911倒塌大楼焊接调查.doc

美国世贸大楼埋弧焊缝的特性：来自大楼倒塌后钢结构件的调查前言 对美国世贸大楼外支柱受撞击损坏和未受损坏的焊缝进行了测定。这些将不同钢板连接成箱形柱的角焊缝，基本上均采用埋弧焊焊成。从未受损的接头特性显示，所采用的焊接工艺与当时的标准是相适应的。没发现可见的表面裂纹和表面下缺陷。焊缝的冲击损坏包括飞机撞击时的初始爆燃及穿透焊板的热影响区（HAZ）。这些损坏发生在这个区域，因为钢板的小截面区域和退化的热影响区机械性能的原因（如母材的延展性、韧性），根据观察者的低能量、塑料破坏（很小的板子变薄膜光学和变斜的断裂表面），接头的断裂仅吸收来自飞机撞击能量的很少部分。1 介 绍 这项由国家标准技术协会（NIST）开展的对世贸大楼的调查，旨在揭示和这场灾难袭击相关的建筑材料、结构及技术条件，从工程学的观点看，确定大楼一号楼（北塔）和二号楼（南塔）相继在飞机撞击后为什么坍塌以及如何倒塌的是很重要的，且将教训供现在和将来的建筑以借鉴，其结果可供以下两点考虑：1、通过大楼的设计、结构及维护改善公共安全；2、修订今天的规范、标准和与这些版本相关的做法。作为这项调查研究的一部分国家标准技术协会冶金分会和材料可靠性分会对这些钢材、焊件和接头进行分析，且对钢结构部件损坏和断裂形式进行了评定。对钢材机械和冶金技术的完整分析报告和其他所有的完整技术报告内容一样，都可在NIST的官方网站上获得（http：//）。 要求将外柱箱型材料的高应变率特性引入整个撞击模型中，去测定飞机撞击而造成的损坏程度。倒塌前影象显示，撞击区里的外墙柱的断裂多来自机械性：板材大面积变形，接头连接处断裂，支柱和拱肩切断，以及靠近纵向焊缝的钢板断裂。需要在这些建模计划中精确地收集每一个损坏形状，去测定外墙吸的能量大小（即：诸如与塑性变形应力相匹配的塑性特性和决定性近似的断裂变形）。这种近似法对计算由于高强度飞机部分千万的塔内内部损坏的尽可能分布是是至关重要的。 最初三个断裂形式的结构特性模拟（板材的大面积变形，接头连接处断裂及支柱和拱肩切断）是比较简单的，因为材料的测试可用来产生机械特性的代表性数据。但是，被焊接头的模拟是比较困难的，因为从文献中可获得的有效数据很缺乏和可获的材料也不足。特别是在热影响区，要真正说明包含一个广泛的应变率的特性更是困难。另外，对柱子的焊接接头所做的试件机械测试是可能的，但不能明确地产生精确阐述完整焊件的特性。可以获得的代表性的数据，包括熔敷焊缝的微硬度特性和被损焊件的宏观及显微结构的评估。到最后，本篇报告表征了外部支柱的未受损的熔敷焊缝的特性，随后的断裂形式代表了飞机撞击的结果，这些数据被用来深入了解焊件的高应变率特性。2基本情况2.1外墙板同生代的制作规范 从大楼第9层到107层，世贸大楼的第一边外墙都是由紧紧相隔大约14英寸组合箱形柱构成，而这59根柱从大楼中心到每个墙面的距离为40英寸。这些相邻柱则是通过深度为52英寸的深度拱肩在每一层楼的底板内部相连。一般而言，三个完整的柱子连接起来构成一组外墙柱板（如图1所示），每组柱板为三层楼（高度为36英尺）且在这上面架设4层楼板。由单独柱子组成这种结构，柱子则由作为凸缘的连续的板子和外部腹板构成（与楼面成直角的板，与楼面平行的外部腹板）。而柱子的内面由7种不同的板构成（4片内腹板和3片拱肩）。在建造外墙期间，柱板与外柱板通过螺栓在柱子的拼接处与拱肩连接处固定起来的。更多与该大楼相关的资料可见参考资料。2.2结构钢 外部柱板是由含碳量低于0.002的低碳合金钢构成，同时采用热轧和淬回大两个级别。后者用在有益于提高强度与负荷比的地方（如大楼上层楼面与捌角处的外部柱子）。