< 13 mm). Ainsi, dans le cas des petits assemblages tubulaires, les soudures ä penetration partielle et les soudures sur assemblages en angle qui nTexigent qu'un simple examen visuel sont les plus appropriees. CONCLUSIONS !

Le but de cet expose etait d essayer d'indiquer les aspects generaux des assemblages soudes tubulaires qui, du point de vue du concepteur, concernent les sujets tels que : Les applications des constructions tubulaires Le calcul de la resistance des assemblages La fatigue Le choix des materiaux La conception du joint Le soudage et lfinspection L1accent a ete mis sur certains des recents travaux de lfauteur concernant les assemblages multiplanaires ainsi que la relation entre la fatigue, I'effet d'echelle et le profil du cordon. Ce sont des domaines oil la recher­ che a beaucoup progresse et il est peu probable qufon en reste ä ce qui a ete presente ici. II faut esperer que cet expose a bien rempli son but qui etait de servir dfintroduction ä la Conference Internationale de lfIIS sur le soudage des constructions tubulaires, qui aura lieu au cours de cette semaine. II va sans dire que d'autres points de vue ainsi que d'autres precisions sur de nombreux sujets d'interet seront donnes ä cette occasion. BIBLIOGRAPHIE American Petroleum Institute (1980). Pratique recommandee pour l'examen par ultrasons des structures marines et recommandations relatives ä la qualifi­ cation des techniciens en ultrasons. API RP 2X, Dallas. American Petroleum Institute (1984). Pratique recommandee pour la conception, le calcul et la construction des plates-formes marines fixes . API RP 2A, 14eme ed. Dallas.

85

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86

nationale 1984 de lfIIS sur le soudage des constructions tubulaires. Boston (egalement doc. XV-514-72 de l'IIS). Pellini W.S. et coauteurs (1963). Diagrammes d'analyse de la rupture pour eviter les risques de rupture des constructions metalliques. WRC Bulletin,88. Reimer R.B. et al (1976). Methode amelioree aux elements finis pour l'analyse des joints tubulaires soudes. Proc. Offshore. Tech. Conf. OTC 2642. Rodabaugh E.C. (1980). Etude des donnees relatives ä la conception des as­ semblages tubulaires de plates-formes marines fixes. WRC Bulletin n° 256. Sherman D.R. (1976). Criteres preliminaires relatifs aux constructions tubu­ laires. American Iron and Steel Institute, Washington DC. Snedden N.W. (1981). Fondement des nouvelles regies de calcul en fatigue des joints soudes de constructions marines. Departement britannique de 1'energie AERE Harwell. Toprac A.A. et coauteurs (1968). Analyses des assemblages soudes tubulaires planaires en T, Y et K. WRC Bulletin 125. Wardenier J. (1977). Essai et analyse des structures en treillis en profils rectangulaires creux. Proc. CIDECT Intl. Symposium on hollow structural sections, Toronto. Yura J.A., Zettlemoyer N. et coauteurs (1980). Equations relatives ä la capacite de charge ultime des assemblages tubulaires. Proc. Offshore Tech. Conf. OTC 3690. Yura J.A. (1983). Influence des contraintes au niveau de la membrure principale sur la charge de rupture des assemblages tubulaires. Rapport ä lfAPI de lfUniversite du Texas. NOMENCLATURE a

Parametre d'ovalisation, voir figures 8 et 11

aJ

Facteur de severite du profil du cordon de soudure

ß

Rapport des des diametres d/D

Δ

Exprime l^tendue des contraintes cycliques

γ

R/T

ε,τιτ, IK

Etendue de deformation au point chaud

ζ

Jeu sans dimension/D

η

Longueur sans dimension de lfemprise de 1?entretoise/D

Θ

Angle d'intersection entre les axes des membrures

θ

Angle de raccordement du cordon (figures 20, 21 et 23)

σ

Contrainte

87

σ

hs

Contrainte au point chaud

σ -,

Charge de rupture

τ

Rapport d'epaisseur t/T

φ

Angle circonferentiel entre les axes des entretoises

φ

Angle dOuvertüre du joint

ψ

Angle diedre local API

American Petroleum Institute

AWS

American Welding Society

a o

Taille initiale du defaut

D

Diametre de la membrure principale

DNV

Det Norske Veritas

d

Diametre de l'entretoise

da/dN

Vitesse de propagation de la fissure par cycle

F

Dimension du raccordement

F y F (*)

