球閥,蝶閥,截止閥,氣動球閥,氣動角座閥

    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(nèi)部壓力，又承受外部載荷，如地基沉降、泥石流和地震，管道溫度應力以及地下水的電位腐蝕、應力腐蝕。

    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，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加熱和冷卻的過程，導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(nèi)部壓力和外部荷載作用下，將產(chǎn)生幾倍干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(zhì)化成為閥體結構中的薄弱環(huán)節(jié)，為國內(nèi)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，使材料的初性明顯降低。由干事故的復雜性，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(zhì)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 Part1，給出了金屬材料的臨界CTOD、J積分和KIC的試驗方法。1997年，又提出該標誰的第二部分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 Part1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 1104《管道焊接與相關設施》的標誰中增加了附錄 A，提出管道焊接接頭 CTOD 值的驗收標誰。挪威船級社 DNV-OS-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(nèi)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。

    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。

    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。

    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)。

    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BP神經(jīng)網(wǎng)絡模型，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的標淮和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。

    二、影響閥體焊縫安全性的因素

    1. 焊縫根部應力集中

    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)較大應力集中，其根部Von misese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。

    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殘留應力分布。由計算可知，閥體的最大焊接殘留應力達到407MPa，遠遠超過A105材料的屈服強度。

    圖 1a 閥體軸向殘留應力計算和測量值的比較（焊接殘留應力沿不同方向的仿真分布結果與測試結果）

    圖 1b 閥體周向殘留應力計算和測量值的比較（焊接殘留應力沿不同方向的仿真分布結果與測試結果）

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

    圖 1a、圖 1b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(nèi)表面為壓應力。圖1c為焊接殘留應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、周向計算應力可達到 A105 材料的抗拉強度。

    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)標誰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（Crack Tip opening 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)試驗方法夏比（Charpy）沖擊試驗實際上是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BS7448 Part2，《斷裂韌度試驗·第 2 部分：金屬材料焊接的 KIC 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 Part1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值的測試規(guī)范來評定焊接結構的完整性。

    1. 試驗方法

    圖 2 CTOO 測試試驗

    在此根據(jù)BS7448 Part2 試驗標準，并參照API 1104及DNV-OS-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 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（0.00001mm）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δc（或δ0.05）。

    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。試驗中出現(xiàn)pop-in（并進/突進）的HAZ試樣，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值占δc直接測量獲得，臨界CTOD值δ=0.05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值石δm由試驗直接測覺獲得。焊縫的起裂點CTOD值δc和臨界CTOD值δ=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δm由試驗直接測量獲得。焊縫與HAZ的CTOD計算結果見《表 1》。

    3. 安全評價

    參照DNV-OS-C401（挪威船級社）標準，CTOD值大于0.15mm為合格。開發(fā)工藝接頭的實測δc皆大于0.15mm，表明接頭可以在不進行熱時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變的關系

    參照API 1104《管道與相關設施的焊接》標準附錄A，其給出 TCTOD 值分別為0.005in（0.1225mm）和0.01in（0.245mm）時允許缺陷尺寸與許用應變的關系圖，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）時最大許用軸向應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的1.5倍計算，最大主應力為15MPa，通過有限元計算可得最大軸向應變?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，相當于7.6mm。實測CTOD=0.008in（0.196mm）其對應的缺陷允許尺寸為 0.45in（11.4mm），按 JB4730-94 1 級壓力容器要求執(zhí)行，允許缺陷尺寸為低于0.15in（3.765mm），因此實際接頭仍具有相當高的安全裕度。

全焊接閥體焊縫無損探傷按JB4730-1994的1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 斷裂韌度值大于0.005in（0.1225mm），焊縫無損探傷滿足 JB4730-94 的1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。