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(hù)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(shè)的，有直埋地下的；在野外，無人操作，維護(hù)困難．既承受管道內(nèi)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(yīng)力以及地下水的電位腐蝕、應(yīng)力腐蝕。

    全焊接閥體的焊接接頭一般均設(shè)計(jì)為窄間隙厚壁埋弧焊，例如 Class600，20in 的球閥，焊接壁厚為44mm，C1ass900，48in的球閥，焊接壁厚為140mm。為超大厚度筒狀焊接接頭。厚壁多層焊接過程是金屬材料多次反復(fù)加熱和冷卻的過程，導(dǎo)致焊接接頭組織的不均勻性和劣質(zhì)化，產(chǎn)生較高的殘留應(yīng)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(nèi)有非金屬密封材料橡膠和聚四氟乙烯塑料，不能進(jìn)行焊后熱處理。

    另外，在閥體焊接接頭設(shè)計(jì)中，為對(duì)準(zhǔn)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(nèi)部壓力和外部荷載作用下，將產(chǎn)生幾倍干正常工作應(yīng)力的應(yīng)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(yīng)力集中，殘留應(yīng)力，組織劣質(zhì)化成為閥體結(jié)構(gòu)中的薄弱環(huán)節(jié)，為國內(nèi)外閥門界關(guān)注，但又未見有任何解決這一問題的相關(guān)報(bào)道，成為這個(gè)產(chǎn)品結(jié)構(gòu)邊界完整性的一個(gè)隱患。

    據(jù)美國20世紀(jì)90年代的統(tǒng)計(jì)，焊接接頭失效而引起經(jīng)濟(jì)損失達(dá)到國民經(jīng)濟(jì)的5%。在大量的對(duì)金屬材料焊接結(jié)構(gòu)失效事故中，其分析結(jié)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(yīng)力，而金屬材料又多次反復(fù)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，使材料的初性明顯降低。由干事故的復(fù)雜性，預(yù)言某一結(jié)構(gòu)因某種原因失效是困難的，但從統(tǒng)計(jì)學(xué)角度言，大部分焊接結(jié)構(gòu)的破壞是由干材料的韌性不足，由微小的缺陷引發(fā)疲勞裂紋，并不斷擴(kuò)展造成的。

    由于焊后金屬材料的不均勻性，劣質(zhì)化和缺陷，材料學(xué)中的三個(gè)基本假設(shè)；連續(xù)性假設(shè)、均勻性假設(shè)和各向同性假設(shè)已不滿足，這就需要應(yīng)用斷裂力學(xué)的理論。斷裂力學(xué)的任務(wù)就是從構(gòu)件中存在宏觀的微裂紋的事實(shí)出發(fā)，用線彈性斷裂力學(xué)和彈塑性斷裂力學(xué)的分析方法來解決構(gòu)件的裂紋問題。即把構(gòu)件中裂紋大小、工作應(yīng)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(duì)含有微裂紋的構(gòu)件和組織劣質(zhì)化的接頭，進(jìn)行安全性和壽命試驗(yàn)分析與評(píng)估。

    斷裂力學(xué)學(xué)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(zhǔn)確地評(píng)估焊接接頭的韌性。1991年，英國焊接研究所提出標(biāo)準(zhǔn)BS7448 Part1，給出了金屬材料的臨界CTOD、J積分和KIC的試驗(yàn)方法。1997年，又提出該標(biāo)誰的第二部分BS7448 Part Ⅱ《確定焊縫金屬材料KIC，臨界CTOD和J積分的方法》，針對(duì)焊接接頭中各區(qū)域性能不均勻性和存在殘留應(yīng)力等特征，對(duì)BS7448 Part1進(jìn)行了補(bǔ)充規(guī)定，這就是目前國際上被工程界普遍認(rèn)可的，測(cè)定焊接接頭CTOD 斷裂韌度值的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)。

