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某公司從國外引進(jìn)數(shù)臺(tái)十萬立方米大型浮頂油罐，委托聚航科技對(duì)油罐進(jìn)行水載下罐壁、罐底邊緣板的應(yīng)力及罐壁徑向變形進(jìn)行了應(yīng)力測(cè)試，同時(shí)采用無損殘余應(yīng)力測(cè)試方法檢測(cè)罐壁軸向焊縫熱影響區(qū)的殘余應(yīng)力。

浮頂油罐情況

油罐主要設(shè)計(jì)參數(shù)如下：

內(nèi)直徑：80m

*高液位：20.2m

罐底板：中幅板厚12mm，材質(zhì)為SS41；

邊緣板厚21mm，材質(zhì)為SPV50Q；屈服極限σ_s＞500MPa；

罐底外直徑：80.265m；

基礎(chǔ)圈梁：外徑81.1m，內(nèi)徑79.5m；

中心浮船直徑：12m

外周浮船寬度：5m；

單盤板：厚4.5m，材質(zhì)SS41；

抗風(fēng)圈數(shù)：5個(gè)；

罐體重量：約1867噸。

油罐應(yīng)力測(cè)試方案

應(yīng)力測(cè)試概況

應(yīng)力測(cè)試采用聚航科技生產(chǎn)的JHYC靜態(tài)應(yīng)變儀，罐壁測(cè)試部位在Ⅰ、Ⅱ號(hào)區(qū)底圈與第2圈內(nèi)、外壁的母線上，遠(yuǎn)離軸向焊縫以便用于測(cè)試結(jié)果和理論計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。邊緣板測(cè)試部位在Ⅰ、Ⅱ號(hào)區(qū)對(duì)應(yīng)的罐內(nèi)底板徑向位置（見圖1）。油罐容量大，充水時(shí)間長(zhǎng)，所以測(cè)試部位采用垂直90°箔基應(yīng)變花，用914環(huán)氧粘結(jié)劑粘貼，用705硅橡膠防潮密封，外敷環(huán)氧樹脂保護(hù)。罐底邊緣板的應(yīng)變片敷705硅橡膠再敷醫(yī)用凡士林，最后澆鑄環(huán)氧樹脂保護(hù)。罐內(nèi)應(yīng)變片采用罐內(nèi)溫度補(bǔ)償,罐外Ⅰ號(hào)區(qū)采用罐外補(bǔ)償，由于Ⅱ號(hào)區(qū)應(yīng)變測(cè)值受溫度變化影響大，因此改為罐內(nèi)補(bǔ)償。為了避免白日溫差的變化影響測(cè)量精度，定于早、晚溫度相對(duì)穩(wěn)定的時(shí)間進(jìn)行測(cè)試。

水密封接頭通過不同配比的固化、半固化環(huán)氧樹脂依次灌注密封，安裝在攪拌器的孔上。

應(yīng)力測(cè)試結(jié)果分析

罐壁應(yīng)力

從罐壁軸向應(yīng)力分布曲線可知，底圈罐壁軸向?qū)崪y(cè)應(yīng)力分布曲線形似理論計(jì)算應(yīng)力分布曲線，應(yīng)力峰值和位置接近理論計(jì)算結(jié)果。底圈與第2圈罐壁環(huán)焊縫處及其附近的軸向應(yīng)力分布曲線與理論計(jì)算結(jié)果相差很大，根據(jù)該部位的應(yīng)力分布曲線形狀分析，說明此處主要是由于罐壁幾何尺寸的不連續(xù)而導(dǎo)致變形不協(xié)調(diào)產(chǎn)生了附加彎曲應(yīng)力。

根據(jù)罐壁環(huán)向應(yīng)力分布曲線圖可知，內(nèi)壁應(yīng)力水平低于罐外壁，底圈外壁應(yīng)力分布曲線接近理論計(jì)算曲線，罐壁環(huán)焊縫區(qū)幾何尺寸的不連續(xù)明顯影響內(nèi)壁環(huán)向應(yīng)力分布，而外壁產(chǎn)生了相應(yīng)的附加彎曲應(yīng)力。

根據(jù)測(cè)試結(jié)果得知，罐壁*大環(huán)向電測(cè)應(yīng)力在第2圈的外壁環(huán)焊縫附近，測(cè)值為279Mpa，遠(yuǎn)小于壁板材料的屈服極限。*大軸向電測(cè)應(yīng)力在內(nèi)壁罐底邊緣處，小于*大環(huán)向應(yīng)力值。

邊緣板應(yīng)力

根據(jù)罐底邊緣板的應(yīng)力分布圖可知，*大電測(cè)應(yīng)力是徑向應(yīng)力，其值為400MPa，位于罐內(nèi)邊緣板大角焊縫根部（見圖1），放水卸載后，該測(cè)點(diǎn)未產(chǎn)生殘余變形。由圖可看出，大角焊縫附近徑向電測(cè)應(yīng)力高于理論計(jì)算應(yīng)力，應(yīng)力分布曲線偏離理論計(jì)算曲線。分析其原因，主要是理論計(jì)算考慮了罐壁自重和液壓使邊緣板產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力，而電測(cè)應(yīng)力是在油罐建成后充水前粘貼應(yīng)變片測(cè)取的，顯然測(cè)值未含罐壁自重產(chǎn)生的彎曲壓應(yīng)力。