该大楼的几位工程师对用于每一片结构的钢材规定了最小额定屈服强度（Fy）。例如50-ksi钢是指每平方英寸最小屈服强度为50000磅的一种钢材。结构计划要求外部柱子必须由12个Fy级别的钢材制作而成（12级Fy分别为36、42、45、46、50、55、60、65、70、75、80和100）。最初规定附加2个级别85和90ksi，但后来被100ksi级的钢所取代了。每一根柱子由一个级别的钢制成，但一组外柱板应保持高达6种不同级别。 同期的文件显示外柱板的凸缘、外腹板、拱肩板均是一家日本钢铁厂（日本钢铁）生产的。而内腹板大多由美国自身提供的。可化学分析证明这些各种不同的钢板显微结构特性是相似的。2.3焊接技术与规范 从1967年11月到1970年8月期间，美国太平洋汽车和铸造公司建造一条16个工位的自动生产线，以满足55800吨大楼外柱板的使用计划（平均每月约1500吨），在满负荷生产时，吊车每天安装焊接材料2900磅。 这种柱板的制作从内面的组装开始，用一个对接接头将拱肩板连接到内柱板（腹板），如图2所示。完整的接头熔敷焊缝是根据美国焊接学会（AWS D2.0）的要求高速公路及铁路桥焊接规范。选择这个优于大楼结构焊接D10的版本的标准，是因为当时D10标准局限于钢强度低于60ksi级的钢材。 在内面制作完毕后，加上凸缘、对接板、隔板和外腹板就完成了整个柱板。经过预热后，沿着外柱板长度用埋弧焊熔敷0.75英寸角焊缝将凸缘和外腹板连接起来（其角焊缝的大小是按腹板和凸缘厚度来计算的，因此，对于较厚的上层楼板，应小于0.75英寸。每根柱子采用前后双弧同时焊接，每一道计划完成6条焊缝（每个柱板三个柱子）。这些焊缝相对于钢板的位置见图2B所示。然后将该柱板吊起成90角，沿它的长度方向完成另外6条角焊缝。这些大型的角焊缝从离柱端6英寸（150mm）处开始，而用手工焊来完成端头的焊接，同时用手工焊完成任何修理。当柱子组装完毕，就采用常规的加热方法对变形的柱子进行校直。 施工后用规定用于世贸大楼中的埋弧焊焊丝是按照美国材料实验室协会A558标准，而用于埋弧焊的中碳钢裸焊丝和焊剂标准。该标准在1969年被取消，被一个等效的美国焊接学会标准A5.17所取代（即埋弧焊用中碳钢裸焊丝和焊剂）。从1965年1969年期间是一个过渡时期，这个期间美国焊接学会承担了修订焊接填充材料标准的责任。由于该合同是1967年签定的，因此似乎是开始制作时采用1965美国材料实验协会国际标准A558-65T版本（由美国焊接学会A5.17 65小组和美国焊接学会联合发布的）。但是，随着1969美国焊接学会标准版本的变化，后面的外柱板可能包含了少量的变化。3 复原撞击区外墙板 通过纽约结构工程师协会和其他同仁的努力，42块外墙板通过用来表示在塔内建筑位置的结构代码得以复原（见表1）。在这些板中，四块从世贸中心1号楼来的板被飞机直接击中，一块位于撞击区，但无相关损坏（板N -7）（如图3所示）。从世贸中心2号楼没有找回一块遭撞击损坏的板。 对所有“未受撞击”板来说，看得见的外观损害是在建筑物崩塌过程中或之后造成的。因而，只检查撞击区的四块受损板来确定在遭飞机撞击的高应变率条件下焊缝的特性。此外，应强调观察多重极端情况后这些板上所注意到的损坏和断裂的形式，其极端情况为飞机撞击及伴随的塌前大火、建筑的崩塌及碎石中发生的大火，或随后与复原过程相关的处理。观察到的破损可能是任何这些情况同时或单独发生的结果。为减少这些数据可能的混淆, 使用以影像视频确定崩塌前有明显损坏的板子部分来表征焊缝接头的特性。 