    隨后，2000年英國標(biāo)準(zhǔn)局發(fā)表BS7910-1999《金屬結(jié)構(gòu)中缺陷驗(yàn)收評(píng)定方法導(dǎo)則》，它采用基于斷裂力學(xué)原理的失效評(píng)定圖（FAD）來進(jìn)行評(píng)定金屬結(jié)構(gòu)中的缺陷。美國石油學(xué)會(huì)根據(jù)BS7448 Part Ⅱ的試驗(yàn)方法，在API 1104《管道焊接與相關(guān)設(shè)施》的標(biāo)誰中增加了附錄 A，提出管道焊接接頭 CTOD 值的驗(yàn)收標(biāo)誰。挪威船級(jí)社 DNV-OS-401 在工程項(xiàng)目的驗(yàn)收評(píng)估中亦對(duì)CTOD值提出一個(gè)評(píng)估驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)，以便對(duì)大型結(jié)構(gòu)件進(jìn)行焊后免熱處理進(jìn)行工程評(píng)估。CTOD值實(shí)際上是與焊接母材、焊絲、焊劑、焊接工藝、焊接方法、焊縫結(jié)構(gòu)尺寸和厚度等因素有關(guān)，是一個(gè)材料抵抗裂紋能力的綜合參數(shù)和性能指標(biāo)。

    國內(nèi)已有大量焊接工作者應(yīng)用CTOD斷裂韌度試驗(yàn)評(píng)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(tái)建造中，應(yīng)用CTOD斷裂韌度試驗(yàn)評(píng)價(jià)焊縫的低溫?cái)嗔秧g度，試驗(yàn)結(jié)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(píng)價(jià)焊接接頭可以在不進(jìn)行焊后熱處理的情況下使用，縮短海洋平臺(tái)結(jié)構(gòu)的制造周期，降低制造成本，整個(gè)試驗(yàn)工作得到美國Philips石油公司和 DNV挪威船級(jí)社的好評(píng)。

    天津大學(xué)按照歐洲共同體結(jié)構(gòu)完整性的評(píng)定方法(SINAP）的要求，應(yīng)用CTOD試驗(yàn)方法，對(duì)海底油氣管道安全性進(jìn)行評(píng)估，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果做出肯定結(jié)論。

    武漢理工大學(xué)和中國船級(jí)社通過CTOD值，評(píng)定從二種不同的無熱時(shí)效處理的焊接工藝中確定出最佳焊接工藝。

    天津大學(xué)根據(jù)CTOD（裂紋間斷張開位移）試驗(yàn)結(jié)果，先后采用英國標(biāo)準(zhǔn)協(xié)會(huì)提出的BS7910標(biāo)準(zhǔn)和歐共體提出的結(jié)構(gòu)完整性評(píng)定方法SINTAP，針對(duì)EH36管線鋼焊接接頭焊趾處的表面裂紋進(jìn)行評(píng)定。

    清華大學(xué)對(duì)常用橋梁鋼Q370qE和Q345qD鋼進(jìn)行CTOD試驗(yàn)，分別計(jì)算材料在脆斷、韌脆破壞和韌性破壞時(shí)的CTOD值，作為修訂常規(guī)沖擊韌度標(biāo)準(zhǔn)的依據(jù)。

    清華大學(xué)童莉葛和中國石油天然氣管道科學(xué)研究院白世武、劉方能，建立預(yù)測(cè)高強(qiáng)度管線鋼（X70）焊接接頭性能參數(shù)裂紋尖端張開位移（CTOD）的BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)模型，為焊接工藝參數(shù)優(yōu)化提供有效手段。

    以Class600，20in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 1104附錄A和DNV-OS-401的標(biāo)淮和CTOD的試驗(yàn)結(jié)果，評(píng)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。

    二、影響閥體焊縫安全性的因素

    1. 焊縫根部應(yīng)力集中

    由于全焊接球閥閥體裝配對(duì)準(zhǔn)和定位要求，在焊縫根部存在一條環(huán)形裝配隙縫，這將導(dǎo)致在閥體焊縫根部出現(xiàn)較大的應(yīng)力集中。通過有限元分析計(jì)算，20in，600Lb球閥閥體，在10MPa工作壓力下，可以明顯地觀察到在焊縫根部出現(xiàn)較大應(yīng)力集中，其根部Von misese應(yīng)力達(dá)到275MPa，已超過A105材料的屈服強(qiáng)度，達(dá)到正常工作應(yīng)力3倍左右。

    2. 焊縫殘留應(yīng)力分析

    如前所述，焊接殘留應(yīng)力是由于在施焊時(shí)，焊件上產(chǎn)生不均勻的溫度場(chǎng)，焊縫及其附近區(qū)域溫度急劇升高，不均勻的溫度場(chǎng)產(chǎn)生的不均勻的膨脹，焊接殘留應(yīng)力由此產(chǎn)生。而月．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(fù)多次升溫—冷卻，造成該區(qū)域晶粒組織粗大，構(gòu)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(jì)算全焊接閥體的焊接殘留應(yīng)力分布。由計(jì)算可知，閥體的最大焊接殘留應(yīng)力達(dá)到407MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過A105材料的屈服強(qiáng)度。

