一、前言

    石油、天然气输送管道是一条能源供给线，线上的紧急切断阀为全焊接阀体管线球阀，要求30年以上的无维护使用寿命。但服役条件却十分恶劣：从北极圈到赤道，从高原到海底，从沙漠到荒原；其间穿过地震带、沼泽地、冻土层、江河、湖泊和山坡；有架设的，有直埋地下的；在野外，无人操作，维护困难．既承受管道内部压力，又承受外部载荷，如地基沉降、泥石流和地震，管道温度应力以及地下水的电位腐蚀、应力腐蚀。

    全焊接阀体的焊接接头一般均设计为窄间隙厚壁埋弧焊，例如 Class600，20in 的球阀，焊接壁厚为44mm，C1ass900，48in的球阀，焊接壁厚为140mm。为超大厚度筒状焊接接头。厚壁多层焊接过程是金属材料多次反复加热和冷却的过程，导致焊接接头组织的不均匀性和劣质化，产生较高的残留应力，甚至产生焊接缺陷。焊接又是该产品组装后的最后一道工序，阀腔内有非金属密封材料橡胶和聚四氟乙烯塑料，不能进行焊后热处理。

    另外，在阀体焊接接头设计中，为对准和定位，在焊缝根部存在一条环形的装配隙缝，这一隙缝在内部压力和外部荷载作用下，将产生几倍干正常工作应力的应力集中，同样使工程师们难于处理。

    因此，阀体焊接接头的根部缝隙的应力集中，残留应力，组织劣质化成为阀体结构中的薄弱环节，为国内外阀门界关注，但又未见有任何解决这一问题的相关报道，成为这个产品结构边界完整性的一个隐患。

    据美国20世纪90年代的统计，焊接接头失效而引起经济损失达到国民经济的5%。在大量的对金属材料焊接结构失效事故中，其分析结果表明，大部分焊接接头失效是金属材料韧性不足造成的。接头中金属材料在焊接过程中快速熔化又快速凝固，受到周边金属约束力的作用产生较大的残留应力，而金属材料又多次反复经历熔化—凝固的相变过程，形成粗大的柱状晶粒，并产生析出、夹杂、气孔和微裂纹等缺陷，使材料的初性明显降低。由干事故的复杂性，预言某一结构因某种原因失效是困难的，但从统计学角度言，大部分焊接结构的破坏是由干材料的韧性不足，由微小的缺陷引发疲劳裂纹，并不断扩展造成的。

    由于焊后金属材料的不均匀性，劣质化和缺陷，材料学中的三个基本假设；连续性假设、均匀性假设和各向同性假设已不满足，这就需要应用断裂力学的理论。断裂力学的任务就是从构件中存在宏观的微裂纹的事实出发，用线弹性断裂力学和弹塑性断裂力学的分析方法来解决构件的裂纹问题。即把构件中裂纹大小、工作应力和材料抵抗裂纹的能力（即裂纹尖端张开位移 CTOD 断裂韧度值）定量地联系起来，对含有微裂纹的构件和组织劣质化的接头，进行安全性和寿命试验分析与评估。

    断裂力学学科的发展，已定义一种“裂纹尖端张开位移值”(Crack Tip opening Displacement，CTOD)，它能准确地评估焊接接头的韧性。1991年，英国焊接研究所提出标准BS7448 Part1，给出了金属材料的临界CTOD、J积分和KIC的试验方法。1997年，又提出该标谁的第二部分BS7448 Part Ⅱ《确定焊缝金属材料KIC，临界CTOD和J积分的方法》，针对焊接接头中各区域性能不均匀性和存在残留应力等特征，对BS7448 Part1进行了补充规定，这就是目前国际上被工程界普遍认可的，测定焊接接头CTOD 断裂韧度值的试验标准。

    随后，2000年英国标准局发表BS7910-1999《金属结构中缺陷验收评定方法导则》，它采用基于断裂力学原理的失效评定图（FAD）来进行评定金属结构中的缺陷。美国石油学会根据BS7448 Part Ⅱ的试验方法，在API 1104《管道焊接与相关设施》的标谁中增加了附录 A，提出管道焊接接头 CTOD 值的验收标谁。挪威船级社 DNV-OS-401 在工程项目的验收评估中亦对CTOD值提出一个评估验收标准，以便对大型结构件进行焊后免热处理进行工程评估。CTOD值实际上是与焊接母材、焊丝、焊剂、焊接工艺、焊接方法、焊缝结构尺寸和厚度等因素有关，是一个材料抵抗裂纹能力的综合参数和性能指标。