Limite d'elasticite

f f, f a b n

Fonction de * Respectivement contraintes axiale, de flexion et nominale

f. f, by bz

Respectivement flexions dans le plan et hors du plan

g

Ecartement des entretoises

K

Facteur d'intensite des contraintes en mecanique de la rupture

K

Facteur de reduction de la resistance a la fatigue

L

Ecartement entre les emprises des entretoises au niveau de l'axe

NDT

Temperature de ductilite nulle

P

Effort axial transmis par l'entretoise

QR Qf

Facteur geometrique Facteur de reduction tenant compte des charges convergeant dans la membrure principale

Q

Facteur exprimant l'effet du jeu

88

Q

q

Facteur relatif a la capacite de resistance au cisaillement , . duA au poingonnement.

Q

= 0,625, coefficient de correction du coefficient de concentration de contraintes (SCF) des coques minces, la contrainte au point chaud dans I'entretoise n'etant pas situee ä 1'intersection du plan median.

Q

Facteur relatif ä la capacite de charge ultime

R

Rayon de la membrure principale

R

Rayon du disque servant ä la verification du profil du cordon (figures 17, 23 et 30)

SCF

Facteur de concentration des contraintes

SF

Coefficient se securite

T

Epaisseur de la membrure principale

T

Dimension de la gorge de la soudure (figures 29 et 30)

t

Epaisseur de I'entretoise

V

Cisaillement du au poingonnement

W

Largeur minimale de l'ecartement pour une soudure correcte

Y(a)

Coefficient de correction geometrique en mecanique de la rupture.

Z

Voir figure 11 (b)

89

153 MPa

CONTRAINTE CIRCONFERENTIELLE DANS UN ASSEMBLAGE EN T

FIGURE 1

0.5 V /
0.4 0.3 0.2

ASSEMBLAGE EN T SOUS CHARGE AXIALE

Rapport des

Rapport d'epaisseur de la membrure Ύ

FIGURE 2

90

Soudure

Theorie des coques (DUNDROVA)

(a) Contrainte longitudinale, surface de la membrure 153 MPa Membrure A

LEGENDE : Φ Superieure Inferieure Endroit comparable sur la membrure B (b) Contrainte circonferentielle, surface de la membrure

COMPARAISONS DES RESULTATS ANALYTIQUES DE PMBSHELL ET GRESTE AVEC LES RESULTATS EXPERIMENTAUX POUR LES ASSEMBLAGES EN K SANS REMPLISSAGE.

91

FIGURE 3

MODELE ISOPARAMETRIQUE D'ANALYSE PAR ELEMENTS FINIS D'UN ASSEMBLAGE EN K (MAILLE MOYENNE)

Rupture

Debut de fissuration

Debut de deformation plastique

Allongement

RESERVE DE RESISTANCE D'UN ASSEMBLAGE SOUDE

FIGURE 5

iPr Limite du materiau Vp « F y A / T Resistance ultime au cisaillement par poingonnement p V ' Vp « ο,τ 0/5 r

S * 05

o

U

Q) C

unc

0

10

20 R/t * y

30

40

50

60

70

Rapport d ' e p a i s s e u r de l a membrure

COURBE EMPIRIQUE DE CALCUL

93

80

30

0

(Γ= 2.54cm) Resultats specifiques pour une membrure de 5 x 5 x 187" en acier doux

i 2 5 " Limite elastique y

s

du materiau

d

Π »·ί

0.4 Fyv_^--—*-/ *

j^SÖ Ä

7 =

2T

320 Limite fournie par 1'analyse Q g g

EftTTCKW f

H5l· 10 Charnieres plastiques

Q2 Q4 Rapport ß

10

Q6

ANALYSE DE LA RESISTANCE ULTIME - TUBES DE SECTION CARREE (voir aussi WARDENIER (1977) )

