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某公司的1500m3液化石油氣球罐采用四帶混合式布片結構，主體材料為16MnR。球罐簡圖如圖1所示。該球罐1998年1月建成投入使用，1999年進行了第一次開罐檢驗，在赤道環焊縫內表面發現數十條裂紋，打磨消除后投入使用。2002年9月第二次開罐檢驗時在赤道環焊縫內外表面發現有數百條細小裂紋，其它位置無裂紋。由于赤道環焊縫距支柱頂部僅300mm左右，因此懷疑裂紋產生與球罐的局部應力有關。為了分析應力對裂紋產生的影響，對該球罐進行了應力有限元分析。
計算中考慮介質設計壓力、重量和球殼板自身重量，不考慮腐蝕裕量、風載荷和地震載荷。模型中忽略各位置角焊縫以及赤道環焊縫的余高(焊縫余高在局部計算分析時再考慮)。
根據結構的對稱性，取設備的1/24采用三維實體模型進行分析。模型中約束了支柱與拉桿下部所有自由度，約束球殼板、支柱剖切面的非對稱位移。采用ANSYS軟件5.6版進行分析，單元選用ANSYS 10節點SOLID92實體元，對拉桿采用只能受拉不能受壓的LINK10單元模擬。網格劃分時對赤道環焊縫位置、支柱蓋與球殼板連接位置、托板與球殼板連接位置、支柱與球殼板相貫位置網格均進行了細化。整個模型單元數量為121107個，其中SOL-ID92單元121103個，LINK10單元4個。整個模型節點數量為230697個，自由度數(方程數)為692091個。其計算模型見圖，模型中各種參數見表。圖中給出了支柱附近內外表面應力強度(TRESCA＊2相當應力)的分布圖。
給出了赤道環焊縫內外表面沿焊縫縱向的各種應力分布曲線。圖4中橫坐標為距支柱中心位置的弧線距離(mm)，縱坐標為應力大小(MPa)，其中SX為X方向應力，SY為Y方向應力，S1為最大主應力，SINT為應力強度，SEQV為MISES相當應力。
(a) 內表面應力分布
(b) 外表面應力分布
從圖可看出，在支柱上方赤道環焊縫內表面左右各300～1000mm范圍內存在相對較大的應力，這與球罐嚴重裂紋缺陷的位置基本吻合，說明應力在裂紋的形成和擴展過程中起到相當的作用。對球罐的應力較高位置，如支柱托板和球殼板連接位置、支柱蓋與球殼板連接位置等，按照JB4732-95《鋼制壓力容器分析設計標準》進行評定，均滿足要求，在此從略。
赤道環焊縫采用橫焊施焊，在焊接后沒有進行打磨圓滑處理，因此外觀成型較差，從而帶來較大的應力集中。檢驗結果顯示，赤道環焊縫內表面裂紋絕大多數出現在下熔合線位置，而焊縫外表面裂紋絕大多數分布在上下熔合線和外表面焊道之間，裂紋走向與焊縫/焊道平行因此研究焊縫應力集中系數對分析裂紋產生和擴展均具有重要意義。熔合線位置過渡圓角分別用r=1、0.5、0.15mm進行模擬。計算結果表明：
(1)采用大平板單向拉伸可以較準確地模擬實際結構的應力集中現象；
(2)單向拉伸和純彎曲分析得出的應力集中系數相差不大；
(3)90°余高角單向拉伸作用，當熔合線過渡圓角為1.0mm、0.5mm、0.15mm時的應力集中系數分別為2.0、2.22、4.8，與文獻提供的應力集中系數曲線(見圖)相比，過渡圓角為0.5mm時，計算結果基本一致；但過渡圓角為0.15mm時，兩者相差較大，且文獻值偏低；
(4)在設計條件下，若取焊縫位置的薄膜應力為150MPa，當熔合線過渡位置很尖銳(r=0.15mm)時，應力水平可高達720MPa，遠遠超出了材料的屈服強度和抗拉強度。由于塑性流動，應力水平不可能這樣高。但在熔合線位置，材料性能差，塑性儲備低，所以僅因應力就產生開裂是可能的，若已經存在裂紋或類裂紋缺陷，這些缺陷擴展是必然的。
(1)整體應力分析表明，球罐設計滿足強度條件。但高應力區域與現場嚴重裂紋缺陷位置非常吻合，這證明將焊縫布置在應力較高的位置是產生缺陷的外部因素之一。
(2)應力集中系數分析表明，由于應力高出其它位置不多于球罐焊縫沒有進行圓滑打磨，會造成很大的應力集中，特別是對橫焊焊縫成型較差的位置。高應力水平在某些位置可能造成開裂或裂紋/類裂紋缺陷的擴展。
(3)應力因素是造成裂紋形成或擴展的外部因素，是不是主要因素，尚需進一步論證。
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