張雪銘浙江省天正設(shè)計工程有限公司 杭州310012

由于大型原油油罐在節(jié)約鋼材、占地面積以及便于規(guī)模化管理等方面有著不可取代的優(yōu)勢，因此隨著我國原油戰(zhàn)略儲備計劃的開展，油罐的大型化成為一種必然趨勢［1］。大型油罐大角焊縫處應(yīng)力分布極其復(fù)雜并且應(yīng)力水平很高，為油罐危險部位之一，此處的應(yīng)力分布及應(yīng)力水平的研究意義重大。

大角焊縫處應(yīng)力分布與焊縫型式(包括焊角高度、焊縫圓角等方面)、邊緣板厚度、邊緣板內(nèi)伸以及外伸長度、第一圈壁板(從下往上計數(shù)，以下同)、焊縫質(zhì)量以及焊接材料與工藝等方面有著密切的關(guān)系。本文利用大型有限元計算軟件ANSYS，分析焊角型式、邊緣板厚度、邊緣板內(nèi)伸及外伸長度等對大角焊縫處應(yīng)力水平的影響，以期對國內(nèi)超大型原油儲罐的設(shè)計和工程建設(shè)給予參考意見和指導(dǎo)性作用。

1 油罐結(jié)構(gòu)及有限元計算方案

某臺超大型原油儲罐根據(jù)API 650標(biāo)準(zhǔn)，采用變點法設(shè)計［2］，內(nèi)徑110 m，罐體整體高度23.04 m，設(shè)計儲液高度21.1 m;最下面五圈壁板采用APQ490，第一圈壁板厚度44 mm，罐底邊緣板厚度24 mm，焊角高度13 mm。罐體整體呈軸對稱結(jié)構(gòu)，因此基于減小計算規(guī)模的考慮，采用二維軸對稱單元PLANE183建立二維軸對稱模型。工程建設(shè)過程中，大型油罐一般采用鋼筋混凝土環(huán)梁地基，即在罐壁下方底板處設(shè)置具有一定寬度的鋼筋混凝土環(huán)梁，環(huán)梁內(nèi)部鋪設(shè)沙墊或者泥土層［3］。進(jìn)行有限元分析時，將變形可忽略的鋼筋混凝土環(huán)梁視作剛性，擬采用接觸單元模擬罐底與地基之間的耦合。將環(huán)梁內(nèi)部地基視為彈性地基，同時省略剛性環(huán)梁，并約束邊緣板最外側(cè)節(jié)點豎向位移，形成所謂“半接觸”［4］。有限元計算模型見圖1，大角焊縫處單元劃分細(xì)節(jié)見圖2。

圖1 有限元計算模型示意圖

圖2 大角焊縫處結(jié)構(gòu)

圖3給出了大角焊縫處應(yīng)力強度分布云圖。

圖3 大角焊縫處應(yīng)力強度分布云圖

由圖3可知，應(yīng)力強度最大值為677 MPa，位于大腳焊縫內(nèi)側(cè)，并且迅速衰減。為了更好的分析應(yīng)力分布，按照J(rèn)B 4732－1995要求取路徑進(jìn)行應(yīng)力分析，見圖2。沿路徑1及路徑3進(jìn)行應(yīng)力分類，得出路徑1上薄膜應(yīng)力SI為19.7 MPa，薄膜應(yīng)力+彎曲應(yīng)力SII最大值為161.7 MPa，位于罐壁內(nèi)側(cè);路徑3上薄膜應(yīng)力SI為38 MPa，薄膜應(yīng)力+彎曲應(yīng)力SII最大值為464.1 MPa，位于邊緣板上側(cè)，應(yīng)力沿路徑分布曲線見圖4。由此，在大腳焊縫處，雖然峰值應(yīng)力很高，但大部分由彎矩造成，由液壓引起的薄膜應(yīng)力占很小一部分。這是由于此處結(jié)構(gòu)的不連續(xù)造成了應(yīng)力分布的復(fù)雜性，因此可以考慮從結(jié)構(gòu)入手來盡量減小峰值應(yīng)力。