    圖 1a 閥體軸向殘留應(yīng)力計(jì)算和測(cè)量值的比較（焊接殘留應(yīng)力沿不同方向的仿真分布結(jié)果與測(cè)試結(jié)果）

    圖 1b 閥體周向殘留應(yīng)力計(jì)算和測(cè)量值的比較（焊接殘留應(yīng)力沿不同方向的仿真分布結(jié)果與測(cè)試結(jié)果）

    圖 1c閥體厚度方向的殘留應(yīng)力分布曲線（焊接殘留應(yīng)力沿不同方向的仿真分布結(jié)果與測(cè)試結(jié)果）

    圖 1a、圖 1b分別為焊接殘余軸向應(yīng)力，焊接殘留環(huán)向應(yīng)力的實(shí)測(cè)與計(jì)算結(jié)果。從圖可知，最大軸向應(yīng)力及周向應(yīng)力均在閥體厚壁圓筒焊縫中心位置的外表面，殘留應(yīng)力為拉應(yīng)力，而內(nèi)表面為壓應(yīng)力。圖1c為焊接殘留應(yīng)力沿焊縫厚度方向上的分布。從圖 1 同樣可知，最大焊接殘留軸向、周向計(jì)算應(yīng)力可達(dá)到 A105 材料的抗拉強(qiáng)度。

    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(dǎo)致焊縫根部產(chǎn)生3倍于工作應(yīng)力的應(yīng)力集中；厚壁焊縫的焊接殘留應(yīng)力已達(dá)到閥體材料抗拉強(qiáng)度，危及閥體結(jié)構(gòu)安全。因此，根據(jù)標(biāo)誰要求通過焊后熱處理，可細(xì)化焊縫及熱影響區(qū)晶粒，降低焊接殘留應(yīng)力值，提高焊接結(jié)構(gòu)斷裂韌度。但由于全焊接閥體球閥結(jié)構(gòu)的特殊性，全焊接閥體不能進(jìn)行焊后熱處理。

    因此，需要研究有效的非熱時(shí)效方法和焊接接頭免焊后熱處理可能性的試驗(yàn)方法與科學(xué)依據(jù)。

    三、CTOD（Crack Tip opening Displacement）試驗(yàn)

    如前所述，全焊接閥體管線球閥閥體焊接接頭是壓力邊界完整的最大隱患，然而評(píng)價(jià)焊接接頭韌性的傳統(tǒng)試驗(yàn)方法夏比（Charpy）沖擊試驗(yàn)實(shí)際上是個(gè)衡量焊接接頭抗沖擊能力的指標(biāo)，它不能全面反映焊接接頭的真實(shí)韌性，也不能解釋焊接接頭的失效機(jī)制，更不能反映焊接殘留應(yīng)力、焊接接頭幾何尺寸約束等因素對(duì)韌性的影響。因此，用夏比沖擊韌度值來評(píng)價(jià)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BS7448 Part2，《斷裂韌度試驗(yàn)·第 2 部分：金屬材料焊接的 KIC 值、臨界 CTOD 值和臨界 J 值的測(cè)定方法》，針對(duì)焊接接頭中各區(qū)域性能不均勻性和存在殘留應(yīng)力等特征，對(duì)BS7448 Part1進(jìn)行了補(bǔ)充規(guī)定，這是目前國際上被工程界認(rèn)可的測(cè)定焊接接頭 CTOD 斷裂韌度值的試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)。例如API 1104附錄A，DNV-OS-401，BS7910都是根據(jù)BS7448 Part2斷裂韌度CTOD值的測(cè)試規(guī)范來評(píng)定焊接結(jié)構(gòu)的完整性。

    1. 試驗(yàn)方法

    圖 2 CTOO 測(cè)試試驗(yàn)

    在此根據(jù)BS7448 Part2 試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)，并參照API 1104及DNV-OS-401相關(guān)規(guī)范要求，以CTOD斷裂韌度值來評(píng)價(jià)全焊接閥體焊接接頭免焊后熱處理的安全性。如圖 2 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a≈(0.04~0.55)W 。用疲勞試驗(yàn)機(jī)預(yù)制裂紋．在美國500KN 級(jí)MTS試驗(yàn)機(jī)上采用原裝配套的CTOD試驗(yàn)硬件系統(tǒng)和控制程序進(jìn)行試驗(yàn)，采用6位（0.00001mm）高精度數(shù)字讀數(shù)顯微鏡測(cè)定裂紋的擴(kuò)展量。按標(biāo)準(zhǔn)確認(rèn)的最佳方法——多試樣法求得臨界開裂的缺口張開位移量δc（或δ0.05）。

