吉章紅

(石油化工工程質(zhì)量監(jiān)督總站，北京 100728)

1 T形焊接接頭開裂情況

1.1 T13罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂現(xiàn)象

某項(xiàng)原油商業(yè)儲(chǔ)備基地工程，共建造8臺(tái)10×104m3原油儲(chǔ)罐及附屬的配套設(shè)施。儲(chǔ)罐罐體采用12MnNiVR鋼板，內(nèi)罐底板直徑φ80 m，底圈壁板厚32 mm，邊緣板厚20 mm。邊緣板與底圈壁板焊接的焊腳尺寸13 mm。焊接時(shí)采用手工電弧焊或二氧化碳?xì)怏w保護(hù)焊打底，埋弧自動(dòng)焊填充蓋面。每臺(tái)儲(chǔ)罐在驗(yàn)收合格后進(jìn)行充水試驗(yàn)工作，充水試驗(yàn)最高液位20.2 m。

T13、T14、T15罐在充水試驗(yàn)完成并清理完畢后檢查發(fā)現(xiàn)，底板的通長(zhǎng)板焊縫附近出現(xiàn)規(guī)則的凸起變形。按照儲(chǔ)罐施工程序及設(shè)計(jì)要求進(jìn)行大角焊縫充水后的無損檢測(cè)，在打磨過程中發(fā)現(xiàn)T13罐內(nèi)大角焊縫內(nèi)側(cè)邊緣板局部有明顯裂紋，共8處，分布在GJ-10、GJ-11、GJ-13、GJ-19、GJ-20、GJ-21、GJ-28、GJ-29號(hào)邊緣板上，見圖1。

裂紋發(fā)生在內(nèi)側(cè)角焊縫焊趾處，最大連續(xù)長(zhǎng)度達(dá)到4 630 mm，外觀如圖2所示。在發(fā)現(xiàn)大角焊縫內(nèi)側(cè)邊緣板母材表面裂紋后，為確認(rèn)裂紋內(nèi)部走向，對(duì)位置7部位局部用砂輪機(jī)進(jìn)行打磨，長(zhǎng)度約為150 mm，發(fā)現(xiàn)裂紋呈45°向大角焊縫內(nèi)側(cè)邊緣板母材下部延伸，打磨深度約15 mm仍能夠看到微裂紋，如圖3所示。內(nèi)側(cè)角焊縫開裂位置如圖4 所示。

圖1 裂紋位置平面布置

1.2 充水過程中罐底板沉降變形現(xiàn)象

在充水試壓過程中，對(duì)儲(chǔ)罐的沉降進(jìn)行檢測(cè)，主要監(jiān)測(cè)儲(chǔ)罐基礎(chǔ)沉降和罐底板錐面變形。結(jié)果顯示，在試水完畢后，T-13、T-14、T-15罐相比其他儲(chǔ)罐下沉大。

T13、T14、T15罐底板在充水預(yù)壓過程中沉降變形以及罐底板錐面變形測(cè)量結(jié)果如圖5～圖7 所示。

圖2 裂紋外觀照片

圖3 裂紋走向識(shí)別

與其他鋼結(jié)構(gòu)相比較，大型儲(chǔ)油罐能經(jīng)受住較大的整體沉降變形，因此對(duì)地基承載力要求較低，但是抵御地基不均勻沉降的能力有限。尤其當(dāng)?shù)鼗诓粷M足要求的情況下，地基不牢固等會(huì)加劇不均勻沉降的產(chǎn)生。從數(shù)據(jù)測(cè)量中的坡度變化也能反映出地基沉降后底板變形量在不同的半徑區(qū)域是不同的。顯然，邊緣板位置的變形會(huì)在內(nèi)側(cè)焊縫產(chǎn)生應(yīng)力的集中。

圖4 T13罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂位置示意

1.3 充水過程中環(huán)梁沉降現(xiàn)象

檢測(cè)結(jié)果表明，T13、T14、T15這3臺(tái)罐環(huán)梁內(nèi)側(cè)的底板產(chǎn)生了嚴(yán)重的下沉變形，并且位于壁板附近的環(huán)梁也存在不同程度下沉。各儲(chǔ)罐基礎(chǔ)沉降量統(tǒng)計(jì)如表1所示。由表1可見，上述3臺(tái)罐的整體沉降量較大。而且數(shù)據(jù)中相鄰觀測(cè)點(diǎn)的最大高度差主要出現(xiàn)在T13與T14這2臺(tái)儲(chǔ)罐。