圖4 路徑上應(yīng)力沿厚度方向分布曲線

2 大角焊縫的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

由于大角焊縫為結(jié)構(gòu)不連續(xù)處，存在較大的應(yīng)力集中，因此可以通過更改大角焊縫處結(jié)構(gòu)來進(jìn)行緩和。本文依次分析了增加焊角高度、內(nèi)側(cè)焊角打磨圓角及延長內(nèi)側(cè)焊縫尺寸等方面對于峰值應(yīng)力的影響。

(1)單純增加焊角的寬度以及高度對峰值應(yīng)力的影響并不明顯，大角焊縫處仍存在較大的應(yīng)力集中，應(yīng)力強度值仍然很大。而且浪費焊材并且增加了焊接難度，因此13 mm的焊高已足夠，不推薦繼續(xù)增加;

(2)將內(nèi)側(cè)焊角打磨圓角之后，由于減小了結(jié)構(gòu)的不連續(xù)，因此應(yīng)力會有下降，并且隨著圓角直徑在一定范圍內(nèi)的減小，大角焊縫處的最大應(yīng)力值一直下降。當(dāng)焊縫打磨圓角15 mm時，大角焊縫處應(yīng)力強度最大值為604 MPa(見圖5)，較未打磨圓角前的應(yīng)力值減小73 MPa，減小10.8%。建議圓角半徑在15～20 mm。

圖5 內(nèi)側(cè)焊角打磨半徑15 mm圓角后應(yīng)力強度分布云圖

(3)按GB 50341－2003中推薦的焊角型式，在大型原油儲罐建設(shè)中可以考慮延長罐壁內(nèi)側(cè)焊縫，且延長距離約為邊緣板厚度的兩倍。按圖6結(jié)構(gòu)建立有限元模型，計算水壓工況下的應(yīng)力強度分布，最大應(yīng)力值由之前的677 MPa(圖3)減小到466 MPa，下降幅度非常明顯，減小30%。因此可以綜合考慮焊接的技術(shù)難度及成本，決定是否延長內(nèi)側(cè)焊縫長度，以達(dá)到減小峰值應(yīng)力、增強焊縫強度的目的。

3 儲罐結(jié)構(gòu)參數(shù)對大角焊縫處峰值應(yīng)力的影響

3.1 邊緣板厚度

圖6 延長內(nèi)側(cè)焊縫尺寸結(jié)構(gòu)有限元單元

保持儲罐其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，將邊緣板厚度從18 mm依次變化到27 mm，依次計算不同邊緣板厚度儲罐充水試驗工況下的應(yīng)力分布。結(jié)果表明，應(yīng)力強度最大值仍然出現(xiàn)在大角焊縫內(nèi)側(cè)，且最大值隨著邊緣板厚度的增加而減小。然而邊緣板厚度的增加，會造成儲罐材料成本及建造難度的增加，因此不宜通過大幅度增加邊緣板厚度來減小大角焊縫處峰值應(yīng)力。邊緣板厚度可以取為22～24 mm。

3.2 邊緣板外伸長度

邊緣板伸出罐壁外側(cè)的長度對于峰值應(yīng)力的大小會有一定的影響，各國的儲罐標(biāo)準(zhǔn)都規(guī)定了儲罐應(yīng)存在一定的外伸長度。本文計算了外伸長度由80 mm依次變化到200 mm水壓試驗工況下的應(yīng)力分布，見圖7。

圖7 邊緣板外伸長度對大角焊縫處應(yīng)力強度的影響

由圖7線可以看出，大角焊縫處的應(yīng)力強度最大值由外伸80 mm時的717 MPa一直減小到外伸200 mm時的627 MPa，這表明，一定的邊緣板外伸長度有利于大角焊縫處應(yīng)力的釋放以及罐底邊緣板的翹起。不過隨著邊緣板外伸長度的增加會使邊緣板彎曲程度增大，在罐壁外側(cè)與邊緣板焊接處的應(yīng)力強度也持續(xù)增加，因此外伸長度并不能一直增加下去。本文認(rèn)為，外伸長度可以取為120～140 mm。