    国内已有大量焊接工作者应用CTOD断裂韧度试验评定焊缝安全性。海洋石油工程股份有限公司在海洋石油平台建造中，应用CTOD断裂韧度试验评价焊缝的低温断裂韧度，试验结果表明，未经焊后热处理的EH36钢焊条电弧焊、单丝埋弧焊和双丝埋弧焊的三种焊接工艺焊接接头和热影响区，低温下绝大部分试样的断裂韧度值是合格的，评价焊接接头可以在不进行焊后热处理的情况下使用，缩短海洋平台结构的制造周期，降低制造成本，整个试验工作得到美国Philips石油公司和 DNV挪威船级社的好评。

    天津大学按照欧洲共同体结构完整性的评定方法(SINAP）的要求，应用CTOD试验方法，对海底油气管道安全性进行评估，根据试验结果做出肯定结论。

    武汉理工大学和中国船级社通过CTOD值，评定从二种不同的无热时效处理的焊接工艺中确定出最佳焊接工艺。

    天津大学根据CTOD（裂纹间断张开位移）试验结果，先后采用英国标准协会提出的BS7910标准和欧共体提出的结构完整性评定方法SINTAP，针对EH36管线钢焊接接头焊趾处的表面裂纹进行评定。

    清华大学对常用桥梁钢Q370qE和Q345qD钢进行CTOD试验，分别计算材料在脆断、韧脆破坏和韧性破坏时的CTOD值，作为修订常规冲击韧度标准的依据。

    清华大学童莉葛和中国石油天然气管道科学研究院白世武、刘方能，建立预测高强度管线钢（X70）焊接接头性能参数裂纹尖端张开位移（CTOD）的BP神经网络模型，为焊接工艺参数优化提供有效手段。

    以Class600，20in全焊接阀体管线球阀44mm厚圆筒状阀体焊接接头为例，根据API 1104附录A和DNV-OS-401的标淮和CTOD的试验结果，评定该埋弧焊焊接接头具备可免焊后热处理的条件是充分的。

    二、影响阀体焊缝安全性的因素

    1. 焊缝根部应力集中

    由于全焊接球阀阀体装配对准和定位要求，在焊缝根部存在一条环形装配隙缝，这将导致在阀体焊缝根部出现较大的应力集中。通过有限元分析计算，20in，600Lb球阀阀体，在10MPa工作压力下，可以明显地观察到在焊缝根部出现较大应力集中，其根部Von misese应力达到275MPa，已超过A105材料的屈服强度，达到正常工作应力3倍左右。

    2. 焊缝残留应力分析

    如前所述，焊接残留应力是由于在施焊时，焊件上产生不均匀的温度场，焊缝及其附近区域温度急剧升高，不均匀的温度场产生的不均匀的膨胀，焊接残留应力由此产生。而月．全焊接阀体焊接接头为典型的厚壁多层焊缝，焊接热影响区经历反复多次升温—冷却，造成该区域晶粒组织粗大，构成焊接接头韧性薄弱区。

    根据阀体材料及焊接电流、焊接速度等焊接工艺参数，可采用热弹塑性有限元法计算全焊接阀体的焊接残留应力分布。由计算可知，阀体的最大焊接残留应力达到407MPa，远远超过A105材料的屈服强度。

    图 1a 阀体轴向残留应力计算和测量值的比较（焊接残留应力沿不同方向的仿真分布结果与测试结果）

    图 1b 阀体周向残留应力计算和测量值的比较（焊接残留应力沿不同方向的仿真分布结果与测试结果）

    图 1c阀体厚度方向的残留应力分布曲线（焊接残留应力沿不同方向的仿真分布结果与测试结果）

    图 1a、图 1b分别为焊接残余轴向应力，焊接残留环向应力的实测与计算结果。从图可知，最大轴向应力及周向应力均在阀体厚壁圆筒焊缝中心位置的外表面，残留应力为拉应力，而内表面为压应力。图1c为焊接残留应力沿焊缝厚度方向上的分布。从图 1 同样可知，最大焊接残留轴向、周向计算应力可达到 A105 材料的抗拉强度。

    综上所述，在工作压力下，由于焊缝根部的环形装配隙缝，将导致焊缝根部产生3倍于工作应力的应力集中；厚壁焊缝的焊接残留应力已达到阀体材料抗拉强度，危及阀体结构安全。因此，根据标谁要求通过焊后热处理，可细化焊缝及热影响区晶粒，降低焊接残留应力值，提高焊接结构断裂韧度。但由于全焊接阀体球阀结构的特殊性，全焊接阀体不能进行焊后热处理。

    因此，需要研究有效的非热时效方法和焊接接头免焊后热处理可能性的试验方法与科学依据。

    三、CTOD（Crack Tip opening Displacement）试验

    如前所述，全焊接阀体管线球阀阀体焊接接头是压力边界完整的最大隐患，然而评价焊接接头韧性的传统试验方法夏比（Charpy）冲击试验实际上是个衡量焊接接头抗冲击能力的指标，它不能全面反映焊接接头的真实韧性，也不能解释焊接接头的失效机制，更不能反映焊接残留应力、焊接接头几何尺寸约束等因素对韧性的影响。因此，用夏比冲击韧度值来评价焊接接头的韧性，有明显的局限性。