圖5 T13罐底板沉降變形

圖6 T14罐底板沉降變形

圖7 T15罐底板沉降變形

初步分析認(rèn)為，環(huán)梁的沉降幅度對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂具有重要的影響。環(huán)梁的沉降幅度不同，在T形接頭內(nèi)側(cè)焊縫焊趾處產(chǎn)生應(yīng)力大小也會(huì)不同。該應(yīng)力與地基沉降引起底板變形造成的應(yīng)力相互作用，最終在焊趾處產(chǎn)生附加應(yīng)力。附加應(yīng)力大小與底板沉降變形以及環(huán)梁沉降直接相關(guān)。

隨著底板變形量的變化，附加應(yīng)力隨之變化。然而集中在T形接頭內(nèi)側(cè)焊縫區(qū)域的附加應(yīng)力是否會(huì)導(dǎo)致內(nèi)側(cè)角焊縫開裂，則需要通過對(duì)附加應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算分析才能確定。

表1 各儲(chǔ)罐基礎(chǔ)沉降量統(tǒng)計(jì) 單位：mm

2 儲(chǔ)罐底板變形與T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫裂紋初步分析

一般來說，焊接接頭區(qū)域發(fā)生開裂現(xiàn)象的原因主要來自于兩種情況【1】：一種是焊接接頭出現(xiàn)的熱裂紋、冷裂紋以及存在的氣孔、夾渣等其他缺陷在焊接殘余應(yīng)力作用下開裂，這種情況與焊接材料、焊接工藝及焊接結(jié)構(gòu)有關(guān)，屬于焊接質(zhì)量問題；另一種即為附加外力造成接頭內(nèi)拉伸應(yīng)力超過材料抗拉強(qiáng)度而導(dǎo)致的開裂，這種情況與焊接質(zhì)量無關(guān)，是由過大的附加外力或附加外力與內(nèi)部殘余應(yīng)力疊加形成的綜合應(yīng)力導(dǎo)致的接頭部位開裂。T13罐及其他儲(chǔ)罐的壁板與底板間角接接頭焊接質(zhì)量已經(jīng)確認(rèn)，其焊后沒有產(chǎn)生冷裂紋、熱裂紋及氣孔、夾渣等其他焊接缺陷。

在儲(chǔ)罐充水試時(shí)中對(duì)底板變形進(jìn)行檢測(cè)的過程中發(fā)現(xiàn)，T13、T14、T15儲(chǔ)罐底板發(fā)生了沉降變形。充水試壓過程中，充水造成的靜壓力會(huì)在T形接頭中產(chǎn)生附加應(yīng)力，而底板的下沉變形也將在接頭中產(chǎn)生附加應(yīng)力。

通過對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂的T13儲(chǔ)罐與其他底板未變形的儲(chǔ)罐以及底板變形但內(nèi)部角焊縫未開裂的T14、T15儲(chǔ)罐進(jìn)行對(duì)比分析，初步認(rèn)為T13罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂的直接原因有二，一為充水過程中，水壓不僅會(huì)對(duì)底板產(chǎn)生壓力，在地基不穩(wěn)的情況還會(huì)使底板下沉變形；二是水壓還會(huì)對(duì)T形接頭產(chǎn)生附加靜壓力。

底板的沉降變形會(huì)在T形接頭內(nèi)產(chǎn)生附加拉應(yīng)力。由于T形接頭本身存在焊接殘余應(yīng)力，與附加拉應(yīng)力疊加將使接頭內(nèi)應(yīng)力更大，發(fā)生開裂的傾向也隨之增大。在焊接接頭質(zhì)量合格的條件下、儲(chǔ)罐充水試壓過程中，接頭開裂是由水壓造成的附加靜壓力、底板沉降造成的附加拉應(yīng)力以及焊接接頭本身的殘余應(yīng)力中的某個(gè)因素引起的，還是多個(gè)因素疊加引起的，需要通過計(jì)算分析來確定。

3 充水過程中T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫的附加應(yīng)力

在充水過程中，地基對(duì)底板的支撐力度不夠，導(dǎo)致底板承載能力下降進(jìn)而發(fā)生沉降變形，且地基沉降的不均勻性使底板在不同半徑方向的沉降量不一致。而底板沉降變形、特別是起重要支撐作用的環(huán)梁的沉降，將會(huì)在T型接頭內(nèi)側(cè)角焊縫內(nèi)產(chǎn)生附加應(yīng)力(稱為變形附加應(yīng)力)。另外，在充水試壓過程中水的靜壓也將會(huì)在T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫內(nèi)產(chǎn)生附加應(yīng)力(稱為靜壓附加應(yīng)力)，而這兩個(gè)附加應(yīng)力將會(huì)改變T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫的應(yīng)力狀態(tài)。