举个例子，复原后的板M-2（A130：96-99）与它崩塌前的情形惊人地相似（如图4A和B所示）。该板的较低端被机身的上面部分和飞机垂直尾部稳定器直接撞击。崩塌前的影像表明这些柱子在板上多处位置向内折弯。最明显的弯曲与第97层的混凝土板直接相关。楼板起到了一个支点作用，所有三根柱子以及拱肩较低部分向建筑物内弯曲7呎。129和130柱的低对接板（如图4A所示）破裂，两个箱体柱的纵向焊缝从对接板到第一拱肩裂开。131柱对接板仍然完好无损，该柱的较低部分未变形，但也向内弯曲。 复原板上看到的破损性质和崩塌前看到的差不多。虽然在崩塌时或在进行复原中对板的处理让131柱向后往外弯，但板的较低部分仍残留很大弯曲。图5A和B显示了129和130柱上破裂的纵向焊缝。这些柱上的翼缘变形和板裂缝，如图5C所示。但是，这些弯曲点附近的焊缝仍然完好，如图5D所示。4 实验步骤 评估样本取自这些柱子，且使用标准技术进行金相准备。结合两种溶液显示出显微结构：4克苦味酸和96 毫升乙醇（4%苦醇）；2毫升氮酸和98毫升乙醇（2%硝酸乙醇腐蚀液）。铁晶粒尺寸大小可根据ASTM国际标准E1382-97来确定。使用Jeffries平面测量法在纵向板上测量颗粒大小。其结果由带有相对精确测定的ASTM晶粒尺寸值得出。珠光体容量通过在纵向板上使用自动影像分析技术的区域测量来决定。用于描述珠光体形态的性质术语源自ASTM标准E1268。 母板内碳的分析采用ASTM标准E 1019来测定。用ASTM标准E415光发射光谱学进行母板材料其他元素的化学分析。 焊缝的硬度横截线使用1kg载重的Knoop压痕器处理。根据ASTM E384，测量放大200倍进行。为了产生横截线, 首先要把样品蚀刻以显示出焊缝边界和热影响区的位置。然后，在测试前把样品再抛光。从母材到焊接金属沿着一条直径划出基本轨迹。同时沿着焊缝在不同位置打出多个凹槽，以在焊缝边界不同距离产生更多数据点。在Knoop压痕和测量后，样品再蚀刻, 以显示焊缝结构，并可以准确确定离焊缝边界的凹槽距离。5 结束语5.1 母 板 墙板M-2的三个柱子相似：55-ksi 材料翼缘板厚度为0.375英寸，腹板厚度为0.25英寸。表2为这些墙板的化学分析。金相检测揭示了所有板都由热轧钢组成。图6A为展示铁素体珠光体结构的具有代表性的显微图。虽然比在其他WTC外柱板钢内的成分少，但还是能看到带状物。ASTM晶粒大小数和容量数珠光体在三块板中是相等的（表3）。板中看到的非金属夹渣在热轧钢中很典型。当从纵向横截面看时, MnS夹渣外观是纵向的，如图6B所示。为保证质量，它们非常薄，均匀分布在整个矩阵中。5.2 完整的埋弧焊缝的特征 表1列出的所有复原的外墙板上未受损坏的焊缝在现场进行了目检，看不到如裂缝、切口或焊瘤诸如此类的表面缺陷。焊缝一般都符合尺寸要求，相邻母材表面相对清洁（无飞溅）。对接头表面下缺陷进行评定，是通过采用金相分析来进行的。为进行此项研究，对翼缘板厚度为0.375寸和腹板厚度为0.25寸的柱进行了检测。从复原的外柱看，有六根柱子均满足这些强度板厚度组合：这些柱子来自墙板M-2和S-9。样品从柱子相对完好的区域自取。下面的每一个接头类型只显示了一个焊缝的特征；然而，六根柱子上检测的类似焊缝产生的结果一样。5.3 内腹板和翼缘间的焊缝 图7为板M-2上部分的内腹板和翼缘间的未损焊缝，从柱129上对接板处移动了大约1m。该焊缝是用串联电弧配置在一个焊道中形成的。两块板中的热影响区由视力来确定。沿着焊缝长度对多块板上的所有样品进行检测，未发现可视下表面缺陷，即焊缝金属内裂缝、母材内裂缝、未完全熔化、不充分熔深和气孔等。 