3.3 邊緣板內(nèi)伸長度對于大角焊縫處峰值應(yīng)力的影響

由于儲罐受液壓之后罐底處會發(fā)生一定翹起，即邊緣板會發(fā)生較大的彎曲。因此，當(dāng)邊緣板內(nèi)伸長度小于150 mm時，儲罐應(yīng)力強度最大值沒有出現(xiàn)在大角焊縫處，而是出現(xiàn)在了邊緣板與中幅板對接處(圖8為邊緣板內(nèi)伸長度為80 mm時大角焊縫處應(yīng)力強度分布云圖，可以看出應(yīng)力強度最大值出現(xiàn)在邊緣板與中幅板焊接處)，應(yīng)力強度最大值從邊緣板內(nèi)伸80 mm的623 MPa減小到內(nèi)伸150 mm時的555 MPa，此后儲罐整體應(yīng)力強度的最大值才出現(xiàn)在了大角焊縫內(nèi)側(cè)，并且隨著內(nèi)伸長度的增加，應(yīng)力強度值略有增加，后趨于穩(wěn)定，內(nèi)伸500 mm時邊緣板寬度與地基剛性環(huán)梁寬度接近，因此應(yīng)力狀況處于過渡過程。此后大角焊縫處應(yīng)力不再變化。筆者認(rèn)為邊緣板內(nèi)伸長度應(yīng)取環(huán)梁寬度2倍為宜。即1.2 m左右。再多的內(nèi)伸所起作用不大。

圖8 邊緣板內(nèi)伸80 mm大角焊縫處應(yīng)力強度分布云圖

4 未焊透對大角焊縫處峰值應(yīng)力的影響

超大型原油儲罐壁厚都較厚，因此不可避免的存在未焊透現(xiàn)象，上文所述水壓試驗工況下的應(yīng)力分析并未考慮未焊透的影響。假設(shè)在罐壁中間有26 mm厚未焊透，見9(a)，其余有限元建模條件同上;圖9(b)給出了大角焊縫處的應(yīng)力強度分布云圖，由圖可以看出，通過改變未焊透部分的尺寸，計算未焊透部分范圍16～36 mm，應(yīng)力峰值并未出現(xiàn)較大范圍的變化。圖10給出了路徑2上(即邊緣板上側(cè)部分)應(yīng)力強度路徑分布曲線，可以看出，罐壁部分(中間約40 mm部分)應(yīng)力分布較平穩(wěn)，且應(yīng)力水平較低;焊角處(兩側(cè)各約15 mm)應(yīng)力變化劇烈;若存在未焊透，則在未焊透處存在應(yīng)力不連續(xù)，應(yīng)力強度變化出現(xiàn)多次峰值。

圖9 未焊透對儲罐應(yīng)力影響分析

圖10 路徑2上應(yīng)力強度分布對比

5 結(jié)語

(1)超大型原油儲罐大角焊縫處應(yīng)力強度值很大，為儲罐危險部位之一，大角焊縫處應(yīng)力主要由結(jié)構(gòu)不連續(xù)和應(yīng)力集中引起，為二次應(yīng)力。

(2)可以通過將儲罐內(nèi)側(cè)焊縫打磨圓角、延長內(nèi)側(cè)焊縫等手段減小大角焊縫處應(yīng)力強度峰值，效果明顯，但增加了制造成本。

(3)可以通過選擇合適的儲罐結(jié)構(gòu)參數(shù)，包括邊緣板厚度、外伸及內(nèi)伸長度等方式減小大角焊縫處峰值應(yīng)力。

1 武銅柱.大型立式油罐發(fā)展綜述［J］.石油化工設(shè)備技術(shù)，2004，25(3):56－59.

2 American Petroleum Institute.API 650－2007 Weld steel tanks for oil storage［S］.Washington，DC:API Publishing Services，2007.

3 周麗芳，沈士明，鄭 斌.基于地基影響下的大型原油儲罐的數(shù)值模擬分析［J］.煉油技術(shù)與工程，2004，38(2):58－61.

4 陳志平.大型非錨固儲油罐應(yīng)力分析與抗震研究 ［D］.浙江大學(xué)，2006.

5 JB 4732－1995，鋼制壓力容器－分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)［S］.全國壓力容器標(biāo)準(zhǔn)委員會，北京，中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1995.

6 GB 50341－2003，立式圓筒形鋼制焊接油罐設(shè)計規(guī)范［S］.北京:中國計劃出版社，2003.