FIGURE 7

94

3

O

o►73

e^

co

^ X K

M

CQ

^ρ

+

_

π

> >

Capacite de charge de 1'assemblage en K Capacite de charge de 1'assemblage en Y correspondant

i 1

1I -

K > H

1-

^d

E 3=

1°

TO ·

u!

o

*

^I »o '

f

X

^?

o

H=,

1"^ +

P ·

/^ - — v

-

-

-C 00

|o TO ·

^ΓΝ

p«:

^ΓΛ

H ►<

H

en

M

w

>

>

X

o so H

M ►n

r1

P0

O

O

o

< £

s 2

> en

—σ

ek

/2

q-i

IAA846103

F <— σ y - 3 ult

0.3 pour 6 > 0.6 6(1-0.8336) pour 6 < 0.6 /= 1.0

= 1 + 0.7g/d < 1.7

%°(ψ*ψ>

1 - 0.03γυ

T"Fy * Q f ' [6üßQq]

AWS (1984)

TABLEAU II

y

" Qf ' ^ u ]

g

Q

F <— σ y - 3 ult

'= 1.8-0. lg/Tpour Y £ 20 {= 1.8-4g/D pour γ > 20 > 1.0

Q u = (3.4 + 19ß) Q

Qf = 1 - 0.03YU2

T F

API (1984)

* Qf · [f(ß)-f(g,T)-f(Y)-f(6)-f(a)]

0.182 (^)

f(<0

ult

-0.730

f(9) = 1 - 0.326 cos

f(Y) -

0.0051(f) 1 ' 47 f(g,T) = 1 + 1 + exp(0.37^ - 0.853)

f(ß) = 5.0(1 + 4.686)

Qf = 1 + 0.3U - 0.281U

T F

KUROBANE (1981)

FORMULES EMPIRIQUES POUR LES ASSEMBLAGES EN K DE PROFILS CREUX DE SECTION CIRCULAIRE CHARGE DE RUPTURE DANS LA DIRECTION AXIALE EN FONCTION DE P.SIN Θ

KUROBANE 1/(1-0,8l2d/0) e ± 2 s/ ( l - 0 , 8 l 2 d / D ) O U

OBSERVATION A WS

0 )

NDS

a - 2^4

(a)

0,^

6n6Q„ 6j5A

fc

76 r e s u l t a t s experimentaux pour l e s assemblages en X compares aux c r i t e r e s

0^6 d/D

/

KUROBANE l+lt^Md/D)2 6

i» •i * :

/

— --[1+MMd/D) 2 ]« ± 2s o

Δ

y/

OBSERVATION

Points

extremes

C o 2

J

DC r^m

A

CD

/

ci^ '

u
O r-t 0) 0) C U C

/

'

„AWS 1/7

€^3^

1

tikA ^*^^ "d£«£^'-""'e>

(b)

75 75

NDS

=

6nßQ 6,36

rr e s u l t a t s

e en

experimentaux pour l e s assemblages T et Y compares aux c r i t e r e s

Comparaison pour un f a i b l e ecartement g = T Ύ" type = 20

resultats experimentaux pour les assemblages en K compares aux criteres 0,1»

d/D

l>0

0,6

COMPARAISONS DES RESULTATS DE LA BASE DE DONNEES DE KUROBANE AVEC LES CRITERES DE CALCUL DE KUROBANE ET DE L'AWS D1.1-84

97

Assemblages alphabetiques

Diag.Sup-N

E 0

s

Diag.Inf_N

E 0 S

Horiz._jj

E 0

s

NE NO SO SE

T

Y

K

N

KT X

DT

0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0

1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

1 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

1 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0

1 0 0 0 1 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 1 0 0 0 0

1 0 0 0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0

K complete

Assemblages en K particuliers

υ <_> H

U M

1 1 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

1 0 0 1 1 0 0 1 0 0 0 0 0 0 0 0

1 0 0 1 0 0 0 0 1 0 0 1 0 0 0 0

1 1 1 0 1 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0

1 1 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0 1

1 1 1 0 0 0 0 0 1 1 1 0 0 0 0 0

-<=©

Joints pivots

1 1 1 1 0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 0 0

L I L

0 0 1 0 0 0

1 0 1 1 0 1 0

0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 0 0 1 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 0 1 1 0 0