整个微观结构部分如图8所示。焊缝材料主要为分布较广、带有粗糙碳化物的针状铁素体，如图8B所示。直接临近焊缝界面的热影响区的微观结构在晶界上有块状和针状两种先共析铁素体，有一个在原奥氏体晶界内的Widmansta-tten结构。如图8C所示。贝氏体也可能在高密度碳化物区出现。与未受影响的板微观结构相比，在该区域（图8C）有明显的晶体生长，如图6A所示。内腹板内的原珠光体也在热影响区和未受影响母材间的界面附近受到回火，如图8A所示。 图9A所示为通过样板的硬度轨迹的大概位置。焊接金属和热影响区的硬度都比母材的高。也可以注意到硬度的峰值处在所有样板热影响区中的焊缝界面附近（图9B），在微观结构中，可能与形态变化有关。当在此区域（图7C）附近观察到明显的晶粒增长时，Widman-statten结构和其他结构的发展可能让硬度增加。通过其它翼缘和内腹板接头的轨迹会产生相似的结果。5.4 翼缘和外腹板间的焊缝 图10显示了位于M-2钢板（图3）旁边的钢板S-9（A133：97-100）的接头。该试件是从距离132号支柱的上对接板大约1m处截取的。与内腹板和翼缘间焊缝不同，该焊缝截面图显示了一个小焊道，小焊道的上面又有一个大的焊道。这种现象可能是由于在对钢板进行埋弧焊时的纵列电弧排列造成的。在此引导电极（熔敷小焊道）所用的这部分焊接电源小于从动电极（熔敷大焊道）的那部分的焊接电源。双焊道这种情况不会对焊缝的微观组织有太大的改变，这种组织形态仍然与内胶板-翼缘间焊道的组织形态相似，如图8所示。唯一的不同之处在于小焊道下和翼缘板（图10C）内的热影响区比内腹板-翼缘接头的翼缘内的热影响区要小，如图7C所示。这种现象的产生与焊条和连接板间的角度有关。 通过翼缘-外腹板焊接件做了一条与翼缘-内腹板（图9）相似的硬度曲线，两者的测定结果相似。两者中焊缝金属和热影响区的硬度都比母材高，硬度峰值也都出现在热影响区中的焊缝界面附近。6 撞击受损的外柱焊缝 M-2钢板（A130：9 6-99）直接被飞机击中。大厦倒塌前的照片和恢复后的钢板均显示了底端的对接板从129号支柱和130号支柱上较低部分裂开（第96层拼接板）。该区域翼缘和腹板间的几乎整个焊缝在接头附近断裂，导致支柱分裂成四块单独的钢板。焊缝的两处典型破裂发生在129号支柱的较低部分，离下面对接板约1m远。6.1 内腹板和翼缘间的焊缝 图11A显示了从129号支柱截取的试样的位置。现场观察断裂发生在焊道附近内腹板内。起初的断裂是在飞机撞击时支柱下端对接板附近开始的（当对接板被撕裂时），然后在内腹板内垂直地向支柱延伸。垂直断裂在第97层拱肩的下端横隔板附近终止。内腹板在此处被切断。这部分内腹板没能复原。内腹板剩余部分的破裂表面相对平坦，肉眼不容易观察到裂纹，如图11B所示。 由于焊件之前暴露与室外，破裂表面已产生腐蚀。在3 g乙二胺四乙酸和300mL水的溶液中通过超声波清洗除去腐蚀物。然而，腐蚀已经毁坏了断裂表面，已经不能辨认出微观断裂结构特征（劈裂面或凹坑）。 横截面中对断裂表面的宏观检查显示断裂只发生在内腹板内，如图12所示。从焊缝横截面上可以看出，断裂表面分几小步发生，如图12B所示。随着负载方向（飞机撞击），板裂好象是从腹板和焊道交界处开始，在此处，接头几何形状的横截面区有大幅度增加。微观分析显示了断裂起始于焊缝界面或在离它很近的地方，并且只通过内腹板的热影响区扩展，如图13所示。6.2 翼缘和外腹板间的焊缝 翼缘和外胶板间的破裂接头同样也在129号支柱上大致相同位置截取的，如图14所示。与第一个例子相似，腹板也是在焊道附近断裂。