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全焊接閥體管線球閥焊接接頭安全評估

文檔作者：鄔佑靖，徐澤亮文檔來源：上海耐萊斯·詹姆斯伯雷閥門有限公司		點擊數(shù)：	更新時間： 2021年05月20日
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l GM遵用祝藏制造
I GM Manufacture
全焊接閥體管線球閥焊接接頭
安全評估
上海耐萊斯·詹姆斯伯雷閥門有限公司(201206) 鄔佑靖，徐澤亮
【摘要】介紹了一種評價焊接接頭安全性的方
法，根據(jù)焊接接頭斷裂韌度CTOD試驗值，對埋弧焊焊接
接頭免焊后熱處理的可能性進行安全評定。為大型全焊
接閥體管線球閥制造提供科學依據(jù)。
【關鍵詞】全焊接閥體管線球閥焊接接頭免焊后
熱處理裂紋尖端張開位移(c丁oD)
一．前言
石油、天然氣輸送管道是一條能源供給線，線上
的緊急切斷閥為全焊接閥體管線球閥，要求30年以上的
無維護使用壽命。但服役條件卻十分惡劣：從北極圈到
赤道，從高原到海底，從沙漠到荒原；其間穿過地震
帶、沼澤地、凍土層、江河、湖泊和山坡；有架設的，
有直埋地下的；在野外，無人操作，維護困難，既承受
管道內部壓力，又承受外部載荷，如地基沉降，泥石流
和地震，管道溫度應力以及地下水的電位腐蝕、應力腐
蝕。圖1所示為上海耐萊斯·詹姆斯伯雷閥門有限公司研
制的Class600，20in全焊接閥體管線球閥樣機。
圖1全焊接閥體球閥
全焊接閥體的焊接接頭一般均設計為窄間隙厚
壁埋弧焊，例如Class600，20in的球閥，焊接壁厚為
44mm，Class900，48in的球閥，焊接璧厚為140mm。
為超大厚度筒狀焊接接頭。厚壁多層焊接過程是金屬材
3)副葉輪產(chǎn)生的軸向力大小和方向是變化的，因
此常選用可承受雙向軸向力的軸承來保證機組穩(wěn)定運
轉。
4)副葉輪密封會產(chǎn)生附加功率損失，因此其密封
設計_定兼顧能耗最小原則。
參考文獻
【1】戈盧別夫．端面密封及動力密封【M】．梁榮原，譯．北
京：化學工業(yè)出版社，1968．
【2】2韓冰，等．副葉輪密封系統(tǒng)的研究[J】．流體機械，
98}黑冊‰繃
1994．(4)，32—35．
【3】劉甲凡．離心泵副葉輪密封的計算和結構參數(shù)的選
擇【J]．水泵技術，1996(3)，44—46．
[4】石增義．副葉輪密封反壓系數(shù)的計算【J1．流體工程，
1993(2)，31—33
【5】郭自杰．離心雜質泵用組合密封【J1．水泵技術，1995
(6)．
【6】徐灝．密封[M】．北京：冶金工業(yè)出版社，1993．GM
(收稿日期：2009／10／27)
萬方數(shù)據(jù)
料多次反復加熱和冷卻的過程，導致焊接接頭組織的
不均勻性和劣質化，產(chǎn)生較高的殘留應力，甚至產(chǎn)生
焊接缺陷。焊接又是該產(chǎn)品組裝后的最后一道工序，
閥腔內有非金屬密封材料橡膠和聚四氟乙烯塑料，不
能進行焊后熱處理。
另外，在閥體焊接接頭設計中，為對準和定位，
在焊縫根部存在一條環(huán)形的裝配隙縫，這一隙縫在內
部壓力和外部荷載作用下，將產(chǎn)生幾倍于正常工作應
力的應力集中，同樣使工程師們難于處理。
因此，閥體焊接接頭的根部縫隙的應力集中，
殘留應力，組織劣質化成為閥體結構中的薄弱環(huán)節(jié)，
為國內外閥門界關注，但又未見有任何解決這一問題
的相關報道，成為這個產(chǎn)品結構邊界完整性的一個隱
患。
據(jù)美國20世紀90年代的統(tǒng)計，焊接接頭失效而引
起經(jīng)濟損失達到國民經(jīng)濟的5％。在大量的對金屬材料
焊接結構失效事故中，其分析結果表明，大部分焊接
接頭失效是金屬材料韌性不足造成的。接頭中金屬材
料在焊接過程中快速熔化又快速凝固，受到周邊金屬
約束力的作用產(chǎn)生較大的殘留應力，而金屬材料又多
次反復經(jīng)歷熔化．凝固的相變過程，形成粗大的柱狀晶
粒，并產(chǎn)生析出、夾雜、氣孔和微裂紋等缺陷，使材