為了使問題簡(jiǎn)化，便于理解和分析，以儲(chǔ)罐T形接頭為中心，將底板抽象為一個(gè)有背面支撐的T形橫板直梁板結(jié)構(gòu)、壁板抽象為一立柱，如圖8所示。

在抽象建立的附加應(yīng)力分析模型中，T形接頭下部和底板下部考慮不同的支撐，并在相同的充水靜壓載荷下產(chǎn)生不同的沉降變形。由于充水靜壓、環(huán)梁沉降、底板沉降在充水試壓過程中對(duì)儲(chǔ)罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫產(chǎn)生的附加應(yīng)力是不同的，因此，為了便于分析，將充水試壓過程中在儲(chǔ)罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫產(chǎn)生的靜壓附加應(yīng)力和底板沉降變形附加應(yīng)力分類討論。

圖8 儲(chǔ)罐T形接頭附加應(yīng)力分析模型示意

1) 靜壓附加應(yīng)力

在不考慮底板沉降變形的條件下，不同充水高度產(chǎn)生的靜壓力對(duì)T形接頭內(nèi)層角焊縫應(yīng)力狀態(tài)的影響如圖9所示。

圖9 靜水壓力下結(jié)構(gòu)受力模型示意

2) 變形附加應(yīng)力

充水20 m后，如果地基的承載能力不夠，則會(huì)發(fā)生地基沉降，從而導(dǎo)致底板沉降變形及環(huán)梁沉降。整體沉降后底板變形的結(jié)構(gòu)受力模型如圖10 所示。

圖10 整體沉降后底板變形的結(jié)構(gòu)受力模型示意

無論是變形附加應(yīng)力還是靜壓附加應(yīng)力，都將會(huì)改變T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫內(nèi)的應(yīng)力狀態(tài)。然而這兩種附加應(yīng)力對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫應(yīng)力狀態(tài)的改變目前還無法通過實(shí)驗(yàn)直接測(cè)定出來，只能通過有限元計(jì)算進(jìn)行定量分析。

通過對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)(對(duì)經(jīng)點(diǎn)最大差值與相鄰點(diǎn)差值)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)T13與T14罐的對(duì)經(jīng)點(diǎn)和相鄰點(diǎn)下降差值較T15罐更大。為了對(duì)照，將開裂的T13罐與未開裂的T14罐確定為主要研究對(duì)象，分別研究分析儲(chǔ)罐充水試壓過程中支撐環(huán)梁和底板基礎(chǔ)沉降變形造成的T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫附加應(yīng)力的變化規(guī)律。

鑒于有限元計(jì)算的復(fù)雜性，必須通過專門的軟件進(jìn)行計(jì)算，因此委托院校進(jìn)行了有限元分析，本文在此只引用計(jì)算結(jié)論。

a) 充水靜壓對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫產(chǎn)生的附加應(yīng)力非常微小，可以忽略不計(jì)。

b) 支撐環(huán)梁周向沉降對(duì)T形接頭附加應(yīng)力的影響較小，可以忽略不計(jì)。

c) 如果支撐環(huán)梁不發(fā)生沉降，在其支撐下，僅環(huán)梁內(nèi)側(cè)儲(chǔ)罐底板變形對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫的應(yīng)力狀態(tài)幾乎沒有影響；

d) 若支撐環(huán)梁發(fā)生不均勻沉降則會(huì)在T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫內(nèi)產(chǎn)生較大附加應(yīng)力，且應(yīng)力在底板焊趾處形成很大的應(yīng)力集中。在T13罐和T14罐兩種支撐環(huán)梁沉降條件下，底板焊趾處形成的應(yīng)力集中分別高達(dá)234 MPa和137 MPa。由于T13罐環(huán)梁沉降量大于T14罐，因而使得T13罐沉降條件下T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫焊趾處的附加應(yīng)力要明顯大于T14罐沉降條件下的焊趾附加應(yīng)力。同時(shí)結(jié)果也表明，由于變形發(fā)生在底板，在T13罐和T14罐兩種沉降變形條件下，壁板上焊趾處的附加應(yīng)力均小于底板焊趾處的應(yīng)力。

e) 實(shí)際工況中，支撐環(huán)梁和內(nèi)側(cè)地基均發(fā)生不均勻沉降的條件下，儲(chǔ)罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫焊趾處的應(yīng)力集中現(xiàn)象更為明顯。在T13罐和T14罐兩種底板沉降變形條件下，T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫底板焊趾處的附加應(yīng)力分別達(dá)到320 MPa和230 MPa。

f) 從計(jì)算結(jié)果上看，T13罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫單純由支撐環(huán)梁和底板沉降變形造成的附加應(yīng)力還未達(dá)到使其開裂的應(yīng)力水平。