    随着英国焊接研究所在1997年提出的BS7448 Part2，《断裂韧度试验·第 2 部分：金属材料焊接的 KIC 值、临界 CTOD 值和临界 J 值的测定方法》，针对焊接接头中各区域性能不均匀性和存在残留应力等特征，对BS7448 Part1进行了补充规定，这是目前国际上被工程界认可的测定焊接接头 CTOD 断裂韧度值的试验标准。例如API 1104附录A，DNV-OS-401，BS7910都是根据BS7448 Part2断裂韧度CTOD值的测试规范来评定焊接结构的完整性。

    1. 试验方法

    图 2 CTOO 测试试验

    在此根据BS7448 Part2 试验标准，并参照API 1104及DNV-OS-401相关规范要求，以CTOD断裂韧度值来评价全焊接阀体焊接接头免焊后热处理的安全性。如图 2 所示根据BS7448 Part2，试样取厚度B=18，宽度W=36，长度L=4×36＋20，裂纹长度a≈(0.04~0.55)W 。用疲劳试验机预制裂纹．在美国500KN 级MTS试验机上采用原装配套的CTOD试验硬件系统和控制程序进行试验，采用6位（0.00001mm）高精度数字读数显微镜测定裂纹的扩展量。按标准确认的最佳方法——多试样法求得临界开裂的缺口张开位移量δc（或δ0.05）。

    2. 试验结果

    CTOD试验系统及完成加载试验后得焊缝CTOD试样。试验中出现pop-in（并进/突进）的HAZ试样，试验所获得的焊缝区有效试样8个，HAZ有效试样8个，达到CTOD多试样法的要求。

其中HAZ的起裂点CTOD值占δc直接测量获得，临界CTOD值δ=0.05用多试样CTOD试验回归线与裂纹扩展量0.05mm垂直线的交点确定，突进点的CTOD值石δm由试验直接测觉获得。焊缝的起裂点CTOD值δc和临界CTOD值δ=0.05用多试样CTOD试验回归线与裂纹扩展量0.00mm 及0.05mm 垂直线的交点确定，突进点的CTOD值δm由试验直接测量获得。焊缝与HAZ的CTOD计算结果见《表 1》。

    3. 安全评价

    参照DNV-OS-C401（挪威船级社）标准，CTOD值大于0.15mm为合格。开发工艺接头的实测δc皆大于0.15mm，表明接头可以在不进行热时效处理的情况下使用。

    图 3 不同CTOD值的允许缺陷尺寸与最大许用应变的关系

    参照API 1104《管道与相关设施的焊接》标准附录A，其给出TCTOD值分别为0.005in（0.1225mm）和0.01in（0.245mm）时允许缺陷尺寸与许用应变的关系图，如图 3 所示。从图中可知，CTOD值越大，焊缝断裂韧度越好，所允许缺陷尺寸可增大。根据全焊接阀体焊接接头最小CTOD值等于0.197mm（0.0078in）时最大许用轴向应变与允许缺陷尺寸之间的曲线。

    20in 600Lb 全焊接阀体球阀按额定工作压强的1.5倍计算，最大主应力为15MPa，通过有限元计算可得最大轴向应变为 728με（即 0.000728ε），如按API 1104附录A所给出的最小可接受CTOD=0.005in（0.1225mm）考虑，最大缺陷尺寸限为0.3in，相当于7.6mm。实测CTOD=0.008in（0.196mm）其对应的缺陷允许尺寸为 0.45in（11.4mm），按JB4730-94 1级压力容器要求执行，允许缺陷尺寸为低于0.15in（3.765mm），因此实际接头仍具有相当高的安全裕度。

全焊接阀体焊缝无损探伤按JB4730-1994的1级压力容器要求执行，其要求焊缝缺陷尺寸小于0.15in（3.675mm）。因此，当全焊接阀体焊接接头满足 CTOD 断裂韧度值大于0.005in（0.1225mm），焊缝无损探伤满足 JB4730-94 的1级压力容器要求，即可认定免焊后热处理工艺是安全可靠的。

    四、结论

    1）焊接接头根部结构上装配隙缝存在应力集中，进行CTOD试验，考察接头的断裂韧度是必要的。

    2）试验结果表明焊缝，热影响区的最小CTOD值为0.196mm，大于API 1104附录A 0.125mm和DNV-OS-C401 0.15mm的要求，焊缝本身经无损探伤满足JB4730-94的1级压力容器要求，因此可以认定焊接接头具有足够的断裂韧度值，作为免焊后热处理的依据是充分的。