同样，似乎断裂也是经撞击后，从支柱的下端对接板附近的外腹板开始，然后沿着支柱垂直向第97层的拱肩扩展。由于缺少第97层拱肩下端的横隔板，外腹板和翼缘间的断裂就此停止。外腹板仍与支柱相连，但被向内挤向大厦中心。焊接试样仍然采用3%的乙二胺四乙酸溶液清洗。用肉眼看，外腹板破裂表面呈纤维或木纹状，如图15A所示。采用扫描电子束显微镜仔细检查，断裂表面显示出多级状态，如图15B和C所示。同样，断裂表面腐蚀得很厉害，已不能获取有关引起断裂微观方式的进一步信息。 横截面的宏观研究显示断裂支发生在外腹板内；在金相制备和腐蚀后，钢板的部分断裂仍然可见，如图16B所示。断裂表面在焊趾和焊根部贯穿钢板的外表面。不合格的横截面显示出一个锯齿状、阶梯状断裂表面，且该断裂表面的阶梯平行或垂直于钢板的轧制面（rollingplane），如图16B所示。这些特征导致形成了一个大的宏观“断裂角”，与发生在内腹板内的断裂相比，穿过板厚的这种断裂几乎与腹板的轧制面垂直，如图12B所示。微观研究进一步显示：外腹板的断裂起始于热影响区的焊趾处，且裂纹只通过腹板的热影响区扩展，如图17所示。 因为支柱的腹板部分仍然完整，所以对它的断裂面也进行了评估。图18A显示腹板的内侧向里弯曲。图16B中样板的外腹板中对等的断裂面也是倾斜的。在纵向断裂附近进行测量，钢板几乎没有变薄，如图18B所示。7 结 论 对焊装外柱的埋弧焊缝性能的调查分析表明：对于当时的标准来说，所用的焊接工艺是合适的。焊缝尺寸符合要求，且没有明显的表面缺陷（如裂纹、咬边和焊瘤等）或表面下缺陷（如焊缝裂纹、气孔、未熔合和未焊透等）。此外，911事件以前，还没有出现有关外墙板柱焊缝结构问题的报道。 正如所料，焊缝断裂发生在母材的热影响区内。该断裂也表明：在遭遇飞机撞击后的高应变率条件下，焊接金属具有足够的强度和韧性（与母材相比）。M-2钢板下端的明显弯曲并没有造成焊接金属断裂（图5D），而是弯曲时的拉力造成了附近翼缘板的断裂（图5C）。在倒塌及随后的恢复处理中，在受损支柱上也能观察到这类特征。接头断裂的位置和形态与两个因素有关：1)高冲击载荷的方向，这与焊装支柱的横截面几何尺寸有关。2）热轧钢板影响区性能的退化，此热轧钢板具有各向异性的中等力学性能。 从可观察到断面特征、焊缝的几何尺寸以及结合飞机撞击的方向，大致地说明在横截面区较低的部分，断裂是在哪里发生和形成的。在两个例子中，腹板（厚度0.25英寸）比焊缝截面和翼板都要薄些，因此，断裂就发生在这个部件中。但是，由于受接头几何尺寸的影响，在两个例子中，断裂的起始位置并不相同。对翼缘外腹板的断裂来说，裂纹从外腹板的焊根处开裂（图17），因为这部分在载荷作用下产生应力集中。 对于翼缘内腹板的断裂来说，断裂初始位置是腹板与翼缘相接的区域（图13），这个区域出现了应力集中。然而，在焊装外箱柱过程中，所选的焊缝几何尺寸是适合大楼构造的。但是，当选择接头几何尺寸时，可能没有考虑到使接头能够抵御一个与焊道垂直的高速率撞击。 与断裂位置有关的第二个因素是母材热影响区力学性能的退化。对焊接低碳钢来说，热影响区退化非常典型，并不算是焊接缺陷。焊接热循环使母材微观组织的发生变化，进而使热影响区硬度变大。焊接过程中，与焊缝截面紧临的未熔化母材很快被加热到很高的温度（在AC3线以上，此时铁素体完全转化未奥氏体）并且迅速地冷却下来（碳来不及扩散）。在此条件下，产生一种原始母材中观察不到的亚稳定相状态和组织。随着材料硬度的增加，焊接热影响区的塑性和韧性随之下降。两种断裂都在焊缝界面附近的这个区开裂，如图13和图17所示。裂纹通常在载荷方向上