料的韌性明顯降低。由于事故的復雜性，預言某一結
構因某種原因失效是困難的，但從統(tǒng)計學角度言，大
部分焊接結構的破壞是由于材料的韌性不足，由微小
的缺陷引發(fā)疲勞裂紋，并不斷擴展造成的。
由于焊后金屬材料的不均勻性，劣質化和缺陷，
材料學中的三個基本假設：連續(xù)性假設、均勻性假設
和各向同性假設已不滿足，這就需要應用斷裂力學的
理論。斷裂力學的任務就是從構件中存在宏觀的微裂
紋的事實出發(fā)，用線彈性斷裂力學和彈塑性斷裂力學
的分析方法來解決構件的裂紋問題。即把構件中裂紋
大小，工作應力和材料抵抗裂紋的能力(即裂紋尖端
張開位移CTOD斷裂韌度值)定量地聯(lián)系起來，對含
有微裂紋的構件和組織劣質化的接頭，進行安全性和
壽命試驗分析與評估。
斷裂力學學科的發(fā)展，已定義一種“裂紋尖端
張開位移值”(Crack Tip Opening Displacement，
CTOD)，它能準確地評估焊接接頭的韌性。1991年，
英國焊接研究所提出標準BS7448 Partl，給出了金屬材
通用祝耱蒯氆GMI
GM Manufacture l
料的臨界CTOD、J積分和KIC的試驗方法。1997年，
又提出該標準的第二部分BS7448 PartⅡ《(確定焊縫金
屬材料K．c，臨界CTOD和J積分的方法》，針對焊接
接頭中各區(qū)域性能不均勻性和存在殘留應力等特征，
對BS7448 Patti進行了補充規(guī)定，這就是目前國際上
被工程界普遍認可的，測定焊接接頭CTOD斷裂韌度
值的試驗標準。
隨后，2000年英國標準局發(fā)表BS7910·1999《金
屬結構中缺陷驗收評定方法導則》，它采用基于斷
裂力學原理的失效評定圖(FAD)來進行評定金屬結
構中的缺陷。美國石油學會根據(jù)BS7448 Part II的試驗
方法，在API l104《【管道焊接與相關設施》的標準中
增加了附錄A，提出管道焊接接頭CTOD值的驗收標
準。挪威船級社DNV-OS一401在工程項目的驗收評估
中亦對CTOD值提出一個評估驗收標準，以便對大型
結構件進行焊后免熱處理進行工程評估。CTOD值實
際上是與焊接母材、焊絲、焊劑、焊接工藝、焊接方
法、焊縫結構尺寸和厚度等因素有關，是一個材料抵
抗裂紋能力的綜合參數(shù)和性能指標。
國內已有大量焊接工作者應用CTOD斷裂韌度試
驗評定焊縫安全性。海洋石油工程股份有限公司在海
洋石油平臺建造中，應用CTOD斷裂韌度試驗評價焊
縫的低溫斷裂韌度，試驗結果表明，未經(jīng)焊后熱處理
的EH36鋼焊條電弧焊、單絲埋弧焊和雙絲埋弧焊的
三種焊接工藝焊接接頭和熱影響區(qū)，低溫下絕大部分
試樣的斷裂韌度值是合格的，評價焊接接頭可以在不
進行焊后熱處理的情況下使用，縮短海洋平臺結構的
制造周期，降低制造成本，整個試驗工作得到美國
Philips；石油公司和DNV挪威船級社的好評?。
天津大學按照歐洲共同體結構完整性的評定方法
(SINAP)的要求，應用CTOD試驗方法，對海底油
氣管道安全性進行評估，根據(jù)試驗結果做出肯定結論
[21
O
武漢理工大學和中國船級社通過CTOD值，評定
從二種不同的無熱時效處理的焊接工藝中確定出最佳
焊接工藝拉1。
天津大學根據(jù)CTOD(裂紋間斷張開位移)試
驗結果，先后采用英國標準協(xié)會提出的BS7910標準
和歐共體提出的結構完整性評定方法SINTAP，針對
EH36管線鋼焊接接頭焊趾處的表面裂紋進行評定州。
2010年第：黜：tyj竺xn簟et 99 第2期¨’vw． ． ．’7’，
萬方數(shù)據(jù)
I GM通用祝稅蒯造
I GM Manufacture
清華大學對常用橋梁鋼Q370qE和Q345qD鋼進行
CTOD試驗，分別計算材料在脆斷、韌脆破壞和韌性破
壞時的CTOD值，作為修訂常規(guī)沖擊韌度標準的依據(jù)
瞪l
o
清華大學童莉葛和中國石油天然氣管道科學研究
院白世武、劉方能，建立預測高強度管線鋼(X70)焊
接接頭性能參數(shù)裂紋尖端張開位移(CTOD)的B聊申經(jīng)
網(wǎng)絡模型，為焊接工藝參數(shù)優(yōu)化提供有效手段嘲。