油罐殘余應(yīng)力檢測(cè)方案

磁測(cè)法殘余應(yīng)力檢測(cè)試方法

因?yàn)楝F(xiàn)場(chǎng)的要求只能對(duì)油罐進(jìn)行無損測(cè)試，所以決定采用磁測(cè)法檢測(cè)油罐殘余應(yīng)力。

由施工現(xiàn)場(chǎng)提供底圈310*270*32.5mm的對(duì)接焊試板一塊，對(duì)接焊試板的焊接工藝與現(xiàn)場(chǎng)罐壁軸向焊縫的焊接工藝相同。用JH-60磁測(cè)儀對(duì)試板進(jìn)行測(cè)試，然后用于現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試。

在磁測(cè)儀用于現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試之前，對(duì)三塊A3材質(zhì)的對(duì)接焊試板用切割法和磁測(cè)法進(jìn)行了對(duì)比測(cè)試。測(cè)試結(jié)果表明，磁測(cè)法測(cè)值誤差較大，但兩種方法測(cè)得的應(yīng)力分布規(guī)律相同。然后，對(duì)油罐底圈焊試板進(jìn)行了磁法測(cè)試，并用測(cè)得的同一組數(shù)據(jù)分別由兩條邊界（σ_x=0）作為已知應(yīng)力點(diǎn)計(jì)算各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力。由罐壁試板殘余應(yīng)力分布曲線可知，測(cè)點(diǎn)越多累計(jì)誤差越大，但是作為定性分析了解油罐的*大殘余應(yīng)力位置及殘余應(yīng)力分布情況還是有其參考價(jià)值的。因此，我們?cè)诂F(xiàn)場(chǎng)Ⅰ號(hào)區(qū)，罐壁的軸向焊縫右側(cè)，高于罐底底板1.4m的部位，沿罐體環(huán)向選擇了間隔分別為20mm的11個(gè)測(cè)點(diǎn)進(jìn)行了實(shí)測(cè)。

磁測(cè)法殘余應(yīng)力測(cè)試結(jié)果分析

從罐壁實(shí)測(cè)殘余應(yīng)力分布曲線可知，殘余應(yīng)力很大，與壁板材料的屈服極限同屬一個(gè)量級(jí)，其分布規(guī)律與試板的應(yīng)力分布規(guī)律基本相同。環(huán)向應(yīng)力隨著背離焊縫距離的遞增殘余應(yīng)力呈遞減趨勢(shì)。罐壁軸向殘余應(yīng)力沒有陡峭的曲線段，應(yīng)力分布較平緩，于背離焊縫約180mm處進(jìn)入壓應(yīng)力區(qū)。在拉應(yīng)力區(qū)，環(huán)向和軸向應(yīng)力分布曲線的整體應(yīng)力水平差異不大，因?yàn)檩S向殘余應(yīng)力測(cè)值含有該部位罐壁自重的影響，焊接殘余應(yīng)力疊加罐壁自重壓應(yīng)力，使軸向殘余應(yīng)力總體水平下降?？梢姽薇谧灾貕簯?yīng)力可改善軸向焊縫熱影響區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)。

總結(jié)

1. 從十萬立方米油罐的實(shí)測(cè)應(yīng)力分析可以看出，罐壁*大電測(cè)應(yīng)力均在焊縫附近，其值遠(yuǎn)小于材料的屈服極限。

2. 油罐可采用磁測(cè)殘余應(yīng)力測(cè)試方法，測(cè)試結(jié)果表明，焊縫附近有很大的焊接殘余應(yīng)力。焊接殘余應(yīng)力為局部應(yīng)力，具有自限性。由資料可知，壓力容器防水卸載后，其器壁的焊接殘余應(yīng)力可得到部分消除。

3. 邊緣板大角焊縫根部的電測(cè)應(yīng)力*大，防水卸載后，該測(cè)點(diǎn)并未發(fā)生殘余變形。這一測(cè)試結(jié)果改變了我們長(zhǎng)期認(rèn)為這里應(yīng)力不可避免地達(dá)到屈服極限的看法。有資料可知，我國設(shè)計(jì)的二萬和五萬立方米的浮頂油罐，邊緣板大角焊縫根部應(yīng)力都大大超過了材料的屈服極限。相比之下，在同樣的載荷下，三個(gè)油罐邊緣板大角焊縫根部的實(shí)測(cè)應(yīng)力不同，十萬立方米油罐的應(yīng)力水平還很低，說明其設(shè)計(jì)上更加合理。

4. 我國在用油罐全是短期裝載油品，由于油罐載荷經(jīng)常變化，邊緣板大角焊縫根部這種有附加彎曲應(yīng)力作用的高應(yīng)力區(qū)非常容易造成疲勞破壞。為了改進(jìn)油罐設(shè)計(jì)，降低邊緣板大角焊縫根部的應(yīng)力水平，建議適當(dāng)增加邊緣板的厚度，改善罐壁與邊緣板T型焊接接頭結(jié)構(gòu)，旨在加強(qiáng)大角焊縫區(qū)抗疲勞破壞能力，從而提高油罐的使用壽命。