4 T形接頭多層多道焊接殘余應(yīng)力

委托院校進(jìn)行了焊接殘余應(yīng)力的計(jì)算，本文只引用計(jì)算結(jié)論：

a) 多層多道焊接過程中，前、后焊道間相互熱作用對(duì)接頭焊接殘余應(yīng)力水平具有重要的緩解作用【2-3】。

b) T13和T14罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫壁板焊趾和底板焊趾處殘余應(yīng)力分別為524 MPa和385 MPa，壁板焊趾處的殘余應(yīng)力水平明顯高于底板焊趾，這是由于多層多道焊接過程中前、后焊道間的附加熱處理造成的。

c) T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫焊接殘余應(yīng)力峰值接近儲(chǔ)罐母材的屈服強(qiáng)度，低于材料的抗拉強(qiáng)度。

d) 從計(jì)算結(jié)果上看，儲(chǔ)罐T形接頭焊接殘余應(yīng)力不會(huì)導(dǎo)致接頭的直接開裂。

5 儲(chǔ)罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂判據(jù)

儲(chǔ)罐在焊接接頭存在焊接殘余應(yīng)力的條件下，由于底板發(fā)生不均勻沉降變形在T形接頭內(nèi)產(chǎn)生了附加應(yīng)力，而焊接殘余應(yīng)力和附加應(yīng)力的疊加則有可能造成T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂。因此，本部分基于焊接殘余應(yīng)力和和附加應(yīng)力的疊加建立儲(chǔ)罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂失效判據(jù)。

多重因素影響下，焊趾處發(fā)生開裂與該處的應(yīng)力狀態(tài)密切關(guān)聯(lián)。儲(chǔ)罐在充水試壓過程發(fā)生底板不均勻沉降變形，T形接頭內(nèi)部產(chǎn)生附加應(yīng)力。該附加應(yīng)力與T形接頭內(nèi)原有的焊接殘余應(yīng)力疊加后，如果超過材料的抗拉強(qiáng)度則會(huì)使接頭開裂失效。因此，將焊接殘余應(yīng)力σi(內(nèi)應(yīng)力)和底板沉降變形及充水靜壓造成的附加應(yīng)力σo(外應(yīng)力)疊加作為接頭的綜合應(yīng)力σT，即σT=σi+σo其是否超過材料的抗拉強(qiáng)度作為接頭是否開裂失效的判據(jù)。若T形接頭綜合應(yīng)力超過材料的抗拉強(qiáng)度，則可以判定該T形接頭開裂。

1) 將焊接殘余應(yīng)力峰值(焊趾處殘余應(yīng)力)與材料抗拉強(qiáng)度σb進(jìn)行比較，判斷在焊接殘余應(yīng)力(內(nèi)應(yīng)力)作用下T形接頭是否開裂：

a)σi<σb：T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫不會(huì)開裂，亦即接頭焊接質(zhì)量無問題；

b)σi>σb：T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫發(fā)生開裂，接頭焊接質(zhì)量存在問題。

通過數(shù)值分析,內(nèi)側(cè)角焊縫罐底板焊趾處殘余應(yīng)力峰值為385 MPa，小于罐體材料的抗拉強(qiáng)度680 MPa。因此，可判定T形接頭焊接殘余應(yīng)力不會(huì)導(dǎo)致其焊趾處開裂。

2) 將附加應(yīng)力與材料抗拉強(qiáng)度進(jìn)行比較，判斷在附加應(yīng)力作用下接頭是否開裂：

a)σo<σb：底板沉降變形在接頭內(nèi)形成的附加應(yīng)力不會(huì)使T形接頭開裂；

b)σo>σb：底板沉降變形在接頭內(nèi)形成的附加應(yīng)力使T形接頭直接開裂。

T13和T14罐的T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫底板焊趾處的附加應(yīng)力分別為320 MPa和230 MPa，都小于材料抗拉強(qiáng)度。因此，T13和T14儲(chǔ)罐底板沉降變形在T形接頭內(nèi)形成的附加應(yīng)力未達(dá)到使T形接頭直接開裂的水平。

