崔亞梅，王 成，遠雙杰

（中國石油天然氣管道工程有限公司，河北 廊坊 065000）

撓性接頭浮頂排水系統(tǒng)是國內大型浮頂儲罐上常用的一種形式［1-8］。某100 000 m3浮頂原油儲罐上采用撓性接頭與復合型金屬軟管相連接的浮頂排水系統(tǒng)，具體結構及尺寸見圖1。大修時發(fā)現該原油儲罐的浮頂排水系統(tǒng)破壞失效［9-12］。現場照片顯示排水系統(tǒng)底部支座加強板焊縫已經被撕裂，現場查看該焊縫為不滿焊狀態(tài)，焊腳高度大約為3 mm。

文中通過建立與實際情況相符的浮頂排水系統(tǒng)有限元模型，對浮頂排水系統(tǒng)位移及底部支座加強板與罐底焊縫應力進行計算［13-18］，并對焊縫撕裂原因進行分析。

圖1 撓性接頭浮頂排水系統(tǒng)示圖

1 浮頂排水系統(tǒng)有限元模型建立

建立浮頂排水系統(tǒng)有限元模型時采用笛卡爾坐標系，x方向為排水管所在平面的水平方向，z方向為排水管所在平面的垂直方向，y為豎直方向。排水系統(tǒng)采用帶中間節(jié)點的梁單元（圖2），底部支座加強板及焊縫采用帶中間節(jié)點的六面體實體單元（圖3），總共生成40 471個節(jié)點、68 596個單元。

圖2 浮頂排水系統(tǒng)有限元網格模型

圖3 底部支座加強板不滿焊有限元網格模型

2 浮頂排水系統(tǒng)模型載荷邊界條件

考慮排水管內充滿水的嚴苛條件，排水系統(tǒng)承受重力和浮力作用。下支座與加強板連接，排水管下端與支座可繞z軸自由轉動。排水管上端簡支，可繞y軸自由轉動，并隨浮盤升降。

作用到加強板與罐底焊縫上的力和力矩與支座反力和反力矩是作用力與反作用的關系，即大小相等、方向相反。

由于排水管上端簡支，可繞y軸自由轉動，所以浮盤沿y軸轉動0.1 m的工況不會引起排水管上端轉動，雖可導致x和z方向的平動，但平動位移小于0.1 m。因此本次分析中不考慮浮盤轉動，只考慮浮盤晃動最大情況，即浮盤分別沿x和z方向平動0.1 m。

加強板與罐底焊縫模型的約束方式為內圈和外圈焊腳部位固定約束。加強板底面只設置支撐約束，用于模擬罐底板對加強板的支撐作用。不考慮罐底板的變形。

3 加強板與罐底焊縫應力校核標準

底部支座加強板與罐底焊縫的應力校核基于JB/T 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設計標準（2005 年確認）》［19］，通過線性化處理，得到焊縫截面的薄膜應力、彎曲應力以及一次應力加二次應力。支座加強板和罐底板的材料均為Q235B，其在常溫下的屈服強度為235 MPa。參照JB/T 4732—1995，焊縫位置的應力計算校核標準為，局部薄膜應力不大于1.5Sm=235 MPa（Sm為常溫下屈服強度的1/1.5）,一次應力加二次應力不大于 3Sm=470 MPa。

焊縫的薄膜應力為局部薄膜應力，焊縫的彎曲應力按二次應力考慮，薄膜應力加彎曲應力與一次應力加二次應力數值相等。

4 加強板不滿焊模型應力分析

4.1 液位高度5 m

浮盤晃動對排水系統(tǒng)有一定影響，考慮極端情況下浮盤晃動0.1 m，對不同液位下排水系統(tǒng)位移及加強板不滿焊模型應力進行計算分析。

當液位高度為5 m且浮盤分別沿x方向和z方向平移0.1 m時，加強板不滿焊模型應力云圖見圖4和圖5。

圖4 液位高度5 m且浮盤x方向平移0.1 m時加強板應力云圖

圖5 液位高度5 m且浮盤z方向平移0.1 m時加強板應力云圖

由圖4和圖5可以看出，2種工況下加強板與罐底焊縫的最大應力均位于加強板中間矩形孔底部焊縫。

針對每一種工況，通過最大應力點，從最大應力點往焊縫斜面做垂線得到線性化路徑，路徑與加強板底面夾角為45°。加強板不滿焊模型應力線性化結果見表1，應力線性化路徑見圖6。