0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 1 1 1 1

—J

CLASSIFICATION DES ASSEMBLAGES MULTIPLANAIRES

FIGURE JO

98

0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 1 0 0 0 0

α) -

ΣΡ„, -J-

- ^3

θ

CO! ΐφ

«χρ-

ÖJJ

~Ρ l1n

Toutes les entretoises [ • £ nt au niveau d

* JMembrure de reference pour laquelle a est applicable

b) Membrure de reference pour laquelle a est applicable.

c)

Influence des entretoises dans d'autres positions autour de la circonference Position de l'entr«itoise de * ~ r,iference

^. COS 2Φ

{( viv \

ÖL

-^-4ΨΓ~

ihsr \100%(meme plan) V62%(ä D/2) V38%(ä D ) 15%(ä 2D )

^ ^ ^ ^ ~^^

pour

7 = 12

Pas d'influence ä grande distance

ALPHA CALCULE (A) Equation (B) Definitions (C) Sur face d' iifluence r

FIGURE 11

99

Membrure - 6*.250 Entretoises - 3*.125

Valeur experimental^

7,0

V

BOUWKAMP Raffinement 3

8,5

MARSHALL

3,5

Alpha c a l c u l e

8,5

KUANG Coefficient de con­ centration des contraintes

Membrure Entretoises Entr

20*. 5 10.75*.25

5,6


Eccentricite nulle

Assemblage en K CAULKINS

MARSHALL

Alpha calcule

. * " 90* i n - Type A

Coin- Type A

♦ -90* Coin-Type B

2,35

3,55

2,<<5

2 9

3,3

2,5

-

-

KUANG SCF Formule K . I . SCF 2,87 de Kuang

X

A - ]80^ Milieu-cot

2,5

,)'Φ 1.8 / 7 · V

COMPARAISONS DES CONTRAINTES AU POINT CHAUD DANS LES ASSEMBLAGES MULTIPLANAIRES

100

FIGURE 12

Assemblages en acier 306 (Base de donnees 256 du WRC) (Sans recouvrement) Coefficient moyen de securite = 2,95

70-r-

60-

Assemblages en K T et Y : Compression X : Compression Coefficient moyen de securite = 2,44

T et Y : Tension X : Tension Coefficient moyen de securite = 5,14

FIGURE 13 FIABILITE DU CRITERE ALPHA PROPOSE

101

Point chaud 50 Ksi

Manchette .e raccordement (30 0 1.50)

Epaisseur de 1'entretoise

FIGURE 14

Paroi de manchette de raccordement (Epaisseur 1,50")

Point chaud 50 Ksi

.750"

Contrainte nominale dans la zone adjacente ä la soudure

τ&Jauge de contrainte

Deformation au point chaud dans la zone adjacente ä la soudure

API X c

102

4

103 I 0 105 106 107 ΙΟβ

' Base de donnees originale Diverses geometries brutes de soudage

N.,- Cycles ä rupture FIGURE 15

(CCC)

membrure = ( c C C '^UAM* entretoise ' M ^ r g c C C W ^ K » !

(CCC)

500

Q & O.03

100\ OO h 50\Nouvelles donnees du R.U/" CEE

70

to

Amorgage / Rupture (L, ,a fleche indique la fin)

t — Joints .......avec jeu

• - Jointif avec c h · ^4.' remplissage Δ — Recouvrement (Jeu/D egal ä 0,01)

. I..ill

10*

10+

10?

Cycles ä rupture

FIGURE 16

f* t / t * + "t*~" V X,

ml

i

i ■

1....1

. . . i....i

ιο

Base de donnees du WRC : assembla- ί* d* l am e m b r u r e, ^ 8 " (200 mm) ges e n K ^ Epaisseur ^ 3/16" (5 mm) avec

103

Piece ou disque de rayon Piece ou disque de rayon

Un fil de 1 mm ne doit pas pouvoir passer au niveau du rraccordement ayon theorique R = e/2 mais .8 £ 25 mm

4rFace de la Passe de beurrage soudure. Les irregu(ä effectuer avant le$ larites ne doivent pas passes terminales) Idepasser 0,1 R + 0,7 mn η, v Une convexite excessive ou un caniveau dans la passe de raccordement peuvent etre corriges par un leger meulage.