3) 將綜合應(yīng)力與材料抗拉強(qiáng)度進(jìn)行比較，判斷接頭在充水試壓過程中是否開裂：

a)σT<σb：T形接頭不開裂；

b)σT>σb：T形接頭開裂。

根據(jù)對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)焊縫殘余應(yīng)力和充水過程施加的外應(yīng)力的分析，T13罐和T14罐T形接頭綜合應(yīng)力對(duì)比如表2所示。

表2 基于綜合應(yīng)力T形接頭內(nèi)側(cè)焊縫焊趾處開裂判斷

從表2數(shù)據(jù)對(duì)比可知：T13罐T形接頭底板焊趾處綜合應(yīng)力為705 MPa，超過罐體材料12MnNiVR鋼的抗拉強(qiáng)度，T形接頭在內(nèi)側(cè)角焊縫焊趾處發(fā)生開裂；T13罐壁板焊趾處的綜合應(yīng)力達(dá)到了664 MPa，超過材料的屈服強(qiáng)度，接近但沒有達(dá)到材料的抗拉強(qiáng)度，因而T形接頭未在壁板焊趾處開裂。另外，在充水試壓過程中，對(duì)于底板焊趾和壁板焊趾，哪個(gè)位置的綜合應(yīng)力先達(dá)到并超過罐體材料的抗拉強(qiáng)度，那個(gè)位置就會(huì)開裂。而一旦在某一焊趾處開裂，就將大幅度釋放T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫的殘余應(yīng)力，也就不會(huì)造成在另一焊趾處同時(shí)開裂。由于充水試驗(yàn)過程中底板沉降變形在底板焊趾處的附加應(yīng)力明顯高于在壁板焊趾處的附加應(yīng)力，使得底板焊趾處的綜合應(yīng)力先達(dá)到罐體材料的抗拉強(qiáng)度，因此，T形接頭會(huì)在底板焊趾處開裂。對(duì)比T13罐兩焊趾處的焊接殘余應(yīng)力、變形附加應(yīng)力以及開裂位置可以看出，底板變形附加應(yīng)力才是T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫焊趾開裂的直接誘導(dǎo)因素。

T14罐T形接頭底板焊趾和壁板焊趾綜合應(yīng)力分別為615 MPa和622 MPa， 均低于罐體材料12MnNiVR鋼的抗拉強(qiáng)度， 因而T14罐的T形接頭未發(fā)生開裂。該判斷結(jié)果與實(shí)際情況一致。

6 結(jié)論

采用模擬實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算相結(jié)合的方式，以數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)揭示了T13儲(chǔ)罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂的原因。經(jīng)過分析得到以下結(jié)論：

1) 如果支撐環(huán)梁不發(fā)生沉降，在其支撐下，僅環(huán)梁內(nèi)側(cè)儲(chǔ)罐底板變形對(duì)T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫的應(yīng)力狀態(tài)幾乎沒有影響；

2) 在充水試壓過程中，由于充水靜壓和底板不均勻沉降變形，特別是環(huán)梁沉降造成的變形在T13罐T形接頭內(nèi)產(chǎn)生320 MPa的附加應(yīng)力，但未超過罐體12MnNiVR鋼的抗拉強(qiáng)度。因此，單獨(dú)由T13罐底板不均勻沉降造成的附加應(yīng)力未達(dá)到使T13罐T形接頭開裂的應(yīng)力水平。

3) 對(duì)儲(chǔ)罐T形接頭多層多道焊接殘余應(yīng)力計(jì)算分析結(jié)果表明， T13罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫殘余應(yīng)力為385 MPa， 低于罐體12MnNiVR鋼的屈服強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度。因此， T形接頭內(nèi)的焊接殘余應(yīng)力不會(huì)直接導(dǎo)致T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂。

4) T13罐T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂的直接原因?yàn)門13罐底板不均勻沉降變形，特別是環(huán)梁沉降造成的變形，該變形在T形接頭造成較大的附加應(yīng)力，與T形接頭原有的焊接殘余應(yīng)力疊加造成開裂，而底板變形附加應(yīng)力則是T形接頭內(nèi)側(cè)角焊縫開裂的直接誘導(dǎo)因素。