以Class 600，20in全焊接閥體管線球閥44mm厚圓
筒狀閥體焊接接頭為例，根據(jù)API 1 104附錄A和DNV—
OS一401的標準和CTOD的試驗結果，評定該埋弧焊焊
接接頭具備可免焊后熱處理的條件是充分的。
=．影響閥體焊縫安全性的因素
1．焊縫根部應力集中
從圖2中可以看到，由于全焊接球閥閥體裝配對準
和定位要求，在焊縫根部存在一條環(huán)形裝配隙縫，這將
導致在閥體焊縫根部出現(xiàn)較大的應力集中。通過有限
元分析計算，20in，600Lb球閥閥體，在IOMPa工作壓力
下，可以明顯地觀察到在焊縫根部出現(xiàn)較大應力集中，
其根部Von miscsc應力達到275MPa，已超過A105材料
的屈服強度，達到正常工作應力3倍左右。
圖2閥體焊縫結構與焊縫根部應力集中
2．焊縫殘留應力分析
如前所述，焊接殘留應力是由于在施焊時，焊件
上產(chǎn)生不均勻的溫度場，焊縫及其附近區(qū)域溫度急劇升
高，不均勻的溫度場產(chǎn)生的不均勻的膨脹，焊接殘留應
力由此產(chǎn)生。而且全焊接閥體焊接接頭為典型的厚壁多
層焊縫，焊接熱影響區(qū)經(jīng)歷反復多次升溫．冷卻，造成
該區(qū)域晶粒組織粗大，構成焊接接頭韌性薄弱區(qū)。
根據(jù)閥體材料及焊接電流、焊接速度等焊接工藝
參數(shù)，可采用熱彈塑性有限元法計算全焊接閥體的焊接
1 00：洲www．t明yjx．ne刪t 20。。年嬲
殘留應力分布。圖3所示為全焊接閥體有限元計算模
型及焊接殘留應力分布云圖，由此可知，閥體的最大
焊接殘留應力達至IJ407MPa，遠遠超過A105材料的屈
服強度。
【a)有限兀模型(b)焊接殘留應力
圖3閥體有限元模型與焊接殘留應力計算結果
圖4a，b分別為焊接殘余軸向應力，焊接殘留環(huán)
向應力的實測與計算結果。從圖可知，最大軸向應
力及周向應力均在閥體厚壁圓筒焊縫中心位置的外
表面，殘留應力為拉應力，而內表面為壓應力。圖4
(C)為焊接殘留應力沿焊縫厚度方向上的分布。從
圖4同樣可知，最大焊接殘留軸向、周向計算應力可
達到A105材料的抗拉強度o”。
芒
=＼R
毯鼬
鎂
稻
駐星
囂
離焊縫中心距離／mm
(a)閥體軸向殘留應力計算和測量值的比較
離焊縫中心距離／nun
(b)閥體周向殘留應力計算和測量值的比較
萬方數(shù)據(jù)
母
山
芝
＼
R
諾
融
餐聱
璦
闋體焊縫內表面到外表面距離／mm
(c)閥體厚度方向的殘留應力分布曲線
圖4焊接殘留應力沿不同方向的仿真分布結果與測試結果
綜上所述，在工作壓力下，由于焊縫根部的環(huán)形
裝配隙縫，將導致焊縫根部產(chǎn)生3倍于工作應力的應力
集中；厚壁焊縫的焊接殘留應力已達到閥體材料抗拉強
度，危及閥體結構安全。因此，根據(jù)標準要求通過焊后
熱處理，可細化焊縫及熱影響區(qū)晶粒，降低焊接殘留應
力值，提高焊接結構斷裂韌度。但由于全焊接閥體球閥
結構的特殊性，全焊接閥體不能進行焊后熱處理。
因此，需要研究有效的非熱時效方法和焊接接頭
免焊后熱處理可能性的試驗方法與科學依據(jù)。
三． CTOD(Cfack TiP 0Pening
Displacement)試驗
如前所述，全焊接閥體管線球閥閥體焊接接頭是
閥門壓力邊界完整的最大隱患，然而評價焊接接頭韌性
的傳統(tǒng)試驗方法夏[：P．(Charpy)沖擊試驗實際上是一個衡
量焊接接頭抗沖擊能力的指標，它不能全面反映焊接接
頭的真實韌性，也不能解釋焊接接頭的失效機制，更
不能反映焊接殘留應力、焊接接頭幾何尺寸約束等因素
對韌性的影響。因此，用夏比沖擊韌度值來評價焊接接
頭的韌性，有明顯的局限性。
隨著英國焊接研究所在1997年提出的B$7448
Part2， ((斷裂韌度試驗·第2部分：金屬材料焊接的K。。
值、臨界CTOD值和臨界J值的測定方法》，針對焊接
接頭中各區(qū)域性能不均勻性和存在殘留應力等特征，對
BS7448 Partl進行了補充規(guī)定，這是目前國際上被工程
界認可的測定焊接接頭CTOD斷裂韌度值的試驗標準。