FIGURE 17

de l'outil 8 mm min' 0,05e ou 0,7 max.

EXIGENCES RELATIVES AU PROFIL DU CORDON DE SOUDURE

Soudures de production . (Golfe du Mexique) sur assemblages en grandeur reelle

KJ:

10"

oI0 2

I

O

Soudures bout ä bout et/ou profil controle

φ

Soudures d'angle et/ou profil non controle

I »I»

O3

I

I ill

K34

I

I 111

10s

MI

tf

Cycles ä rupture

104

i l l , i i i l l i i i l l i -11 O9 KT K)7 \(f FIGURE 19

Premier essai

Essai neerlandais Essai francais E'

PROFILS DU CORDON DANS LES ASSEMBLAGES TUBULAIRES

FIGURE 18

105

■'£ a =

0,2 mm pour la zone thermiquement affectee en acier doux

Γ = rayon ä fond d'entaille

enne base de donnees du WRC contient variables aleatoires habituelles

AWS - Soudure bout a bout surepaisseur max. .25 α

.50

.75

1.0

Li

(Severite du profil du cordon de soudure)

II

n

Π

fez_XL

A

106

CD

Ό U < w

r

ZOL

Facteur de reduction de la resistance ä la fatigue Kf Unite = Tole simple de 15 mm avec fissure de 0,25 nun 2.0 ~1

1

1

1

1

1

1-

Ϊ

H-^UH

M;

1=t

e m


Resistance ä la fatigue (2 X 106 cycles)

45

60

ANGLE DE RACCORDEMENT DE LA S0UDURE

30

FIGURE 23

Soudures correspondant aux exigences de profil de la classe C (Shell)(comme indique ci-dessus)

160

u

1


o

50

60

80

100

120

5 U

140

3

a.

180

j2

200

_c

Σ:

240

280

300

400

500

1

L

N

_ '

-

l

16mm

3

N

,

■ ,1

,

\

Si

®

(cycles)

•

•

· ®

·

·

\~>*

. . . . . .1

(13D)_

Endurance

,

Hol lande

®

®

• ··

•

"·

V-@k®

\

V

®

··

•

.

• • •

X

\ V

Γ^®

®

•

RESULTATS EXPERIMENTAUX EN FUNCTION DES CRITERES AMERICAINS (AWS D1.1)

® 75mm

® 40mm

® 32mm

•

Symb. Epais

France E'

■

®

•

•

•χΛ

•x,

FIGURE 2 ^

®

@

—

-\

25r Temperatures de l'eau dans le golfe du Mexique

I

20

I

15 Tous les echantillons

ig

10

-100

u

I

I

jEchantillons dans le cas Echantillons preleves dan de rupture ruptun des structures de offshore

-50

50

100

-40

-70

I

40

CHARPY

20J

80

C°c)

TEMPERATURE DE TRANSITION POUR LES TOLES EN ACIER A 36 ET LES TUBES EN ACIER A 53, GRADE B DE L'ASTM

FIGURE 25

STATIQUE

DYNAMIQUE

/ 6=

/

5·

—^

/

o ,0.

* ! $·*t /

Φ

/ /

/

>ra nu

1 **

f \ f—~H f TEMPERATURE

Elimination des defauts Deformation plane ^ NV Mecanique de S' * v la rupture

Elimination de \ ; l'amorgage

s»—

..o

Rupture par cisaillement

Zone p l a

ß

VH/C \M 4>

Zl ^___

δ^

)

Ο^-Ό'Ε

1

o Rupture par clivage

^

$

Z

* '

j

^ ^ H m

issure

Conception sure du point de vue \\sde la rupture

Zone de transitio; Methodes de conception empiriques

C0MP0RTEMENT DE L'ACIER DANS LE D0MAINE DE TRANSITION

109

limited) .Deformation plastique „ w ^eneralisee \j\VMecanique de la rupture

Resistance ä la traction

Courbes d'amorcage (contraintes de rupture

[~pou ir une gamme de d i m e n s i o n s - — Z ~ ~ =l ^ - * ' z ? * ' FTP (**\ I de defauts) . ' ' ' ^ ^ ^ V ^ ' ^ m c h e t t e de raccordement Charges plastiques