從表1可見，液位高度5 m且浮盤發(fā)生x方向0.1 m位移時，加強板不滿焊模型局部薄膜應力為243.343 MPa＞1.5Sm=235 MPa。此工況下加強板焊縫不滿足強度要求，將發(fā)生焊接強度失效，加強板的約束方式也會發(fā)生變化。

重新建立新的加強板與焊縫邊界條件，即加強板外圈焊縫與罐底板為固定約束，其余部分只有壓縮的支撐約束，排水系統(tǒng)受力與內圈焊縫失效前相同。按新的邊界條件進行應力分析，發(fā)現最大應力出現在加強板的外圈焊縫，從最大應力點往焊縫斜面做垂線建立線性化路徑，路徑與加強板底面夾角為45°。液位高度5 m、浮盤發(fā)生x方向0.1 m位移時，得到的加強板不滿焊模型外圈焊縫線性化結果為，薄膜應力284.512 MPa、彎曲應力156.152 MPa、薄膜應力加彎曲應力433.052 MPa?？梢娂訌姲鍍热缚p失效后，外圈焊縫局部薄膜應力大于1.5Sm，不滿足強度要求，將發(fā)生外圈焊接強度失效，即整個加強板焊接強度失效，焊縫撕裂。

圖6 加強板不滿焊模型應力線性化路徑

4.2 液位高度10 m

當液位高度為10 m，且浮盤分別沿x方向和z方向平移0.1 m時，加強板不滿焊模型應力云圖見圖7和圖8。從圖7和圖8看出，2種工況下加強板與罐底焊縫的最大應力均位于加強板中間矩形孔底部焊縫。

圖7 液位高度10 m且浮盤x方向平移0.1 m時加強板應力云圖

圖8 液位高度10 m且浮盤z方向平移0.1 m時加強板應力云圖

按與液位高度5 m時同樣的方法建立線性化路徑，計算得到的應力線性化結果見表1。從表1可以看出，液位高度10 m且浮盤發(fā)生x方向0.1 m位移時，加強板不滿焊模型局部薄膜應力為139.862 MPa＜1.5Sm，薄膜應力加彎曲應力為272.226 MPa＜3Sm。

4.3 液位高度15 m

當液位高度為15 m且浮盤分別沿x方向和z方向平移0.1 m時，加強板不滿焊模型應力云圖見圖9和圖10。從圖9和圖10看出，2種工況下加強板與罐底焊縫的最大應力均位于加強板中間矩形孔底部焊縫。

圖9 液位高度15 m且浮盤x方向平移0.1 m時加強板應力云圖

圖10 液位高度15 m且浮盤z方向平移0.1 m時加強板應力云圖

按與液位高度5 m時同樣的方法建立線性化路徑，計算得到的應力線性化結果見表1。從表1可看出，液位高度15 m且浮盤發(fā)生x方向0.1 m位移時，加強板不滿焊模型的局部薄膜應力為96.326 MPa＜1.5Sm，薄膜應力加彎曲應力為190.300 MPa＜3Sm。

4.4 液位高度20 m

當液位高度為20 m且浮盤分別沿x方向和z方向平移0.1 m時，加強板不滿焊模型應力云圖見圖11和圖12。圖11和圖12同樣表明，2種工況下加強板與罐底焊縫的最大應力均位于加強板中間矩形孔底部焊接部位角點處。

圖11 液位高度20 m且浮盤x方向平移0.1 m時加強板應力云圖

圖12 液位高度20 m且浮盤z方向平移0.1 m時加強板應力云圖

按與液位高度5 m時同樣的方法建立線性化路徑，計算得到的應力線性化結果見表1。從表1可以看出，液位高度20 m且浮盤發(fā)生x方向0.1 m位移時，加強板不滿焊模型局部薄膜應力為66.073 MPa＜1.5Sm，薄膜應力加彎曲應力為132.474 MPa＜3Sm。

5 結語

通過建立浮頂排水系統(tǒng)有限元模型，對某浮頂原油儲罐浮頂排水系統(tǒng)底部支座加強板與罐底焊縫的強度問題進行了模擬，計算了不同液位、不同運行工況下排水系統(tǒng)位移和加強板與罐底焊縫應力。計算分析結果表明，①液位高度為5 m且浮盤沿x方向平移0.1 m時，加強板與罐底焊縫的應力最大。當加強板內圈焊縫強度失效后，外圈焊縫強度也會相繼失效，造成焊縫撕裂。②加強板與罐底為不滿焊時，所計算工況下加強板與罐底焊縫的線性化應力不滿足JB/T 4732—1995中的強度要求。

筆者建議，加強板與罐底的焊接應采用滿角焊且焊縫圓滑過渡，并對焊縫進行無損檢測，以滿足相應的檢測標準要求。