    2. 試驗(yàn)結(jié)果

    CTOD試驗(yàn)系統(tǒng)及完成加載試驗(yàn)后得焊縫CTOD試樣。試驗(yàn)中出現(xiàn)pop-in（并進(jìn)/突進(jìn)）的HAZ試樣，試驗(yàn)所獲得的焊縫區(qū)有效試樣8個(gè)，HAZ有效試樣8個(gè)，達(dá)到CTOD多試樣法的要求。

其中HAZ的起裂點(diǎn)CTOD值占δc直接測(cè)量獲得，臨界CTOD值δ=0.05用多試樣CTOD試驗(yàn)回歸線與裂紋擴(kuò)展量0.05mm垂直線的交點(diǎn)確定，突進(jìn)點(diǎn)的CTOD值石δm由試驗(yàn)直接測(cè)覺獲得。焊縫的起裂點(diǎn)CTOD值δc和臨界CTOD值δ=0.05用多試樣CTOD試驗(yàn)回歸線與裂紋擴(kuò)展量0.00mm 及0.05mm 垂直線的交點(diǎn)確定，突進(jìn)點(diǎn)的CTOD值δm由試驗(yàn)直接測(cè)量獲得。焊縫與HAZ的CTOD計(jì)算結(jié)果見《表 1》。

    3. 安全評(píng)價(jià)

    參照DNV-OS-C401（挪威船級(jí)社）標(biāo)準(zhǔn)，CTOD值大于0.15mm為合格。開發(fā)工藝接頭的實(shí)測(cè)δc皆大于0.15mm，表明接頭可以在不進(jìn)行熱時(shí)效處理的情況下使用。

    圖 3 不同CTOD值的允許缺陷尺寸與最大許用應(yīng)變的關(guān)系

    參照API 1104《管道與相關(guān)設(shè)施的焊接》標(biāo)準(zhǔn)附錄A，其給出TCTOD值分別為0.005in（0.1225mm）和0.01in（0.245mm）時(shí)允許缺陷尺寸與許用應(yīng)變的關(guān)系圖，如圖 3 所示。從圖中可知，CTOD值越大，焊縫斷裂韌度越好，所允許缺陷尺寸可增大。根據(jù)全焊接閥體焊接接頭最小CTOD值等于0.197mm（0.0078in）時(shí)最大許用軸向應(yīng)變與允許缺陷尺寸之間的曲線。

    20in 600Lb 全焊接閥體球閥按額定工作壓強(qiáng)的1.5倍計(jì)算，最大主應(yīng)力為15MPa，通過有限元計(jì)算可得最大軸向應(yīng)變?yōu)?728με（即 0.000728ε），如按API 1104附錄A所給出的最小可接受CTOD=0.005in（0.1225mm）考慮，最大缺陷尺寸限為0.3in，相當(dāng)于7.6mm。實(shí)測(cè)CTOD=0.008in（0.196mm）其對(duì)應(yīng)的缺陷允許尺寸為 0.45in（11.4mm），按JB4730-94 1級(jí)壓力容器要求執(zhí)行，允許缺陷尺寸為低于0.15in（3.765mm），因此實(shí)際接頭仍具有相當(dāng)高的安全裕度。

全焊接閥體焊縫無損探傷按JB4730-1994的1級(jí)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(dāng)全焊接閥體焊接接頭滿足 CTOD 斷裂韌度值大于0.005in（0.1225mm），焊縫無損探傷滿足 JB4730-94 的1級(jí)壓力容器要求，即可認(rèn)定免焊后熱處理工藝是安全可靠的。

    四、結(jié)論

    1）焊接接頭根部結(jié)構(gòu)上裝配隙縫存在應(yīng)力集中，進(jìn)行CTOD試驗(yàn)，考察接頭的斷裂韌度是必要的。

    2）試驗(yàn)結(jié)果表明焊縫，熱影響區(qū)的最小CTOD值為0.196mm，大于API 1104附錄A 0.125mm和DNV-OS-C401 0.15mm的要求，焊縫本身經(jīng)無損探傷滿足JB4730-94的1級(jí)壓力容器要求，因此可以認(rèn)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。