<>

' Lim. 3

' '

§ 1 "■

" '

/

\ν Λ

'

'

^

EAtret^ise I ^

/

> Membruj h 4

Charges elastiques Les fissures ne se propagent pas (temperature limite)

Courbe de temperature d'arret de fissure

Έ|

S'-grs'i'u KContraintE limite)

NDT

NDT*30 eF . ( N 0 T * I 7 » C)

NDT+60°F

NDT + I20°F

(NOT+SS»C)

(NDT+67»C)

Determination de la plus basse temperature possible en service

(*)FTE = Fracture Transition for Elastic loading (**)

F T P = Fracture Transition for Elastic loading

Membrure en acier doux

Entretoise en acier doux Manchette de raccordement en acier normalise (spec. API 2H) de plus forte epaisseur

Embout special (facultatif)

APPLICATION DU DIAGRAMME D'ANALYSE DE LA RUPTURE AU CAS DES ASSEMBLAGES TUBULAIRES

no

FIGURE 27

Entretoise

Zone thermiquement affectee

(a) RUPTURE PAR ARRACHEMENT LAMELLAIRE

Decoupage ä la scie

ΓΞ^ι

Tole d'essai

(b)

ESSAI DE TRACTION DANS LE TRAVERS-COURT

FIGURE 28

111

Rechargement ä effectuer pour maintenir "T"

1.4F Diviser l'angle

A* R

\ v Angle diedre > 90°

DISPOSITION "A"

Angle diedre ^ 90

DISPOSITION "B" Meplat 0 ä 1/16" F MIN = 0,5t

Diviser l'angle ^ S \ ,

V

Chanfrein int φ facultatif

W > V7T \ , T

u F

Angle diedre > 45 F MIN - 0,5t

Angle diedre < 45° F MIN - 0,35t

DISPOSITION "C"

F MIN

- 0,35t

DISPOSITION "D"

F MINIMUM, comme specifie. "F" peut etre inferieur ä 16 mm. Pour les tubes ä parois minces (tableau 2.7), les soudures au raccordement peuvent etre incorporees dans la passe terminale plate.

PROFIL STANDARD DE CORDON MATERIALISE EN TRAITS PLEINS POUR LES CATEGORIES DE FATIGUE X2 et K2.

112

FIGURE

29

"R" indique le profil ameliore du cordon.

Angle diedre local

a?

ou plus

Soudure theorique DISPOSITION" C"

Soudure theorique DISPOSITION" D"

2. Qualification 6GR requise pour les dispositions A, B, C, D

FIGURE 30

1. Soudures bout ä bout sur assemblages tubulaires simples avec acces de l'exterieur seulement

DETAILS DU JOINT POUR QBTENIR UNE SOUDURE A PLEINE PENETRATION

-LL.LLLI

n n

o€t»ii bcT»iij«t*iihon I

DISPOSITION " B "

i ?I 8?jagg n e

DISPOSITION

Effectuer le rechargement requis pour conserver la valeur dex " T "

EPROUVETTE D'ESSAI 6GR

Soudure d'essai

Masque

DETAIL DE LA SOUDURE

12mm Min

12mm Max.

Masque

FIGURE 31

Longueur

(A)

Definitions

Base sur un rectangle entourant completement le defaut

Largeur

1.5

3

6 ou V4*

Longueur

1

Accepte 1

X

1

choisir la plus faible val'eur

N

'N Refuse

Fig. 10.13.1 de l'AWS D1.1

NOTE : Les reprises ä l'envers (details C et D de l'AWS) au niveau de la fourche (angle diedre local aigu) ne font pas I'objet d'un controle.

ä la racine dans les soudures ä pleine penetration executees d'un seul cote (details A et B de l'AWS)

© Defaut

Direction des contraintes appliquees

Membrure Epaisseur = t secondaire Diametre = D

Discontinuites internes dans; toutes les autres zones de ]|a soudure Criteres de la norme API RP 2X pour les defauts isoles (ligne conjtinue) et les defauts groupes(ligne disconti-J nue) pou-r une longueur [ de soudure de 150 mm ou| egale ä D / 2 *

©

* choisir la plus faible valeur