例女nAPI 1 104附錄A，DNV—OS一401，BS7910都是根
據(jù)BS7448 Part2斷裂韌度CTOD值的測試規(guī)范來評定焊
通用機麓覦造GM I
GM Manufacture●
接結構的完整性。
1．試驗方法
在此根據(jù)BS7448，Part2試驗標準，并參照API
1 104及DNV—OS一401相關規(guī)范要求，以CTOD斷裂
韌度值來評價全焊接閥體焊接接頭免焊后熱處理的
安全性。如圖5所示根據(jù)BS7448，Part2，試樣取厚度
B=18，寬度W=36，長度L=4×36+20，裂紋長度az
(00．4～0．55)彤。用疲勞試驗機預制裂紋，在美國
500KN級MTS試驗機上采用原裝配套的CTOD試驗硬件
系統(tǒng)和控制程序進行試驗，采用6位(000．001mm)高
精度數(shù)字讀數(shù)顯微鏡測定裂紋的擴展量。按標準確認的
最佳方法——多試樣法求得臨界開裂的缺口張開位移量
6。(或6 0．05)。
圖5 CTOD測試試驗
2．試驗結果
CTOD試驗系統(tǒng)及完成加載試驗后得焊縫CTOD試
樣如圖5所示。試驗中出現(xiàn)pop—in(并謝突進)的HAZ
試樣見圖6，試驗所獲得的焊縫區(qū)有效試樣8個，HAZ
有效試樣8個，達到CTOD多試樣法的要求。
其中HAZ的起裂點CTOD值6。直接測量獲得，臨
界CTOD值6=O．05用多試樣CTOD試驗回歸線與裂紋
擴展量0．05mm垂直線的交點確定，突進點的CTOD值
6。由試驗直接測量獲得。焊縫的起裂點CTOD值6。和
圖6 MTS809測試機及試驗樣品
第：篇雹要竺-；10120lo年www tyjx net 第2期． ．
瑤
萬方數(shù)據(jù)
l GM通用祝葳覦考
I GM ManuJacture
臨界CTOD值6=0．05用多試樣CTOD試驗回歸線與裂
紋擴展量0．00mm及0．05mm垂直線的交點確定，突進
點的CTOD值6 m由試驗直接測量獲得。焊縫與HAZ的
CTOD計算結果見表1。
表1 CTOD測試結果
6 C／nun d5 C／mm 6 c／mm
熱影響醫(yī)0．197 0．24 0．53
焊縫0．196 O．23 O．9l
纛一{
最大許用軸向應變自
圖7不同CTOD值的允許缺陷尺寸與最大許用應變的關系
102i釧WWW．冊‰糊
全焊接閥體焊縫無損探傷按JB4730—1994的
I級壓力容器要求執(zhí)行，其要求焊縫缺陷尺寸小于
0．15in(3．675mm)。因此，當全焊接閥體焊接接頭滿足
CTOD斷裂韌度值大干0．005in(0．1225)，焊縫無損探
傷滿足JB4730-94的l級壓力容器要求，即可認定免焊后
熱處理工藝是安全可靠的。
四．結論
1)焊接接頭根部結構上裝配隙縫存在應力集中，
進行CTOD試驗，考察接頭的斷裂韌度是必要的。
2)試驗結果表明焊縫，熱影響區(qū)的最d、CTOD
值為0．196mm，大干API 1 104附錄A 0．125mm和DNVOS—
C401 0．15mm的要求，焊縫本身經(jīng)無損探傷滿足JB
4730—19的I級壓力容器要求，因此可以認定焊接接頭
具有足夠的斷裂韌度值，作為免焊后熱處理的依據(jù)是充
分的。
參考文獻
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高強度管線鋼焊接接頭性能參數(shù)CTOD預測系統(tǒng)，
焊接學報：2007，28(8)：96-98．
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mechanical stress relieving and safety assessment
without post-weld heat treatment[J]．Materials Science
and Engineering A，2007，443：107-1 13 GM
(收稿日期：2009／10／12)
萬方數(shù)據(jù)

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